高焌棟，袁煥鑫，杜新喜，錢 輝，蔡黎明，高樹才

(1.鄭州大學(xué) 土木工程學(xué)院，河南 鄭州 450001；2.武漢大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，湖北 武漢 430072；3.河南省建筑設(shè)計研究院有限公司，河南 鄭州 450099)

梁與柱子弱軸（截面慣性矩較小軸）方向連接的節(jié)點稱為梁柱弱軸節(jié)點，是鋼框架結(jié)構(gòu)的重要組成部分。為提高弱軸節(jié)點的受力性能，已有學(xué)者針對改進(jìn)型弱軸節(jié)點進(jìn)行了研究。李文嶺[1]開展了9個頂?shù)捉卿撨B接梁柱弱軸節(jié)點的試驗、數(shù)值分析和理論分析，包括柱腹板-角鋼連接和“T”形件-角鋼連接，提出了模擬節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線的數(shù)學(xué)模型。Cabrero等[2-3]針對4個端板連接3維空間節(jié)點的靜力性能開展了試驗研究和理論分析，端板與柱翼緣間設(shè)置的蒙皮板相連從而構(gòu)成弱軸節(jié)點，并基于組件法提出了弱軸節(jié)點承載性能的建議計算公式。Gil等[4]采用試驗、數(shù)值和理論研究方法分析了2個“T”形件連接弱軸節(jié)點在單調(diào)靜力荷載下的受力性能，構(gòu)造細(xì)節(jié)為“T”形件與柱翼緣間的蒙皮板相連。盧林楓等[5-6]完成了4個栓焊混合連接箱形節(jié)點域加強(qiáng)式弱軸節(jié)點的單調(diào)試驗，還對端板連接箱形節(jié)點域加強(qiáng)弱軸邊柱節(jié)點的滯回性能進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了關(guān)鍵參數(shù)的影響。由上述研究可知，普通鋼弱軸節(jié)點的改進(jìn)形式主要為在柱翼緣之間設(shè)置連接板形成箱形節(jié)點域，連接板件通常為“T”形件或蒙皮板。

采用不銹鋼材可以解決普通鋼材耐腐蝕較差和耐久性不足等問題[7]，減少防火施工工序[8]。現(xiàn)行《不銹鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（CECS 410—2015）[9]中未包含梁柱節(jié)點的設(shè)計計算方法，但已有學(xué)者針對不銹鋼梁柱節(jié)點開展了較多的研究，主要包括角鋼連接節(jié)點靜力性能數(shù)值分析[10-12]與試驗研究[13-15]、端板連接節(jié)點靜力性能試驗研究[13,15-16]與數(shù)值分析[11,17-18]，以及抗震性能研究[19-21]、栓焊混合連接節(jié)點的抗震性能[22]等?，F(xiàn)有研究對象均為不銹鋼強(qiáng)軸節(jié)點，而針對不銹鋼弱軸節(jié)點的研究報道較少。袁煥鑫等[23]完成了4個不銹鋼端板連接弱軸邊柱節(jié)點的靜力和循環(huán)試驗，表明節(jié)點具有良好的延性和變形性能，但滯回曲線存在一定的捏攏現(xiàn)象。因此，需要改進(jìn)不銹鋼弱軸節(jié)點的構(gòu)造細(xì)節(jié)，以提高節(jié)點受力性能。

本文對4個帶箱形節(jié)點域的不銹鋼端板連接弱軸中柱節(jié)點開展單調(diào)靜力加載和低周反復(fù)加載試驗，探究節(jié)點的靜力性能和抗震性能，并建立有限元模型進(jìn)行數(shù)值分析，驗證了有限元模型的準(zhǔn)確性。

1 試驗概況

1.1 節(jié)點試件

為提高梁柱弱軸節(jié)點的受力性能，沿柱子弱軸方向在柱翼緣之間設(shè)置了蒙皮板，形成了箱形節(jié)點域，節(jié)點如圖1（a）所示。由圖1（a）可見：柱子和梁的截面均為焊接工字形，截面尺寸分別為300 mm×180 mm×6 mm×10 mm和250 mm×150 mm×6 mm×10 mm；蒙皮板的側(cè)邊通過坡口對接焊縫與柱翼緣內(nèi)側(cè)焊接，并設(shè)置了柱腹板橫向加勁肋，三角形加勁肋截面尺寸為135 mm×90 mm×6 mm；柱腹板橫向加勁肋的四周分別與柱腹板、柱翼緣和蒙皮板焊接，坡口對接焊縫的尺寸為8 mm；端板和梁采用雙面角焊縫連接，焊腳尺寸為8 mm；端板和蒙皮板通過M20螺栓連接，接觸面采用拉絲處理；蒙皮板和端板的厚度均為10 mm，其幾何尺寸和螺栓孔布置分別如圖1（b）和（c）所示。需要說明的是，蒙皮板中間4個螺栓孔背面焊接了與M20螺栓匹配的螺母。節(jié)點試件的整體尺寸如圖1（d）所示，其中，柱子高度為1 800 mm，梁長1 340 mm。

圖1 節(jié)點試件幾何尺寸Fig.1 Geometric dimensions of joint specimens

4個節(jié)點試件的幾何尺寸和連接形式等均相同，分為單調(diào)靜力和低周反復(fù)兩種加載形式，且各有1個奧氏體型S30408不銹鋼節(jié)點和1個雙相型S22253不銹鋼節(jié)點，節(jié)點試件基本參數(shù)見表1。表1中，根據(jù)材料牌號、節(jié)點類型和設(shè)置的端板加勁肋等因素對節(jié)點試件進(jìn)行編號，IW表示弱軸中柱節(jié)點，C表示低周反復(fù)加載，r表示端板設(shè)置了加勁肋；拼裝梁柱弱軸節(jié)點時，奧氏體型不銹鋼節(jié)點中使用A4-80不銹鋼螺栓，雙相型不銹鋼節(jié)點則采用10.9級高強(qiáng)度螺栓；螺栓預(yù)拉力采用扭矩扳手施加，A4-80不銹鋼螺栓和10.9級高強(qiáng)度螺栓的預(yù)拉力約為螺栓承載力的64%[24]，柱子軸壓比取0.2；Fpre為螺栓預(yù)拉力；Fc為柱子軸力。

表1 節(jié)點試件基本參數(shù)Tab.1 Configurations of joint specimens

1.2 加載裝置和量測方案

弱軸中柱節(jié)點的試驗裝置如圖2所示，該裝置已完成了強(qiáng)軸節(jié)點的加載試驗[16]。圖2中：柱子頂?shù)變啥嗽O(shè)置鉸支座，柱子軸力由試驗機(jī)從柱子底部施加，軸力取為表1中的設(shè)計值Fc，且在加載過程中保持不變；梁端部荷載或位移由固定在剛性橫梁上的600 kN電液伺服作動器進(jìn)行施加，為防止梁端發(fā)生側(cè)向扭轉(zhuǎn)或平面外變形，設(shè)置了側(cè)向支撐進(jìn)行約束。

圖2 節(jié)點試驗裝置Fig.2 Test setup of joints

單調(diào)靜力和低周反復(fù)加載的試驗裝置雖然相同，但兩側(cè)梁端的單調(diào)靜力荷載對稱施加，低周反復(fù)荷載反對稱施加。單調(diào)靜力加載時，彈性段加載速度為0.5 mm/min；試件進(jìn)入塑性后，加載速度逐漸增至1.2 mm/min，直至試驗結(jié)束。低周反復(fù)加載時，根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》[25]確定加載制度如圖3所示。圖3中，F(xiàn)y和Δy為屈服荷載和位移。屈服前由荷載控制，分3級加載，每級循環(huán)1次；屈服后由位移控制，每級循環(huán)3次，直至試驗停止。加載試驗過程中，當(dāng)荷載下降到峰值荷載的85%以下，停止加載。需要指出的是，當(dāng)作動器向下加載時，荷載和位移的數(shù)值為正，向上時為負(fù)。

圖3 加載制度Fig.3 Loading protocol

節(jié)點的量測方案如圖4所示。

圖4 量測方案Fig.4 Test instrumentation of joint specimens

圖4中：采用4個位移計（N1、N2、S1、S2）量測端板和蒙皮板的相對變形；在端板加勁肋、梁翼緣、端板和蒙皮板上共布置了16個應(yīng)變測點（s1～s8和n1～n8），監(jiān)測各組件的應(yīng)變發(fā)展。在節(jié)點域布置5個應(yīng)變花（p0～p4），并沿節(jié)點域?qū)蔷€設(shè)置2個位移計（Lp1和Lp2），分別量測節(jié)點域的應(yīng)變和剪切變形。單調(diào)加載時，4個壓力環(huán)單側(cè)布置；低周反復(fù)加載時，壓力環(huán)兩側(cè)對稱布置，且布置在最外排螺栓。

2 試驗結(jié)果

2.1 單調(diào)靜力試驗結(jié)果

2.1.1 破壞形態(tài)

弱軸中柱節(jié)點在單調(diào)荷載下的破壞形態(tài)如圖5所示。由圖5可見：對稱單調(diào)荷載作用下，節(jié)點試件S30408-IW-r的端板和蒙皮板出現(xiàn)了明顯的受彎塑性變形，梁翼緣和端板的連接焊縫部分拉斷；隨著荷載的增加，蒙皮板與柱翼緣的對接焊縫受拉斷裂，但螺栓未發(fā)生斷裂，也未觀察到受壓端板加勁肋和受壓梁翼緣發(fā)生明顯局部屈曲。同理，節(jié)點試件S22253-IW-r的蒙皮板與柱翼緣的對接焊縫在單調(diào)靜力荷載下被拉斷，此時端板和蒙皮板已出現(xiàn)顯著的塑性變形。

圖5 節(jié)點試件靜力試驗破壞形態(tài)Fig.5 Static loading failure modes of joint specimens

2.1.2 靜力試驗曲線

單調(diào)靜力荷載下，節(jié)點的荷載F-位移Δ曲線如圖6所示，其中，梁端荷載和位移均由作動器配備的傳感器測得。圖6中，F(xiàn)Rd為塑性承載力，F(xiàn)u為極限承載力。由圖6可見：兩個節(jié)點中北梁（N）和南梁（S）的曲線彼此吻合，表明節(jié)點具有良好的對稱性；節(jié)點試件S30408-IW-r展現(xiàn)出了良好的變形性能；而節(jié)點S22253-IW-r的焊縫過早拉斷，導(dǎo)致節(jié)點的變形較小，材料延性未能得到充分發(fā)揮。

圖6 節(jié)點試件靜力試驗曲線Fig.6 Static loading curves of joint specimens

節(jié)點的靜力試驗結(jié)果見表2。表2中：節(jié)點的初始剛度K、塑性承載力FRd和極限承載力Fu由作圖法確定。K通過線性擬合得到，F(xiàn)Rd取為初始剛度線和強(qiáng)化剛度線的交點[16]，F(xiàn)u取為曲線的峰值點；奧氏體型不銹鋼節(jié)點的K約為雙相型不銹鋼節(jié)點的90%，F(xiàn)Rd僅約為雙相型不銹鋼節(jié)點的70%，但由于雙相型不銹鋼節(jié)點的焊縫過早拉斷，導(dǎo)致試驗測得兩者的Fu較為接近；塑性彎矩MRd和極限彎矩Mu分別由FRd和Fu與加載臂長（1.16m）相乘得到，節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度Sj,ini由彎矩-轉(zhuǎn)角曲線彈性段線性擬合得到，其中，節(jié)點轉(zhuǎn)角為加載點轉(zhuǎn)角與梁彈性轉(zhuǎn)角之差[16]。

表2 節(jié)點靜力試驗結(jié)果Tab.2 Experimental results of joints under static loading

2.1.3 螺栓力發(fā)展

在節(jié)點S22253-IW-r的單調(diào)加載過程中，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)出現(xiàn)電力故障導(dǎo)致螺栓力等數(shù)據(jù)丟失，僅給出節(jié)點S30408-IW-r的螺栓力變化，如圖7所示。由圖7可知：受拉區(qū)（圖中1和2）的螺栓隨荷載增加，其螺栓力逐漸增長，且第1排螺栓力的增長幅度最大；受壓區(qū)（圖中3和4）的螺栓，由于端板和蒙皮板的相互擠壓作用，螺栓力在試驗過程中逐漸下降，且下降幅度基本相同。

圖7 試件S30408-IW-r的螺栓力變化Fig.7 Bolt force variation of S30408-IW-r

2.2 低周反復(fù)試驗結(jié)果

2.2.1 破壞形態(tài)

低周反復(fù)荷載下，不銹鋼節(jié)點的破壞形態(tài)如圖8所示。由圖8可見，端板和蒙皮板出現(xiàn)了一定程度的變形，未觀察到端板加勁肋或節(jié)點域出現(xiàn)顯著變形，螺栓也未發(fā)生斷裂，蒙皮板與柱翼緣的對接焊縫出現(xiàn)裂紋并逐漸擴(kuò)展為斷裂，焊縫破壞位置均已標(biāo)出。

圖8 循環(huán)試驗破壞形態(tài)Fig.8 Cyclic loading failure modes of joint specimens

2.2.2 滯回曲線和骨架曲線

試驗測得的節(jié)點荷載-位移滯回曲線如圖9所示。由圖9可見：S30408-IWC-r經(jīng)過25圈的加載后，荷載降為峰值荷載85%以下，停止加載； S22253-IWC-r僅完成15圈的加載，蒙皮板和柱翼緣的對接焊縫發(fā)生斷裂，停止加載。兩個節(jié)點中北梁（N）和南梁（S）的滯回曲線基本重合，且兩個節(jié)點的滯回曲線無明顯捏攏現(xiàn)象，表明節(jié)點具有良好的滯回性能。此外，奧氏體型節(jié)點展現(xiàn)了良好的延性，而雙相型節(jié)點的承載力更高。

圖9 節(jié)點滯回曲線Fig.9 Hysteresis curves of joints

圖10為節(jié)點荷載-位移骨架曲線，呈中心對稱的“S”形，北梁（N）和南梁（S）的骨架曲線基本重合，表明試件具有良好的對稱性，且在兩個加載方向經(jīng)歷了相同程度的剛度和強(qiáng)度退化。由圖10可見：節(jié)點S30408-IWC-r在加載過程中經(jīng)歷了彈性、彈塑性和塑性破壞3個階段；節(jié)點S22253-IWC-r由于焊縫較早的破壞，節(jié)點的骨架曲線未包含下降段。箱形節(jié)點域節(jié)點的單調(diào)靜力荷載對稱施加，低周反復(fù)荷載反對稱施加，未給出節(jié)點的骨架曲線與靜力試驗曲線對比結(jié)果。

圖10 節(jié)點骨架曲線Fig.10 Skeleton curves of joints

低周反復(fù)荷載作用下，節(jié)點的試驗結(jié)果均有正值和負(fù)值，取兩者絕對值的平均值列于表3。由表3可知，奧氏體型不銹鋼節(jié)點的塑性承載力約為雙相型不銹鋼節(jié)點的60%，極限承載力約為70%。表3給出了節(jié)點延性系數(shù)μ[25]，節(jié)點S30408-IWC-r的延性系數(shù)約為節(jié)點S22253-IWC-r的1.8倍。

表3 節(jié)點循環(huán)試驗結(jié)果Tab.3 Experimental results of joints under cyclic loading

2.2.3 螺栓力退化

圖11為兩個節(jié)點在低周反復(fù)加載過程中螺栓力的退化曲線。圖11中，縱坐標(biāo)為每一圈循環(huán)過程中螺栓力最小值Fb與螺栓預(yù)拉力Fpre的比值，橫坐標(biāo)為加載圈數(shù)。由圖11可見：節(jié)點試件兩側(cè)的螺栓力退化曲線彼此接近，表明螺栓力退化規(guī)律和退化程度基本相同；雙相型不銹鋼節(jié)點的螺栓力退化程度弱于奧氏體型不銹鋼節(jié)點，這是因為前者的焊縫過早破壞，螺栓受拉變形不顯著，因此螺栓力退化較少。

圖11 螺栓力退化曲線Fig.11 Bolt force degradation curves

2.2.4 剛度和強(qiáng)度退化

低周反復(fù)荷載下，節(jié)點出現(xiàn)了剛度和強(qiáng)度退化，分別使用環(huán)線剛度Kj和強(qiáng)度退化系數(shù)λi（i=2、3）進(jìn)行衡量，計算公式為：

式（1）～（2）中，F(xiàn)j,i和Δj,i分別為第j級加載第i（i=1、2、3）次循環(huán)的最大荷載和位移，n為第j級加載循環(huán)次數(shù)。

環(huán)線剛度退化和強(qiáng)度退化曲線如圖12所示。

圖12 剛度退化和強(qiáng)度退化曲線Fig.12 Degradation curves of stiffness and strength

由圖12（a）可見，雙相型節(jié)點的環(huán)線剛度高于奧氏體型節(jié)點，環(huán)線剛度隨著位移的增加逐漸下降，下降速率趨于平緩。由圖12（b）可見：強(qiáng)度退化系數(shù)曲線有較長的水平段，僅在最后一級時出現(xiàn)明顯的下降，表明節(jié)點具有良好的延性；由于損傷累積，屈服后同一加載級別的第3圈強(qiáng)度退化λ3低于λ2。

2.2.5 耗能分析

根據(jù)滯回曲線計算得到節(jié)點的累積耗能Wt、能量耗散系數(shù)Eec和等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq，見表4。由表4可知：節(jié)點的北梁（N）和南梁（S）的累積耗能基本相同；奧氏體型不銹鋼節(jié)點的累積耗能約為雙相型不銹鋼節(jié)點的3倍，且能量耗散系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)約為雙相型不銹鋼節(jié)點的1.8倍。

表4 節(jié)點耗能數(shù)據(jù)Tab.4 Energy dissipation of joints under cyclic loading

圖13為試件S30408-IWC-r的各級耗能W。由圖13可以看出，節(jié)點的耗能隨著加載級數(shù)逐漸增加，且屈服后任意加載級別的第1圈循環(huán)耗能最多，第2圈次之，第3圈最少。

圖13 試件S30408-IWC-r耗能Fig.13 Energy dissipation of specimen S30408-IWC-r

3 有限元分析

3.1 有限元模型

采用ABAQUS建立了箱形節(jié)點域節(jié)點有限元模型，如圖14所示。圖14中：梁、柱、端板、端板加勁肋和螺栓等部件均采用C3D8I實體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分；端板和梁、端板加勁肋和梁、端板加勁肋和端板之間采用“TIE”約束模擬焊縫連接；ux、uy、uz分別為沿x、y、z軸的平動自由度；θx、θy、θz分別為沿x、y、z軸的轉(zhuǎn)動自由度；“0”表明該自由度被約束，“1”表明該自由度未被約束。接觸面均沿法向設(shè)置硬接觸，切向采用庫倫摩擦，抗滑移系數(shù)為0.2[20]；螺栓預(yù)拉力和柱子軸力的大小取表1中的數(shù)值。需要說明的是，蒙皮板中間兩排螺栓孔背面與螺母之間未設(shè)置接觸，而是采用“TIE”連接模擬試件中焊接的螺母。模型中的邊界條件依據(jù)試驗的加載條件進(jìn)行設(shè)置；柱子頂?shù)變啥送ㄟ^參考點RР1、RР2設(shè)置為鉸接，且未約束柱底軸向位移以便施加軸力；梁端加載點RР3、RР4約束平面外位移和轉(zhuǎn)動自由度；單調(diào)加載模型和低周反復(fù)加載模型的上述設(shè)置完全相同。

圖14 有限元模型Fig.14 Finite element model

施加靜力荷載的模型中，梁、柱和螺栓的材料屬性均采用材性試驗的實測力學(xué)性能指標(biāo)[16]，S30408-IW-r節(jié)點的端板材料屬性采用實測應(yīng)力-應(yīng)變曲線，S22253-IW-r節(jié)點的端板材料屬性采用CECS 410—2015[9]中規(guī)定的強(qiáng)度。在低周反復(fù)加載模型中，螺栓材性設(shè)置與靜力模型相同，梁和柱子的材料屬性設(shè)置采用Chaboche循環(huán)本構(gòu)模型，參數(shù)采用文獻(xiàn)[21]的數(shù)值。需要指出的是，S30408-IWC-r節(jié)點模型中的端板采用了實測單調(diào)拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線，而S22253-IWC-r節(jié)點模型中端板采用不銹鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[9]中的強(qiáng)度。

3.2 模型驗證

箱形節(jié)點域節(jié)點破壞形態(tài)對比如圖15所示。由圖15（a）、（b）可見，節(jié)點在單調(diào)靜力荷載下模擬的失效破壞形態(tài)與試驗現(xiàn)象基本相同，節(jié)點的端板受彎變形與試驗吻合。圖15（c）和（d）對比了低周反復(fù)荷載下節(jié)點的失效破壞形態(tài)，可以看出有限元模型能夠準(zhǔn)確模擬連接區(qū)域的變形和應(yīng)力分布形態(tài)。

圖15 破壞形態(tài)對比Fig.15 Comparison of failure modes

圖16所示的節(jié)點模擬滯回曲線荷載FFE與試驗曲線荷載FN,test、FS,test（N、S分別表示北、南梁）存在差別，但趨勢較為吻合，故而提取了4個節(jié)點初始剛度、塑性承載力和極限承載力的模擬值，列于表5，并與試驗值進(jìn)行對比。由表5可見，初始剛度、塑性承載力和極限承載力試驗值與模擬值的比值KExp/KFE、FRd,Exp/FRd,FE、Fu,Exp/Fu,FE均值分別為1.01、1.04和0.92，標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.15、0.15和0.06，表明模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。總體而言，可以認(rèn)為有限元模型能準(zhǔn)確模擬試驗節(jié)點的受力性能。

表5 數(shù)值模擬結(jié)果Tab.5 Numerical results of joint specimens

圖16 滯回曲線對比Fig.16 Comparison of hysteretic curves

4 結(jié) 論

在柱翼緣之間設(shè)置蒙皮板形成了箱形節(jié)點域，對4個帶箱形節(jié)點域的不銹鋼端板連接弱軸中柱節(jié)點開展了加載試驗和數(shù)值模擬，得出以下結(jié)論：

1）端板和蒙皮板在單調(diào)靜力荷載下出現(xiàn)了顯著的受彎變形，在低周反復(fù)荷載下的受彎變形不明顯，未觀察到端板加勁肋出現(xiàn)明顯的受壓變形或節(jié)點域出現(xiàn)剪切變形。4個節(jié)點的最終破壞形態(tài)均為柱子蒙皮板與柱翼緣的連接焊縫出現(xiàn)斷裂破壞。

2）奧氏體型不銹鋼節(jié)點的初始剛度約為雙相型不銹鋼節(jié)點的90%，塑性承載力約為60%～70%；箱型節(jié)點域節(jié)點的滯回曲線較為飽滿，無明顯的捏攏現(xiàn)象，雙相型不銹鋼節(jié)點的累積耗能僅約為奧氏體型不銹鋼節(jié)點的1/3。

3）設(shè)置箱形節(jié)點域之后，節(jié)點的受力性能對焊縫質(zhì)量要求更高，蒙皮板與柱翼緣之間的對接焊縫尖端處應(yīng)力集中而提前破壞，導(dǎo)致不銹鋼材料的延性未能得到充分發(fā)揮。因此，需要從設(shè)計、加工等方面加以改進(jìn)，以提高弱軸節(jié)點的受力性能。

4）建立的有限元模型較好地模擬了帶箱形節(jié)點域的不銹鋼節(jié)點的試驗結(jié)果。得到的試驗結(jié)果與有限元模型能夠用于探究關(guān)鍵參數(shù)對弱軸節(jié)點受力性能的影響，以期推導(dǎo)出受力性能計算方法。