顏彥　王波

摘? ? 要：創(chuàng)新性地提出了梁削弱結(jié)合端板加勁肋的新型外伸端板連接，并運用通用有限元軟件ANSYS 建立三維有限元模型，對外伸端板連接節(jié)點進行滯回性能分析。結(jié)果表明：本文提出的新型外伸端板連接具有與普通外伸端板連接相當?shù)臏匦阅堋?/p>

關(guān)鍵詞：梁削弱;外伸端板連接;有限元分析;滯回性能

1? 前言

1994年美國洛杉磯北嶺地震和1995年日本神戶地震中，許多鋼框架結(jié)構(gòu)因梁柱連接節(jié)點發(fā)生脆性斷裂而遭受破壞，促使工程界開始廣泛研究梁柱連接節(jié)點的構(gòu)造措施與抗震性能[1][2][3][4]，并陸續(xù)提出了各類梁削弱型節(jié)點形式。然而目前工程界對梁削弱型節(jié)點的研究多以梁柱全焊接節(jié)點為對象，鮮有針對端板螺栓連接的文獻。本文通過有限元分析，考察梁翼緣和腹板開孔以及端板加勁肋組合下外伸端板連接的滯回性能。

2? 有限元分析

使用有限元軟件ANSYS建立了6個有限元模型，主要參數(shù)見表1。梁截面尺寸均為300mm×200mm×8mm×12mm，柱截面尺寸均為300mm×250mm×8mm×12mm。端板厚度均為20mm，柱加勁肋與梁翼緣等厚，端板加勁肋與梁腹板等厚。

2.1? 有限元模型

構(gòu)件均為8節(jié)點實體單元SOLID 185;采用單元TARGE 170和CONTA 174模擬面-面接觸;采用PSMESH命令創(chuàng)建預拉單元PRETS 179，并用SLOAD 命令施加螺栓預拉力。利用幾何對稱性取實際結(jié)構(gòu)的一半建模，在梁柱腹板中心面施加對稱約束，柱端通過全約束形成固定支座。圖1為部分有限元模型示意圖。

2.2? 材料特性

鋼板為Q235鋼，采用多線性隨動強化模型并參考清華大學的試驗數(shù)據(jù)[5]定義材料的應力—應變曲線。端板摩擦面的抗滑移系數(shù)取0.44。螺栓的材料特性通過雙折線模型進行模擬，屈服強度fby=940MPa，極限抗拉強度fbu=1175MPa。泊松比均取0.3，彈性模量E=2.06×105MPa，采用von Mises屈服準則，材料屈服后采用流動理論。

2.3? 分析過程

分析過程分兩個荷載步：第一步施加螺栓預拉力;第二步施加低周反復荷載，荷載采用文獻[6] K2.4b節(jié)的建議值。

2.4? 計算結(jié)果

各有限元模型的滯回曲線如圖2所示?？梢钥吹?，模型M3的滯回曲線略呈“反S形”，曲線中段存在捏攏;其余模型的滯回曲線總體呈“梭形”，穩(wěn)定且飽滿。模型M3的端板未設加勁肋，端板抗彎剛度較低，節(jié)點進入塑性后端板變形較大，高強度螺栓更早進入塑性，端板和柱翼緣之間的縫隙不斷增大，反向加載時需要先閉合縫隙，此時節(jié)點轉(zhuǎn)動剛度小，變形恢復能力較差。

模型M1和M4的滯回曲線比較接近，表明梁翼緣開孔較小，對截面的削弱不明顯;模型M1和M5的滯回曲線差異明顯，M1的殘余變形大于M5，前者塑性耗能能力比后者強，表明腹板開洞較大，對截面的削弱比較顯著。

各有限元模型的能量耗散系數(shù)發(fā)展趨勢如圖3所示。可以看出，當節(jié)點轉(zhuǎn)角小于0.02rad，各模型的能量耗散系數(shù)十分接近，隨著荷載級數(shù)增加，模型耗能能力的差距越來越顯著。其中，模型M3未設置端板加勁肋，其耗能能力顯著弱于其他模型;模型M2和M5由于腹板開洞對截面削弱比較明顯，其耗能能力均弱于其他腹板未削弱的模型;模型M3與M5分別在轉(zhuǎn)角達到0.03rad和0.05rad后出現(xiàn)耗能能力下降的趨勢，表明其節(jié)點塑性發(fā)展過快，耗能儲備較少;模型M6的耗能能力比較接近M1，且在大變形區(qū)段強于M5，表明端板加勁肋加長后能夠有效彌補腹板開洞對截面剛度的削弱。

各有限元模型的節(jié)點骨架曲線如圖4所示。對比可知，除模型M3以外，其余模型的骨架曲線非常接近，屈服位移和屈服荷載基本相當。

3? 結(jié)論

經(jīng)一系列有限元分析，得到以下結(jié)論：

（1）翼緣削弱較少，對端板連接的滯回性能影響不明顯，建議后續(xù)增加開孔數(shù)量進一步探討。

（2）腹板削弱較多，對端板連接的滯回性能影響較明顯，表現(xiàn)為節(jié)點耗能能力有所降低。

（3）本文提出的新型外伸端板連接具有與普通外伸端板連接相當?shù)臏匦阅?，同時便于管線穿行，壓縮建筑層高。

參考文獻：

[1] MILLER D K. Lessons learned from the Northridge earthquake[J].Engineering Structures， 1998（4/5/6）：249～260.

[2] POPOV E P， YANG T S， Chang S P. Design of steel MRF connections before and after 1 994 Northridge earthquake[J]. Engineering Structures，1998（12）：1030～1038.

[3] NAKASHIMA M， INOUE K， TADA M. Classification of damage to steel buildings observed in the 1995 Hyogoken—Nanbu earthquake[J]. Engineering Structures， 1998（4/5/6）：271～281.

[4] 黃炳生.日本神戶地震中建筑鋼結(jié)構(gòu)的震害及啟示[J].建筑結(jié)構(gòu)，2000（30）：24～25.

[5] 石永久，李兆凡，陳宏，王元清.高層鋼框架新型梁柱節(jié)點抗震性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學報，2002（3）：2～7.

[6] AISC 341—16. Seismic Provisions for Structural Steel Buildings[S].