何小輝，武振宇，張 揚，成 博

(1.哈爾濱工業(yè)大學 土木工程學院，哈爾濱150090；2.中國建筑設(shè)計研究院，北京100044)

鋼框架梁柱節(jié)點作為結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位，起著傳遞結(jié)構(gòu)構(gòu)件(梁、柱)內(nèi)力和協(xié)調(diào)結(jié)構(gòu)變形的作用。在1994年美國Northridge地震和1995年日本Kobe地震中，以往被認為具有變形能力的梁柱焊接剛性節(jié)點發(fā)生了焊縫脆性破壞[1－2]，這引起了人們對焊接剛性節(jié)點延性性能的懷疑并激發(fā)了節(jié)點的改進研究，如美國的SAC項目。已有研究表明：通過改進焊接工藝、補強措施(加腋或蓋板)和削弱措施(RBS)都可以實現(xiàn)焊接節(jié)點塑性鉸外移至梁端截面，從而滿足地震下的變形需求。然而梁截面塑性鉸及其滯回耗能卻不能減輕震后修復難度和費用。因此，采用角鋼栓接的半剛性節(jié)點又被再次廣泛關(guān)注，這類節(jié)點利用角鋼既作抗力元件又作耗能元件，從而可以避免主體結(jié)構(gòu)構(gòu)件(梁、柱)發(fā)生塑性損傷，且其良好變形能力已為國內(nèi)外試驗證實[3－4]并建立了各種半剛性節(jié)點分析模型和試驗節(jié)點數(shù)據(jù)庫[5]。

基于現(xiàn)有角鋼節(jié)點，利用螺桿對其進行改善，構(gòu)造了一種新型鋼框架梁柱耗能節(jié)點。通過節(jié)點的滯回性能試驗和有限元分析，研究了不同延性的螺桿對節(jié)點性能的影響，對節(jié)點的受力機理、變形模式、彎矩－轉(zhuǎn)角特性、力學性能(剛度、承載力、延性)和耗能能力進行了分析。最后，對該節(jié)點的優(yōu)缺點進行評述，提出了進一步改進和深入研究的建議。

1 新型梁柱節(jié)點滯回性能試驗

1.1 試件、加載裝置及其加載方案

基于有效控制節(jié)點損傷部位(或塑性變形)僅限于連接件(角鋼和螺桿)的設(shè)計思想和節(jié)點單調(diào)加載有限元分析，文中設(shè)計了3種共6個節(jié)點試驗(圖1)。如圖1所示，梁和柱均為焊接H形鋼，鋼材為Q235B，截面為：HW200×200×10×12和 HW250×250×10×14，梁長lb＝0.6m，柱高lc＝0.97m。柱節(jié)點域設(shè)置了與梁翼緣等厚的橫向加勁肋。焊接在梁翼緣上用于連接螺桿的連接板，其厚度與柱翼緣等厚，并設(shè)置加勁板(與梁腹板等厚)。與連接板相對應的梁截面設(shè)置了橫向加勁肋，以有效約束梁翼緣的變形。為保證梁與柱具有充分可靠的接觸，將梁端截面銑平。連接角鋼為軋制角鋼∟50×50×4，長度為70mm。采用10.9級M12的高強螺栓將角鋼與柱、梁連在一起，并采用扭矩扳手對其施加規(guī)范[6]規(guī)定的60kN預拉力。這樣制成的2個節(jié)點為ANGLE＿1和 ANGLE＿2。在此基礎(chǔ)上，分別安置A3螺桿和A45螺桿就得到節(jié)點A3＿1、A3＿2和節(jié)點A45＿1、A45＿2。A3和A45螺桿分別由A3圓鋼(熱軋態(tài))和45號圓鋼(冷拔態(tài))加工而成。螺桿工作段直徑為6mm，長度為115mm(按0.03rad相對轉(zhuǎn)角下具有設(shè)計可利用應變約6%考慮)，并采用8.8級M10的螺母進行連接。為了保證螺桿不出現(xiàn)拉、壓空載及由此引起的受荷沖擊、滑移現(xiàn)象，采用雙側(cè)螺母錨固方式；同時采用雙螺母對頂擰緊的防松方法避免出現(xiàn)連接螺母松動、滑移現(xiàn)象。試驗前假定螺桿處于零內(nèi)力狀態(tài)，本文通過粘貼在螺桿表面的應變片監(jiān)測安裝內(nèi)力，并采用合理的施擰順序達到既控制螺桿內(nèi)力(應變片讀數(shù)為±10με)又保證雙螺母對頂擰緊且夾緊連接板或柱翼緣。

圖1 試驗節(jié)點詳圖

試驗加載裝置如圖2所示，試件安置在L形反力架上。柱橫臥，通過兩端銷軸與反力架上的支座連接。采用梁端加載方式，試驗荷載P為拉壓千斤頂施加的水平荷載，并通過力傳感器輸出。在梁端加載部位布置LVDT－1(差動變壓器式位移傳感器)以獲取加載點的水平位移；在梁、柱交界處梁翼緣厚度的中點布置豎向LVDT－2～5(2、4位于右側(cè)，3、5位于左側(cè))，測量梁端的張開間隙(亦可反映梁與柱的相對轉(zhuǎn)角)；同時在距離柱翼緣外表面16mm處的梁翼緣中點布置水平LVDT－6，以監(jiān)測梁端沿柱翼緣表面的滑移；另外，在柱兩端鉸接處布置YHD－7、8位移計以監(jiān)測支座滑動。圖2中還給出了螺桿編號示意圖(螺桿編號與角鋼編號相同)。圖3給出了峰值點螺桿屈曲波峰矢高測量示意圖，采用鋼尺對所選螺桿(其屈曲位于梁柱節(jié)點平面內(nèi))單波屈曲的兩個反彎點(位于螺桿工作段與螺紋段的過渡弧位置)和波峰點間的距離進行測量。

參照JGJ 101—96[7]和 CEES[8]，加載方案采用荷載－位移雙控制方法；同時參考 AISC－341：SAC／BD－97／02[9]，以梁端側(cè)移角θ0＝0.004 2rad作為“屈服后”循環(huán)位移增量步長。因此，試驗加載方案具體為：1)根據(jù)有限元分析確定實驗屈服荷載Fy，屈服前按力控制，分4級(每級為0.25Fy)，各循環(huán)1圈，且第4級荷載加載至名義屈服位移Δy＝0.004 2×lb＝2.5mm；2)屈服后按位移控制，位移增量為Δy，各循環(huán)3圈，直至8Δy或出現(xiàn)承載力下降；3)之后位移增量仍為Δy，各循環(huán)2圈，直至12Δy或發(fā)生角鋼斷裂?？刂莆灰撇捎昧杭虞d端LVDT－1所測位移。

圖2 試驗裝置

圖3 峰值點屈曲波峰矢高測量示意

1.2 試件材性

為了更準確地預測和模擬節(jié)點性能，按照《金屬材料室溫拉伸實驗方法》[10]對試驗節(jié)點的各部件進行了材料拉伸實驗，采用引伸計測量試件應變。由表1中數(shù)值可以發(fā)現(xiàn)：1)鋼板均滿足規(guī)范《碳素結(jié)構(gòu)鋼(GB／T 700—2006)》的性能要求；2)角鋼因其生產(chǎn)工藝造成縱、橫向的力學性能差異較大，主要體現(xiàn)在屈服強度和斷后伸長率指標；3)A3鋼桿具有可靠的延性，而A45鋼桿斷后伸長率較小，變形能力差，但極限強度很高。

表1 試驗節(jié)點材性參數(shù)

1.3 試驗現(xiàn)象及結(jié)果分析

1.3.1 試驗現(xiàn)象 ANGLE節(jié)點的剛度和承載力只由內(nèi)角鋼提供，其延性取決于角鋼的疲勞性能。循環(huán)加載過程中，受拉角鋼塑性變形明顯，受拉一側(cè)梁翼緣脫離柱翼緣表面，且其間隙隨梁端位移幅值的增大而增大；當梁端水平位移恢復至平衡位置(位移零點)時，梁端兩側(cè)翼緣均脫離柱翼緣表面(見圖4(a))，該間隙亦隨位移幅值的增大而增大；角鋼裂縫主要出現(xiàn)在角鋼根部倒角兩側(cè)邊緣(見圖4(b))；與柱翼緣相連的角鋼肢，其螺栓孔附近的塑性變形較大，且在靠近角鋼根部倒角一側(cè)分布有沿螺栓孔徑向的裂紋。由此可見，受拉角鋼將形成3個塑性鉸區(qū)域。根據(jù)觀察，節(jié)點轉(zhuǎn)動中心隨作用荷載方向變化而在梁上、下翼緣，在峰值荷載時刻，可以認為節(jié)點轉(zhuǎn)動中心位于梁上、下翼緣厚度的中點。

圖4 試驗節(jié)點變形示意圖

A3和A45節(jié)點是在ANGLE節(jié)點基礎(chǔ)上添加了鋼螺桿，從而提高節(jié)點的剛度和承載力。循環(huán)加載過程中，梁翼緣兩側(cè)的螺桿將分別受壓和受拉，受壓一側(cè)螺桿將發(fā)生單波彎曲屈曲(見圖4(c)，對應某級循環(huán)荷載下的平衡位置時刻)，其最大屈曲波峰矢高大約可達20mm(A3)或12mm(A45)，但在節(jié)點彈性階段(節(jié)點相對轉(zhuǎn)角小于0.002rad)均未出現(xiàn)明顯螺桿彎曲，其應變讀數(shù)均未達到屈服應變且壓桿應變讀數(shù)穩(wěn)定；在同一級位移荷載下，已經(jīng)發(fā)生屈曲的螺桿不會在反向荷載作用下被完全拉直，也即反向荷載作用下受拉一側(cè)螺桿不能充分發(fā)揮其潛在的抗拉能力，直接導致同級荷載下第2、3圈循環(huán)的連接承載力出現(xiàn)較大幅度下降；梁、柱間的相對變形仍舊以梁端與柱翼緣表面的間隙張開－閉合為特征；螺桿斷裂并退出工作是逐步發(fā)生的(A3和A45螺桿分別始于8Δy和4Δy)，且斷裂位置多在螺桿屈曲的上、下反彎點(也即圓角根部)(見圖4(d))，少數(shù)在屈曲波峰位置。

ANGLE節(jié)點最終因角鋼變形過大、裂縫貫穿而宣告節(jié)點破壞，A3和A45節(jié)點則因螺桿斷裂而導致承載力大幅下降，剩余承載力僅為極限承載力的1／4～1／2，可以認為節(jié)點失效。

1.3.2 節(jié)點試驗數(shù)據(jù)處理及結(jié)果分析 圖5(a)—(d)給出了ANGLE、A3和A45節(jié)點的彎矩－相對轉(zhuǎn)角滯回曲線及其骨架曲線。節(jié)點彎矩M由梁端反力P與梁長lb相乘而得，節(jié)點相對轉(zhuǎn)角按θr＝((d3＋d5)／2－(d2＋d4)／2)／(db－tfb)計算，其中d2～d5為LVDT－2～LVDT－5測得的位移，db為梁截面高度，tfb為梁翼緣厚度。表2給出了試驗節(jié)點的部分結(jié)果，表中數(shù)值為正負向平均值。

圖5 試驗節(jié)點彎矩－相對轉(zhuǎn)角滯回曲線及骨架曲線

表2 試驗節(jié)點結(jié)果匯總

由圖5及表2中數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)：1)3種節(jié)點的初始彈性剛度平均值為：ANGLE(9.7)＜ A3(19.3)≈A45(18.5)，可見添加螺桿提高了節(jié)點剛度近1倍，而A3和A45節(jié)點具有相近的剛度值，因所用螺桿均為相同截面積的鋼螺桿；2)3種節(jié)點的承載力差別非常明顯，添加螺桿可以提高節(jié)點承載力，且螺桿強度越高，承載力提高幅度越大；3)ANGLE節(jié)點可以滿足EC8[12]規(guī)定的DCH(高延性級)節(jié)點轉(zhuǎn)動變形θp＝0.035rad的要求，A3節(jié)點則滿足DCM(中等延性級)0.025rad的要求，而A45節(jié)點則屬于EC8中的DCL(低延性級)類。由此可見，3種節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力相差非常大，螺桿連接因螺桿疲勞斷裂而偏小(特別是A45節(jié)點)。影響螺桿疲勞斷裂的因素主要有：1)與螺桿的設(shè)計可利用應變較大有關(guān)(θr＝0.03rad對應的螺桿應變約為0.03×229／115＝0.059 7≈6%)，導致螺桿的抗疲勞斷裂性能較差；2)與螺桿自身的延性性能有關(guān)，冷拔45號圓鋼具有高強低延性特點，而A3圓鋼具有較好的延性性能；3)與螺桿加工質(zhì)量有關(guān)，文中螺桿采用車削方式加工，而在螺桿兩頭的圓弧倒角部位存在明顯的打刀刮痕，且其直徑相對于螺桿中部偏小，這就造成螺桿斷裂不同步，且斷裂部位以螺桿兩頭為主(每個節(jié)點僅1根螺桿在中部發(fā)生斷裂)；4)與螺桿自身初始彎曲及裝配后螺桿傾斜度有關(guān)，該因素的影響相對較小，因所用螺桿具有較好的平直度，且即便是理想無缺陷螺桿也必定處于偏心受壓，且偏心程度隨θr的增大而增大；5)與螺桿彎曲屈曲有關(guān)，屈曲螺桿將在3處(2個反彎點和波峰點)產(chǎn)生塑性應力和應變集中，從而加大該部位的應力或應變變化幅值，使螺桿的疲勞性能惡化，因此若能采取措施抑制螺桿屈曲，將有利于改善螺桿疲勞性能，進而改善節(jié)點性能。

由試驗滯回曲線不難看出，3種節(jié)點具有相似的力學行為。圖6所示為ANGLE＿2滯回曲線的1.5圈，根據(jù)該圖對節(jié)點塑性加載下的受力過程進行描述：1)AB為卸載段，首先主要發(fā)生原受拉角鋼彈性恢復，隨著原受壓一側(cè)梁翼緣與柱翼緣間的擠壓應力減小，原受壓一側(cè)角鋼將發(fā)生彈性恢復并使梁外推，促使梁翼緣與柱翼緣脫離，節(jié)點轉(zhuǎn)動中心也將逐漸向另一側(cè)轉(zhuǎn)移，因此AB段存在一個剛度轉(zhuǎn)折點(對應梁翼緣與柱翼緣脫離或失壓)；2)BC為“間隙”加載段，“間隙”是指梁端兩側(cè)翼緣均與柱翼緣脫離，該階段以低剛度(約149kN·m／rad)為特征，捏縮滯回曲線，將使角鋼的拉、壓角色互換，節(jié)點轉(zhuǎn)動中心最終移向另一側(cè)。其剛度低是由于兩側(cè)角鋼同步串聯(lián)作用(剛度減半)、角鋼塑性和轉(zhuǎn)動中心偏移等因素綜合引起的；3)CD為“閉合”加載段，“閉合”是指梁原受拉一側(cè)翼緣與柱翼緣表面接觸并產(chǎn)生擠壓應力，該階段剛度(約376kN·m／rad)明顯增大，主要是由于兩側(cè)角鋼轉(zhuǎn)為同步并聯(lián)作用(以受拉角鋼為主)，且轉(zhuǎn)動中心固定在梁、柱翼緣接觸位置。在接近峰值荷載附近出現(xiàn)明顯的剛度轉(zhuǎn)折，這是角鋼塑性及裂縫向周邊進一步擴展引起的。后續(xù)加載則是對上述3個過程的重現(xiàn)與往復，并伴隨有同級荷載的強度退化和跨級荷載的強化現(xiàn)象。這里還需要指出：1)BC段隨加載幅值增加而延長；2)隨著角鋼塑性損傷的累積和裂縫的不斷擴展，2個加載過程的剛度都將逐漸減小，且減小速率呈增長趨勢，CD段甚至趨于消失。A3、A45節(jié)點具有相似的受力特點(螺桿與角鋼是并聯(lián)作用的)，只需對受拉螺桿強化和受壓螺桿屈曲加以考慮即可。但受壓螺桿屈曲將導致更大程度的曲線捏縮現(xiàn)象。

圖6 節(jié)點受力作用機理示意

下面結(jié)合圖5—6分析一下節(jié)點的強度、剛度退化現(xiàn)象：1)所有節(jié)點因角鋼塑性損傷和螺桿屈曲而出現(xiàn)同一級荷載下的循環(huán)強度退化，并趨于穩(wěn)定(即退化幅度急劇減小)；2)所有節(jié)點塑性加載階段的滯回曲線(與骨架曲線的平臺段對應)均有明顯捏縮，具有二階段加載特性，且捏縮平臺段隨角鋼塑性變形和螺桿屈曲變形的增大而延長；3)ANGLE節(jié)點的角鋼在5Δy(θr≈0.018rad)就出現(xiàn)了裂紋，但節(jié)點仍具有一定的強化能力，直至超過θr≈0.03rad才出現(xiàn)強度退化(角鋼裂縫已擴展較長)；4)塑性加載范圍內(nèi)A3和A45節(jié)點的承載力強化較小，尤其是正向骨架曲線近乎水平線，這主要是由于受拉區(qū)螺桿和角鋼的材料強化被受壓區(qū)螺桿的彎曲屈曲弱化抵消了；5)A45節(jié)點在螺桿尚未斷裂前就出現(xiàn)了承載力退化，且有明顯的循環(huán)內(nèi)退化，這主要是由于高強鋼材變形能力較差(有限變形下就會進入類似于材料單調(diào)拉伸曲線的下降段)和螺桿的低周疲勞損傷。

圖7為部分試驗節(jié)點的累積能量耗散值EdT(滯回曲線包圍面積的累加，kN·mrad)隨加載循環(huán)圈數(shù)n的變化曲線，其中A3、A45節(jié)點不考慮螺桿斷裂后的能量耗散值。由圖中曲線可以發(fā)現(xiàn)，隨n增大，EdT逐漸加速增大；由于螺桿塑性變形對節(jié)點耗能的貢獻，A3、A45節(jié)點在相同循環(huán)圈數(shù)下的EdT明顯大于ANGLE節(jié)點；曲線A45與A3在n＝9相交。這主要是由于高強鋼桿對節(jié)點相對轉(zhuǎn)角的限制作用(螺桿強度越高，相同θr所需的外部荷載就越大，從而梁、柱構(gòu)件的彈性變形更大，所需的梁端側(cè)移也越大)和塑性區(qū)的節(jié)點承載力強化較小(故梁、柱構(gòu)件彈性變形對梁端側(cè)移的貢獻相對穩(wěn)定，從而θr占梁端側(cè)移角的比例將隨n增大而逐步增大)，從而造成小位移下(n＜9)即使A45節(jié)點承載力遠大于A3節(jié)點，A45節(jié)點的EdT仍小于A3節(jié)點，和大位移下(n＞9)A45節(jié)點的EdT反超A3節(jié)點的現(xiàn)象。圖8為部分試驗節(jié)點的單圈能量耗散系數(shù)E[7]。由圖8曲線可以看出，塑性區(qū)同級荷載下螺桿連接具有更高的E值；同級荷載下第1圈的E值明顯高于第2、3圈，另外還需剔除彈性階段的數(shù)據(jù)點，故采用n＞5且各級荷載下第2、3圈的E值來觀察其變化趨勢：EANGLE隨循環(huán)位移幅值增加呈線性增長，變化范圍為0.35～1.31；EA3則基本維持穩(wěn)定，變化范圍為0.96～1.20；EA45也隨循環(huán)位移幅值增加而增長，變化范圍為0.55～0.87。綜上所述，A3節(jié)點具有更好的耗能能力。

圖7 節(jié)點累積能量耗散曲線

圖8 試驗節(jié)點單圈能量耗散系數(shù)

2 試驗節(jié)點有限元分析

2.1 節(jié)點有限元模型介紹

采用大型通用非線性有限元軟件ANSYS 8.1對試驗節(jié)點進行模擬分析，綜合考慮了材料、幾何和接觸非線性[13]。按照試驗節(jié)點實際尺寸建立有限元模型，如圖9所示。其中梁、柱、角鋼、螺栓和螺桿均采用三維實體單元SOLID45；采用摩擦接觸單元CONTA173和TARGE170考慮了各部件間(角鋼、梁、柱、螺栓和螺桿)的相互作用，摩擦系數(shù)取0.3；高強螺栓預拉力通過預張拉單元PRETS179施加。有限元模型的邊界條件與試驗節(jié)點一樣，對柱兩端及梁端施加鉸接約束(其中梁端只約束垂直于梁軸線的水平位移)。本文在單元劃分時，對關(guān)鍵部位(如應力梯度大的部位、角鋼、螺栓孔周邊及螺桿等)采用較小的網(wǎng)格尺寸?？紤]到模型和邊界條件的對稱性，沿梁、柱腹板中面取1／2模型進行分析，以節(jié)約計算時間。另外，模型考慮了角鋼肢垂直度偏差δa對試驗節(jié)點的裝配影響，δa取0.2mm和2mm(后者為實測平均值)2種情況，相應有限元算例分別記為：xxx＿femb和xxx＿fem，其中xxx代表ANGLE、A3和A45。參照試驗加載方案，有限元計算分2步：1)施加高強螺栓預拉力，且先施加柱翼緣螺栓再施加梁翼緣螺栓；2)施加梁端循環(huán)位移荷載，位移序列與試驗一致(并用位移取代屈服前的力控制)。

計算模型采用多線性隨動強化的鋼材本構(gòu)模型，Von Mises屈服準則及相關(guān)流動法則，并根據(jù)實測材性確定相關(guān)參數(shù)，其中角鋼模擬時采用橫向性能。鑒于角鋼和螺桿的應變較大，采用真應力－應變關(guān)系替換工程應力－應變關(guān)系。另外，10.9級高強螺栓和8.8級高強螺母則參照規(guī)范GB 3098.1確定其屈服強度分別為940MPa和640MPa，極限強度分別為1 040MPa和800MPa。所有板材和角鋼的泊松比取為0.28，鋼桿和高強螺栓的泊松比取為0.3。如圖10所示，圖(a)對應有明顯屈服平臺的材料(鋼板、A3鋼桿)，圖(b)對應無明顯屈服強度的材料(角鋼、A45鋼桿和高強螺栓及螺母)。

圖9 試驗節(jié)點有限元模型

圖10 材性模型示意圖

2.2 節(jié)點有限元計算結(jié)果分析

由于文中節(jié)點有限元模型不能考慮塑性累積損傷和裂縫開展，承載力將因材料強化而不斷增長，因此最大計算位移分別取為：試驗ANGLE節(jié)點出現(xiàn)強度退化和A3、A45節(jié)點出現(xiàn)螺桿斷裂對應的梁端側(cè)移。

圖11給出了有限元計算所得的節(jié)點彎矩－相對轉(zhuǎn)角滯回曲線及骨架曲線，并給出了相應節(jié)點的試驗曲線以作對比。表3給出了部分節(jié)點性能參數(shù)，其中屈服彎矩和屈服相對轉(zhuǎn)角的取值方法與表2一樣，極限彎矩是指有限元計算所得的最大承載力。由圖11和表3可以得到以下幾點結(jié)論：1)當對具有角鋼肢垂直度偏差的連接角鋼施加高強螺栓預拉力時，梁翼緣角鋼肢發(fā)生變形并夾緊梁翼緣，從而提高節(jié)點剛度。一旦角鋼因受拉而發(fā)展一定的塑性變形，這種預應力剛化效應就會消失。因此，角鋼垂直度偏差對節(jié)點在小變形下的性能影響較大，δa＝2mm的節(jié)點初始彈性剛度約為δa＝0.2mm的4倍(ANGLE)或2.5倍(A3、A45)，且具有非線性偽彈性特性，但承載力僅略微偏大，屈服相對轉(zhuǎn)角則小2～3m／rad不等；2)考慮δa影響的計算滯回曲線和骨架曲線與試驗曲線吻合較好，屈服相對轉(zhuǎn)角、屈服彎矩和極限彎矩的平均值均略有偏大，且ANGLE＿fem節(jié)點的曲線捏縮程度較試驗偏??；3)文中計算滯回曲線均能體現(xiàn)出強度的同級弱化和跨級強化以及剛度退化特性，但是試驗節(jié)點的同級強度退化隨位移幅值增大而加大，而計算節(jié)點則反之；4)有限元計算所得初始彈性剛度均明顯小于試驗節(jié)點測試結(jié)果，其原因有2方面：1)計算模型的完備性及準確性，首先本文節(jié)點模型沒有考慮梁自重、梁端加載裝置的重量及豎向彈性約束對梁柱界面間隙張開的抑制作用，其次有限元接觸分析無法避免一定的接觸容許穿透值；2)試驗測試的準確性，首先試驗加載控制位移(也即計算控制位移)不是梁柱界面間隙位移，其次加載控制位移存在少量滑移現(xiàn)象，導致計算位移取值偏大，再則試驗過程中位移計固定不動，沒能考慮轉(zhuǎn)動變形的影響。鑒于節(jié)點非線性較強和初始彈性剛度難于準確測試，AISC－360[14]提出采用割線剛度Ks＝Ms／θs來描述正常使用荷載下的連接反應。

圖11 節(jié)點彎矩－相對轉(zhuǎn)角滯回曲線及骨架曲線

表3 有限元計算結(jié)果匯總

圖12為xxx＿fem計算節(jié)點的變形圖和角鋼、螺桿應力云圖，其中圖12(a)與圖4試驗節(jié)點的變形模式相同，即梁端位移零點時刻，梁端兩側(cè)翼緣均脫離柱翼緣表面，角鋼塑性變形明顯，兩側(cè)螺桿均呈彎曲狀態(tài)。圖12(b)為ANGLE節(jié)點角鋼應力云圖，其塑性應力分布區(qū)域與試驗角鋼的裂縫觀察是一致的，對受拉角鋼形成3個塑性鉸給予了驗證。圖12(c)為A3節(jié)點在7Δy第3圈峰值時刻的螺桿Mises應力云圖，壓桿屈曲明顯，在兩個反彎點和波峰點的外側(cè)(即受拉一側(cè))具有最大應力，約達540MPa(遠高于材料屈服強度，略小于抗拉強度)；而拉桿最大應力約為480MPa，在桿彎曲屈曲的內(nèi)側(cè)(即受壓一側(cè))具有較大的應力，且應力沿桿長和截面分布不均勻，這與試驗中觀察到的同級荷載第2、3圈循環(huán)的受拉螺桿不能被完全拉直的現(xiàn)象一致(但試驗更為明顯)。另外，試驗節(jié)點的螺桿單波屈曲方向具有很強的隨機性，取決于螺桿自身缺陷和安裝誤差等因素；而計算節(jié)點的螺桿屈曲方向則取決于計算誤差(源于材料、幾何、接觸非線性及網(wǎng)格規(guī)劃)引入的數(shù)值缺陷，從而導致兩側(cè)無初始缺陷的螺桿產(chǎn)生不同方向的屈曲模式。

圖12 計算節(jié)點變形圖及應力云圖

綜上所述，采用本文節(jié)點有限元模型xxx＿fem可以較好地模擬試驗節(jié)點的滯回性能，反映節(jié)點的變形模式。同時也表明：對于薄柔角鋼應該考慮角鋼垂直度偏差引起的節(jié)點剛化效應，才能更準確的模擬節(jié)點在小變形下的力學行為。

3 結(jié)論

通過6個節(jié)點的模型試驗和有限元分析，對所提出的新型鋼框架梁柱耗能節(jié)點的力學性能和耗能能力進行了研究。主要結(jié)論如下：

1)ANGLE節(jié)點與傳統(tǒng)的頂?shù)捉卿摴?jié)點一樣，具有很好的延性性能；角鋼的變形模式、裂縫分布及有限元應力云圖證明受拉角鋼將形成3個塑性鉸。

2)角鋼垂直度偏差將使角鋼連接產(chǎn)生預應力剛化效應，提高節(jié)點初始彈性剛度，且使節(jié)點在小變形下具有非線性偽彈性特性。

3)螺桿連接可以提高節(jié)點剛度和承載力，其提高幅度取決于所用螺桿截面積大小、材料強度和螺桿的節(jié)點彎矩力臂大小；然而，所用螺桿的抗疲勞斷裂能力嚴重影響著節(jié)點延性，影響其疲勞性能的因素有：螺桿設(shè)計可利用應變大小、螺桿材料延性、螺桿屈曲、螺桿加工質(zhì)量及安裝誤差等。

4)ANGLE、A3和A45節(jié)點的滯回曲線具有相似性，具有明顯的捏縮現(xiàn)象，這主要是由于梁柱界面的間隙張開－閉合特性、角鋼塑性和螺桿屈曲引起的。

5)采用良好延性螺桿的A3節(jié)點具有更好的耗能能力，即具有更大的能量耗散值和具有較大且穩(wěn)定的單圈能量耗散系數(shù)。

6)試驗節(jié)點因角鋼塑性損傷、裂縫擴展和螺桿屈曲及疲勞損傷而出現(xiàn)性能退化。

7)節(jié)點有限元模型可以較好地模擬節(jié)點在出現(xiàn)明顯強度退化或螺桿斷裂前的滯回性能和變形模式，為進一步的變參數(shù)有限元分析提供了試驗和理論基礎(chǔ)。

由此可見，文中提出的螺桿連接節(jié)點具有如下優(yōu)點：1)較之角鋼節(jié)點，提高了節(jié)點剛度、承載力和耗能能力，增加了節(jié)點冗余度，實現(xiàn)多重耗能，結(jié)構(gòu)安全可靠度增大；2)節(jié)點受力清晰，傳力路徑明確，且螺桿材料利用充分；3)通過角鋼和螺桿的尺寸參數(shù)調(diào)節(jié)可以滿足節(jié)點的不同設(shè)計需求；4)無現(xiàn)場焊接，制作安裝方便，易于保證施工質(zhì)量；5)震后節(jié)點受損部件易于修復(只需替換角鋼、螺桿)。然而，本文分析亦透露出現(xiàn)有節(jié)點的不足：1)滯回曲線捏縮大(捏縮程度大于角鋼節(jié)點)；2)螺桿疲勞斷裂過早，降低了節(jié)點轉(zhuǎn)動能力；3)螺桿連接因螺桿斷裂而失效，呈脆性破壞特征。對于第2、3點，可以通過采用延性性能更好的螺桿和減小螺桿的設(shè)計可利用應變值(如文獻[15]建議取防屈曲支撐工作段設(shè)計應變εb≤3%)，提高螺桿的疲勞性能，避免設(shè)計地震或強震下出現(xiàn)螺桿斷裂；至于滯回曲線的捏縮問題則可以從多個方面著手，如采用抑制螺桿屈曲的約束套管[16]或消除滯回滑移的摩擦楔形塊－彈簧裝置[17]、設(shè)置PT桿[18]使梁端翼緣與柱翼緣提早接觸，但各種措施對節(jié)點性能的改善效果和對螺桿疲勞性能的影響有待進一步研究和試驗驗證。

另外，本文試驗節(jié)點為模型節(jié)點，節(jié)點剛度和承載力均較小，因此有必要開展大尺寸或足尺節(jié)點試驗研究和有限元分析，對與角鋼、螺桿相連的部件和節(jié)點細部構(gòu)造予以充分考慮和合理設(shè)計，確保設(shè)計節(jié)點能夠達到實際工程節(jié)點的性能要求。

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