摘要：鋼框架翼緣加強(qiáng)互形裝配式節(jié)點(diǎn)在懸臂梁下翼緣與框架梁上翼緣交互布置拼接板，一側(cè)用焊縫連接，另一側(cè)用高強(qiáng)螺栓連接，另外梁柱連接根部用角鋼加強(qiáng)。節(jié)點(diǎn)的焊接在工廠完成，現(xiàn)場(chǎng)用高強(qiáng)螺栓拼接。為研究翼緣拼接板寬度和厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能、骨架曲線、耗能性能、延性性能、應(yīng)變分布規(guī)律等的影響，設(shè)計(jì)了3個(gè)試件進(jìn)行低周往復(fù)循環(huán)荷載試驗(yàn)。此外，還用ABAQUS軟件建立7個(gè)模型，進(jìn)行了有限元分析。結(jié)果表明：各試件的滯回曲線飽滿，節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力；梁柱根部用角鋼加強(qiáng)可使翼緣拼接板與框架梁之間得到充分滑移，試件的延性系數(shù)均達(dá)到5.0以上；隨著翼緣拼接板厚度的增加，試件的極限承載力提高，極限位移增大，剛度退化速率減緩，耗能能力明顯增強(qiáng)；翼緣拼接板寬度的增大，對(duì)承載力、剛度和滯回性能影響不明顯。節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)，建議翼緣拼接板的厚度比翼緣厚度多2~4mm，寬度比翼緣寬30~50mm。

關(guān)鍵詞：翼緣加強(qiáng)；裝配式節(jié)點(diǎn)；滯回性能；摩擦耗能；剛度退化

Abstract: The HU-shaped assembly connection strengthened by steel frame flange is a new connection in which the lower flange of cantilever beam and the upper flange of frame beam are arranged alternately. One side of the splice plate is connected by using welding and the other side is connected by using high-strength bolts. The welding of this connection is completed in the factory and spliced with high-strength bolts on site. In order to study the influence of the width and thickness of flange splice plate on the hysteretic behavior, skeleton curve, energy dissipation performance, ductility performance and strain distribution of the connection, three specimens are designed for low cyclic loading test. In addition, the ABAQUS software is used to build seven models for finite element analysis. The results show that the hysteretic curves of the specimens are full and the connections have a good energy dissipation capacity. When the angle steel is used to strengthen the beam column root, the full slip between the flange splice plate and the frame beam can be achieved, and the ductility coefficient of the specimens can reach more than 5.0.With the increase of the thickness of flange splice plate, the ultimate bearing capacity, ultimate displacement and energy dissipation capacity of the specimens are significantly enhanced, and the stiffness degradation slows down. The width of flange splice has little effect on the bearing capacity, stiffness and hysteretic performance. In the connection design, it is recommended that the thickness of flange splice plate is 2-4 mm more than that of the flange, and the width is 30-50 mm wider than that of the flange.

Keywords: flange strengthen; assembly connection; hysteretic behavior; friction energy dissipation; stiffness degeneration

裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑具有設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)化、管理信息化、應(yīng)用智能化、力學(xué)性能優(yōu)良、安裝方便、綠色環(huán)保等特點(diǎn)，已得到廣泛的認(rèn)可。國(guó)務(wù)院“十三五”節(jié)能減排綜合工作方案明確指出，要強(qiáng)化建筑的節(jié)能建設(shè)，通過(guò)實(shí)施綠色建筑全產(chǎn)業(yè)鏈發(fā)展，推行綠色建造模式，積極推廣裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑。通過(guò)對(duì)美國(guó)北嶺地震和日本阪神地震中的鋼結(jié)構(gòu)建筑的調(diào)查研究，發(fā)現(xiàn)傳統(tǒng)梁柱節(jié)點(diǎn)易在地震中發(fā)生脆性破壞，且破壞部位大多集中在焊縫處[1-3]。研究人員對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行改良，提出采用塑性鉸外移來(lái)保護(hù)梁柱節(jié)點(diǎn)[4-5]：一是削弱梁柱附近的梁翼緣，二是用側(cè)板或蓋板加強(qiáng)梁柱連接的根部區(qū)域[6]，但這些方法沒(méi)能簡(jiǎn)化制作過(guò)程。專家學(xué)者還嘗試通過(guò)改進(jìn)梁柱拼接節(jié)點(diǎn)，來(lái)減少或避免現(xiàn)場(chǎng)焊接從而提高現(xiàn)場(chǎng)施工效率[7]。

郭志鵬等[3]設(shè)計(jì)了4個(gè)試件來(lái)研究帶Z字形懸臂梁段與削弱梁段連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能，結(jié)果表明通過(guò)拼接區(qū)和削弱梁段共同耗能可提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能。段祺成等[8]通過(guò)對(duì)鋼框架梁柱高強(qiáng)螺栓連接節(jié)點(diǎn)在循環(huán)荷載作用下的擬靜力試驗(yàn)研究，分析拼接板的寬度和厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的剛度、承載能力、延性的影響及節(jié)點(diǎn)的耗能機(jī)理，結(jié)果表明節(jié)點(diǎn)的承載能力和耗能性能較好，拼接板的厚度是影響節(jié)點(diǎn)性能的主要因素。李啟才等[9]設(shè)計(jì)了4個(gè)試件，通過(guò)低周往復(fù)試驗(yàn)研究帶懸臂梁段的拼接梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，提出了螺栓拼接節(jié)點(diǎn)的延性好于梁柱焊接連接的延性。TAGAWA等[10]提出了用槽鋼對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng)的節(jié)點(diǎn)形式，節(jié)點(diǎn)通過(guò)槽鋼加強(qiáng)后，試件的屈服承載力將大幅提升，而槽鋼加強(qiáng)對(duì)柱腹板抗剪性能和柱翼緣抗拉性能是否產(chǎn)生影響，需做進(jìn)一步的研究。MA等[11]設(shè)計(jì)了5個(gè)不同幾何形狀的擴(kuò)展梁翼緣的鋼梁-柱連接，通過(guò)施加低周往復(fù)荷載，研究梁翼緣形狀的改變對(duì)塑性鉸的影響。結(jié)果表明，擴(kuò)大梁翼緣對(duì)滯回性能、剛度退化和耗能能力的影響較小，但梁翼緣的長(zhǎng)度、寬度和形狀的變化對(duì)塑性鉸的位置影響較大。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了大量研究[12-18]，但針對(duì)梁柱裝配式節(jié)點(diǎn)的研究還處于起步階段。鋼框架翼緣加強(qiáng)互形裝配式節(jié)點(diǎn)是一種新型節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)在懸臂梁下翼緣與框架梁上翼緣交互布置拼接板，一側(cè)用焊縫連接，另一側(cè)通過(guò)高強(qiáng)螺栓連接，焊接在工廠完成，現(xiàn)場(chǎng)全部采用高強(qiáng)螺栓連接。這種新型節(jié)點(diǎn)可以有效提高施工質(zhì)量和施工效率。本文通過(guò)試驗(yàn)及有限元對(duì)互形節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了研究，研究翼緣拼接板寬度和厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能、骨架曲線、耗能性能、延性性能、應(yīng)變分布規(guī)律等的影響。為充分研究拼接板區(qū)域的受力性能，對(duì)梁柱連接根部采用角鋼進(jìn)行了加強(qiáng)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

鋼框架翼緣加強(qiáng)互形裝配式節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)按照等強(qiáng)度原則，節(jié)點(diǎn)拼接形式和節(jié)點(diǎn)大樣分別如圖1、圖2所示。柱高1,400mm，懸臂梁長(zhǎng)400mm，框架梁長(zhǎng)1,130mm，懸臂梁與框架梁間隙為20mm；梁、柱鋼材均選用Q355B，梁截面為HN300mm×160mm×8mm×10mm，柱截面為HW250mm×250mm×9mm×14mm；梁腹板的拼接板為220mm×170mm×8mm；梁上下翼緣拼接、腹板拼接各采用6個(gè)10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，孔徑為22mm，接觸面采用噴砂處理，抗滑移系數(shù)為0.4，對(duì)螺栓施加155kN預(yù)緊力；梁柱連接根部選用└75×10角鋼加強(qiáng)；懸臂梁的上、下翼緣與柱采用坡口焊，腹板采用角焊縫；加強(qiáng)角鋼與梁、柱連接處采用角焊縫。

圖1 翼緣加強(qiáng)互形裝配式節(jié)點(diǎn)

Fig.1 HU-shaped assembly rigid connection

圖2 試件幾何尺寸及節(jié)點(diǎn)大樣（單位：mm）

Fig.2 Dimension of specimen and detail of connection （Unit：mm）

材性試驗(yàn)得到鋼材屈服強(qiáng)度為365MPa，抗拉強(qiáng)度為554MPa，如表1所示。試件設(shè)計(jì)的變量為梁翼緣拼接板的寬度和厚度，如表2所示。

1.2 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)加載裝置如圖3所示，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖4所示。柱子頂部在水平方向通過(guò)轉(zhuǎn)換梁固定在反力墻上，豎直方向通過(guò)連接件與反力梁固定，并通過(guò)液壓千斤頂對(duì)柱子施加300kN的軸向荷載；柱子底部通過(guò)高強(qiáng)螺栓固定在與地梁連接的鉸支座上；MTS液壓作動(dòng)器固定在反力架上，在框架梁端部施加豎向荷載；框架梁端部設(shè)置側(cè)向支撐，避免加載過(guò)程中發(fā)生平面外失穩(wěn)，側(cè)向支撐與梁翼緣外側(cè)涂抹潤(rùn)滑油減小摩擦。試驗(yàn)加載過(guò)程中盡量做到3個(gè)試件具有相同的加載環(huán)境和約束條件。

圖3 試驗(yàn)加載裝置

Fig.3 Test setup

圖4 試驗(yàn)加載裝置現(xiàn)場(chǎng)

Fig.4 Test setup site

1.3 加載制度

試驗(yàn)采用梁端位移控制加載，向下加載為正，向上加載為負(fù)，加載制度如圖5所示。試驗(yàn)前利用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行試算，得到節(jié)點(diǎn)的屈服位移。加載初期每級(jí)加載位移的增量取屈服位移的1/5。試件屈服之前，每級(jí)位移施加一個(gè)循環(huán)，直至屈服，得到試件屈服位移Δy；試件屈服后，以試件的屈服位移Δy作為每級(jí)位移的增量，且每級(jí)位移施加兩次，直至破壞，試驗(yàn)結(jié)束。

圖5 位移加載制度

Fig.5 Displacement loading system

2 試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象

2.1 試件CPS-1試驗(yàn)過(guò)程和現(xiàn)象

試件CPS-1在梁端位移達(dá)到18mm時(shí)屈服。當(dāng)梁端位移加載到36mm的第2個(gè)循環(huán)時(shí)，柱子節(jié)點(diǎn)域出現(xiàn)微小變形；當(dāng)加載到72mm的第1個(gè)循環(huán)時(shí)，懸臂梁上翼緣拼接板滑移并伴隨“咔咔”的響聲，角鋼與梁、柱翼緣的焊縫處銹屑脫落；隨著加載進(jìn)行，柱子節(jié)點(diǎn)域的變形增大；當(dāng)位移加載到90mm的第2個(gè)循環(huán)時(shí)，柱子的翼緣和腹板連接處出現(xiàn)裂紋，隨著位移的增加，裂紋的長(zhǎng)度逐漸增加；當(dāng)位移加載達(dá)到108mm的第2個(gè)循環(huán)時(shí)，柱子的翼緣和腹板完全被撕裂，如圖6a）、b）所示。

圖6 試件破壞形態(tài)

Fig.6 Failure modes of specimens

2.2 試件CPS-2試驗(yàn)過(guò)程和現(xiàn)象

試件CPS-2的屈服位移為19mm。當(dāng)位移加載到57mm的第2個(gè)循環(huán)時(shí)，加強(qiáng)角鋼的角焊縫處出現(xiàn)小裂紋，且裂紋的長(zhǎng)度與深度隨加載持續(xù)發(fā)展；當(dāng)位移加載到76mm的第2個(gè)循環(huán)時(shí)，焊縫處有銹屑脫落；當(dāng)位移加載到95mm的第1個(gè)循環(huán)時(shí)，懸臂梁腹板從上部開始撕裂；當(dāng)加載到114mm的第2個(gè)循環(huán)時(shí)，上翼緣的加強(qiáng)角鋼與柱翼緣的焊縫突然脆斷，角鋼變形明顯，如圖6c）、d）所示。

2.3 試件CPS-3試驗(yàn)過(guò)程和現(xiàn)象

當(dāng)位移加載到20mm時(shí)試件CPS-3屈服。當(dāng)位移加載到60mm的第1個(gè)循環(huán)時(shí)，懸臂梁上翼緣的拼接板滑移并發(fā)出“咔咔”聲，隨著加載的進(jìn)行，上、下翼緣拼接板的滑移量繼續(xù)增加；當(dāng)位移加載到80mm的第2個(gè)循環(huán)時(shí)，梁腹板拼接板出現(xiàn)輕微轉(zhuǎn)動(dòng)，柱子出現(xiàn)明顯變形；當(dāng)位移加載到100mm時(shí)，上翼緣加強(qiáng)角鋼與柱連接的豎向焊縫裂紋的長(zhǎng)度與寬度持續(xù)增大；當(dāng)位移加載到120mm的第1個(gè)循環(huán)時(shí)，柱子出現(xiàn)較大S形變形，上翼緣的加強(qiáng)角鋼與柱之間的豎向焊縫突然脆斷，懸臂梁上翼緣母材被拉斷，腹板被撕裂形成V形斜口。如圖6e）、f）所示。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試件承載力分析

隨著拼接板厚度和寬度的增加，提升了試件的變形能力，從而使得承載力增加。從表3可以看出：與試件CPS-1的極限承載力相比，試件CPS-2的極限承載力增加了20.1%，試件CPS-3的極限承載力增加了10.6%。相比拼接板寬度，拼接板厚度的改變對(duì)試件承載力影響更加明顯。

3.2 試件延性分析

懸臂梁與柱連接處用角鋼進(jìn)行加強(qiáng)，使得梁翼緣拼接板得到充分滑移，各試件的延性系數(shù)均達(dá)到5.0以上，節(jié)點(diǎn)具有較好的延性。從表4可以看出：試件CPS-1與試件CPS-2的延性系數(shù)都達(dá)到了6.0，雖然兩者的延性系數(shù)相同，但由于試件CPS-2選用了更厚的拼接板，所以屈服位移及極限位移比試件CPS-1要大。

3.3 試件滯回曲線分析

從圖7可以看出，試件CPS-1、CPS-2、CPS-3的曲線均較為飽滿，表明節(jié)點(diǎn)具有良好的塑性變形能力。試件CPS-2及CPS-3在加載過(guò)程中翼緣拼接板滑移較明顯，試件破壞前拼接區(qū)出現(xiàn)明顯的塑性變形；從滯回曲線中發(fā)現(xiàn)在加載初期，試件承載力出現(xiàn)先突然下降繼而又回升的現(xiàn)象，這是由于拼接處各螺栓的滑移不同步所導(dǎo)致。對(duì)比3個(gè)試件的滯回曲線發(fā)現(xiàn)，CPS-2較CPS-1的滯回曲線飽滿程度略有增加，這表明隨著拼接板厚度的增加，整個(gè)節(jié)點(diǎn)的耗能能力也隨之增加；拼接板寬度增加也會(huì)對(duì)試件的承載力產(chǎn)生影響，但影響程度不大。

圖7 試件滯回曲線

Fig.7 Hysteretic curves of specimens

3.4 試件骨架曲線分析

3個(gè)試件的骨架曲線均呈S形，屈服之前，初始剛度相差不大，3條曲線基本重合，屈服后骨架曲線開始分離，如圖8所示。試件CPS-1的剛度最小；試件CPS-2、CPS-3的承載力均高于試件CPS-1的承載力，試件屈服之后，剛度趨于平穩(wěn)；剛度隨著拼接板寬度和厚度的增加而增大，且厚度的改變對(duì)剛度的影響較大。

圖8 試件骨架曲線

Fig.8 Skeleton curves of specimens

3.5 試件耗能分析

滯回環(huán)的包絡(luò)面積能很好地反映結(jié)構(gòu)的耗能能力，常用等效黏滯阻尼系數(shù)he來(lái)衡量結(jié)構(gòu)的耗能能力。因各試件的最終破壞荷載均不相同，選取位移為90mm時(shí)所對(duì)應(yīng)的等效黏滯阻尼系數(shù)來(lái)比較各個(gè)試件的耗能能力。各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)及極限位移如表5所示。

試件CPS-2的等效黏滯阻尼系數(shù)最大，he =0.326；其次是CPS-1，he =0.288；CPS-3的等效黏滯阻尼系數(shù)最小，he=0.269。對(duì)于極限位移，3個(gè)試件中CPS-2最大，為-114mm，CPS-1次之，CPS-3最小。節(jié)點(diǎn)耗能主要來(lái)自拼接板的拉伸變形與相對(duì)滑移。試件CPS-2的拼接板最厚，在板件屈服前，發(fā)生了充分滑移，通過(guò)板件間的相對(duì)滑移消耗了更多的能量。

4 有限元分析

為了更充分地研究互形節(jié)點(diǎn)的受力性能，在3個(gè)試件的試驗(yàn)基礎(chǔ)上，通過(guò)變化拼接板參數(shù)，采用有限元軟件ABAQUS，另外建立了4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件有限元模型，共7個(gè)節(jié)點(diǎn)模型，節(jié)點(diǎn)的拼接板參數(shù)如表6所示，模型GD-1、GD-2、GD-6與試件CPS-1~CPS-3尺寸相同。有限元模型中各組件均采用C3D8R單元（8節(jié)點(diǎn)六面體），焊縫部位采用綁定，螺栓與孔壁之間定義為無(wú)摩擦的面與面接觸，其余部位定義為有摩擦的面與面接觸，摩擦系數(shù)為 0.4，材料力學(xué)屬性與試驗(yàn)一致，本構(gòu)關(guān)系如圖9所示。

圖9 材料本構(gòu)關(guān)系

Fig.9 Constitutive relationship of materials

采用不同網(wǎng)格尺寸對(duì)模型進(jìn)行劃分，柱子與加勁肋采用邊長(zhǎng)為65mm的網(wǎng)格，梁采用30mm的網(wǎng)格，螺栓采用8mm的網(wǎng)格。柱底固接，柱頂鉸接，在柱頂施加300kN的軸向力，螺栓施加155kN的預(yù)緊力，加載制度與試驗(yàn)相同。框架梁端截面耦合到梁截面幾何中心點(diǎn)，并在耦合點(diǎn)上施加低周往復(fù)荷載。模型的網(wǎng)格劃分如圖10所示。

圖10 網(wǎng)格劃分

Fig.10 Mesh division

模型變形的應(yīng)力分布如圖11所示，懸臂梁翼緣、腹板及拼接板均出現(xiàn)不同程度的屈曲；由于采用角鋼對(duì)梁柱加強(qiáng)，腹板屈曲和懸臂梁翼緣屈曲都避開了梁柱連接根部。通過(guò)分析有限元滯回曲線（圖12a)、b)、f)）發(fā)現(xiàn)，模型GD-1的滯回曲線出現(xiàn)捏縮，GD-2、GD-6的滯回曲線飽滿，滯回環(huán)的面積較大，存在明顯的彈性與塑性的分界線，且正、負(fù)向的對(duì)稱性較好，與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

圖11 模型變形的應(yīng)力云圖（單位：N·m-2）

Fig.11 Stress contours of model deformation（Unit：N·m-2）

圖12 有限元模擬滯回曲線

Fig.12 Hysteretic curves simulated by FE

拼接板厚度變化的模型滯回曲線如圖12a）~d）所示。可以看出，隨著拼接板厚度的增加，滯回曲線越來(lái)越飽滿，說(shuō)明拼接板厚度越大滯回性能越好。拼接板寬度變化的模型滯回曲線如圖12a），e-g）所示。可以看出，隨著梁翼緣拼接板寬度的增加，各模型的滯回曲線差別不大，均呈梭形，說(shuō)明翼緣拼接板寬度變化對(duì)鋼框架翼緣加強(qiáng)互形裝配式節(jié)點(diǎn)的滯回性能影響不明顯。因此在設(shè)計(jì)中拼接板厚度要比梁翼緣厚2~4mm，考慮到拼接板與構(gòu)件的焊接條件要求，拼接板寬度要比梁翼緣寬30~50mm。

5 結(jié)  論

（1）鋼框架翼緣加強(qiáng)互形裝配式節(jié)點(diǎn)滯回曲線飽滿，具有較好的耗能能力；梁柱根部角鋼加強(qiáng)可使翼緣拼接板與框架梁之間得到充分滑移，試件的延性系數(shù)均達(dá)到5.0以上。

（2）通過(guò)試驗(yàn)以及有限元分析發(fā)現(xiàn)，隨著拼接板厚度的增加，節(jié)點(diǎn)的極限承載力提高，梁端的極限位移隨之增大，剛度退化速度減慢；增加拼接板厚度可使節(jié)點(diǎn)耗能能力得到明顯提高，另外，翼緣拼接板寬度的增加對(duì)模型承載力提高及對(duì)剛度和滯回性能影響均不明顯。節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)，建議翼緣拼接板的厚度比梁翼緣厚2~4mm；寬度比梁翼緣寬30~50mm。

（3）節(jié)點(diǎn)的耗能主要來(lái)自兩方面：一是拼接板鋼材的塑性變形；二是拼接板與構(gòu)件之間的滑移。

參考文獻(xiàn):

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