孫 蕾

（新鄉(xiāng)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，河南 新鄉(xiāng) 453000）

0 引言

鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)用型鋼、鋼板等鋼材以加工、焊接、組合、安裝成構(gòu)造物，與傳統(tǒng)鋼筋混凝土構(gòu)造物比較，輕量化鋼構(gòu)造減少自重負(fù)擔(dān)，節(jié)省建材消耗。由于輕量化效果，減低了地震時水平力量，從而保護(hù)構(gòu)造物的安全。鋼構(gòu)造因其高強(qiáng)度及高韌性，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上較有彈性，也能符合構(gòu)造物大跨距的要求；且由于鋼結(jié)構(gòu)各構(gòu)件多在工廠內(nèi)預(yù)制，相比濕式構(gòu)造物而言，鋼構(gòu)造不易受天氣因素干擾，能更好地保證工期與施工質(zhì)量[1]。這都離不開對鋼結(jié)構(gòu)梁柱接頭韌性行為的把控。本文利用ABAQUS有限元分析軟件建立鋼構(gòu)分析模型，將梁翼不對稱梯度切削梁柱焊接接頭、梁翼單長肋加勁板梁柱焊接接頭2種改良式接頭與傳統(tǒng)梁柱接頭進(jìn)行對比，分析改良式接頭的韌性行為。

1 鋼結(jié)構(gòu)梁柱接頭形式及韌性改良

鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)力容易在梁柱接頭處產(chǎn)生應(yīng)力集中及焊接或螺栓接合破壞，而使整體結(jié)構(gòu)失效[2]。一般情況下，接頭部分的造價約占總造價的10%，但發(fā)生破壞所造成的損失卻是全局性的。

鋼結(jié)構(gòu)在地震力作用下可在梁柱接頭處的梁端產(chǎn)生塑性鉸，利用鋼材的塑性變形能力吸收地震能量，所以韌性佳而抗震。然而過去的經(jīng)驗(yàn)顯示鋼構(gòu)在強(qiáng)烈地震下經(jīng)常于梁柱接頭區(qū)發(fā)生破壞，多因梁柱接頭設(shè)計(jì)或施工不當(dāng)，傳統(tǒng)梁柱接合方式無法提供足夠的韌性發(fā)展。抗彎梁柱接頭的破壞情況包括梁翼板與腹板的撕裂、柱翼板撕裂、焊道破壞、剪力連接板開裂、接頭腹板交會區(qū)開裂等，都會大幅降低接頭的彎矩強(qiáng)度與勁度，導(dǎo)致接頭區(qū)的損傷，達(dá)不到設(shè)計(jì)的抗震能力[3]。

鋼結(jié)構(gòu)抗彎構(gòu)架主要是由鋼梁與鋼柱組合而成的空間構(gòu)架，在梁與柱的接頭頇具有充分傳遞彎矩與剪力的能力。傳統(tǒng)式梁柱接頭是以鋼梁翼板與柱翼板以全滲透開槽焊接接合，柱翼板與剪力板焊接后再與梁腹板以高張力螺栓接合。結(jié)構(gòu)受力后在鋼梁上的彎矩大部份由梁翼板來承受，而剪力則主要由梁腹板所承受，接頭處有許多焊道與螺栓相對產(chǎn)生弱面，不利接合處的韌性發(fā)展。為了使梁柱接頭的塑性區(qū)離開焊道與螺栓的弱面，并增加梁柱接頭吸收地震能量的能力，許多專家學(xué)者致力于改良式梁柱接頭的研發(fā)。目前采用的改良式接頭型式主要為加勁補(bǔ)強(qiáng)式與切削減弱式兩大類，補(bǔ)強(qiáng)式接頭的補(bǔ)強(qiáng)方式有梁翼板上加焊蓋板、肋板、托肩、側(cè)板等，切削減弱式則有梁翼板的切削或鉆孔等方法，其他亦有摩擦消能式、托架式及梁腹板開槽式等各式韌性接頭[4]。

鋼結(jié)構(gòu)抗彎構(gòu)架中梁柱接頭的塑性鉸若發(fā)生于梁柱交界面，將會使柱板在接合部厚度方向承受極大的應(yīng)變量，且在焊道及其熱影響區(qū)會有較大的應(yīng)變能力需求。但因柱板的厚度方向和焊道及其熱影響區(qū)的塑性變形能力不足，以致容易發(fā)生脆性斷裂現(xiàn)象，因此現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范已不容許塑性鉸發(fā)生于梁柱交界面，而要求頇采用韌性接頭，將塑性鉸位置移開梁柱交界面，以符合抗震設(shè)計(jì)規(guī)范需求。

韌性接頭可提升鋼結(jié)構(gòu)的抗震能力。其中切削減弱式接頭具有良好的韌性行為，但不同型式的翼板切削形狀與切削范圍直接影響到消能行為的發(fā)展，而且必須評估切削后梁的勁度與抵抗挫屈能力[5]。此外，相較于切削式接頭頇以全自動CNC機(jī)器對全尺寸鋼梁進(jìn)行切削，加勁補(bǔ)強(qiáng)工法僅需就較小尺寸的補(bǔ)強(qiáng)元件進(jìn)行施工焊接，具有施工便利性的優(yōu)點(diǎn)[6]。

為此，本文利用有限元分析探討鋼構(gòu)梁柱接頭的韌性行為，比較梁翼不對稱梯度切削梁柱焊接接頭及梁翼單長肋加勁板梁柱焊接接頭，2種改良式韌性接頭與傳統(tǒng)梁柱接頭的應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展情形，以了解韌性接頭的塑性行為及其對韌性容量的提升效果。

2 梁柱接頭的有限元建模分析

2.1 梁柱接頭設(shè)計(jì)

以鋼構(gòu)架層高4m、跨距10m，□700×700×40斷面的鋼柱及H800×350×20×35斷面的鋼梁為例，如圖1所示。梁柱采用ASTMA36鋼材，忽略焊接設(shè)計(jì)，假設(shè)焊接部位材料強(qiáng)度及性質(zhì)與母材相同。梁斷面積A=391cm2，強(qiáng)軸性質(zhì)如下：慣性矩Ix=423537cm4、斷面模數(shù)Sx=10588cm3、塑性斷面模數(shù)Zx=12036cm3。分析模型的建立是左右兩邊對稱的梁柱桿件受側(cè)力的情形，因此取原本梁半長為分析長度，將原本跨長10m的梁，簡化為5m懸臂梁。

圖1 構(gòu)架立面示意圖

經(jīng)檢核所選的鋼梁斷面寬厚比滿足規(guī)范塑性寬厚比(λpd)的要求，而其未側(cè)支撐長度Lb也在不發(fā)生側(cè)向扭轉(zhuǎn)挫屈的側(cè)撐長度Lp內(nèi)，表示斷面應(yīng)可以發(fā)揮其塑性彎矩強(qiáng)度，即未切削或未加勁的梁在分析時因設(shè)定其具彈塑性材料性質(zhì)，故預(yù)期梁的最大彎矩應(yīng)該可達(dá)到斷面塑性彎矩強(qiáng)度Mp。

2.2 梯度切削式接頭

切削目標(biāo)區(qū)僅考慮地震力的彎矩梯度，忽略垂直載重效應(yīng)，以直線連接，再將彎矩折減90%。利用公式可分別求得目標(biāo)區(qū)梁翼板起始點(diǎn)寬為28.76cm與終點(diǎn)寬為25.28cm，切削目標(biāo)區(qū)設(shè)計(jì)以切削起點(diǎn)距柱面15cm，前轉(zhuǎn)換區(qū)為5cm，目標(biāo)區(qū)以梁深的0.5倍為40cm即預(yù)定主要塑鉸區(qū)，后轉(zhuǎn)換區(qū)為10cm。如圖2所示。

圖2 梯度切削式接頭設(shè)計(jì)尺寸（單位：cm）

2.3 適用性

漸變切削減弱式工法為FEMA-350梁翼切削(RBS)所提議的項(xiàng)目之一，是考量地震作用所衍生的鋼梁彎矩圖形，將切削曲線比擬彎矩曲線，以符合彎矩愈大斷面愈強(qiáng)的原則。國內(nèi)于1993年已有漸變切削法的研究報(bào)告，其可靠塑性轉(zhuǎn)角為0.0235～0.0479弧度。SAC-2000報(bào)告可靠塑性轉(zhuǎn)角為0.04～0.07弧度，建議切削目標(biāo)區(qū)，切削起點(diǎn)距柱面a＝(0.5～0.75)bf，后轉(zhuǎn)換區(qū)長度b＝(0.65～0.85)db。

本文研究的梁翼不對稱梯度切削梁柱焊接接頭-高韌性接頭，符合目前規(guī)范規(guī)定塑性轉(zhuǎn)角＞0.03弧度的要求。

3 梁柱接頭的有限元分析模型

本文使用ABAQUS有限元分析軟件，以ABAQUS/CAE前后處理模塊建立三維分析模型，再使用ABAQUS/Standard隱式求解模塊進(jìn)行非線性大變形分析。ABAQUS/CAE由各個功能模組所構(gòu)成，以下依建模順序介紹各個模塊的功能，建立梁柱桿件有限元模型所給予的各項(xiàng)條件與參數(shù),并比較兩組不同型式的梁柱接頭的非線性有限元分析結(jié)果。第一組為無改良的傳統(tǒng)式接頭（A5A01），如圖3所示。第二組以梯度切削式接頭設(shè)計(jì)切削目標(biāo)區(qū)的長度和切削量（C5A01），如圖4所示。

圖3 模型A5A01傳統(tǒng)式接頭

圖4 模型C5A01梯度切削式接頭

4 不同接頭形式的塑性彎矩容量

4.1 傳統(tǒng)式接頭

從每次的增量步可看出力的增量和累計(jì)，到第10次增量步（75.89%Mp）之前，力的增量都持續(xù)增加，第11～13次增量步（75.89%～78.15%Mp）則可看出力的增加趨緩，在第14次增量步時因?yàn)閹状蜗滦拊隽恐刀紵o法收斂導(dǎo)致分析終止，所以模型的極限荷載就是第13次增量步的結(jié)果。

在第8次增量步（33.17%Mp）時，分析模型中開始出現(xiàn)＞0的等效塑性應(yīng)變，因此將此增量步視為初始降伏階段。最早進(jìn)入塑性階段的元素是在近柱端梁翼的兩側(cè)邊緣，等效塑性應(yīng)變值為0.001，初始降伏時的蒙氏應(yīng)力云圖中較大應(yīng)力集中于梁柱交界面的翼板外緣處。經(jīng)檢視分析數(shù)據(jù)得知此時對應(yīng)的最大蒙氏應(yīng)力為309MPa。

此模型在第13次增量步時達(dá)到極限狀態(tài)，由圖5（a）看出有更多的元素發(fā)生＞0的等效塑性應(yīng)變是在與柱交界面梁翼板5cm范圍內(nèi)，最大等效塑性應(yīng)變值已增加到0.006，而極限狀態(tài)的最大蒙氏應(yīng)力值為338MPa。再從圖5（b）的蒙氏應(yīng)力云圖得知此階段距離柱面45cm的范圍內(nèi)梁翼板幾近降伏，而且腹板距離柱面5cm的范圍內(nèi)也有相同情形。

圖5 傳統(tǒng)接頭塑性彎矩加載第13次增量步應(yīng)變、應(yīng)力云圖

4.2 梯度切削式接頭

從每次的增量步可看出力的增量和累計(jì)，到第9次增量步（50.26%Mp）之前，力的增量都持續(xù)增加，第10～14次增量步（50.26%～70.18%Mp）則可看出力的增加趨緩，在第15次增量步時因?yàn)閹状蜗滦拊隽恐刀紵o法收斂，所以模型的極限荷載就是第14次增量步的結(jié)果。

在第8次增量步（33.17%Mp）時，分析模型中開始出現(xiàn)＞0的等效塑性應(yīng)變，因此將此增量步視為初始降伏階段。最早進(jìn)入塑性階段的元素是在近柱端梁翼的兩側(cè)邊緣，等效塑性應(yīng)變值為0.001，而圖中則顯示初始降伏時的蒙氏應(yīng)力云圖中較大應(yīng)力發(fā)生于梁柱交界面翼板外側(cè)及切削區(qū)域與前、后轉(zhuǎn)換區(qū)翼板外側(cè)。經(jīng)檢視分析數(shù)據(jù)得知此時對應(yīng)的最大蒙氏應(yīng)力為485MPa。

此模型在第14次增量步時達(dá)到極限狀態(tài)，由圖6（a）看出有＞0的等效塑性應(yīng)變與初始降伏相近，是在近柱端梁翼的兩側(cè)邊緣，最大等效塑性應(yīng)變值增加到0.017，而極限狀態(tài)的最大蒙氏應(yīng)力值為600MPa。再從圖6（b）的蒙氏應(yīng)力云圖可知，此階段切削區(qū)40cm范圍及前后轉(zhuǎn)換區(qū)均已達(dá)降伏。

圖6 梯度切削式接頭塑性彎矩加載第14次增量步應(yīng)變、應(yīng)力云圖

5 結(jié)束語

由各接頭彎矩容量的分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，模型的降伏彎矩My僅為理論塑性彎矩Mp的30%左右，遠(yuǎn)低于預(yù)期值；而各模型的彎矩容量Mc則約達(dá)到Mp的80%，雖然并未達(dá)到預(yù)期值，但兩者間Mc相互差異的比例與文獻(xiàn)計(jì)算方法的預(yù)測一致。

分析模型在達(dá)到其彎矩容量的荷載時，梯度切削式接頭及單長肋板式接頭的最大等效塑性應(yīng)變值分別為傳統(tǒng)式接頭的2.83倍，顯示這種改良式接頭的韌性優(yōu)于傳統(tǒng)式接頭。