摘 要：針對(duì)梁端翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)抗震性能，在試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上通過(guò)建立有限元分析模型衍生設(shè)計(jì)了2組16個(gè)試件，采用Ansys有限元分析方法深入探討了梁端翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)的擴(kuò)大寬度、擴(kuò)大長(zhǎng)度等參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)極限荷載、延性性能等抗震性能影響。根據(jù)試驗(yàn)及有限元模擬的試件破壞結(jié)果，對(duì)容易導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)斷裂發(fā)生的薄弱環(huán)節(jié)的開(kāi)裂可能性進(jìn)行了評(píng)估，通過(guò)引入等效塑性應(yīng)變指數(shù)，從理論上分析了梁端翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)的斷裂機(jī)理。介紹了梁端翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)擴(kuò)翼參數(shù)的設(shè)計(jì)方法。

關(guān)鍵詞：側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)；直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)；擴(kuò)翼參數(shù)；等效塑性應(yīng)變指數(shù)；斷裂特性

中圖分類號(hào)：TU391 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：16744764（2013）02005209

鋼框架梁端翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)按細(xì)部構(gòu)造可以分為梁端翼緣側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)和梁端翼緣直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)，如圖1所示。其工作原理是通過(guò)加大梁翼緣端部截面，增大梁柱連接處的抗彎能力，使梁柱端部焊縫和焊縫區(qū)域斷面應(yīng)力小于非焊接區(qū)，促使塑性鉸的位置離開(kāi)柱面梁端一定距離，達(dá)到塑性鉸外移設(shè)計(jì)目標(biāo)。雖然學(xué)者們已就梁端翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)展開(kāi)研究，并取得了一定的研究成果[15]，但此類節(jié)點(diǎn)在實(shí)際工程中的應(yīng)用尚不廣泛，原因之一是加強(qiáng)構(gòu)件的幾何參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響還不夠成熟。另一方面，雖然中國(guó)在2010年頒布實(shí)施的《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》第8章多層和高層鋼結(jié)構(gòu)房屋的設(shè)計(jì)中[6]，建議在抗震等級(jí)為一級(jí)和二級(jí)時(shí)宜采用將塑性鉸外移的梁端翼緣擴(kuò)大型等4種節(jié)點(diǎn)連接形式，但具體設(shè)計(jì)方法和實(shí)施步驟尚不夠明確。

王 燕，等：梁端翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)抗震性能分析

筆者針對(duì)設(shè)計(jì)方法不夠明確，難以在工程中應(yīng)用的實(shí)際困難，歸納總結(jié)了梁端翼緣擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)步驟，并以側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)為例給出了具體設(shè)計(jì)過(guò)程。以試驗(yàn)試件（側(cè)板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)為SPS1， SPS2、直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)為WFS1， WFS2和普通節(jié)點(diǎn)NFS）為基礎(chǔ)[7]，建立了有限元模型SP1、SP2、WF1、WF2、NBF。通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)與有限元分析的試件破壞形態(tài)，驗(yàn)證了有限元研究方法的可靠性。以文獻(xiàn)[7]試驗(yàn)試件為基礎(chǔ)，衍生設(shè)計(jì)了2組共16個(gè)有限元計(jì)算模型試件，分析了節(jié)點(diǎn)擴(kuò)翼參數(shù)對(duì)承載力及延性性能的影響。最后通過(guò)對(duì)梁端翼緣擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)斷裂傾向指數(shù)的對(duì)比分析，研究了構(gòu)造形式對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，并對(duì)梁端翼緣擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了評(píng)估。

1 試驗(yàn)現(xiàn)象與有限元結(jié)果對(duì)比

1.1 試件設(shè)計(jì)

梁端翼緣側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)和梁端翼緣直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)的共同特征都是通過(guò)加強(qiáng)梁端截面，促使塑性屈服在距離柱面梁端以外的區(qū)域出現(xiàn)并擴(kuò)展，避免塑性鉸出現(xiàn)在韌度較差的焊接接頭處，以確保構(gòu)件具有足夠的延性。其基本思想根據(jù)地震彎矩梯度對(duì)梁端截面進(jìn)行加強(qiáng)，使加強(qiáng)后的區(qū)域截面抵抗彎矩大于地震彎矩需求梯度。由于塑性鉸總是在結(jié)構(gòu)M/Mu值最大截面處首先出現(xiàn)，因此只要使得加強(qiáng)段端部梁截面M/Mu值大于梁上其它截面處的M/Mu值，加強(qiáng)段端部就會(huì)形成塑性鉸，遠(yuǎn)離梁柱翼緣交界面，如圖2所示。

1參照日本《鋼構(gòu)造結(jié)合部設(shè)計(jì)指針》取側(cè)板與梁翼緣等厚，根據(jù)lc=（0.5～0.75）hb，初步選擇側(cè)板長(zhǎng)度。參照美國(guó)FEMA350規(guī)定，初步確定擴(kuò)翼段與圓弧段長(zhǎng)度：la=1.2 梁端翼緣擴(kuò)大型連接節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)

文獻(xiàn)[7]對(duì)表2中的SPS（1，2）、WFS（1，2）系列試件以及1個(gè)普通栓焊節(jié)點(diǎn)試件NFS進(jìn)行了1/2縮尺比例的試驗(yàn)，結(jié)果表明，4個(gè)梁端翼緣擴(kuò)大型梁柱節(jié)點(diǎn)均達(dá)到了抗彎鋼框架連接的抗震要求，而普通試件由于梁柱焊縫根部的脆性破壞制約了梁柱節(jié)點(diǎn)的塑性性能，試件極限承載力破壞狀態(tài)描述見(jiàn)表3。

試件編號(hào)試驗(yàn)破壞狀態(tài)描述

SPS1焊接側(cè)板端部梁下翼緣沿梁寬撕裂，梁上、下翼緣在焊接側(cè)板末端外產(chǎn)生明顯的局部屈曲，梁腹板發(fā)生凸曲

SPS2側(cè)板端部梁翼緣橫向開(kāi)裂，梁上、下翼緣均有明顯局部屈曲，腹板出現(xiàn)微小凸曲

WFS1梁上、下翼緣圓弧擴(kuò)大區(qū)末端產(chǎn)生明顯的局部屈曲，梁腹板發(fā)生嚴(yán)重凸曲，塑性破壞

WFS2梁腹板與柱翼緣焊接處撕裂，梁上翼緣表面形成貫通式半月型裂縫，梁上、下翼緣擴(kuò)翼圓弧段有明顯的局部屈曲

NFS梁扇形焊縫通過(guò)孔根部處的下翼緣沿梁寬度方向被突然拉斷，上翼緣僅有微小屈曲，脆性破壞

試驗(yàn)結(jié)果表明，梁端翼緣直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)的塑性鉸中心形成于擴(kuò)翼圓弧段末端，塑性鉸中心形成于加強(qiáng)側(cè)板端部以外1/4梁高處，2種節(jié)點(diǎn)均達(dá)到塑性鉸外移目的。

1.3 有限元建模及加載

建立與試驗(yàn)試件WFS1、WFS2 、SPS1、SPS2、NFS對(duì)應(yīng)的有限元數(shù)值模型分別為WF1、WF2 、SP1、SP2、NBF。材料的本構(gòu)關(guān)系采用線性強(qiáng)化彈塑性力學(xué)模型，分析時(shí)假設(shè)鋼材的受拉和受壓彈性模量相同，材性試驗(yàn)關(guān)鍵點(diǎn)數(shù)據(jù)：σy=299.2 N/mm2，εy=0.144%，E=2.06×105 N/mm2，σu=4206 N/mm2，εu=18.0%，εst=26.4%，泊松比為0.3。

梁、柱均采用solid95 實(shí)體單元進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分，在模擬過(guò)程中，由于焊接殘余應(yīng)力對(duì)節(jié)點(diǎn)整體最終破壞形態(tài)和受力性能影響不大[1011]，為突出擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)構(gòu)造對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響，分析中忽略了節(jié)點(diǎn)焊縫缺陷、焊接殘余應(yīng)力影響。直接圓弧擴(kuò)翼式及側(cè)板加強(qiáng)式節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體有限元模型如圖4所示。

加載制度采用施加周期位移荷載的方式，參照試驗(yàn)采用的位移加載方式，初始位移為屈服位移△y的20%，之后，每級(jí)位移荷載取屈服位移荷載的20%，每級(jí)循環(huán)1次，直至達(dá)到屈服，步長(zhǎng)按△y控制，依次施加2、3、4倍屈服位移，每級(jí)荷載循環(huán)2次。

研究選用Von Mises屈服準(zhǔn)則來(lái)判斷初始屈服的發(fā)生，當(dāng)?shù)刃?yīng)力超過(guò)材料的屈服應(yīng)力時(shí)，將發(fā)生塑性變形。而后繼屈服必須通過(guò)“流動(dòng)法則”和“強(qiáng)化準(zhǔn)則”來(lái)預(yù)測(cè)。

關(guān)于如何判斷有限元模擬過(guò)程發(fā)生的斷裂現(xiàn)象，目前還未見(jiàn)統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)，故借鑒試驗(yàn)現(xiàn)象以及經(jīng)典力學(xué)知識(shí)認(rèn)為，當(dāng)同時(shí)滿足以下條件時(shí)，該位置存在發(fā)生脆性斷裂的可能性：有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象且數(shù)值遠(yuǎn)高于其他的位置。

1.4 荷載位移滯回曲線對(duì)比分析

圖5為試驗(yàn)與有限元分析的滯回曲線對(duì)比圖。圖中，由于在試驗(yàn)過(guò)程中不可避免的存在誤差以及有限元分析中對(duì)部分條件進(jìn)行簡(jiǎn)化的原因，試驗(yàn)曲線與有限元模擬曲線未能完全重合，但變化趨勢(shì)基本一致。SPS1、SPS2、WFS1、WFS2的滯回曲線均呈現(xiàn)飽滿的紡錘形，且在屈服后各級(jí)荷載的兩個(gè)循環(huán)的曲線基本重合。NFS的滯回曲線的形狀顯得扁長(zhǎng)，不豐滿，滯回環(huán)面積相對(duì)較小，耗能能力明顯偏弱。這說(shuō)明梁端翼緣擴(kuò)大型梁柱節(jié)點(diǎn)比傳統(tǒng)栓焊節(jié)點(diǎn)具有更好的耗能性能。

1.5 試件承載力及延性系數(shù)的對(duì)比分析

承載力和延性系數(shù)是衡量結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能的重要指標(biāo)。各試件屈服荷載、極限荷載及延性系數(shù)有限元計(jì)算值與試驗(yàn)內(nèi)容對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表4。

從表4中的比較來(lái)看除普通節(jié)點(diǎn)的誤差值相對(duì)較大外，其它試件結(jié)果比較理想，分析原因主要由于普通節(jié)點(diǎn)由于破壞發(fā)生在節(jié)點(diǎn)梁柱翼緣連接焊縫處，受焊縫施工質(zhì)量、焊縫缺陷和焊接殘余應(yīng)力等隨機(jī)因素影響較大，故使試驗(yàn)值有所偏差，對(duì)于擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)的屈服荷載、極限荷載及延性系數(shù)的有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值比較接近，因此對(duì)于擴(kuò)翼型連接節(jié)點(diǎn)用ANSYS來(lái)分析是可靠的。

1.6 試件塑性變形發(fā)展規(guī)律及塑性鉸分布特點(diǎn)

進(jìn)入彈塑性階段后，由于直接圓弧擴(kuò)翼式及側(cè)板加強(qiáng)式節(jié)點(diǎn)有限元模擬的變化規(guī)律基本一致，故以試件WF1為例，給出節(jié)點(diǎn)塑性鉸形成、發(fā)展、以及應(yīng)力、變形發(fā)展規(guī)律，如圖6所示。

由圖6可知，當(dāng)荷載加至第1圈2Δ±y時(shí)，節(jié)點(diǎn)擴(kuò)翼末端上下翼緣首先達(dá)到屈服，并開(kāi)始向腹板處延伸（見(jiàn)圖6 （1））；荷載達(dá)到第1圈3Δ±y時(shí)，擴(kuò)翼末端腹板上下兩側(cè)逐漸達(dá)到屈服且繼續(xù)向中和軸發(fā)展，塑性鉸初步形成（見(jiàn)圖6 （2））；當(dāng)荷載循環(huán)至第2圈3Δ-y時(shí)，梁擴(kuò)翼處腹板全截面屈服，同時(shí)上下翼緣由擴(kuò)翼末端處向兩側(cè)一定范圍內(nèi)達(dá)到屈服，塑性鉸形成，此時(shí)的von mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖6 （3） ；塑性鉸形成后，伴隨荷載的繼續(xù)增加，塑性鉸區(qū)域附近的擴(kuò)大段梁受壓翼緣出現(xiàn)局部屈曲變形且不斷發(fā)展，試件最終因翼緣局部屈曲變形過(guò)大而達(dá)到破壞（見(jiàn)圖6 （4））。

1.7 有限元與試驗(yàn)破壞形態(tài)對(duì)比

圖7所示為擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)試件和普通節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)的有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果。

1）根據(jù)“有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象且數(shù)值遠(yuǎn)高于其他的位置”這一判斷標(biāo)準(zhǔn)，所有節(jié)點(diǎn)在有限元模擬中均預(yù)測(cè)到有可能發(fā)生脆性斷裂的部位，但試驗(yàn)中僅SP1、NBF節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)撕裂破壞，這一現(xiàn)象表明，本文的判斷標(biāo)準(zhǔn)雖無(wú)法完全準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)斷裂的出現(xiàn)，但卻可以預(yù)測(cè)有可能發(fā)生斷裂的部位，這對(duì)實(shí)際工程有積極的指導(dǎo)作用。

2）對(duì)于圓弧擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)，由于加載后期進(jìn)入塑性階段，擴(kuò)翼區(qū)段末端的應(yīng)力增長(zhǎng)迅速，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)梁柱連接處的應(yīng)力，因此破壞時(shí)最先發(fā)生在擴(kuò)翼末端區(qū)域，在該處由于翼緣和腹板上產(chǎn)生過(guò)大的局部變形及凸曲現(xiàn)象而發(fā)生局部失穩(wěn)破壞，見(jiàn)圖7（a）～（d）。

3）對(duì)于焊接側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)，同圓弧擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)相類似，可能發(fā)生焊接側(cè)板末端區(qū)域梁翼緣和腹板的局部失穩(wěn)破壞，見(jiàn)圖7（g）～（h）。除此之外，對(duì)于加側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)，由于擴(kuò)翼末端翼緣截面變化比較急劇，容易在該處產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，而這一位置翼緣處母材處于側(cè)板焊縫的熱影響區(qū)，材性降低，從而還可能發(fā)生變截面處沿翼緣寬度方向的撕裂，見(jiàn)圖7（e）～（f）。

4）對(duì)于普通節(jié)點(diǎn)，在加載過(guò)程中，最大Mises應(yīng)力始終位于粱柱對(duì)接焊縫處，因此受焊縫質(zhì)量缺陷等不可避免的不利因素影響，易發(fā)生梁端焊縫附近的焊縫脆斷破壞，見(jiàn)圖7（j）～（k）。

5）有限元分析結(jié)果受力破壞形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果完全相符，進(jìn)一步驗(yàn)證了試驗(yàn)和有限元計(jì)算結(jié)果可靠性。

2 擴(kuò)翼參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力及延性影響分析

2.1 有限元模型及擴(kuò)翼參數(shù)

為深入研究梁端翼緣擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)擴(kuò)翼參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力及延性性能的影響，在有限元分析模型與試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，衍生設(shè)計(jì)了2組共計(jì)16個(gè)有限元分析模型，一組為圓弧擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)（WF系列），另一組為側(cè)板擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)（SP系列），參考文獻(xiàn)[7]、[8]對(duì)擴(kuò)大式節(jié)點(diǎn)參數(shù)的取值建議，變化表2所示的翼緣板擴(kuò)大長(zhǎng)度la、lb以及翼緣板擴(kuò)大寬度c，表5所示為改變翼緣板擴(kuò)大長(zhǎng)度la和lb建立的WFA及SPA組有限元分析模型，表6所示為改變翼緣板擴(kuò)大寬度c建立的WFB組及SPB組有限元分析模型。

2.2 節(jié)點(diǎn)承載力及延性分析

WF組節(jié)點(diǎn)各試件及SP組節(jié)點(diǎn)各試件承載力及延性系數(shù)有限元分析模型的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表7、表8。

由表7和表8以及圖8可以看出，WFA組試件及SPA組試件，在保持試件過(guò)渡段長(zhǎng)度lb和擴(kuò)大寬度c 參數(shù)不變的情況下，試件節(jié)點(diǎn)的極限承載力隨擴(kuò)翼段長(zhǎng)度la的增大而呈現(xiàn)增大趨勢(shì)。WFB組試件及SPB組試件承載力，隨著擴(kuò)翼寬度c的變寬，亦呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，但增大程度不明顯，這是由于參數(shù)c受柱翼緣寬度的限制故對(duì)承載力的影響較小。WP節(jié)點(diǎn)及SP節(jié)點(diǎn)各個(gè)試件的延性系數(shù)均在3.0以上，達(dá)到了抗彎鋼框架連接的要求，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能，在提高節(jié)點(diǎn)承載力的同時(shí)，擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)的延性也有所提高。

由表7和表8及圖8可以看出，WFA組、SPA組模型試件的延性系數(shù)分別隨翼緣擴(kuò)大段長(zhǎng)度的增大，呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，WFA組模型試件的延性系數(shù)為4.21～3.91，SPA組模型試件的延性系數(shù)為4.14～3.67，同時(shí)，由圖9、圖10所示的有限元分析模型的應(yīng)力云圖可以看出，WFA4和SPA4模型試件的節(jié)點(diǎn)域均出現(xiàn)剪切變形，以上分析說(shuō)明，隨擴(kuò)翼段長(zhǎng)度增加，梁端截面剛度相應(yīng)增大，節(jié)點(diǎn)域剛

度與梁端剛度相比相應(yīng)降低，在極限承載力作用下，節(jié)點(diǎn)域的剪切變形限制了梁端塑性鉸的發(fā)展機(jī)制。因此，應(yīng)將翼緣擴(kuò)大段長(zhǎng)度限制在合理范圍，避免出現(xiàn)“強(qiáng)梁弱柱”。

對(duì)于WFB、SPB組試件，隨著擴(kuò)翼寬度c的變化，延性系數(shù)分別在4.22～4.15及3.93～4.07范圍，變化幅度較小，參數(shù)c對(duì)節(jié)點(diǎn)延性的影響不明顯。

另外，通過(guò)比較WF和SP組各試件的延性系數(shù)，WF組各試件的延性系數(shù)均高于SP組試件的延性系數(shù)，可見(jiàn)，圓弧型擴(kuò)翼節(jié)點(diǎn)的塑性變形能力要優(yōu)于側(cè)板擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)。

3 斷裂特性分析

為深入分析極限承載力狀態(tài)下擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理，采用斷裂特性指標(biāo)對(duì)其發(fā)生脆斷的可能性進(jìn)行了分析，通過(guò)引入等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）作為評(píng)估節(jié)點(diǎn)薄弱部位變形及應(yīng)力狀態(tài)斷裂特性依據(jù)[12]。等效塑性應(yīng)變指數(shù)PI可以直接描述節(jié)點(diǎn)的關(guān)鍵部位，特別是存在微觀缺陷的薄弱部位，裂紋開(kāi)始擴(kuò)展常伴隨著塑性變形，在這些部位的等效塑性應(yīng)變指數(shù)越大，延性開(kāi)裂和裂紋開(kāi)展的可能性就越大。該指標(biāo)反映了鋼材局部的延性以及斷裂傾向[13]。

等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）定義為鋼材的等效塑性應(yīng)變（PEEQ）與鋼材屈服應(yīng)變之比，即：

從圖11的等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）分布可以看出，普通節(jié)點(diǎn)在梁翼緣根部及焊接孔處的等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）遠(yuǎn)大于擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)，而在遠(yuǎn)離梁柱連接處的梁端，等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）接近于零，可以充分說(shuō)明普通節(jié)點(diǎn)脆性斷裂的薄弱環(huán)節(jié)位于梁端及焊接孔端附近，這與試驗(yàn)結(jié)果完全吻合。對(duì)于擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)和側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)在梁翼緣根部及焊接孔處的等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）相差不大，擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)略高于側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)，另外對(duì)于同一類型擴(kuò)翼截面，在梁翼緣根部及焊接孔處的等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）隨擴(kuò)翼程度的增加呈減小的趨勢(shì)，進(jìn)一步說(shuō)明通過(guò)對(duì)梁端翼緣的加強(qiáng)改善了梁根部的受力狀態(tài)，減小了梁端焊縫附近的應(yīng)力集中。

圖12所示，選取了各模型試件在梁根部翼緣截面邊緣以及中間位置、焊接孔切角端部、翼緣擴(kuò)大末端處梁邊緣以及中間部分的等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）進(jìn)行對(duì)比。

由圖12可以看出，通過(guò)對(duì)翼緣截面的加強(qiáng)，有效地避免了梁端部焊縫處開(kāi)裂現(xiàn)象，擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)梁端部區(qū)域的PI值均遠(yuǎn)低于普通節(jié)點(diǎn)。但對(duì)于側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)，側(cè)板末端邊緣的PI值明顯高于擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)，故此類型節(jié)點(diǎn)的薄弱環(huán)節(jié)位于側(cè)板末端，原因是由于擴(kuò)翼段直接采用機(jī)械加工，受焊接熱應(yīng)力的影響較小，而加強(qiáng)側(cè)板與翼緣采用焊接連接，受焊縫熱影響區(qū)影響導(dǎo)致材料局部硬化，在循環(huán)荷載作用下易發(fā)生開(kāi)裂現(xiàn)象，破壞模式由翼緣的局部屈曲轉(zhuǎn)化為脆性斷裂。這與試驗(yàn)中側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)試件的破壞模式完全吻合。

4 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)建立鋼框架梁端翼緣擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)非線性有限元計(jì)算模型，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)比分析了梁端翼緣擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)的抗震性能，得到如下結(jié)論：

1）梁端翼緣擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)在加載過(guò)程中均出現(xiàn)了明顯的塑性變形，均能有效地將塑性鉸轉(zhuǎn)移到梁翼緣擴(kuò)大端截面以外的位置，避免了在梁端翼緣焊縫附近發(fā)生脆性破壞。

2）側(cè)板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)翼緣邊緣的塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）明顯高于直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)，此類節(jié)點(diǎn)的薄弱環(huán)節(jié)均位于加強(qiáng)側(cè)板末端，受焊縫熱影響區(qū)影響導(dǎo)致材料局部硬化，在循環(huán)荷載作用下易發(fā)生開(kāi)裂現(xiàn)象，破壞模式由翼緣的局部屈曲轉(zhuǎn)化為脆性斷裂。

3）通過(guò)對(duì)擴(kuò)大型節(jié)點(diǎn)的擴(kuò)翼參數(shù)進(jìn)行有限元分析，發(fā)現(xiàn)對(duì)WF節(jié)點(diǎn)及SP節(jié)點(diǎn)的極限承載力隨著翼緣擴(kuò)大段長(zhǎng)度la的增加而增大，延性隨著la的增大呈現(xiàn)降低趨勢(shì)，當(dāng)擴(kuò)翼段長(zhǎng)度取值過(guò)大時(shí)，限制了梁端塑性鉸的發(fā)展機(jī)制，設(shè)計(jì)中應(yīng)避免出現(xiàn) “強(qiáng)梁弱柱”現(xiàn)象。擴(kuò)翼寬度c由于受柱翼緣寬度的限制對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力及延性的影響不明顯。

4）節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式對(duì)抗震性能影響顯著，與梁端翼緣側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)相比較，梁端翼緣直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)的塑性變形和耗能能力更強(qiáng)，建議在實(shí)際工程中采用梁端翼緣直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)，可以有效保證梁柱節(jié)點(diǎn)連接的塑性變形和耗能能力。

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（編輯 胡 玲）