張艷霞， 葉全喜， 王路遙

(北京建筑工程學(xué)院 土木與交通工程學(xué)院，北京 100044)

在1994年北嶺地震和1995年阪神地震中，許多鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)都發(fā)生了脆性破壞［1，2］。此后，實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移成為國內(nèi)外鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)改進(jìn)的主要方向。本文提出的梁端加強(qiáng)-螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)可以有效的避免工地焊縫，實(shí)現(xiàn)全螺栓連接，施工非常方便［3］。本文應(yīng)用ABAQUS有限元軟件分別對鋼框架梁端加強(qiáng)-單蓋板螺栓全拼節(jié)點(diǎn)、梁端加強(qiáng)-雙蓋板螺栓全拼節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了分析。該方法的可行性已通過分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比得到證實(shí)［4，5］。

1 梁端加強(qiáng)-翼緣單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)非線性有限元分析

1.1 試件尺寸、模型圖及實(shí)驗(yàn)加載制度

圖1 試件有限元模型

圖2 試件網(wǎng)格劃分

1.2 塑性鉸形成及發(fā)展

圖3為構(gòu)件在不同層間位移角作用下的PEMAG云紋圖，由此可以看出塑性鉸的形成和發(fā)展。當(dāng)層間位移角到達(dá)0.03 rad時，梁翼緣蓋板末端開始屈服;0.05 rad時，梁翼緣的屈曲部位面積增大，且屈曲部位開始由翼緣慢慢向腹板蔓延;待層間位移角到達(dá)0.06 rad時，位于梁翼緣蓋板末端處的塑性鉸完全形成。在整個加載過程中，梁端焊縫均未屈服。

表1 梁端加強(qiáng)-翼緣單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)尺寸

表2 加載制度

圖3 塑性鉸的形成和發(fā)展

1.3 滯回曲線及骨架曲線

如圖4所示，由骨架曲線可以明顯看出，試件在整個加載過程中節(jié)點(diǎn)的承載能力始終處于上升階段，并未出現(xiàn)下降。

由滯回曲線可以看出，梁端加強(qiáng)-單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)滯回曲線飽滿，滯回環(huán)的面積較大，但滯回環(huán)總體上呈現(xiàn)出“平行四邊形”。取滯回曲線中最后一個完整的滯回環(huán)計算等效黏滯阻尼系數(shù)he=0.672，說明節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力。

梁端加強(qiáng)-單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)有限元分析所得節(jié)點(diǎn)的屈服荷載、極限荷載以及延性系數(shù)見表3所示。根據(jù)表中數(shù)據(jù)可知，節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)大于4，說明節(jié)點(diǎn)具有較好的延性性能。

表3 有限元計算結(jié)果各參數(shù)分析

1.4 梁總轉(zhuǎn)角及塑性轉(zhuǎn)角

梁的塑性轉(zhuǎn)角是評價節(jié)點(diǎn)耗能能力的重要指標(biāo)，F(xiàn)EMA［1］規(guī)定剛性連接試件在破壞時的塑性轉(zhuǎn)角至少達(dá)到0.03 rad。

從圖5可以看出，梁端總轉(zhuǎn)角為0.059 rad，塑性轉(zhuǎn)角為0.037 rad，塑性變形占總變形的62.7%。其中塑性轉(zhuǎn)角大于0.03 rad，滿足FEMA［4］的規(guī)范要求，節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力。

2 梁端加強(qiáng)-翼緣雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)非線性有限元分析

2.1 試件尺寸、模型圖及實(shí)驗(yàn)加載制度

梁端加強(qiáng)-翼緣雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)除上，下拼接板厚為8 mm外，其余尺寸與梁端加強(qiáng)-翼緣雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)相同。加載制度與梁端加強(qiáng)-翼緣單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)相同。

圖4 有限元分析滯回曲線和骨架曲線

圖5 節(jié)點(diǎn)的總轉(zhuǎn)角及塑性轉(zhuǎn)角

2.2 塑性鉸形成及發(fā)展

圖6 試件有限元模型

圖7 試件網(wǎng)格劃分

圖8為構(gòu)件在不同層間位移角作用下的PEMAG云紋圖。由圖8可以看到，層間位移角到達(dá)0.03 rad時，梁翼緣蓋板末端開始屈服;隨著層間位移角的增加，梁翼緣末端屈服面積繼續(xù)增大，待層間位移角到達(dá)0.05 rad時，梁翼緣的屈曲部位開始由翼緣慢慢向腹板蔓延;待層間位移角到達(dá)0.06 rad時，位于梁翼緣削弱處的塑性鉸完全形成。在整個加載過程中，梁端焊縫均未屈服。

2.3 滯回曲線及骨架曲線

由試件的骨架曲線可以明顯看出，試件在整個加載過程中節(jié)點(diǎn)的承載能力始終處于上升階段，并未出現(xiàn)下降。

由圖9可以看出，與梁端加強(qiáng)-單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)相同，梁端加強(qiáng)-雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)滯回曲線飽滿，滯回環(huán)的面積較大，但滯回環(huán)總體上沒有呈現(xiàn)出鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)滯回曲線特有的“梭形”，而是呈現(xiàn)出“平行四邊形”。取滯回曲線中最后一個完整的滯回環(huán)計算等效黏滯阻尼系數(shù)he=0.660，說明節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力。

梁端加強(qiáng)-雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)有限元分析所得節(jié)點(diǎn)的屈服荷載、極限荷載以及延性系數(shù)見表4所示。根據(jù)表中數(shù)據(jù)可知，節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)大于4，說明節(jié)點(diǎn)具有較好的延性性能。

表4 有限元計算結(jié)果各參數(shù)分析

2.4 梁總轉(zhuǎn)角及塑性轉(zhuǎn)角

梁的塑性轉(zhuǎn)角是評價節(jié)點(diǎn)耗能能力的重要指標(biāo)，F(xiàn)EMA［1］規(guī)定剛性連接試件在破壞時的塑性轉(zhuǎn)角至少達(dá)到0.03 rad。

從圖10中可以看出，梁端總轉(zhuǎn)角為0.059 rad，塑性轉(zhuǎn)角為0.036 rad，塑性變形占總變形的61.0%。其中塑性轉(zhuǎn)角大于0.03 rad，滿足FEMA［1］的規(guī)范要求，節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力。

3 結(jié)論

(1)單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)和雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)可以有效的避免工地焊縫，安裝方便，并且都能很好的實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移，達(dá)到保護(hù)梁端焊縫、提高節(jié)點(diǎn)延性及耗能能力的目的。

(2)兩種試件的塑性轉(zhuǎn)角分別為0.037 rad、0.036 rad，均滿足了剛性節(jié)點(diǎn)在破壞時的塑性轉(zhuǎn)角至少達(dá)到0.03 rad的要求;總轉(zhuǎn)角均為0.051 rad，都滿足梁端總轉(zhuǎn)角≥0.05 rad的要求，說明這兩種節(jié)點(diǎn)具有良好的塑性變形能力;節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)均大于4，表明該節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能;節(jié)點(diǎn)的滯回曲線飽滿，滯回環(huán)面積大。其中等效黏滯阻尼系數(shù)分別為0.672、0.660，均大于4，說明這兩種節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力。

(3)由表3、表4數(shù)據(jù)對比可知:雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)的屈服荷載、極限荷載、延性系數(shù)都比單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)大，也就是說雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)的承載能力、耗能能力都略優(yōu)于單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)。但單蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)較具有施工簡便、降低造價的優(yōu)勢，其施工工作量明顯小于雙蓋板螺栓全拼接節(jié)點(diǎn)。因此可以根據(jù)具體要求適當(dāng)選取這兩種節(jié)點(diǎn)，應(yīng)用于實(shí)際工程中。

［1］FEMA-350，Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-Frame Buildings［S］.

［2］Kim T，Kim J.Collapse analysis of steel moment frames with various seismic connections［J］.Journal of Constructional Steel Research，2009，65(16):1316-1322.

［3］01SG 519，多、高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖［S］.

［4］王路遙，張艷霞，劉金瑤，等.鋼結(jié)構(gòu)梁柱擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)抗震性能的有限元分析［C］.第二屆全國工程安全與防護(hù)學(xué)術(shù)會議論文集，2010，8:785-790.

［5］GB 50011-2010，建筑抗震設(shè)計規(guī)范［S］.