王 燕，劉 蕓，毛 輝

（青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東青島266033）

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)展開研究，并取得了一定的研究成果［1－5］，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。

圖1 梁端翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)

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)過程。以試驗(yàn)試件（側(cè)板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)為SPS－1，SPS－2、直接擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)為 WFS－1，WFS－2和普通節(jié)點(diǎn)NFS）為基礎(chǔ)［7］，建立了有限元模型SP－1、SP－2、WF－1、WF－2、NBF。通過對(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。

參照文獻(xiàn)［8］、［9］，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)擴(kuò)翼參數(shù)設(shè)計(jì)步驟如表1所示；表2所示為側(cè)板加強(qiáng)型和直接擴(kuò)翼型試件的擴(kuò)翼參數(shù)。

圖2 加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)原理

表2 側(cè)板加強(qiáng)型和直接擴(kuò)翼型試件擴(kuò)翼參數(shù)

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)描述見表3。

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 WFS－1、WFS－2、SPS－1、SPS－2、NFS對(duì)應(yīng)的有限元數(shù)值模型分別為 WF－1、WF－2、SP－1、SP－2、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＝299.2N／mm2，εy＝0.144%，E＝2.06×105N／mm2，σu＝420.6N／mm2，εu＝18.0%，εst＝26.4%，泊松比為0.3。

圖3 鋼材本構(gòu)關(guān)系模型

小應(yīng)變情況下，應(yīng)變增量可以分為彈性和塑性2部分，筆者采用的材料本構(gòu)方程為：

式中［D］e、［D］ep、［D］p分別為彈性、彈塑性、塑性本構(gòu)矩陣，其中［D］ep＝［D］e－［D］p。

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［10－11］，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。

圖4 有限元模型

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

關(guān)于如何判斷有限元模擬過程發(fā)生的斷裂現(xiàn)象，目前還未見統(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，但變化趨勢基本一致。SPS－1、SPS－2、WFS－1、WFS－2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，不豐滿，滯回環(huán)面積相對(duì)較小，耗能能力明顯偏弱。這說明梁端翼緣擴(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)果見表4。

圖5 滯回曲線有限元及試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

從表4中的比較來看除普通節(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來分析是可靠的。

表4 有限元計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

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WF－1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，并開始向腹板處延伸（見圖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大而達(dá)到破壞（見圖6（4））。

圖6 試件WF－1在循環(huán)荷載下的應(yīng)力發(fā)展過程及破壞狀態(tài)

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)測到有可能發(fā)生脆性斷裂的部位，但試驗(yàn)中僅SP－1、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)雖無法完全準(zhǔn)確的預(yù)測斷裂的出現(xiàn)，但卻可以預(yù)測有可能發(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)力增長迅速，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過梁柱連接處的應(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)生過大的局部變形及凸曲現(xiàn)象而發(fā)生局部失穩(wěn)破壞，見圖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，見圖7（e）～（f）。

圖7 破壞形態(tài)對(duì)比

4）對(duì)于普通節(jié)點(diǎn)，在加載過程中，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)大長度la和lb建立的WF－A及SP－A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WF－B組及SP－B組有限元分析模型。

表5 WF－A、SP－A組試件擴(kuò)翼參數(shù) mm

表6 WF－B、SP－B組試件擴(kuò)翼參數(shù) mm

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)果見表7、表8。

表7 WF組試件承載力及延性系數(shù)表

表8 SP組試件承載力及延性系數(shù)表

由表7和表8以及圖8可以看出，WF－A組試件及SP－A組試件，在保持試件過渡段長度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)翼段長度la的增大而呈現(xiàn)增大趨勢。WFB組試件及SP－B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，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，WF－A組、SP－A組模型試件的延性系數(shù)分別隨翼緣擴(kuò)大段長度的增大，呈現(xiàn)下降趨勢，WF－A組模型試件的延性系數(shù)為4.21～3.91，SP－A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，WF－A4和SP－A4模型試件的節(jié)點(diǎn)域均出現(xiàn)剪切變形，以上分析說明，隨擴(kuò)翼段長度增加，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)大段長度限制在合理范圍，避免出現(xiàn)“強(qiáng)梁弱柱”。

圖8 擴(kuò)翼參數(shù)對(duì)承載力及延性系數(shù)影響曲線

對(duì)于WF－B、SP－B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，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)。

圖9 WF－A組節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)Von Mises應(yīng)力云圖

圖10 SP－A組節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)Von Mises應(yīng)力云圖

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，延性開裂和裂紋開展的可能性就越大。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：

式中：εy為鋼材的屈服應(yīng)變；ε為等效塑性應(yīng)變。

圖11給出了各試件在梁根部翼緣截面、焊接孔切角端部處翼緣截面及擴(kuò)翼節(jié)點(diǎn)翼緣擴(kuò)大末端處梁翼緣截面沿梁寬度方向的等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）的分布規(guī)律。

圖11 等效塑性應(yīng)變指數(shù)PI分布

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，進(jìn)一步說明通過對(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。

圖12 等效塑性應(yīng)變指數(shù)（PI）對(duì)比

由圖12可以看出，通過對(duì)翼緣截面的加強(qiáng)，有效地避免了梁端部焊縫處開裂現(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

通過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)大段長度la的增加而增大，延性隨著la的增大呈現(xiàn)降低趨勢，當(dāng)擴(kuò)翼段長度取值過大時(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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