劉 晨, 馬廣田, 李曉東

(1.蘭州市城市建設設計院，蘭州 730050；2.蘭州理工大學，蘭州 730050)

傳統(tǒng)鋼結構梁柱節(jié)點的連接形式在強震作用下往往因脆性破壞而產生嚴重的地震危害，危及人們的人身和財產安全。在1994年的美國Northridge地震[1]及1995年的日本阪神地震發(fā)生后，研究學者們開始注重于鋼結構梁柱節(jié)點的脆性破壞問題。學者們發(fā)現(xiàn)強震作用下，梁柱節(jié)點焊縫位置及焊縫的熱影響區(qū)域率先破壞，而梁翼緣很少表現(xiàn)屈服跡象[2-3]。為改善傳統(tǒng)梁柱節(jié)點的連接形式避免強震作用下的脆性破壞，提出兩種解決思路：一是減小節(jié)點區(qū)域的應力集中的大小，改善應力分布；二是通過削弱梁的翼緣或增強梁柱節(jié)點的構造措施實現(xiàn)塑性鉸外移[4]。楊松森等[5-6]研究了外套筒螺栓連接加強型節(jié)點的力學性能，分析了滯回性能、延性、耗能及剛度退化規(guī)律等。王燕等[7]、馬強強等[8]研究了內套筒螺栓連接節(jié)點的抗震性能，并建議了螺栓尺寸與數(shù)量及內套筒板厚的取值范圍。趙廣軍[9]、陳延國等[10]對腹板開孔型節(jié)點做了理論分析并進行了框架試驗驗證抗震性能。郁有升等[11-12]提出一種通過在懸臂梁與框架梁的上、下翼緣交互處布置拼接板連接的構造形式，研究結果表明試件具有較好的延性和耗能能力。但該形式試驗過程中出現(xiàn)了焊縫處梁翼緣的屈曲，加載端腹板屈曲，并未實現(xiàn)精準耗能和震后可替換耗能構件的目標。

針對以上情況并參考設計標準[13]，提出一種新型可替換耗能構件的梁端削弱型塑性鉸結構形式，目的在于增加節(jié)點的延性和耗能能力[14-15]。在地震作用下，通過耗能板屈服變形耗散地震能量，實現(xiàn)精準耗能能力。地震作用后，保證梁柱節(jié)點位置無明顯變形，節(jié)點焊縫無明顯裂縫，通過更換上、下耗能板實現(xiàn)中震可修的抗震設防目標。

1 塑性鉸構造設計

基于目前削弱型節(jié)點的抗震性能研究理論，提出一種新型裝配式梁翼緣削弱型連接形式如圖1所示，該節(jié)點由單板、雙板、上下耗能板和螺栓組成。連接方法是單板和雙板通過旋轉螺栓連接，單板焊接在左側懸臂短梁，雙板分別焊接在長梁的前后兩側，耗能板通過螺栓分別與左右梁的翼緣相連。

圖1 新型塑性鉸構造圖

2 塑性鉸的耗能能力分析

2.1 構造耗能機制與理論分析

2.1.1 構造的耗能原理

該新型裝配式耗能構件的作用機理是，地震作用下柱與梁會發(fā)生相對轉動，此時旋轉單元以旋轉螺栓為旋轉軸發(fā)生相對轉動，同時耗能板開始發(fā)生拉伸或者收縮，當耗能板開始發(fā)生塑性變形直至全截面屈服的過程也是耗散地震能量的過程。受力的過程分為三個階段，第一個階段：耗能板在彈性范圍內工作，彎矩由耗能板傳遞至梁柱節(jié)點，剪力主要由旋轉螺栓承擔；第二個階段：耗能板隨變形增加開始屈服，耗散地震能量，旋轉單元相對轉角逐漸變大；第三個階段：耗能板塑性變形過大，當再次加載時，受拉側耗能，受壓側屈曲，耗能能力大幅度降低。第三階段后，可將耗能板視為損壞，新型塑性鉸此時完全變成鉸接，不再向梁柱焊接位置傳遞彎矩。所以耗能能力的大小取決于耗能板在第二階段是否能夠表現(xiàn)出足夠的延性，也就是取決于耗能板的削弱深度的大小。

2.1.2 削弱深度的理論研究

目前鋼結構梁柱剛接的形式有多種，本構件采用的是翼緣、腹板全熔透的對接焊接形式，焊縫的計算簡圖如圖2(a)所示，首先假定焊縫的翼緣處不受剪力，且腹板上的剪應力分布均勻[16]，則剪應力計算公式為

(1)

式(1)中：τf為腹板位置焊縫的剪應力；r為工藝孔尺寸，為保證焊縫質量預留的工孔；h為腹板的高度；t2為腹板焊縫厚度；F為梁端加載點的集中力。

圖2 截面計算簡圖

(2)

(3)

式(3)中：t1、b分別為梁的翼緣厚度和寬度，也是翼處焊縫的計算厚度和焊縫長度；MRω為焊縫截面的抗彎承載力。

將式(2)代入式(3)得：

MRω=σ1(b-2t1)t1(h+t1)+

(4)

對于圖1(a)中1—1截面，如圖2(b)所示，假設耗能板削弱最大的截面上的點同時達到塑性變形階段，同時提供抗彎承載力。那么進入塑性階段該截面的抗彎承載力可為

(5)

式(5)中：t4、h1分別表示耗能板板加勁肋的厚度和外伸寬度；MRr為圖1(a)中1—1截面的抗彎承載力；a為耗能板一邊的削弱深度；t3為耗能板的厚度；σ2為耗能板材料的屈服強度。設γx1、γx2分別為焊縫截面和圖1(a)中1—1截面的塑性發(fā)展系數(shù)；焊縫易發(fā)生脆性破壞，不考慮塑性發(fā)展，取γx1=1，圖1(a)中1—1截面上耗能板與腹板分離，取值γx2=1；為了使削弱的截面先于焊縫截面屈服，則需要滿足以下公式：

γx1MRω=Mω

(6)

γx2MRr

(7)

式中：Mω為焊縫截面上的彎矩；Mr圖1(a)中1—1截面處的彎矩。當梁上集中力F達到一定數(shù)值時，1—1截面開始屈服耗能，而梁柱節(jié)點焊縫截面還未開始屈服，這樣就能夠保證焊縫的安全，起到保護梁柱節(jié)點的作用。

2.1.3 算例

梁截面尺寸為H300 mm×200 mm×8 mm×12 mm，梁、柱截面具體尺寸如圖3所示。削弱最大截面1—1如圖4所示，加勁板外伸寬度為30 mm，厚度為10 mm。加載位置為懸臂梁上距離焊縫截面2 m處，集中力大小用F表示。

圖3 梁柱橫截面尺寸詳圖

圖4 梁柱節(jié)點尺寸圖

當焊縫截面將要發(fā)生破壞時由式(6)得MRω=Mω=2F。

代入式(4)得：

σ1(b-2t1)t1(h+t1)+

經迭代計算得F≈123.27 kN。

由式(7):MRr<Μr=(2-0.22)F， 代入式(5)得a>29.3 mm。即耗能板的每一邊削弱深度都要大于29.3 mm，以保證在圖1(a)中1—1截面處會先于焊縫截面發(fā)生屈服破壞。

2.2 有限元分析

2.2.1 有限元建模及約束條件

選用ABAQUS有限元分析軟件建立模型并進行非線性分析，采用線性減縮積分單元(C3D8R)劃分網(wǎng)格(圖5)，鋼材選用Q345B，本構關系采用多線性隨動強化三折線模型，分析步幅值加載曲線如圖6所示，其中幅值系數(shù)與設置的加載位移(50 mm)乘積表示每個分析步計算時的實際加載位移。采用von-Mises屈服準則，試件為梁柱節(jié)點且不考慮其他梁柱對節(jié)點的影響。模型中在柱的上下兩個截面位置施加鉸接約束，為避免加載點的應力集中現(xiàn)象，該模型在梁端位置建立耦合點，用于位移加載。通過對不同的削弱尺寸進行有限元模擬，比較不同削弱深度下構件單元的耗能能力和焊縫截面處的屈服強度大小，來確定合適的削弱深度，同時也為了驗證理論的結果是否與模擬相近。模型試件的標號及節(jié)點的參數(shù)如表1所示，柱的截面尺寸是H400 mm×300 mm×10 mm×16 mm，梁的截面尺寸是H300 mm×200 mm×8 mm×12 mm。最大削弱截面位置在距離梁柱焊縫220 mm處。

圖5 有限元分析模型網(wǎng)格劃分

圖6 分析步幅值曲線

表1 模型的設計參數(shù)

2.2.2 數(shù)值模擬結果對比分析

為研究不同削弱深度對梁柱節(jié)點焊縫的影響，選取表1所列試件進行數(shù)值模擬分析。主要通過滯回曲線研究滯回性能，滯回曲線如圖7(a)所示。

圖7(a)結果顯示，削弱30 mm的滯回曲線更飽滿，承載能力相對于削弱深度為20 mm稍微降低，原因是當削弱深度小于30 mm時，節(jié)點最薄弱的位置是梁柱連接的焊縫，焊縫率先屈服破壞，承載力的大小取決于焊縫的強度；削弱深度40 mm耗散的總能量比較大，原因在于耗能板發(fā)生屈服變形的能力相對較強，即延性較大。所以適當?shù)脑黾酉魅跎疃瓤梢蕴岣哒w耗能能力。

圖7 滯回曲線與耗能

滯回曲線比較飽滿，反映出了結構本身具有良好的耗能能力。隨著削弱深度的增加，耗能板的延性提高，耗能能力提高。當每一側的削弱深度是30 mm時，既能保證結構良好的耗能能力，也能保證結構具有足夠的承載能力。

圖8(a)中B表示圖1(a)中1—1橫截面的上翼緣處沿削弱最深處連線上點的分布路徑，圖8(b)中H表示沿梁端上下翼緣之間點的分布路徑。圖8中沿翼緣寬度方向應力大小取決于塑形截面模量的大小，因為削弱深度的增加，讓受力截面減小，那么在相同的外力作用下，塑形截面模量小的內力更大。加勁肋的存在使曲線在零點位置存在應力突降的情況。從腹板焊縫受力情況來看，削弱深度的增加會降低腹板邊緣焊縫的應力，起到了保護焊縫的作用。當梁受到外力作用時，一部分力由旋轉單元傳給懸臂梁端腹板，從而使腹板中性軸附近出現(xiàn)應力增加的情況，結果由上圖可以看出。

滯回曲線是力-位移曲線，是結構的耗能能力和整體變形能力的綜合體現(xiàn)。分析結果表明，通過增加耗能板的削弱深度，能較為精確的降低削弱截面的抗彎承載力，使耗能板削弱位置先于梁柱焊縫位置屈服，實現(xiàn)了塑性鉸的外移。

圖8 削弱最深處橫截面與短梁腹板豎向應力分布

3 工程案例分析

使用Perform-3D軟件對框架進行push-over分析[18]，因在ABAQUS中的分析使用的僅豎向的加載，沒有考慮側向力的作用，所以框架可選用一榀鋼框架進行推覆分析?？蚣苓x取兩跨七層的單榀框架(圖9)，每一跨的寬度是4.5 m，層高3.3 m，梁端塑性鉸距離梁柱焊縫的0.21 m，采用倒三角分布水平荷載的加載模式，將模型推覆直至截面極限強度，此時軟件終止分析。

圖9 框架塑性鉸布置圖

圖10 基底剪力-頂層位移角對比圖

圖10為底層柱基底剪力-頂層位移角曲線圖，圖中的顯示結果表明，位移角起初均勻增加，而后迅速增加，而框架的承載能力達到屈服強度后增加緩慢。由于此框架模型中對柱設置為只在彈性范圍內工作，所以曲線實際反應的是整體框架結構在彈塑性工作階段的位移角變化情況。曲線第一次出現(xiàn)轉角的位置同塑性鉸的抗剪承載力大小相近，與普通的梁截面相比，帶有新型塑性鉸的框架承載能力有所降低且不容忽視。結構表現(xiàn)得更易屈服，也從一方面反應了該塑性鉸會增加結構的延性，增加地震作用下節(jié)點屈服耗能的幾率。

4 結論

(1) 由ABAQUS模擬結果中飽滿的滯回曲線可知，該結構擁有良好的滯回耗能能力。在削弱深度取不同數(shù)值時，結構的耗能能力也在變化。削弱深度在適當?shù)娜≈捣秶鷥葧r，增加削弱深度會增加整體耗能能力。

(2) 隨著耗能板削弱深度的增加，梁柱連接處腹板焊縫的內力隨之減小，說明削弱深度增加會降低焊縫內力，實現(xiàn)了塑性鉸的外移，起到保護梁柱節(jié)點的作用。

(3) 削弱深度的增加會提高結構的延性，延性的增加是耗能總量增加的主要原因。由push-over分析可以說明，塑性鉸的承載能力對框架承載能力降低的影響不容忽略。也說明僅僅通過增加削弱深度提高耗能能力，并不能滿足現(xiàn)實生活的需要。

(4) 計算結果和模擬結果在承載能力和削弱深度兩個方面數(shù)值比較接近，說明可用上述公式進行預先的取值計算。