強(qiáng)旭紅，舒 悅，姜 旭，董 浩

（1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2.華設(shè)設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司，江蘇 南京 210014）

鋼材在常溫下有較好的力學(xué)性能，在火災(zāi)高溫下力學(xué)性能退化，當(dāng)溫度達(dá)到400℃時(shí)，鋼材的屈服強(qiáng)度降至常溫時(shí)的一半，當(dāng)溫度達(dá)到600℃時(shí)，鋼材基本喪失全部剛度和強(qiáng)度［1］。鋼結(jié)構(gòu)發(fā)生火災(zāi)會(huì)造成的人民生命財(cái)產(chǎn)、經(jīng)濟(jì)等的損失巨大。因此，火災(zāi)安全是鋼結(jié)構(gòu)安全的重要考量［1-6］。

梁柱節(jié)點(diǎn)是鋼框架結(jié)構(gòu)的重要連接部件，科研領(lǐng)域?qū)Ω邚?qiáng)鋼梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能進(jìn)行了相關(guān)研究［7-9］。Qiang等［10-13］采用穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)火災(zāi)試驗(yàn)方法對(duì)歐標(biāo)高強(qiáng)鋼S460、S690以及S960進(jìn)行靜力拉伸試驗(yàn)，提出針對(duì)高強(qiáng)鋼的抗火設(shè)計(jì)建議及火災(zāi)后剩余強(qiáng)度評(píng)定建議。劉希月等［14］對(duì)4個(gè)高強(qiáng)鋼框架梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)足尺試件進(jìn)行低周疲勞往復(fù)加載的試驗(yàn)表明，當(dāng)節(jié)點(diǎn)翼緣焊縫質(zhì)量得以保證且采用有效的構(gòu)造措施時(shí)，高強(qiáng)鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)能夠表現(xiàn)出較好的塑性變形能力和良好的斷裂性能。李曉東等［15］對(duì)8個(gè)H型截面普通鋼框架梁柱邊節(jié)點(diǎn)（栓焊連接、全焊連接以及端板連接節(jié)點(diǎn)）進(jìn)行的抗火試驗(yàn)結(jié)果表明，火災(zāi)高溫下節(jié)點(diǎn)破壞形式與節(jié)點(diǎn)是否帶加勁肋有關(guān)，加勁肋的存在可顯著改善節(jié)點(diǎn)的抗火性能，而節(jié)點(diǎn)連接形式對(duì)節(jié)點(diǎn)抗火性能沒(méi)有明顯影響。目前，梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)在土木工程領(lǐng)域應(yīng)用廣泛，而科研領(lǐng)域?qū)α褐ê高B接節(jié)點(diǎn)在火災(zāi)高溫下力學(xué)性能的研究滯后，尤其對(duì)高強(qiáng)鋼梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)抗火性能的研究，屈指可數(shù)。

為探究高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)火災(zāi)高溫下的力學(xué)性能，對(duì)高強(qiáng)鋼Q690和Q960梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)試件在550℃火災(zāi)高溫下的力學(xué)性能進(jìn)行足尺試驗(yàn)研究，同時(shí)對(duì)上述節(jié)點(diǎn)在常溫下的力學(xué)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，并進(jìn)行對(duì)比分析，詳見(jiàn)文獻(xiàn)［16］。

在火災(zāi)試驗(yàn)研究中，不僅結(jié)構(gòu)足尺試驗(yàn)的成本昂貴，而且節(jié)點(diǎn)主要組件的應(yīng)力、應(yīng)變分布等不易通過(guò)試驗(yàn)獲得。此外，火災(zāi)試驗(yàn)中可監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)少，而有限元分析可準(zhǔn)確模擬節(jié)點(diǎn)在加載過(guò)程中任意時(shí)刻某一研究參數(shù)的變化。采用有限元軟件對(duì)結(jié)構(gòu)或構(gòu)件進(jìn)行經(jīng)濟(jì)、高效的數(shù)值分析成為當(dāng)前土木領(lǐng)域的一種趨勢(shì)［17-19］。采用ABAQUS有限元軟件對(duì)高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能進(jìn)行數(shù)值模擬，從模型的幾何尺寸、單元類(lèi)型、網(wǎng)格生成、接觸定義等方面介紹建模過(guò)程，通過(guò)有限元分析獲得火災(zāi)高溫下節(jié)點(diǎn)的失效模態(tài)、M-θ關(guān)系曲線、節(jié)點(diǎn)抗彎承載力、節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度以及節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角，并通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證數(shù)值模擬的正確性?；诮?jīng)驗(yàn)證的數(shù)值模型，對(duì)可能影響高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的柱翼緣厚度、柱腹板厚度、連接板尺寸、螺栓預(yù)緊力、螺栓直徑、螺栓強(qiáng)度等級(jí)、鋼材強(qiáng)度等級(jí)以及環(huán)境溫度進(jìn)行參數(shù)研究。

1 試驗(yàn)試件概況

試驗(yàn)中高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)參考?xì)W洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode3：Part1-8［20］和中國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)GB50017—2017［21］。共設(shè)計(jì)并制作4個(gè)高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)試件，分別為Q690A1和Q960A1（符號(hào)A表示常溫下）與Q690E1和Q960E1（符號(hào)E表示火災(zāi)高溫下），具體試件尺寸如表1所示［16］，試驗(yàn)設(shè)備及試驗(yàn)情況詳見(jiàn)文獻(xiàn)［16］。

表1 節(jié)點(diǎn)試件尺寸［16］Tab.1 Dimension of connections[16]

2 有限元模型

2.1 單元類(lèi)型和網(wǎng)格劃分

有限元模型的幾何尺寸與試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)試件尺寸一致。有限元模型需進(jìn)行彈塑性分析，且涉及的節(jié)點(diǎn)組件多，各組件間需要定義多種接觸關(guān)系，節(jié)點(diǎn)主要部位需要?jiǎng)澐志?xì)的網(wǎng)格。

單元類(lèi)型選用C3D8R單元，C3D8R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，較精確求解位移；當(dāng)網(wǎng)格存在扭曲時(shí)，不會(huì)較大影響分析精度；在彎曲荷載下不容易發(fā)生剪切自鎖。在網(wǎng)格劃分中，靠近梁端、節(jié)點(diǎn)剪切域、螺栓、連接板、加勁肋等部位劃分精細(xì)網(wǎng)格，保證有限元分析結(jié)果正確性。節(jié)點(diǎn)試件、梁、柱、連接板、螺栓以及螺母有限元模型的網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.1 Mesh generation of finite element model

2.2 接觸定義和分析步設(shè)置

在模型中，梁翼緣與柱翼緣間焊縫以及柱與柱腹板加勁肋間焊縫均為實(shí)體建模，采用綁定約束。連接板橫截面和柱翼緣間為焊接，螺母與螺栓桿間擰緊不會(huì)產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，均采用綁定約束。綁定約束如圖2所示。連接板與螺栓帽、連接板與螺母以及連接板與梁腹板均采用面面接觸，滑移方式為有限滑移，法向硬接觸，切向摩擦系數(shù)0.4［21］。螺栓桿和螺栓孔（連接板螺栓孔、梁腹板螺栓孔）采用面面接觸，法向硬接觸，切向不考慮摩擦作用。面面接觸如圖3所示。

圖2 有限元模型中的綁定約束Fig.2 Tie constraints in finite element model

圖3 有限元模型中的面面接觸Fig.3 Surface to surface constraints in finite element model

常溫下有限元分析過(guò)程分為4個(gè)分析步：第1步，臨時(shí)約束螺栓自由度，并在螺栓軸線上施加10 N的預(yù)緊力，設(shè)置初始溫度場(chǎng)為20℃；第2步，解除對(duì)螺栓的臨時(shí)約束；第3步，固定所有螺栓的長(zhǎng)度；第4步，在梁端布有加勁肋的加載點(diǎn)處施加等效荷載。其中，前三步可保證在減少計(jì)算量和分析誤差的基礎(chǔ)上建立組件間的接觸關(guān)系。火災(zāi)高溫下有限元模型前三個(gè)分析步與常溫下相同，第4步，將模型溫度場(chǎng)調(diào)整為550℃；第5步，在梁端布有加勁肋的加載點(diǎn)處施加等效荷載。

2.3 材料力學(xué)性能

高強(qiáng)鋼Q690常溫本構(gòu)模型采用武念鐸等［22］的材性試驗(yàn)結(jié)果，Q690高溫材性以及Q960常溫和高溫材性試驗(yàn)數(shù)據(jù)缺乏。因此，本文有限元分析所用高溫材性數(shù)據(jù)采用文獻(xiàn)［10，13］的高溫材性折減系數(shù)，武念鐸等［22］的前期研究已驗(yàn)證該系數(shù)的合理性。高強(qiáng)螺栓常溫及火災(zāi)高溫下的力學(xué)性能采用參考文獻(xiàn)［23］的研究結(jié)果。

常溫下高強(qiáng)鋼Q690的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖4所示，由圖可知國(guó)產(chǎn)高強(qiáng)鋼Q690有明顯的屈服平臺(tái)，國(guó)產(chǎn)高強(qiáng)鋼Q960的屈服平臺(tái)消失，但兩者均表現(xiàn)出較好的塑性。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，按式（1）和式（2）求得：

式中：F為試件張拉荷載；A0和L0為鋼材試件的初始截面面積和初始長(zhǎng)度；A和L為鋼材試件受載荷F作用的即時(shí)截面面積和即時(shí)長(zhǎng)度；σtr、εtr、εpl、εel分別為鋼材的真實(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為分別為鋼材的工程應(yīng)變和工程應(yīng)力。

εeng和σeng按式（3）和式（4）求得：

真實(shí)應(yīng)變與工程應(yīng)變之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系如式（5）所示：

3 有限元模型校驗(yàn)

3.1 節(jié)點(diǎn)變形與應(yīng)力分布

以Q960E1為例，圖5為其在550℃火災(zāi)高溫下，高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果破壞形態(tài)的對(duì)比。有限元Mises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變(equivalent plastic strain,PEEQ）應(yīng)變能表征構(gòu)件的塑性發(fā)展情況和變形狀態(tài)。由圖可知，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致，節(jié)點(diǎn)剪切域變形明顯。有限元分析還表明：剪切域在發(fā)生屈服后，屈服面積在荷載增量較少的情況下會(huì)迅速擴(kuò)展到整個(gè)剪切域，最終的剪切域塑性發(fā)展充分。

圖5 Q960E1最終變形形態(tài)的試驗(yàn)與有限元比較Fig.5 Comparison of final deformation modes between test and finite element simulation of Q960E1

550℃火災(zāi)高溫下，Q960E1栓焊連接節(jié)點(diǎn)各個(gè)組件有限元結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分別如圖6～圖8所示。有限元各組件模擬的變形狀態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果一致。

圖8 Q960E1梁翼緣-柱翼緣焊縫區(qū)域（受拉區(qū)）試驗(yàn)與有限元比較Fig.8 Weld zone（tensile zone）of beam flange-column flange between test and finite element simulation result of Q960E

如圖6所示，柱端翼緣發(fā)生屈曲；如圖7所示，有限元應(yīng)力較大的位置為焊縫裂紋形成并發(fā)生擴(kuò)展的位置。此外，試驗(yàn)結(jié)果中Q960E1節(jié)點(diǎn)的柱的翼緣屈曲程度略大于有限元結(jié)果，這是由于在試驗(yàn)中剪切域過(guò)大會(huì)導(dǎo)致柱翼緣和柱腹板間焊縫開(kāi)裂，而隨著焊縫裂紋的擴(kuò)展，柱翼緣屈曲程度加大，而有限元只能模擬焊縫開(kāi)裂的位置，尚無(wú)法進(jìn)一步模擬裂紋的擴(kuò)展過(guò)程。

圖7 Q960E1柱焊縫區(qū)域（受拉區(qū)）試驗(yàn)與有限元比較Fig.7 Weld zone（tensile zone）of column between test and finite element simulation result of Q960E1

3.2 節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系

將火災(zāi)高溫下栓焊連接節(jié)點(diǎn)Q690E1和Q960E1的M-θ曲線有限元結(jié)果與火災(zāi)高溫試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，同時(shí)，也將常溫下的相關(guān)結(jié)果進(jìn)行比較，如圖9所示。

圖9 M-θ曲線試驗(yàn)與有限元比較Fig.9 Comparison of M-θ curves between test and finite element simulation

由圖可知：有限元結(jié)果在彈性段擬合效果較好，但試驗(yàn)中節(jié)點(diǎn)塑性未能與有限元模擬一樣充分發(fā)揮。這是由于火災(zāi)高溫試驗(yàn)時(shí)，火災(zāi)爐內(nèi)試驗(yàn)進(jìn)展無(wú)法觀察，在節(jié)點(diǎn)Q690E1的M-θ曲線剛進(jìn)入彈塑性段、節(jié)點(diǎn)Q960E1的焊縫在彈性段提前開(kāi)裂后試驗(yàn)加載停止，節(jié)點(diǎn)變形狀態(tài)如圖6所示。

圖6 Q960E1節(jié)點(diǎn)柱翼緣彎曲變形試驗(yàn)與有限元比較Fig.6 Bending deformation modes in column flange between test and finite element simulation result of Q960E1

4 參數(shù)分析

在第3節(jié)已驗(yàn)證的有限元模型的基礎(chǔ)上，在帶有加勁肋的梁右端施加豎向荷載。有限元模型中常溫鋼材材性數(shù)據(jù)采用參考文獻(xiàn)［22，24-25］的研究結(jié)果；鋼材高溫材性取值是在常溫力學(xué)性能（屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、彈性模量）的基礎(chǔ)上乘以相應(yīng)的高溫力學(xué)性能折減系數(shù)。其中，名義屈服強(qiáng)度為460、690、960 MPa高強(qiáng)鋼材采用文獻(xiàn)［10-13］提出的高溫力學(xué)性能折減系數(shù)，屈服強(qiáng)度為345 MPa鋼材與高強(qiáng)螺栓分別采用文獻(xiàn)［26］和文獻(xiàn)［27］提出的高溫力學(xué)性能折減系數(shù)。

4.1 柱腹板厚度

不同柱腹板厚度（以下稱為CW系列）對(duì)應(yīng)的高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)的信息如表2所示，CW系列節(jié)點(diǎn)的M-θ關(guān)系曲線如圖10所示。在有限元分析中火災(zāi)高溫下節(jié)點(diǎn)M-θ曲線的下降段難以獲得，故本文以θmax表征節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

圖10 CW系列節(jié)點(diǎn)M-θ曲線Fig.10 M-θ curves of connections in CW series

表2 CW系列節(jié)點(diǎn)各組件信息Tab.2 Component information of the connections in CW series

節(jié)點(diǎn)的延性用延性系數(shù)δd表征，δd按照式（6）求得：

由M-θ曲線獲得的節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能指標(biāo)如表3所示。

表3 CW系列節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能Tab.3 Mechanical behavior of connections in CW series

由圖10和表3可得出結(jié)論：在一定范圍內(nèi)，只改變柱腹板厚度對(duì)Mmax基本無(wú)影響；隨柱腹板厚度的增加，My和Kini相應(yīng)增大，極限轉(zhuǎn)動(dòng)能力θmax下降。根據(jù)式（6）可知：節(jié)點(diǎn)延性隨柱腹板厚度的增加而增大。對(duì)于高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)，其變形主要來(lái)源于節(jié)點(diǎn)域的剪切變形，柱腹板厚度增加，節(jié)點(diǎn)域剪切截面積增大，抗剪變形能力增強(qiáng)，故My和Kini增大，θmax減小。

4.2 柱翼緣厚度

不同柱翼緣厚度（以下稱為CF系列）對(duì)應(yīng)的高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)信息如表4所示，CF系列節(jié)點(diǎn)的M-θ關(guān)系曲線如圖11所示，由節(jié)點(diǎn)M-θ曲線獲得的節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能指標(biāo)如表5所示。

表4 CF系列節(jié)點(diǎn)各組件信息Tab.4 Component information of connections in CF series

由圖11和表5可得出結(jié)論：在一定范圍內(nèi)，只改變柱翼緣厚度，對(duì)Mmax、My和Kini影響有限；隨著柱翼緣厚度的增加，Mmax、My、Kini分別略增長(zhǎng)，而θmax下降明顯。在加載后期，節(jié)點(diǎn)域柱腹板發(fā)生屈服，節(jié)點(diǎn)剪切變形增大，增加的彎矩主要由柱翼緣和柱腹板加勁肋承擔(dān)，故Mmax和My有所增加。此外，柱翼緣厚度的改變對(duì)節(jié)點(diǎn)的延性無(wú)明顯影響。

表5 CF系列節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能Tab.5 Mechanical behavior of connections in CF series

圖11 CF系列節(jié)點(diǎn)M-θ曲線Fig.11 M-θ curves of connections in CF series

4.3 連接板尺寸

連接板高度不同（以下稱為SH系列）和連接板厚度不同（以下稱為ST系列）高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)各組件尺寸如表6所示。SH和ST系列節(jié)點(diǎn)的M-θ關(guān)系曲線如圖12所示，由節(jié)點(diǎn)M-θ曲線獲得的節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能指標(biāo)如表7所示。

表6 SH和ST系列節(jié)點(diǎn)各組件信息Tab.6 Component information of connections in SH and ST series

圖12 SH和ST系列節(jié)點(diǎn)M-θ曲線Fig.12 M-θ curves of connections in SH and ST series

由圖7可知各條曲線基本重合。由表7可知，隨連接板高度和厚度的增加，Mmax和θmax分別略有增大，而My基本無(wú)變化?？傻贸鼋Y(jié)論：改變梁柱節(jié)點(diǎn)的連接板厚度和高度，對(duì)節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能無(wú)顯著影響。

表7 SH和ST系列節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能Tab.7 Mechanical behavior of connections in SH and ST series

4.4 螺栓

螺栓預(yù)緊力（以下簡(jiǎn)稱為P系列）分別取0、50、100以及290 kN；螺栓公稱直徑（以下簡(jiǎn)稱為D系列）分別取20、24、27 mm；螺栓等級(jí)（以下簡(jiǎn)稱為S系列）分別取8.8S、10.9S。相應(yīng)系列的高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)各組件信息分別如表8、表9所示。螺栓各系列節(jié)點(diǎn)的M-θ曲線如圖13所示，相應(yīng)各系列節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表10。

表8 P系列節(jié)點(diǎn)各組件信息Tab.8 Component information of connections in P series

表9 D和S系列節(jié)點(diǎn)各組件信息Tab.9 Component information of connections in D and S series

由圖13和表10可知，改變螺栓的預(yù)緊力、螺栓的公稱直徑及螺栓的等級(jí)，對(duì)節(jié)點(diǎn)的主要力學(xué)性能基本無(wú)影響。對(duì)于高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)，施加不同的螺栓預(yù)緊力，只改變連接板和梁腹板之間的接觸壓力，從而增大連接板和梁腹板之間的摩擦力，使剪力傳遞更有效，但對(duì)節(jié)點(diǎn)最終的轉(zhuǎn)動(dòng)并無(wú)明顯影響。此外，高強(qiáng)鋼栓焊連接節(jié)點(diǎn)的破壞一般不由螺栓控制。故可得出結(jié)論：改變螺栓的預(yù)緊力、螺栓的公稱直徑及螺栓的等級(jí)對(duì)節(jié)點(diǎn)的主要力學(xué)性能無(wú)實(shí)質(zhì)性的影響。

表10 P、D和S系列節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能Tab.10 Mechanical behavior of connections in P,D,and S series

圖13 P、D和S系列節(jié)點(diǎn)M-θ曲線Fig.13 M-θ curves of connections in P,D and S series

4.5 溫度

對(duì)處于不同環(huán)境溫度的栓焊連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行研究，每個(gè)溫度段包含Q345、Q460、Q690、Q960四種強(qiáng)度等級(jí)的節(jié)點(diǎn)，柱尺寸為H350×200×10×12，梁尺寸為H300×200×10×12，連接板尺寸為200×200×10，高強(qiáng)螺栓等級(jí)為10.9級(jí)M27，根據(jù)溫度與鋼材強(qiáng)度等級(jí)將試件分組編號(hào)，如表11所示。

表11 試件編號(hào)Tab.11 IDs of test specimens

有限元分析獲得溫度系列節(jié)點(diǎn)的M-θ曲線如圖14所示。由圖可知，隨溫度的升高，Mmax、My及Kini下降。

圖14 溫度系列節(jié)點(diǎn)M-θ曲線Fig.14 M-θ curves of connections in temperature series

將所有節(jié)點(diǎn)在相同溫度下按照不同鋼材強(qiáng)度等級(jí)進(jìn)行分類(lèi)，其M-θ曲線如圖15所示。由圖可知，在相同溫度下，隨節(jié)點(diǎn)鋼材強(qiáng)度等級(jí)的提高，Mmax增大；在溫度不高于300℃時(shí)，不同強(qiáng)度等級(jí)節(jié)點(diǎn)的Kini較為接近；在溫度高于300℃時(shí)，不同強(qiáng)度等級(jí)的Kini相差較大，在700℃時(shí)，最大的Kini與最小的Kini差值超過(guò)前者的50%。

在圖15g中，鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q690的節(jié)點(diǎn)（編號(hào)T7-3）位于4條曲線的最下方，這是因?yàn)槲墨I(xiàn)［22］中材性試驗(yàn)采用的Q690鋼材材性離散性較大，有限元模型中輸入的材性值偏低；并且本文Q690高溫力學(xué)性能數(shù)據(jù)采用的為Q690常溫材性試驗(yàn)數(shù)據(jù)乘以S690高溫折減系數(shù)，然而歐標(biāo)鋼與國(guó)產(chǎn)鋼的生產(chǎn)加工工藝不同可能導(dǎo)致高溫折減系數(shù)不同，這可能是誤差的主要來(lái)源。

圖15 相同溫度下不同強(qiáng)度等級(jí)節(jié)點(diǎn)的M-θ曲線Fig.15 M-θ curves of connections made of different steel grades at the same temperature

當(dāng)節(jié)點(diǎn)在溫度400℃～600℃時(shí)，My、Mmax和Kini下降最快，大約僅為常溫時(shí)的一半。當(dāng)溫度達(dá)到700℃時(shí)，My不超過(guò)常溫的12 %，Mmax約為常溫的12%～22%，Kini不超過(guò)常溫的15%。

4.6 鋼材強(qiáng)度等級(jí)與梁柱翼緣、腹板厚度的綜合影響

不同強(qiáng)度等級(jí)（以下稱為MG系列）對(duì)應(yīng)的栓焊連接節(jié)點(diǎn)各組件信息如表12所示，MG系列節(jié)點(diǎn)的M-θ曲線關(guān)系如圖16所示，對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能指標(biāo)如表13所示。

表12 MG系列節(jié)點(diǎn)各組件信息Tab.12 Component information of connections in MG series

由 圖16和表13可 知，MG1與MG2的曲 線、MG3與MG4的曲線一致?？傻贸鼋Y(jié)論：在一定范圍內(nèi)，改變節(jié)點(diǎn)材料所用鋼材強(qiáng)度等級(jí)，同時(shí)匹配合適的梁、柱的翼緣厚度及腹板厚度，保持梁和柱的截面高度不變，可獲得相近的My。隨節(jié)點(diǎn)所用鋼材強(qiáng)度等級(jí)的提高，節(jié)點(diǎn)的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力θy和θmax提高，Kini減小。在栓焊節(jié)點(diǎn)極限承載力相近的情況下，鋼材強(qiáng)度等級(jí)提高，節(jié)點(diǎn)所用的構(gòu)件截面的翼緣和腹板的厚度得以減小，使θy和θmax提高。同時(shí)，構(gòu)件截面積的減小，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)的抗剪能力降低，從而使Kini減小。此外，由MG2～MG4的節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)可知，隨鋼材強(qiáng)度等級(jí)的提高，節(jié)點(diǎn)的延性也有所提高。

圖16 MG系列節(jié)點(diǎn)M-θ曲線Fig.16 M-θ curves of connections in MG series

表13 MG系列節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能Tab.13 Mechanical behavior of connections in MG series

5 結(jié)論

（1）本文的有限元模型能正確模擬常溫下和火災(zāi)高溫下高強(qiáng)鋼梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)的變形、M-θ曲線關(guān)系和失效模態(tài)。

（2）只改變柱腹板厚度，對(duì)高強(qiáng)鋼梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)的Mmax基本無(wú)影響。隨著柱腹板厚度的增加，My和Kini相應(yīng)增大，θmax減?。恢桓淖冎砭壓穸龋S著柱翼緣厚度的增加，Mmax、My、Kini分別略增長(zhǎng)，而θmax下降明顯。

（3）改變梁柱節(jié)點(diǎn)的連接板厚度和高度，對(duì)高強(qiáng)鋼梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能無(wú)顯著影響；高強(qiáng)鋼梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)的失效主要由焊縫控制，故在一定范圍內(nèi)，改變螺栓預(yù)緊力、螺栓直徑、螺栓強(qiáng)度等級(jí)，對(duì)高強(qiáng)鋼梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能無(wú)顯著影響。

（4）隨著溫度的升高，Mmax、My和Kini均相應(yīng)降低；高強(qiáng)鋼梁柱栓焊連接節(jié)點(diǎn)在溫度400℃～600℃時(shí)，Mmax、My和Kini下降最快，大約僅為常溫時(shí)的一半；當(dāng)溫度達(dá)到700℃時(shí)，My不超過(guò)常溫時(shí)的12%，Mmax約為常溫時(shí)的12 %～22 %，Kini不超過(guò)常溫時(shí)

15%。

（5）在相同溫度下，隨節(jié)點(diǎn)鋼材強(qiáng)度等級(jí)的提高，栓焊連接節(jié)點(diǎn)的Mmax增大；在溫度不高于300℃時(shí)，不同強(qiáng)度等級(jí)的Kini較為接近；在溫度高于300℃時(shí)，不同強(qiáng)度等級(jí)的Kini相差較大，在700℃時(shí)，最大的Kini與最小的Kini差值超過(guò)前者的50%。

（6）在不改變節(jié)點(diǎn)梁、柱截面高度的情況下，通過(guò)調(diào)整節(jié)點(diǎn)所用鋼材強(qiáng)度等級(jí)，同時(shí)匹配合適的梁、柱的翼緣厚度與腹板厚度，即強(qiáng)度較低鋼材的節(jié)點(diǎn)匹配較厚的梁柱翼緣和腹板，強(qiáng)度較高鋼材的節(jié)點(diǎn)匹配較薄的梁柱翼緣和腹板，可獲得相近的節(jié)點(diǎn)塑性抗彎承載力My，以及更高的節(jié)點(diǎn)的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力θy和極限轉(zhuǎn)動(dòng)能力θmax，從而實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)優(yōu)化設(shè)計(jì)與其抗火性能的優(yōu)化分析。

作者貢獻(xiàn)聲明：

強(qiáng)旭紅：本研究的試驗(yàn)設(shè)計(jì)者和試驗(yàn)研究的執(zhí)行人，完成數(shù)據(jù)分析、論文初稿的寫(xiě)作。

舒悅：參與試驗(yàn)設(shè)計(jì)和試驗(yàn)結(jié)果分析。

姜旭：項(xiàng)目的構(gòu)思者及負(fù)責(zé)人，指導(dǎo)試驗(yàn)設(shè)計(jì)、數(shù)據(jù)分析、論文寫(xiě)作與修改。

董浩：參與論文撰寫(xiě)與修訂。