覃健桂，潘建榮,2，王湛,2，王鵬，李彬

(1. 華南理工大學土木與交通學院，廣東廣州，510640；2. 華南理工大學亞熱帶建筑科學國家重點實驗室，廣東廣州，510640)

在鋼結構建筑中，梁柱連接節(jié)點的性能對鋼框架有較大的影響[1?3]。梁柱連接節(jié)點的形式有端板連接[4?6]、T 型件連接[7?9]、角鋼連接[10?12]及焊接連接[13?15]等。對于柱子采用H型鋼的空間節(jié)點，其弱軸方向的連接主要有將梁直接連接于柱腹板上以及將梁連接于柱翼緣的連接板上這2種連接方式。

對于在弱軸方向將梁連接于柱腹板的空間節(jié)點，韓冬等[9]設計了一組T型件連接節(jié)點，COSTA等[6]設計了一組端板連接節(jié)點，其研究結果表明在弱軸作用下柱腹板發(fā)生較大面外變形，影響了節(jié)點的受力性能。對于弱軸梁連接于柱翼緣上的連接板的節(jié)點，LOUREIRO等[5]設計了一組端板連接空間節(jié)點，并在梁端施加單調荷載，發(fā)現弱軸連接構造使得節(jié)點剛度顯著提高；CABRERO 等[7]設計了一組T型件連接節(jié)點，通過在梁端施加單調荷載以研究節(jié)點的靜力學性能，結果表明該類節(jié)點有較好的力學性能，但未對節(jié)點在低周往復荷載下的抗震性能進行分析。

在傳統的節(jié)點試驗研究中，學者們采用梁端加載的方式研究節(jié)點在豎向載荷下的變形，而GB 50017—2017“鋼結構設計標準”[16]中使用層間位移角來控制結構水平方向變形。何嘉年等[17]的研究表明，節(jié)點的轉動剛度對結構抗側性能有較大影響，因而對于實際結構，應考慮其水平荷載作用下節(jié)點的抗側性能。韓冬等[9]采用了柱頂加載的方式研究節(jié)點在水平荷載下的受力性能，發(fā)現柱頂加載的方式更符合實際工程，能合理反映節(jié)點的實際受力狀況。

本文通過設置弱軸連接板來模擬空間連接節(jié)點，在柱頂施加水平低周往復荷載來研究節(jié)點的耗能性能、初始轉動剛度、延性以及不同構造下的破壞模式，并利用有限元分析來研究節(jié)點的受力機理，以期為實際工程設計提供依據。

1 試驗研究

對于空間連接節(jié)點，柱子強軸方向以及弱軸方向均有梁連接，考慮到將梁連接于腹板的節(jié)點構造易破壞柱腹板從而影響節(jié)點性能，因此，本文針對如圖1所示的空間連接節(jié)點進行試驗研究。

1.1 試驗設計

設計6個梁柱連接節(jié)點進行研究，梁和柱的截面高度×截面寬度×腹板厚度×翼緣厚度分別為300 mm×200 mm×8 mm×12 mm和300 mm×300 mm×10 mm×15 mm，T型連接件的截面寬度×截面長度×腹板厚度×翼緣厚度為250 mm×200 mm×10 mm×16 mm，其中梁長1 500 mm，柱高2 100 mm。為了研究強軸連接節(jié)點與弱軸連接節(jié)點性能的差異及弱軸連接構造對強軸節(jié)點性能的影響，本文通過改變節(jié)點的連接構造來研究T型件連接節(jié)點的力學性能，具體試件參數如表1所示。

表1 試件參數Table 1 Specimen parameters

節(jié)點采用10.9 級M20 螺栓連接，梁、柱以及連接件均采用Q345 鋼材，連接形式如圖2 所示。試件Ma-S-16及Ma-C-16連接形式如圖2(a)所示(邊柱僅安裝1 根側梁)，試件Mi-S-16，Mi-S-12 及Mi-C-16連接形式如圖2(b)所示(邊柱僅安裝1根側梁)，試件Ma-S-0連接形式如圖2(c)所示。

圖2 試驗節(jié)點連接形式Fig.2 Construction of test connections

T型件上螺栓位置布置如圖3所示。

圖3 T型件螺栓布置Fig.3 Bolt position of T-stub

1.2 荷載加載制度及測量方法

采用MTS電液式伺服加載系統的作動器(簡稱MTS作動器)在柱頂施加水平荷載，模擬分析結構在水平荷載作用下的節(jié)點響應，同時在梁端通過兩端鉸接的連接桿進行連接，并利用連接桿中的拉壓傳感器測量梁端荷載，具體加載裝置如圖4所示。

圖4 加載裝置Fig.4 Loading setup

試驗先在柱頂施加豎向荷載(軸壓比為0.3)，然后通過MTS 作動器向柱頂施加低周往復的水平荷載，水平荷載全程由位移控制，具體加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度Fig.5 Loading process

為了準確測量節(jié)點轉角，本次試驗的具體測量方案如圖6所示，圖中D1～D6為位移計編號。

基于圖6所示的測量方案，節(jié)點彎矩M、轉角θ可由式(1)～(6)計算得到。

圖6 位移測量方案Fig.6 Measurement scheme of displacement

式中：F為圖4所示梁端拉壓傳感器測得的梁端荷載；L為梁端荷載到柱翼緣距離；θ1和θ2分別為梁、柱的相對轉角和柱剪切域的位移角；Hb和Hc為表示梁和柱的截面高度；ui為梁和柱相對位移，i=1，2，3，4，對應圖6中編號為D1～D4的位移計測得的位移；u5和u6分別對應圖6中編號為D5和D6的位移計測得的位移；a為柱剪切域對角線長度；b為柱剪切域對角線長度變化值。

1.3 試件破壞模式

由于節(jié)點為螺栓連接節(jié)點，在加載的中后期，梁翼緣與T型件腹板之間存在明顯滑移，在加載過程中會不斷發(fā)出“咔咔”響聲并伴隨較大的震動，如圖7所示。

圖7 加載過程中構件滑移Fig.7 Component slip during loading

本次試驗研究的試件破壞模式有螺栓拉斷(破壞模式1)、T 型件翼緣與腹板連接處斷裂(破壞模式2)以及弱軸連接板處破壞(破壞模式3)這3 種，其中弱軸連接板破壞又可分為連接板與柱翼緣焊接處拉斷(破壞模式3a)及連接板與梁翼緣連接處剪切破壞(破壞模式3b)，具體如圖8所示。

由于各節(jié)點構造不同，不同節(jié)點的破壞形式并不單獨存在，而是以其中一種或者幾種破壞模式存在，試件的具體破壞模式如表2所示。

表2 試件破壞模式Table 2 Failure modes of connections

節(jié)點的破壞模式受到節(jié)點組件的邊界條件影響，設置弱軸連接板后可明顯改變柱子與T型件連接部分的邊界條件，如圖9所示。由圖9可見：普通強軸節(jié)點由柱腹板與柱翼緣形成T型件；設置了弱軸連接板后，強軸節(jié)點的柱翼緣由于受到兩側連接板的約束作用而形成E型件，因而，該處柱翼緣面外剛度較大；弱軸節(jié)點由弱軸連接板與柱翼緣形成C型件，中間螺栓作用處面外剛度較小。

圖9 節(jié)點柱與T型件連接處的邊界條件Fig.9 Boundary conditions at the connection of column and T-stub

綜合節(jié)點組件邊界條件的改變與節(jié)點破壞模式的關系可得出以下結論。

1)節(jié)點連接板的面外剛度越小，螺栓外側板產生的撬力越大[18]。相對于Ma-S-16試件，Ma-S-0試件由于無弱軸連接板對柱翼緣約束而使得該柱翼緣面外變形剛度相對較小，因而，節(jié)點的螺栓拉斷破壞時T型件產生的裂縫比Ma-S-16試件的更大。同樣，Mi-S-12 試件的螺栓比Mi-C-16 試件的螺栓先破壞，Mi-C-16 試件的螺栓比Ma-C-16 試件的螺栓先破壞。

2)中柱節(jié)點(Ma-C-16 試件)和邊柱節(jié)點(Ma-S-16 試件)均在T 型件翼緣與腹板連接處產生較大裂縫，二者破壞模式的區(qū)別主要為Ma-S-16試件螺栓拉斷，Ma-C-16 試件柱子剪切域(柱腹板上下加勁肋間區(qū)域)發(fā)生剪切破壞。這是因為中柱節(jié)點受到兩側梁的約束作用使得該節(jié)點柱的剪切域產生較大剪切變形，因而，其內側撬力較小。

3)Mi-S-16試件的弱軸連接板與柱翼緣焊接處拉斷破壞，而Mi-C-16 試件及Mi-S-12 試件的連接板未發(fā)生破壞，這表明Mi-S-16試件的弱軸連接板焊縫強度不足。由于本次試驗中對弱軸連接板與柱翼緣采用的是角焊縫焊接，因此，為了避免實際工程中出現類似問題，建議該處采用熔透焊接或在轉角處焊接角鋼以增加其連接處強度。

1.4 試驗結果分析

1.4.1 節(jié)點加載試驗的滯回曲線

節(jié)點加載試驗的滯回曲線如圖10 所示(其中，P為壓力，Δ為位移)。由圖10 可見節(jié)點滯回環(huán)比較飽滿，由于節(jié)點加載過程中存在滑移頓挫的現象，導致加載曲線不平滑。

圖10 節(jié)點加載試驗的滯回曲線Fig.10 Hysteretic curves of test connections

本文采用由滯回曲線計算得到的等效黏滯阻尼比來表征節(jié)點的耗能性能[19]，如圖11(a)所示。

式中：ζE為等效黏滯阻尼比；S1和S2分別為滯回環(huán)面積及等效面積。

不同試件等效黏滯阻尼比如圖11(b)所示。

圖11 試件等效黏滯阻尼比Fig.11 Equivalent viscous damping ratio of test connections

由圖11可看出：

1)各試件節(jié)點黏滯阻尼比為0.2～0.5，表明節(jié)點有較高的耗能性能。

2)Mi-C-16試件的黏滯阻尼比最小，約為0.2，這是因為節(jié)點弱軸連接板剛度較小，節(jié)點初始轉動剛度較小，在發(fā)生塑性變形后卸載時對應的剛度較小，即S1較小。此外，節(jié)點主要變形及耗能集中于弱軸連接板，因而，Mi-C-16試件黏滯阻尼比相對較小；

3) Mi-S-16 試件黏滯阻尼比最大，約為0.5，這是因為該節(jié)點剛度較大，在發(fā)生塑性變形后卸載時對應的剛度較大，即S1較大；此外，節(jié)點各個組件之間剛度分配恰當，不會出現個別組件剛度較小的現象，使得各個組件共同參與耗能，因而，節(jié)點具有較高的耗能性能。

1.4.2 節(jié)點加載試驗的彎矩?轉角骨架曲線

通過梁端拉壓傳感器及節(jié)點處的位移傳感器計算得到的節(jié)點彎矩?轉角曲線的骨架曲線，如圖12所示。

圖12 節(jié)點加載試驗的彎矩?轉角骨架曲線Fig.12 Moment?rotation skeleton curve of connection tests

從圖12 可以看出：受T 型件腹板與梁翼緣滑移的影響，節(jié)點彎矩轉角曲線有較明顯的抖動，并且在加載的中后期曲線波動長期存在。

根據骨架曲線及PARK法[20]可計算節(jié)點的屈服彎矩及初始轉動剛度，如圖13所示。圖13中，Mu為極限彎矩；Rini為節(jié)點初始轉動剛度，可由式(8)計算得到；θy為屈服轉角；θu為極限轉角；θmax為最大轉角；α為彎矩折減系數，取0.7。

圖13 節(jié)點屈服彎矩及初始轉動剛度計算示意圖[20]Fig.13 Diagram for calculating yield moment and initial rotational stiffness of connections[20]

節(jié)點延性可以表征節(jié)點屈服后繼續(xù)承載的能力，可由下式計算得到：

式中：μθ為節(jié)點延性系數；θy為屈服轉角；θmax為最大轉角。節(jié)點力學性能對比如表3所示。

表3 節(jié)點力學性能對比Table 3 Mechanical behavior comparison of connections

由表3可知：

1) 相對于中柱節(jié)點，邊柱節(jié)點(Ma-S-16 試件相對于Ma-C-16 試件，Mi-S-16 試件相對于Mi-C-16 試件)初始轉動剛度約提高50%，這是因為中柱節(jié)點在兩側梁的作用下，柱子剪切域受到兩側同向彎矩作用而變形明顯，從而使得節(jié)點初始轉動剛度明顯減小。相對于強軸節(jié)點，弱軸方向節(jié)點(Mi-S-16 試件相對于Ma-S-16 試件，Mi-C-16 試件相對于Ma-C-16 試件)的初始轉動剛度有一定幅度提高，這是因為柱子剪切域在弱軸方向抗側剛度由柱翼緣提供，明顯比強軸方向的柱腹板提供的抗側剛度大，但弱軸連接板的面外剛度較強軸方向柱翼緣的小。相對于沒有弱軸連接板的邊柱強軸節(jié)點，設置弱軸連接板后節(jié)點(Ma-S-16 試件相對于Ma-S-0試件)剛度提高約27%，表明弱軸連接板對于提高柱子剪切域抗側剛度以及柱翼緣的面外變形剛度有較大作用。此外，當弱軸連接板的厚度由12 mm 增加到16 mm 時，弱軸邊柱節(jié)點初始轉動剛度提高20%。

2)由于節(jié)點構造及破壞模式相似，因此節(jié)點極限承載力相差不大，但Ma-C-16及Mi-S-12 試件承載力相對較低，這是因為Ma-C-16試件在柱子剪切域產生較大變形，且該節(jié)點在剪切域產生剪切破壞，因而其極限承載力較低；而Mi-S-12試件由于其弱軸連接板剛度較小，在加載過程中產生較大的撬力，使得螺栓受力更大而被拉斷破壞。

3) 本次試驗的T 型件連接節(jié)點延性系數均大于5，表明T 型連接節(jié)點延性性能較好。Mi-S-12試件延性系數最大，這是因為弱軸連接板面外剛度較小，在節(jié)點組件屈服后仍有較大變形，節(jié)點延性性能較好。Mi-S-16試件延性系數最小，這是因為弱軸焊接板焊縫強度不足，導致節(jié)點提前發(fā)生脆性破壞。

2 有限元模型構建及受力機理分析

2.1 有限元建模

為了探究節(jié)點受力機理，采用ABAQUS 建立節(jié)點有限元模型進行分析，根據材性試驗結果得到的材料參數如表4所示。

表4 有限元模型材料參數Table 4 Material parameters of finite element model

為了使有限元模型與實際試驗的邊界一致，柱頂僅約束其面外變形，柱底為鉸接，梁端為可轉動及水平滑移的邊界條件。加載前，先在柱頂施加豎向荷載(軸壓比為0.3)，然后施加155 kN 螺栓預緊力，最后在柱頂施加水平荷載，采用位移控制(130 mm)。

有限元模型采用C3D8R 單元計算，并在應力復雜的區(qū)域進行網格細化以保證計算精度。模型網格劃分如圖14所示。

圖14 有限元模型網格劃分Fig.14 Meshing on finite element model

2.2 有限元模型驗證

節(jié)點有限元結果及試驗結果對比如圖15所示。從圖15 可以看出：試驗得到的骨架曲線略高于有限元分析得到的骨架曲線。這是因為在試驗加載過程中受到柱頂滑軌的摩擦力影響，但兩曲線基本重合，表明有限元模型能夠較好地反映實際試件的受力情況。

圖15 試驗結果與有限元分析結果對比Fig.15 Comparison of test and finite element analysis results

2.3 受力機理分析

由于節(jié)點撬力對節(jié)點組件的內力分配有較大影響[21]，為此，利用有限元提取受拉T型件與柱相接觸表面的合力及接觸應力，接觸面合力分為T型件內側合力與外側合力，具體內側、外側分區(qū)如圖16所示(本文提取合力不包括螺栓擠壓力影響區(qū)域的接觸力)，T 型件翼緣撬力隨彎矩的變化見圖17。此外，為了研究撬力分布情況，提取節(jié)點彎矩為150 kN·m 時各節(jié)點T 型件上的接觸應力，如圖18所示。

圖16 接觸應力提取位置示意圖Fig.16 Location diagram of extracted contact stress

圖17 T型件翼緣撬力?彎矩曲線Fig.17 Prying force?moment curves of T-stub flange

圖18 粱端彎矩為150 kN·m時接觸應力分布圖Fig.18 Distribution of contact stress when bending moment of beam end is 150 kN·m

由圖17 可以看出：當彎矩M≥150 kN·m 時，Ma-C-16試件的T型件內側翼緣的撬力小于外側翼緣的撬力。這是因為柱剪切域剪切變形較大，使得T型件內側翼緣的變形方向與撬力方向一致，從而減小了該處的撬力。Mi-S-12 試件的T 型件外側翼緣的撬力小于內側翼緣的撬力。這是因為弱軸連接板剛度較小，而該T型件因受到梁翼緣傳來的豎向剪力作用而受彎，導致內側翼緣受壓，外側翼緣受拉。

由圖18(a)可以看出：試件的接觸應力最大值在螺栓中線上(d=70 mm及d=180 mm)。由圖18(b)可以看出：當梁端彎矩為150 kN·m時，節(jié)點的接觸應力主要分布于螺栓外側(d>160 mm 及d<40 mm)，試件的T 型件翼緣在d<40 mm 處的接觸應力略大于其在d>160 mm處的接觸應力。這是因為T型件因受到梁翼緣傳來的豎向剪力作用而受彎，從而使得T型件內側翼緣受壓，外側翼緣受拉。

3 結論

1) 設置弱軸連接板可使強軸節(jié)點(Ma-S-16 試件相對于Ma-S-0 試件)初始轉動剛度提高約27%，這是因為弱軸連接板增加了柱子剪切域的抗剪剛度及柱翼緣面外變形剛度。

2) 邊柱節(jié)點相對于中柱節(jié)點(Ma-S-16 試件相對于Ma-C-16 試件，Mi-S-16 試件相對于Mi-C-16試件)，其初始轉動剛度約提高50%，這是因為柱子剪切域受到兩側梁同向彎矩影響而產生較大的剪切變形。弱軸方向節(jié)點的初始轉動剛度略高于強軸方向的初始轉動剛度，這是因為柱子剪切域在弱軸方向抗側剛度由柱翼緣提供，明顯高于強軸方向柱腹板的抗側剛度，但弱軸連接板面外剛度比強軸方向的柱翼緣的小，即強軸方向的柱子剪切域變形較大而柱翼緣面外變形小。

3) 在梁柱連接處，柱翼緣與柱腹板形成T 型件承受螺栓的面外拉力，而設置弱軸連接板后在該處則形成E型件，因而，該處柱翼緣面外剛度更大，導致試件破壞時有弱軸連接板的節(jié)點的T型件受拉開裂程度更小。

4)設置弱軸連接板的強軸節(jié)點在柱翼緣、柱腹板及弱軸連接板共同作用下形成的E型件剛度比弱軸節(jié)點的弱軸連接板與柱翼緣形成的C型件剛度大，因此，面外剛度較小的12 mm 弱軸連接板易產生較大撬力，導致節(jié)點連接螺栓發(fā)生拉斷破壞；而有弱軸連接板的強軸節(jié)點的柱翼緣面外變形剛度較大，導致其產生的撬力相對較小，節(jié)點破壞為T型件拉壞。

5)對于弱軸連接板與柱翼緣的焊接連接，建議采用熔透焊接或采用角鋼等加強件，以保證該處焊接質量，避免焊縫處拉開破壞。

6)T 型件連接節(jié)點黏滯阻尼比為0.2～0.5，因此，T型件連接節(jié)點有較高的耗能性能。

7)試驗的T 型件連接節(jié)點延性系數均大于5，表明T型連接節(jié)點延性性能較好。這是因為節(jié)點的T 型件、柱翼緣等在屈服后仍有較大的塑性變形，同時T型件在加載后期與梁翼緣發(fā)生滑移，使得節(jié)點延性增大。