陳雨

(同濟大學建筑工程系，上海200092)

為了形成連續(xù)的梁上下翼緣對接焊縫，梁柱焊接節(jié)點通常需要在梁腹板進行切角(焊接孔)。然而，1994年美國Northridge地震和1995年日本Kobe地震出現(xiàn)大量梁柱焊接節(jié)點破壞事故，震害調查結果表明，部分梁柱焊接節(jié)點破壞發(fā)生在焊接孔處。一般認為，焊接孔處的破壞是由于焊接孔和梁翼緣相接處應力集中和焊接熱影響使鋼材韌性降低造成的。Nakashima等［1］對日本常用的梁柱焊接節(jié)點進行了試驗研究，研究結果表明不同的焊接孔構造對節(jié)點延性影響較大，并提出了較為有利的焊接孔構造;El－Tawil［2］有限元分析結果表明，增加焊接孔的尺寸易于導致焊接孔與翼緣相接處延性斷裂;Stojadinovic等［3］對十個梁柱焊接節(jié)點進行低周反復加載試驗，發(fā)現(xiàn)幾乎所有的試件破壞發(fā)生在焊接孔與梁翼緣相接處;Ricles等［4］對采用九種不同焊接孔的梁柱焊接節(jié)點進行了非線性有限元分析，得出較為合理的焊接孔構造，并進行了試驗驗證，該焊接孔被美國FEMA所采用。為了評估不同的焊接孔對節(jié)點延性的影響，本文分別選取中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔，Nakashima推薦的焊接孔和Ricles推薦的焊接孔，進行循環(huán)荷載作用下的非線性分析。

1 與本文有關的幾個力學參數(shù)

延性斷裂是結構鋼在單調荷載作用下破壞的主要模式，細觀力學認為鋼材的延性斷裂主要是由于金屬中的微空洞引起的，金屬材料在拉應力的作用下，引起微孔洞的形核和增長，最后微孔洞的結合形成宏觀裂紋，材料發(fā)生破壞。Kanvinde等［5］提出了預測結構鋼延性斷裂的 VGI(Void Growth Index)模型和 SMCS(the Stress Modified Critical Strain)模型。

其中R是微孔洞當前時刻的直徑;R0是初始時刻微孔洞的直徑;σe是MISES等效應力，σm平均應力或靜水壓力稱之為三軸比;ε是等效

P塑性應變，又稱之為Mises塑性應變;dεP是增量形式的等效塑性應變，由下式定義:

當計算得到的滿足下式時，即認為材料發(fā)生破壞。

在單調比例加載且變形較小的情況下，可以認為三軸比在加載過程中保持不變，且與等效塑性應變保持獨立，可以得到SMCS模型:

其中VGIcritical和α為材料韌性參數(shù)，通過帶圓弧槽口的拉桿試驗結合有限元分析確定。

雖然VGI模型和SMCS模型可以較準確地預測結構鋼的延性斷裂，但是應用該模型需要把有限元模型的單元尺寸設定為0.1 mm的量級，由于目前的計算機性能有限，應用該模型分析實際的大型結構構件仍然非常困難。

根據(jù)(4)式，本文定義斷裂指數(shù)RI(Rupture Index):

可見，在一定的加載條件下，斷裂指數(shù)越大的構件越接近延性斷裂 ，在位移控制的單調荷載作用下所能夠達到的最大位移越小，延性越差，因此可以應用斷裂指數(shù)RI來評估結構或構件的相對延性。

本文應用斷裂指數(shù)RI和等效塑性應變來評估具有不同焊接孔的節(jié)點在單調荷載作用下的延性。同時，本文應用縱向塑性應變時程曲線和累積塑性應變來評估節(jié)點在循環(huán)荷載作用下的延性，Kanvinde等認為累積塑性應變顯著降低了材料的韌性參數(shù)。

2 有限元模型的校核

本文有限元模型選取文獻［6］中梁柱焊接節(jié)點試件，試件梁截面為 H400200812，柱截面為H4503001216，鋼材為Q235鋼。本文有限元模型包括梁上下翼緣對接焊縫，梁腹板角焊縫和焊接孔等細節(jié)，有限元模型選取SOLID185單元，鋼材和焊縫金屬的彈性模量均取200 GPa，泊松比0.3，鋼材的屈服強度取300 MPa，焊縫金屬的屈服強度取370 MPa，有限元模型如圖1所示。通過采用大位移小應變分析來考慮幾何非線性的影響。加載等級采用與試驗相同的加載等級，試驗得到的荷載－位移曲線與計算得到的荷載－位移曲線如圖2、圖3所示?？梢?，計算曲線與試驗曲線相近，證明了有限元模型的可靠性。

本文應用通用有限元軟件ANSYS，采用等幅加載，加載位移幅為±45 mm(約3倍的節(jié)點屈服位移)，進行循環(huán)荷載作用下的幾何非線性和材料非線性分析，共循環(huán)7周。其中第一荷載步視為單調荷載，讀取第一荷載步的分析結果，以判斷不同構造的焊接孔附近抵抗延性斷裂的性能。應用循環(huán)荷載作用下的分析結果，從而判斷不同構造的焊接孔抵抗低周疲勞破壞的性能。在單調荷載作用下，采用中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔有限元模型MISES塑性應變等值圖如圖7和圖8所示?？梢?，采用中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔根部等效塑性應變較大。

3 有限元分析

為了分析比較不同的焊接孔所造成的應力集中程度，本文焊接孔分別選取Nakashima焊接孔(圖4所示)、Ricles焊接孔(圖5所示)和中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔(圖6所示)。

讀取第一荷載步梁受拉翼緣焊接孔根部應力集中區(qū)的分析結果，包括等效塑性應變、靜水壓力和MISES等效應力，計算各焊接孔根部附近的最大等效塑性應變，最大三軸比和最大斷裂指數(shù)RI，分別列于圖9～圖11。可見，采用中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔詳圖A和詳圖B根部應力集中區(qū)均產生較大的等效塑性應變。根據(jù)圖8(a)可以判斷，詳圖B焊接孔根部所產生的應力集中區(qū)恰位于對接焊縫處的熱影響區(qū)，熱影響區(qū)通常具有相對最低的斷裂韌性，易導致節(jié)點在該應力集中區(qū)首先發(fā)生破壞。清華大學熊俊對9個節(jié)點試件進行了低周反復加載試驗，其中8個節(jié)點試件破壞首先在該焊接孔根部應力集中區(qū)，所有節(jié)點試件均表現(xiàn)較差的延性，本文的分析結果很好地解釋了這一破壞現(xiàn)象。

Nakashima推薦的焊接孔和Ricles推薦的焊接孔具有較大的三軸比，其中Nakashima推薦的焊接孔具有較大的斷裂指數(shù)，抵抗延性斷裂的性能較差，Ricles推薦的焊接孔和中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔具有相近的斷裂指數(shù)。

讀取最后荷載步的分析結果，得出各焊接孔根部附近最大的累積塑性應變如圖12所示。中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔具有相對較大的累積塑性應變，而Ricles推薦的焊接孔的焊接孔根部應力集中區(qū)所產生的累積塑性應變最小，具有相對較好的抵抗低周疲勞破壞的性能。Nakashima推薦的焊接孔根部同樣產生較大的應力集中，也同樣具有較大的累積塑性應變，且具有相對最高的斷裂指數(shù)，因此本文認為也不宜采用。

4 既有試驗驗證

清華大學熊?。?］對9個T形單側節(jié)點進行了試驗研究，所有試件的焊接孔均分別采用中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔詳圖A和詳圖B，鋼材材質為Q345。所有試件破壞均首先發(fā)生在焊接孔附近的應力集中區(qū)，其中8個試件首先破壞在焊接孔詳圖B根部附近的應力集中區(qū)，然后焊接孔詳圖A應力集中區(qū)也開始開裂;另一個試件首先在焊接孔詳圖A處開裂，然后焊接孔詳圖B處也開始出現(xiàn)裂紋，所有節(jié)點試件均表現(xiàn)較差的延性。

日本的Rahiminia［8］對14個節(jié)點試件進行了反復加載試驗研究，其中12個試件均采用日本常用的焊接孔(類似于中國建筑抗震設計規(guī)范推薦的焊接孔詳圖A)，2個試件采用圖4所示焊接孔。所有試件均首先破壞在焊接孔處。

Ricles［4］對11個采用圖2所示焊接孔的梁柱焊接節(jié)點進行低周反復加載試驗，其中6個試件為T形單側節(jié)點，5個試件為十字形節(jié)點。所有試件均沒有在焊接孔處發(fā)生破壞。

Nakashima［1］對6 個采用日本常用焊接孔(相近于中國建筑抗震設計規(guī)范焊接孔詳圖A)的試件和4個采用圖4所示焊接孔的梁柱焊接節(jié)點進行了動力加載和準靜態(tài)加載試驗，其中采用圖4所示焊接孔的4個試件在焊接孔處均沒有出現(xiàn)破壞，且與采用其它構造形式的焊接孔相比，4個試件具有較好的延性;而6個采用日本常用焊接孔的試件在試驗中出現(xiàn)起始于焊接孔處的裂紋。

以上試驗結果證明了本文有限元分析的正確性。

5 結論

有限元分析證明:不同的焊接孔的外形和尺寸對節(jié)點延性具有重要的影響，容易導致節(jié)點在焊接孔根部應力集中區(qū)提前破壞，從而顯著影響節(jié)點延性。

不同構造的焊接孔根部所產生的應力集中程度不同，從而對節(jié)點延性具有不同的影響。本文的分析結果證明了中國建筑抗震規(guī)范推薦的焊接孔在應力集中區(qū)產生的塑性應變稍大，而Nakashima推薦的焊接孔也同樣具有較高的應力集中，不宜采用。

美國Ricles推薦的焊接孔根部應力集中程度相對較小。需要指出的是，Ricles推薦的焊接孔在焊接孔與梁翼緣相接處具有較高的三軸比，其值約為1.42，但該處等效塑性應變較小，僅為0.038。損傷力學認為高三軸比使材料變脆，對單調荷載作用下的延性斷裂極為不利。

［1］MASAYOSHI NAKASHIMA，KEIICHIRO SUITA，KIYOTAKA MORISAKO.Test of welded beam －column subassemblies.I:Global behavior［J］.Journal of Structure Engineering，1998，124(11):1236 －1244.

［2］SHERIF EL TAWIL，TAMEKA MIKESELL，SASHI K，et al.Effect of local details and yield ratio on behavior of fully restrained steel connections［J］.Journal of Structural Engineering，1999，125(1):79 －87.

［3］STOJADINOVIC B，GOEL S C，LEE K，et al.Parametric tests on steel moment connections［J］.Journal of Structural Engineering，2000，126(1):40 －49.

［4］CHANGSHI MAO，JAMES RICLES，LE WU LU，et al.Effect of local details on ductility of welded moment connections［J］.Journal of Structural Engineering，2001，127(9):1036－1044.

［5］KANVINDE A M，DEIERLEIN G G.Void growth model and stress modified critical strain model to predict ductile fracture in structural steels［J］.Journal of Structure Engineering，2006，132(2):1907 －1918.

［6］茹繼平.梁腹板開圓孔節(jié)點及鋼框架抗震性能的實驗研究［D］.北京:北京交通大學，2005.

［7］熊俊.強震作用下鋼框架焊接節(jié)點損傷性能和計算模型研究［D］.北京:清華大學，2011.

［8］FARAMARZ RAHIMINIA.Effects of joints panel shear deformation on elasto－plastic behavior of steel beam－to－ column connections［D］.Kobe:Kobe University，2013.