扩翼式弱轴连接边框节点抗震性能研究

徐莹璐，卢林枫，刘子龙

（1. 长安大学建筑工程学院，陕西 西安 710061；2. 新时代(西安)设计研究院有限公司，陕西 西安 710018）

钢框架梁端翼缘扩大型节点是基于节点塑性铰外移机制的一种新型延性节点，其工作原理是通过加大梁端翼缘截面，增加梁柱连接处的抗弯能力，使梁端焊缝区应力小于非焊接区，促使塑性铰在距离柱表面一定距离形成，达到塑性铰外移的目的[1]．王燕、王玉田等[1-3]采用有限元分析和试验的方法研究扩翼型梁柱连接节点，均发现扩翼型节点能够改善梁柱连接焊缝处的应力集中现象，降低脆性破坏的可能性．王万祯[4]对箱型柱-H型钢梁节点的断裂机理及梁翼缘扩大型和长槽孔节点进行了试验和有限元研究，发现梁端翼缘扩大头型的构造形式明显减缓了梁柱翼缘对接焊缝处的应力集中程度，塑性转动能力显著提高．刘占科、苏明周等[5]对4个1/2缩尺模型的侧板加强型节点模型进行了低周反复荷载试验，发现侧板加强型节点强度与刚度较好，但是其塑性转动能力稍差．T.Kim等[6-7]采用有限元对翼缘板式连接进行非线性分析，并对5个翼缘板式连接节点的足尺模型进行低周反复荷载试验研究，结果均表明翼缘板式梁柱连接节点的受力性能优于普通节点．

但以上研究成果主要集中在工字形柱强轴连接上，对于工字形柱弱轴连接则研究较少且传统的弱轴连接存在较多的问题[8-9]．为使弱轴连接拥有类似强轴连接的连接形式和力学性能，卢林枫等人提出了一种新型的节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接（以下简称新型弱轴连接）,并获得国家发明专利授权[10]．

鉴于进行大规模试验的资金压力，本文在三角形侧板扩翼式新型弱轴连接单调荷载试验的基础上，利用有限元软件 ABAQUS首先对单调荷载试验进行对比验证，然后采用变参数分析的方法进行该节点形式在低周反复荷载作用下的有限元模拟研究，以获得不同扩翼参数对此种节点的破坏形态、受力性能的影响，及新型弱轴连接中蒙皮板尺寸的建议取值．

1 单调荷载试验概况

节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接的构造见图 1，该新型弱轴连接通过在工字形柱翼缘边缘间平行于柱腹板方向上焊接一定高度的蒙皮板，并在蒙皮板与柱腹板之间与梁上下翼缘对应的位置焊接横向加劲肋，使梁柱节点区域局部形成箱形截面，达到增强节点域刚度的目的．

图1 节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接节点Fig.1 The box strengthen-joint region connection for weak axis of I-section column

图3 试验装置图 Fig.3 Test setup

根据课题组前期的试验[11]，柱截面为HW300×300×10×15，长度 3 000 mm，梁截面为 HN350×175×7×11，长度为1 500 mm，均选用国标热轧H型钢．蒙皮板厚度为16 mm，上下各高出梁翼缘200 mm，梁腹板连接板与柱加劲肋厚度均为12mm．梁柱节点连接采用栓焊混合连接形式，钢材全部采用Q235B，螺栓采用10.9级M20高强度螺栓，栓孔径为22 mm，按摩擦型连接设计焊缝采用E43型焊条焊接．扩翼式试件节点详图见图 2，加载方案采用梁端单调加载，整体试验装置如图3所示．试验中，梁柱连接焊缝未出现脆性破坏，并在梁下翼缘的扩翼末端出现局部屈曲，形成塑性铰．

2 ABAQUS数值模拟验证

2.1 模型的建立

模型采用三维实体单元，Mises屈服准则，钢材应力应变取自课题组前期板材拉伸试验数据[11]．试件的边界条件根据试验真实情况进行模拟，其计算简图见图4．选择C3D8I单元（八节点六面体线性非协调实体单元）进行网格划分，并对梁柱节点区网格进行加密，如图5所示；鉴于梁翼缘与蒙皮板间为坡口熔透对接焊缝，质量等级为二级以上，简化认为焊缝与母材等强，不单独设计焊缝，即在ABAQUS模型相互作用中利用tie将梁等与柱子绑定，来模拟对接焊缝．忽略焊接残余应力、焊脚尺寸、构件初始缺陷及钢材损伤的影响；按照试验的加载顺序设置分析步，顺序为施加螺栓预拉力→施加柱轴力→施加梁端位移．即首先施加螺栓的预拉力155 kN，再施加柱的轴压力764 kN，对应柱轴压比为 0.3，最后施加以位移控制的梁端循环荷载．螺栓预拉力和柱轴力采用分两步施加的方法，即先定义一个小荷载的分析步，再施加真实荷载，以防止其不收敛．

图4 节点加载示意图Fig.4 Load schematic diagram

图5 有限元网格划分 Fig.5 Finite element meshing

2.2 试验结果与有限元的对比

扩翼式新型弱轴连接节点的试验和有限元模拟的破坏形态分别如图 6(a)、(b)所示，由图可见，两者的破坏模态相似，这表明 ABAQUS有限元分析能较精确地模拟节点的破坏形态．破坏时连接板一侧梁腹板向内凹曲，梁下翼缘扩翼末端发生明显的屈曲，形成塑性铰．而节点域、梁柱连接处均未发生明显的变形，这说明扩翼式新型弱轴连接节点能够有效地保护梁柱连接的薄弱部位，并使塑性铰外移，达到了“强柱弱梁”和“强节点弱构件”的抗震设计要求．

图6 单调荷载下的破坏形态Fig.6 Failure mode under monotonic loading

图7 试验和有限元的荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curves of experiment and finite element

图7给出了扩翼式新型弱轴连接节点在单调荷载作用下试验和有限元模拟中得到的荷载-位移（P-Δ）曲线，两者的P-Δ曲线基本吻合．在弹性阶段，试验和有限元的曲线完全重合，说明试验和有限元模型的初始刚度相同．但就最大承载力来说，有限元分析值高于试验值5.76%，这是由于有限元模拟时未考虑焊缝及钢材损伤等缺陷，因此不可避免地存在着误差，但该误差在可接受范围内．

3 扩翼式新型弱轴连接的变参数分析

由文献[2，12]知，循环荷载作用下有限元和试验得到的P-Δ滞回曲线的形状和数值也能较好地吻合．所以，在进行了单调荷载作用下的试验与有限元的对比验证后，本文将进行循环荷载作用下的有限元模拟分析．本文共对 33个扩翼式新型弱轴连接节点模型进行了低周反复荷载作用下的有限元模拟分析，考虑的主要参数有：扩翼三角形侧板的直角边长比及蒙皮板尺寸．

3.1 扩翼的变参分析

3.1.1 扩翼的参数取值

我国抗震设计规范GB 50011-2010[13]指出梁端扩大部分的直角边长比可取 1:2～1:3，直角边参数表示见图8．为了验证规范GB 50011-2010的此条建议对本文的扩翼式新型弱轴连接是否同样适用，共设计了 18个模型进行低周反复荷载作用下的有限元模拟分析，梁柱等尺寸同前文单调荷载试验中的取值．各模型编号及具体参数取值见表1．

图8 扩翼式新型弱轴连接节点细部参数Fig.8 Parameters of new weak-axis connections with widened beam flange

表1 系列模型设计参数Tab.1 The parameter values of each series

续表1

3.1.2 破坏应力云图

18个有限元模型的分析结果表明，三个系列（RA、RB、RC系列）节点模型的整体破坏形态是一致的，限于篇幅，只列出RA系列节点破坏的应力云图予以统一说明，如图9所示．从图9可以看出，塑性铰都出现在三角形侧板末端，柱子节点域与蒙皮板的应力相对较小，说明扩翼式新型弱轴连接能基本符合“强柱弱梁”和“强节点域”的抗震设计理念．从图9也可以看出，随着三角形侧板短边与长边比例的减小，即a不变时，随着b增大，塑性铰外移距离增大，梁翼缘焊缝处应力逐渐减小．

图9 RA系列破坏应力云图Fig.9 Failure stress nephogram of RA series

3.1.3 力学性能指标计算结果

三个系列的M－θ滞回曲线的骨架曲线如图10所示，各系列的骨架曲线基本重合，随着三角形侧板短边与长边比例的减小，极限转角略微减小，承载能力略微增大．表2为各系列模型的力学性能指标计算结果，其中，转角延性取M－θ骨架曲线上的极限转角θu与屈服转角θy之比．在极限点的选取时，以模型的最大转角点处作为极限点，对应的弯矩作为节点的极限弯矩，对应的转角为极限转角．屈服转角的求解方法有多种，课题组前期的研究证明，利用日本广岛大学法[14]计算得到的结果较为稳定且误差相对较小，因此，本文的仍然沿用该方法来确定屈服点．节点的塑性转动能力由梁端在破坏时刻的塑性转角来决定，塑性转角可以根据FEMA-267[15]中的定义和计算方法求得，破坏时刻取为荷载下降至最大荷载的 85%时所对应的时刻[16]．转角延性系数按计算得到[16]．

图10 各系列M－θ骨架曲线Fig.10 M－θskeleton curves of each series

表2 各系列模型力学性能指标Tab.2 The mechanical performance index of each series

由表2可以看出，对于各系列节点模型来说，当扩翼三角形侧板的短边a不变时，随着长边b的增大，初始转动刚度和承载能力逐渐增大，但增大幅度很小，初始刚度最大增幅仅为 2.73%，屈服弯矩最大增幅为 5.24%，极限弯矩基本没有变化；屈服转角基本无变化，但极限转角逐渐降低，塑性转动能力除了RC-5和RC-6外，均满足美国AISC协会对于刚性连接塑性转动能力不小于 0.03 rad[17]的规定，说明扩翼式新型弱轴连接有着较好的转动能力．也可以看出当三角形侧板直角边比例小于 1:3后，节点的塑性转动能力下降较为明显；所有模型的转角延性均大于 4，说明该类型节点有较好的延性和耗能性能．当a/b相同时，随着a增大，初始转动刚度逐渐增大，承载能力变化不明显，转角延性和塑性转动能力逐渐减小，这是由于随着梁端翼缘截面加大和加强段的长度增加，梁柱连接处的抗弯能力提高，使得梁端焊缝处应力小于扩大翼缘的末端应力，促使塑性铰出现在扩大翼缘的末端所致．

综合考虑破坏应力云图和主要力学性能指标计算结果，三角形侧板直角边比例为1:3、1:2.5和1:2分别为RA、RB和RC三个系列模型最为理想的直角边比例．从整个分析也可以看出我国抗震设计规范中“梁端扩大部分的直角边长比可取为1:2至1:3”这项规定对本文的扩翼式新型弱轴连接同样适用．

3.2 蒙皮板的变参分析

文献[1]对工字形柱强轴连接指出，扩翼式连接钢框架梁端翼缘截面扩大后，梁承载力虽然有所提高，但柱腹板节点域刚度则相对降低，设计中应满足节点域抗震设计要求并对节点域采取补强等构措施，避免出现“强梁弱柱”的现象．那么对于新型弱轴连接来说，虽然节点域部分采用蒙皮板进行了加强，但这个问题仍然值得重视，故本节对蒙皮板尺寸进行变参数分析，以获得能够满足“强柱弱梁”、“强节点弱构件”和“强节点域”特点的蒙皮板尺寸范围．

3.2.1 蒙皮板参数取值

试验中蒙皮板厚度为16 mm,与柱翼缘的厚度大致相同,蒙皮板的高度为750 mm，即上下各高出梁翼缘表面200 mm．以试验中尺寸为基础，根据蒙皮板厚度设计MP-1、MP-2和MP-3三个系列，每个系列按蒙皮板的高度不同设计五个模型，分别编号为A-E，具体参数取值见表3，其中梁端扩翼参数均为a=40 mm，b=120 mm．

表3 MP系列模型设计参数Tab.3 The design parameter of MP series

3.2.2 蒙皮板厚度分析

有限元分析表明，MP-1、MP-2和MP-3三个系列模型的应力、应变云图基本一致，破坏模态大致相同，均是以梁端上下翼缘屈曲为破坏标志，柱子无明显破坏现象．MP系列模型的应变云图如图11所示，可以发现MP-1蒙皮板保持完好，而MP-2和MP-3系列模型的蒙皮板发生了较大的塑性应变，出现了明显的鼓曲．而蒙皮板是新型弱轴连接节点的重要组成部分，正是通过柱弱轴方向的蒙皮板使梁和柱有效地连接，故蒙皮板的好坏直接影响着新型弱轴连接节点的受力性能，所以期望蒙皮板能始终保持完好，和柱子作为一个整体发挥作用．对于本文的计算模型而言，蒙皮板厚度不应小于16 mm，在实际工程应用中，建议其不应小于柱翼缘厚度．

3.2.3 蒙皮板高度分析

从3.2.2的分析知，只有MP-1系列的蒙皮板厚度是合适的，故本小节仅对 MP-1系列中蒙皮板高度变化后新型弱轴连接的受力性能作出分析．从MP-1系列5个模型的有限元分析知，随着蒙皮板高度的变化，MP-1系列模型蒙皮板上的应力分布和应变分布基本没有变化，均为蒙皮板上对应焊缝处的应力、应变较大，而焊缝以外的区域应力、应变都很小．所以，增加蒙皮板的高度，并不能明显改善蒙皮板的受力状态．

MP-1系列模型的主要力学性能指标计算结果见表4，从表4可以看出，随着蒙皮板高度增加，节点的各项力学性能指标均变化不大，故蒙皮板的高度可以适当减小．

图11 MP系列模型蒙皮板塑性应变云图Fig.11 The plastic strain of skin plates of MP series

表4 MP-1系列模型力学性能指标Tab.4 The mechanical performance index of MP-1 series

3.2.4 蒙皮板尺寸的建议取值

由规范 GB 50011-2010[13]8.2.5 节可知，节点域柱腹板的厚度与柱和梁的截面高度有密切的关系．参照规范GB 50011-2010式（8.2.5-7），同时结合以上分析，得到采用Q235钢材时扩翼式新型工字形柱弱轴连接节点蒙皮板厚度的取值公式：

式中：tm为蒙皮板厚度；hb为梁的截面高度；hc为柱的截面高度，tcf为柱翼缘厚度．

当蒙皮板超出梁上下翼缘的高度由60 mm增加到200 mm时，梁柱节点的受力性能和破坏形态均无明显变化，故蒙皮板高度可以适当减小，建议按照《多、高层民用建筑钢结构节点构造详图》01(04)SG519[18]中对顶层梁柱节点的构造要求，蒙皮板超出梁上下翼缘的高度取60 mm．

4 结论

为了研究扩翼式新型工字形柱弱轴连接在低周反复荷载作用下的受力性能，以前期单调荷载试验为基础，利用有限元软件ABAQUS对33个模型进行变参数模拟分析，得到的主要结论如下：

(1) 所有模型在低周反复荷载作用下，塑性铰均有效地外移至扩翼的末端，柱子和节点域基本处于弹性状态，能较好地满足“强柱弱梁”和“强节点弱构件”的抗震设计理念，并具有“强节点域”的特点．

(2) 最大塑性转动能力基本都大于0.03 rad，能够符合国际上对抗震节点塑性转动能力的要求，转角延性系数也满足不小于4的要求．

(3) 我国抗震设计规范中“梁端扩大部分的直角边长比可取为1:2至1:3”，这项规定对本文的扩翼式新型弱轴连接同样适用．

(4) 通过改变蒙皮板尺寸进行模拟分析，给出了蒙皮板尺寸的建议取值．

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