強(qiáng)旭紅， 石志偉， 何 旭， 姜 旭

(1. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 上海 200092； 2. 華潤置地(北京)股份有限公司， 北京 100035)

在常溫下鋼材具有良好的力學(xué)性能，而在火災(zāi)高溫下鋼材的強(qiáng)度和剛度下降較快.無論普通結(jié)構(gòu)鋼還是高強(qiáng)結(jié)構(gòu)鋼，在歷經(jīng)低于600 ℃的火災(zāi)高溫并冷卻后，力學(xué)性能基本可恢復(fù)[1-2]，這為火災(zāi)后鋼結(jié)構(gòu)的再利用提供了可能.

節(jié)點(diǎn)是鋼結(jié)構(gòu)的重要組成部分，相較于完全采用普通鋼的鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)，將高強(qiáng)鋼合理應(yīng)用于節(jié)點(diǎn)，能在顯著提高節(jié)點(diǎn)承載力的同時(shí)保證節(jié)點(diǎn)具有足夠的變形能力.Coelho等[3-4]對采用高強(qiáng)鋼S460、S690和S960端板的節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究表明，采用上述高強(qiáng)鋼作為端板材料的節(jié)點(diǎn)滿足歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode 3對節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度和剛度的要求，并且節(jié)點(diǎn)具有足夠的變形能力.孫飛飛等[5]對三個(gè)平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)(兩個(gè)為Q690高強(qiáng)鋼端板，一個(gè)為Q345普通鋼端板)進(jìn)行低周反復(fù)荷載的試驗(yàn)結(jié)果表明，Q690高強(qiáng)鋼平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)的承載力比Q345普通鋼平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)高30%.此外，余紅霞[6]采用恒溫加載方式對四種鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)(平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)、柔性端板連接節(jié)點(diǎn)、鰭板式連接節(jié)點(diǎn)和腹板角鋼連接節(jié)點(diǎn))在20～700 ℃溫度范圍內(nèi)力學(xué)性能的研究發(fā)現(xiàn)，隨溫度升高，節(jié)點(diǎn)破壞模式由鋼構(gòu)件破壞向螺栓破壞轉(zhuǎn)變，并指出常溫下鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)方法直接應(yīng)用于高溫下鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)的不合理之處.目前，在世界范圍內(nèi)針對火災(zāi)后鋼結(jié)構(gòu)的再利用提出相關(guān)建議的規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)很少，只有英國規(guī)范BS5950中的Part 8[7]指出：歷經(jīng)火災(zāi)并冷卻后，對于熱軋鋼和鑄鋼，若平直度在限值內(nèi)則可再次使用；對于普通鋼S235和S275，火災(zāi)后的力學(xué)性能可恢復(fù)至火災(zāi)前力學(xué)性能的90%以上；對于普通鋼S355，火災(zāi)后力學(xué)性能可恢復(fù)至火災(zāi)前力學(xué)性能的75%以上(過火時(shí)溫度高于600℃).然而，對于高強(qiáng)鋼火災(zāi)后的力學(xué)性能，目前尚無規(guī)范提及.

為研究高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)火災(zāi)后的力學(xué)性能，對七個(gè)平齊式梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)試件在歷經(jīng)550 ℃火災(zāi)高溫后的力學(xué)性能進(jìn)行足尺試驗(yàn)研究，同時(shí)對上述七個(gè)節(jié)點(diǎn)試件在常溫下(未過火)的相應(yīng)力學(xué)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，用以對比分析，詳見文獻(xiàn)[8].

在試驗(yàn)研究中，火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)主要組件的應(yīng)力、應(yīng)變分布等不易通過試驗(yàn)獲得，有限元分析可準(zhǔn)確預(yù)測節(jié)點(diǎn)在加載過程中任意時(shí)刻參數(shù)的變化.目前，采用有限元軟件對結(jié)構(gòu)或構(gòu)件[9-10]進(jìn)行經(jīng)濟(jì)、高效的數(shù)值研究成為一種趨勢.采用通用有限元軟件Abaqus對七個(gè)平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行分析，從模型的幾何尺寸、單元類型、網(wǎng)格生成、接觸定義等方面介紹了建模過程，通過有限元模擬分析得到火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的失效模式、節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線以及端板和螺栓的應(yīng)力分布等，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對數(shù)值模擬正確性進(jìn)行驗(yàn)證.在此基礎(chǔ)上，對Q460高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)和Q345普通鋼端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了參數(shù)研究.

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)試件

試驗(yàn)中平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)依據(jù)歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode 3∶Part 1-8[11]進(jìn)行設(shè)計(jì).高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的端板材料采用高強(qiáng)鋼S690和S960[12]，作為對比的普通鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的端板材料采用Q235和Q345.所有節(jié)點(diǎn)試件中梁和柱均采用普通鋼Q345，其中梁截面為HW300 mm×300 mm×10 mm×15 mm，柱截面為HW407 mm×428 mm×20 mm×35 mm[13].試件幾何尺寸如圖1所示，試件概況和試驗(yàn)條件如表1所示.高強(qiáng)鋼端板試驗(yàn)中采用的焊條型號(hào)為ER76-G，焊條屈服強(qiáng)度為735 MPa，稍高于S690的屈服強(qiáng)度，但低于S960的屈服強(qiáng)度，因此對高強(qiáng)鋼采用增大焊腳尺寸的方式進(jìn)行補(bǔ)償.對于普通鋼(Q235和Q345)端板，焊腳尺寸取8 mm；對于高強(qiáng)鋼(S690和S960)端板，焊腳尺寸取10 mm[13].

a 節(jié)點(diǎn)

b 端板

c 梁截面

d 柱截面

圖1 試件幾何尺寸(單位：mm)

Fig.1 Geometrical dimensions of the specimen(unit:mm)

筆者前期對高強(qiáng)鋼火災(zāi)后的材料力學(xué)性能試驗(yàn)研究[1-2]結(jié)果表明：當(dāng)火災(zāi)溫度超過600 ℃時(shí)，火災(zāi)后高強(qiáng)鋼的材性退化非常明顯，這與普通鋼相似；此外，眾多針對鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)下和火災(zāi)后的試驗(yàn)研究均據(jù)此選取550 ℃為足尺火災(zāi)試驗(yàn)的試驗(yàn)溫度，故本文試驗(yàn)亦選擇火災(zāi)溫度為550 ℃，便于與其他火災(zāi)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比.

1.2 試驗(yàn)裝置與試驗(yàn)過程

研究分常溫試驗(yàn)(未過火)和火災(zāi)后試驗(yàn)兩部分，均在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行.圖2為試驗(yàn)用的火災(zāi)試驗(yàn)爐(4.5 m×3.0 m×1.7 m).結(jié)合已有試驗(yàn)設(shè)備，考慮到火災(zāi)后對梁施加拉力遠(yuǎn)比施加壓力穩(wěn)定，故將梁柱節(jié)點(diǎn)試件整體倒轉(zhuǎn)，以方便從爐外施加荷載.加載方式如圖3所示.

在對試件進(jìn)行加熱的過程中，以10 ℃·min-1的速率(該值與進(jìn)行防火保護(hù)的建筑結(jié)構(gòu)在真實(shí)火災(zāi)下的升溫速率相當(dāng))對爐內(nèi)節(jié)點(diǎn)試件加熱至550 ℃.當(dāng)試件各組件受熱均勻后持溫30 min，而后停止加熱并通風(fēng)降溫，待試件自然冷卻至常溫，再對試件進(jìn)行加載，直至試件破壞.經(jīng)試驗(yàn)得到端板連接節(jié)點(diǎn)的火災(zāi)后剩余承載力、節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角和節(jié)點(diǎn)破壞模式.所有試驗(yàn)設(shè)備在加載前都經(jīng)過調(diào)試并進(jìn)行預(yù)加載.正式加載階段，采用位移控制，千斤頂液壓傳動(dòng)器的活塞運(yùn)動(dòng)速率為10 mm·min-1，同時(shí)記錄端板連接節(jié)點(diǎn)的變形值和相應(yīng)荷載值，具體詳見文獻(xiàn)[8].

表1 試件概況與試驗(yàn)條件

圖2 火災(zāi)試驗(yàn)爐[8]

圖3 加載試驗(yàn)裝置[8]

2 有限元模型

2.1 單元類型和網(wǎng)格劃分

有限元模型的幾何尺寸與試驗(yàn)用的節(jié)點(diǎn)試件完全相同.考慮節(jié)點(diǎn)試件的幾何尺寸、荷載、溫度分布以及邊界條件的對稱性，建模時(shí)僅建節(jié)點(diǎn)試件的一半，以期縮短計(jì)算時(shí)間、提高計(jì)算效率.

單元類型選用C3D8I單元，C3D8I單元能有效模擬組件間的接觸關(guān)系，并準(zhǔn)確進(jìn)行非線性分析.網(wǎng)格劃分中，在螺栓孔周圍采用密集網(wǎng)格以便準(zhǔn)確分析螺栓孔周邊應(yīng)力分布.梁、柱、端板、螺栓以及節(jié)點(diǎn)整體有限元模型的網(wǎng)格劃分情況如圖4所示.

2.2 接觸定義和分析步設(shè)置

有限元模型的接觸關(guān)系包括螺栓-柱翼緣、柱翼緣-端板、端板-螺母以及螺栓桿-螺栓孔，如圖5所示.所有接觸關(guān)系的接觸屬性均為小滑移以保證接觸面間荷載傳遞，摩擦因數(shù)取0.44.由于螺母與螺栓桿的接觸狀態(tài)對整個(gè)模型分析影響不大，故螺母-螺栓桿采用綁定約束，如圖6a所示，將梁與端板間焊縫采用綁定約束而未對焊縫進(jìn)行實(shí)體建模以簡化模型，如圖6b所示.

有限元分析過程分為五個(gè)荷載步：第1步，臨時(shí)約束螺栓與端板各方向自由度，并在螺栓軸線上施加10 N的預(yù)緊力；第2步，解除對螺栓和端板的約束；第3步，固定所有螺栓的長度；第4步，設(shè)定模型的溫度場為20 ℃；第5步，在梁端布有加勁肋的加載點(diǎn)處施加等效豎向荷載.前三步可保證在減少計(jì)算量和分析誤差的基礎(chǔ)上順利建立組件間的接觸關(guān)系.

圖4 有限元模型網(wǎng)格劃分

a 螺栓-柱翼緣b 柱翼緣-端板

c 端板-螺母d 螺栓桿-螺栓孔

圖5 有限元模型中的接觸關(guān)系

Fig.5 Contact pairs in finite element model

a 螺母-螺栓桿b 端板-梁

圖6 有限元模型中螺母-螺栓桿和端板-梁的綁定約束

Fig.6 Tie constraints in bolt nuts-shanks and endplate-beam in finite element model

螺栓的失效準(zhǔn)則依據(jù)Coelho等[14-15]的建議,當(dāng)螺栓受拉應(yīng)變達(dá)到材料的極限應(yīng)變?chǔ)舥時(shí)認(rèn)為螺栓斷裂,而對端板和柱翼緣，則認(rèn)為當(dāng)截面等效塑性應(yīng)變達(dá)到材料極限應(yīng)變時(shí)該組件失效.

2.3 材料力學(xué)性能

根據(jù)英國規(guī)范BS5950中的Part 8[7]對結(jié)構(gòu)鋼S235和S275火災(zāi)后力學(xué)性能剩余系數(shù)的建議，將普通鋼(包括Q235和Q345)歷經(jīng)550 ℃的火災(zāi)高溫并冷卻后的剩余力學(xué)性能取為常溫下(未過火)力學(xué)性能的90%.8.8級(jí)高強(qiáng)螺栓常溫下的力學(xué)性能依據(jù)Sheffield大學(xué)的研究[16-19]確定，8.8級(jí)高強(qiáng)螺栓火災(zāi)后的力學(xué)性能剩余系數(shù)依據(jù)Lou等[20]的研究確定.此外，高強(qiáng)鋼S690和S960火災(zāi)后力學(xué)性能剩余系數(shù)依據(jù)Qiang等[1-2]所做的材性試驗(yàn)確定.

圖7為常溫下試驗(yàn)用鋼材和螺栓的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線，火災(zāi)高溫后材料強(qiáng)度為常溫下強(qiáng)度乘以相應(yīng)火災(zāi)高溫后的強(qiáng)度剩余系數(shù).有限元模型中輸入的應(yīng)力和應(yīng)變?yōu)檎鎸?shí)應(yīng)力和真實(shí)塑性應(yīng)變，按下式求得：

式中:F為試件兩端荷載;A0和L0分別為樣試的初始截面面積和初始長度;A和L分別為試件受荷載F作用時(shí)的即時(shí)截面面積和即時(shí)長度;σtr、εtr、εpl、εel分別為真實(shí)應(yīng)力、真實(shí)應(yīng)變、塑性應(yīng)變和彈性應(yīng)變；E為彈性模量；εeng和σeng分別為工程應(yīng)變和工程應(yīng)力.εeng和σeng的計(jì)算式如下所示：

圖7 常溫下材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

工程應(yīng)變與真實(shí)應(yīng)變之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系如下所示：

3 有限元模型驗(yàn)證

3.1 節(jié)點(diǎn)變形

圖8和圖9分別為歷經(jīng)550 ℃的火災(zāi)高溫并冷卻至常溫后，節(jié)點(diǎn)試件2-3P(S690 15 mm)及其各組件最終變形狀態(tài)的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比.可以看出，有限元模擬的最終變形狀態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合.端板發(fā)生屈曲變形，并且受拉區(qū)端板與柱翼緣產(chǎn)生分離，而螺栓孔周邊未發(fā)生明顯破壞.需要指出的是，試件2-3P的失效模式為模式2(端板屈服的同時(shí)螺栓破壞)，在本文有限元模擬中，當(dāng)螺栓受拉應(yīng)變達(dá)到材料的極限應(yīng)變?chǔ)舥時(shí)，即停止計(jì)算，并認(rèn)為螺栓已發(fā)生斷裂.雖然有限元模型未能模擬出螺栓斷裂的過程，但是可揭示斷裂發(fā)生和擴(kuò)展的位置，如圖9c所示.首排受拉螺栓發(fā)生屈曲，并且螺栓桿中部發(fā)生頸縮，受壓螺栓依然保持平直.類似地，也可從其余六組試件中得到相同的結(jié)論.雖然該有限元模型尚無法模擬試驗(yàn)曲線的下降段，但是可判斷出首先發(fā)生失效的組件和試件失效模式.

a 試驗(yàn)結(jié)果b 有限元模擬結(jié)果

圖8 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)試件2-3P最終變形狀態(tài)試驗(yàn)和有限元模擬結(jié)果對比

Fig.8 Comparison of final deformation state of specimen 2-3P after fire between test and finite element simulation results

a端板正視圖 b 端板側(cè)視圖

c 螺栓

圖9 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)試件2-3P組件失效試驗(yàn)和有限元模擬結(jié)果對比

Fig.9 Comparison of component failure of specimen 2-3P after fire between test and finite element simulation results

等效塑性應(yīng)變的大小能夠預(yù)測節(jié)點(diǎn)屈服狀態(tài)，故將有限元模型等效塑性應(yīng)變云圖與試驗(yàn)得到的節(jié)點(diǎn)變形狀態(tài)進(jìn)行對比.以如圖10所示的試件2-3P(S690 15 mm)為例，試件端板發(fā)生較大的塑性變形，最外側(cè)一排受拉螺栓及其螺栓孔周邊發(fā)生了屈服.

a 端板 b 螺栓

圖10 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)試件2-3P組件最終變形狀態(tài)和有限元模擬等效塑性應(yīng)變云圖

Fig.10 Cloud diagram of final deformation state and equivalent plastic strain in finite element simulation of specimen 2-3P after fire

3.2 節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系

圖11～14為歷經(jīng)550 ℃的火災(zāi)高溫并冷卻后，節(jié)點(diǎn)試件2-1P、2-2P、2-3P和2-4P的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系的試驗(yàn)與有限元模擬結(jié)果的對比.

圖11 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)試件2-1P彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線的試驗(yàn)和有限元結(jié)果對比

Fig.11 Comparison of moment-rotation curve of specimen 2-1P after fire between test and finite element simulation results

圖12 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)試件2-2P彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線的試驗(yàn)和有限元結(jié)果對比

Fig.12 Comparison of moment-rotation curve of specimen 2-2P after fire between test and finite element simulation results

圖13 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)試件2-3P彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線的試驗(yàn)和有限元結(jié)果對比

Fig.13 Comparison of moment-rotation curve of specimen 2-3P after fire between test and finite element simulation results

圖14 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)試件2-4P彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線的試驗(yàn)和有限元結(jié)果對比

Fig.14 Comparison of moment-rotation curve of specimen 2-4P after fire between test and finite element simulation results

以圖14為例，節(jié)點(diǎn)試件2-4P有限元模擬結(jié)果在節(jié)點(diǎn)初始剛度、節(jié)點(diǎn)承載力和承載力對應(yīng)的轉(zhuǎn)動(dòng)變形等方面與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合.

所有節(jié)點(diǎn)的火災(zāi)后剩余承載力如表2所示.由于節(jié)點(diǎn)試件1-3P(S960 10 mm)的端板較薄、焊縫熱影響區(qū)對節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能影響很大[13]，導(dǎo)致試件的端板提前破壞，故不在對比之列.由表2可看出，有限元模擬得到的節(jié)點(diǎn)剩余承載力與試驗(yàn)結(jié)果比較接近，最大偏差為8.14%.

表2 火災(zāi)后數(shù)值分析的校驗(yàn)

3.3 應(yīng)力分布

以節(jié)點(diǎn)試件1-2P (S690 12 mm)為例，其端板與螺栓的最終應(yīng)力狀態(tài)分別如圖15和圖16所示.從圖15中端板的應(yīng)力云圖可清晰地看到試驗(yàn)結(jié)束時(shí)的變形狀態(tài)，端板中部和端板的螺栓孔周邊(尤其是受拉區(qū)螺栓孔周邊)屈服效應(yīng)明顯，而端板受壓區(qū)變形相對較小.圖16表明，首排受拉螺栓發(fā)生頸縮，并且螺栓頸縮發(fā)生的位置附近同時(shí)也是端板的螺栓孔應(yīng)力集中較為明顯之處.類似地，也可從其余試件得到相近的結(jié)論.從應(yīng)力云圖的分析結(jié)果可發(fā)現(xiàn)：在試驗(yàn)研究中，火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)組件的應(yīng)力分布不易通過試驗(yàn)獲得，而有限元分析可準(zhǔn)確預(yù)測節(jié)點(diǎn)在加載過程中任意時(shí)刻的應(yīng)力分布.

a 正視圖 b 側(cè)視圖

圖15 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)試件1-2P端板最終應(yīng)力狀態(tài)和屈服線模式

Fig.15 Final stress state and yield line pattern of endplate of specimen 1-2P after fire

4 參數(shù)分析

在前文已驗(yàn)證有限元模型正確性的基礎(chǔ)上，以國內(nèi)最常用的高強(qiáng)鋼Q460端板連接節(jié)點(diǎn)為對象進(jìn)行有限元參數(shù)分析，建模過程如第2節(jié)所述，節(jié)點(diǎn)參數(shù)如表3所示.為對比分析，對端板采用最常用國產(chǎn)普通鋼Q345的節(jié)點(diǎn)進(jìn)行相應(yīng)數(shù)值分析.節(jié)點(diǎn)中除端板外其余組件的材料性能與第2.3節(jié)相同，常溫和火災(zāi)高溫后，高強(qiáng)鋼Q460端板的材料性能參照文獻(xiàn)[21-22],普通鋼Q345的材料性能參照文獻(xiàn)[1,23-24].

表3 Q460節(jié)點(diǎn)的端板參數(shù)

4.1 Q460高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能

4.1.1節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線

常溫下(未過火)和火災(zāi)后Q460端板連接節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線如圖17所示(圖例中A表示20 ℃，P表示火災(zāi)高溫550 ℃，下同).從圖17可看出,節(jié)點(diǎn)在破壞前歷經(jīng)了較長的塑性變形，節(jié)點(diǎn)變形能力良好.由圖17還可得出如下結(jié)論：無論在常溫下還是火災(zāi)后，隨端板厚度增加，節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和抗彎承載力增大，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力減?。划?dāng)端板厚度較小時(shí)，在火災(zāi)后相較于常溫下，節(jié)點(diǎn)主要力學(xué)性能的退化程度優(yōu)于厚度較大的端板.

圖17 常溫下(未過火)和火災(zāi)后Q460端板連接節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系

Fig.17 Moment-rotation relationship of Q460 endplate connections at ambient temperature(without fire exposure) and after fire

4.1.2節(jié)點(diǎn)的主要力學(xué)性能

對節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能包括初始剛度、抗彎承載力和轉(zhuǎn)動(dòng)能力等參數(shù)進(jìn)行評價(jià).表4為常溫下(未過火)和火災(zāi)高溫后Q460高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的主要力學(xué)性能的有限元分析結(jié)果.分析結(jié)果進(jìn)一步表明，歷經(jīng)550 ℃火災(zāi)高溫后高強(qiáng)鋼平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)的主要力學(xué)性能未發(fā)生明顯退化，火災(zāi)后剩余承載力達(dá)到受火前的90%以上，可為在火災(zāi)中未發(fā)生倒塌的高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的再利用提供參考.

此外，從表4還可看到，隨端板厚度增加，節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力有所下降.這是因?yàn)楸M管端板較厚可以提高節(jié)點(diǎn)抗彎承載力，但是端板厚度的增加會(huì)降低節(jié)點(diǎn)的變形能力，使節(jié)點(diǎn)破壞模式由模式1向模式2(甚至是模式3)轉(zhuǎn)變，出現(xiàn)端板還未發(fā)生充分的塑性變形前螺栓斷裂破壞的情況.

注：SiniQ460-P和SiniQ460-A分別為火災(zāi)后和常溫下(未過火)Q460端板連接節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，kN·m·rad-1；MrQ460-P和MrQ460-A分別為火災(zāi)后和常溫下(未過火)Q460端板連接節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力，kN·m；φrQ460-P和φrQ460-A分別為火災(zāi)后和常溫下(未過火)Q460端板連接節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，mrad.

4.2 Q460高強(qiáng)鋼與Q345普通鋼端板連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能對比

4.2.1節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線

Q460高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)和Q345普通鋼端板連接節(jié)點(diǎn)歷經(jīng)550 ℃火災(zāi)高溫后的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系如圖18所示.圖18表明，由于節(jié)點(diǎn)采用的端板材料的強(qiáng)度、剛度以及延性的不同，因此節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能也不同.節(jié)點(diǎn)端板厚度相同時(shí)， Q460系列節(jié)點(diǎn)的抗彎強(qiáng)度、初始剛度均大于Q345系列節(jié)點(diǎn)的相應(yīng)力學(xué)參數(shù).Q460系列節(jié)點(diǎn)的變形能力則弱于Q345系列節(jié)點(diǎn)的變形能力.

圖18 火災(zāi)后Q460端板連接節(jié)點(diǎn)與Q345端板連接節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系

Fig.18 Moment-rotation relationship of Q460 endplate connections and Q345 endplate connections after fire

根據(jù)如圖18所示的節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，按照端板材料和端板厚度的不同將節(jié)點(diǎn)分為4組，分組結(jié)果如表5所示.每組中包含一個(gè)Q460端板連接節(jié)點(diǎn)和一個(gè)Q345端板連接節(jié)點(diǎn)，結(jié)合圖18中的曲線可以看出，表5中每組內(nèi)的兩條曲線在節(jié)點(diǎn)初始剛度、節(jié)點(diǎn)抗彎承載力、節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力方面均較為相近.由此得出如下結(jié)論：在平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)中，與采用較厚普通鋼端板的節(jié)點(diǎn)相比，通過合理的節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)，采用較薄高強(qiáng)鋼端板的節(jié)點(diǎn)可實(shí)現(xiàn)相近的承載力以及更高的(至少是相當(dāng)?shù)?節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力.

表5 節(jié)點(diǎn)分組

4.2.2節(jié)點(diǎn)主要力學(xué)性能的比較

表6為火災(zāi)后Q460端板連接節(jié)點(diǎn)與Q345端板連接節(jié)點(diǎn)主要力學(xué)性能的有限元對比結(jié)果.由表6可知：火災(zāi)后，端板材料是否采用高強(qiáng)鋼對節(jié)點(diǎn)初始剛度基本無影響；端板材料對節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力有所影響，在端板厚度相同的情況下，采用普通鋼Q345端板的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力優(yōu)于采用高強(qiáng)鋼Q460端板的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力，這是由高強(qiáng)鋼Q460的延性較普通鋼Q345差所引起的；端板材料對節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力影響明顯.值得注意的是，當(dāng)端板較厚時(shí)，端板材料對節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的影響逐漸減弱.表6中，當(dāng)節(jié)點(diǎn)端板厚度為8 mm或10 mm時(shí)，MrQ345-P僅為MrQ460-P的0.58倍，當(dāng)節(jié)點(diǎn)端板厚度達(dá)到16 mm時(shí)，MrQ345-P為MrQ460-P的0.89倍.這是因?yàn)楫?dāng)端板較厚時(shí)，節(jié)點(diǎn)的極限承載力由螺栓控制，即隨端板厚度增加，失效模式由模式1逐漸向模式2、甚至模式3轉(zhuǎn)變.

表6 火災(zāi)后Q460端板連接節(jié)點(diǎn)與Q345端板連接節(jié)點(diǎn)主要力學(xué)性能對比

注：SiniQ345-P和SiniQ460-P分別為火災(zāi)后Q345端板和Q460端板連接節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，kN·m·rad-1；MrQ345-P和MrQ460-P分別為火災(zāi)后Q345端板和Q460端板連接節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力，kN·m；φrQ345-P和φrQ460-P分別為火災(zāi)后Q345端板和Q460端板連接節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，mrad.

5 結(jié)論

(1) 本文有限元模型均能正確模擬歷經(jīng)火災(zāi)高溫后高強(qiáng)鋼節(jié)點(diǎn)的變形、彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系和應(yīng)力分布等.

(2) 無論在常溫下還是火災(zāi)后，隨端板厚度增加，節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度以及抗彎承載力增大，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力減小.

(3) 高強(qiáng)鋼平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)在歷經(jīng)550 ℃火災(zāi)高溫并冷卻至室溫后，主要力學(xué)性能未發(fā)生明顯退化.

(4) 端板材料對平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)初始剛度基本無影響.

(5) 端板材料對平齊式端板連接節(jié)點(diǎn)抗彎承載力影響顯著，并且隨端板厚度增加而減弱.

(6) 通過合理的節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)，與采用較厚普通鋼端板的節(jié)點(diǎn)相比，采用較薄高強(qiáng)鋼端板的平齊式節(jié)點(diǎn)可實(shí)現(xiàn)相近的承載力以及更高的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力.