箱形節(jié)點域工字形柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接的設(shè)計方法

茍海剛，鄭輝曉，盧林楓

(1.長安大學(xué) 建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710061；2.長安大學(xué) 基建處，陜西 西安 710064；3.碧桂園河南區(qū)域控股有限公司，河南 鄭州 450000)

0引 言

鋼框架在進(jìn)行抗震設(shè)計時一般可按“高延性-低彈性承載力”或“低延性-高彈性承載力”2類抗震設(shè)計思路進(jìn)行設(shè)計。根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)[1]中“強(qiáng)柱弱梁”和“強(qiáng)節(jié)點弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計要求，鋼框架的抗震設(shè)計應(yīng)按照“高延性-高彈性承載力”的設(shè)計思路進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計，即在地震時框架出現(xiàn)“梁鉸機(jī)構(gòu)”，避免出現(xiàn)“柱鉸機(jī)構(gòu)”，框架柱及節(jié)點域均保持彈性狀態(tài)，期望其具有足夠的承載力來抵抗地震作用[2]。然而在1994年的美國北嶺地震中，大量的脆性破壞出現(xiàn)在鋼框架節(jié)點部位，預(yù)想的“梁鉸機(jī)構(gòu)”破壞機(jī)制并沒有得到完美的展現(xiàn)。北嶺地震后，學(xué)者們開始研發(fā)各種“post-Northridge”連接，其中一種就是采用加強(qiáng)梁端的方法。鋼框架蓋板加強(qiáng)型節(jié)點是這種結(jié)構(gòu)的代表，其始于1994年美國北嶺地震后，可以使節(jié)點在地震作用時在框架梁上產(chǎn)生遠(yuǎn)離節(jié)點域的塑性鉸，提高節(jié)點的延性，同時消耗大量的地震能量，達(dá)到阻止節(jié)點發(fā)生脆性斷裂破壞的目的。然而，國內(nèi)外對蓋板加強(qiáng)型梁柱節(jié)點的研究大多為鋼框架工字形柱的強(qiáng)軸連接節(jié)點[3-6]，對工程中與強(qiáng)軸連接節(jié)點一樣普遍存在的工字形柱弱軸連接節(jié)點的研究較少。胡方鑫等[7-8]對3個特殊構(gòu)造的梁柱連接節(jié)點試件進(jìn)行了循環(huán)加載試驗研究，并采用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行有限元模擬分析。梁柱連接節(jié)點包括弱軸異形蓋板焊接連接(節(jié)點Ⅱ)和柱弱軸異形蓋板焊接連接(節(jié)點Ⅲ)，試驗和有限元分析結(jié)果為此類構(gòu)造梁柱節(jié)點的分析和相關(guān)設(shè)計方法提供一定的參考。

為了實現(xiàn)“高延性-高彈性承載力”的抗震設(shè)計思路和推廣蓋板加強(qiáng)型連接在工字形柱鋼框架中的應(yīng)用，盧林楓等[9]按照高延性和高承載力的設(shè)計思路針對工字形柱梁柱弱軸連接的設(shè)計提出了一種新型的節(jié)點域箱形加強(qiáng)式工字形柱弱軸連接。前期完成的弱軸邊框架節(jié)點試驗研究和有限元分析[10-11]表明：新型節(jié)點表現(xiàn)出了較好的延性、塑性轉(zhuǎn)動能力以及較高的承載能力和較好的經(jīng)濟(jì)性。

已有研究只是對新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接中蓋板幾何參數(shù)的選取給出了初步建議的取值方法[12]，還未能形成可靠的針對此類型節(jié)點的設(shè)計方法。本文在已有研究成果的基礎(chǔ)上[12-15]，參考國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范[1,16-17]，提出新型箱形節(jié)點域工字形柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接節(jié)點的設(shè)計方法和設(shè)計步驟，并結(jié)合工程實例，采用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行了節(jié)點力學(xué)性能分析，檢驗本文提出的新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接節(jié)點設(shè)計方法的可靠性。

1新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接的設(shè)計方法

新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接的基本形式如圖1所示，其核心部件為蒙皮板和加強(qiáng)蓋板。根據(jù)前期的試驗研究模型設(shè)計經(jīng)驗和有限元模擬分析結(jié)果[12-15]，參考國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范[1，16-17]的條文及說明，本文總結(jié)出新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接節(jié)點的設(shè)計方法和步驟。

步驟1：選定加強(qiáng)蓋板的長度lcp和寬度bcp。

依據(jù)試驗研究和有限元分析結(jié)果，并考慮到中國鋼框架結(jié)構(gòu)H形梁蓋板連接的常見做法，上蓋板為梯形，下蓋板為矩形，以及與梁翼緣焊接的構(gòu)造要求。取加強(qiáng)蓋板長度lcp為0.5hb～0.7hb(hb為梁截面的高度)，加強(qiáng)蓋板的寬度要求為：上翼緣蓋板的寬度bcp1=bf-20，下翼緣蓋板的寬度bcp2=bf+20，bf為梁翼緣的寬度。

步驟2：計算塑性鉸處梁截面的塑性彎矩Mpb。

Mpb=CprRyWpbfy

(1)

(2)

式中：Cpr為承載力系數(shù)，一般取1.2；Ry為鋼材超強(qiáng)系數(shù)，取1.1；Wpb為梁的塑性截面模量；fy為鋼材的屈服強(qiáng)度；fu為鋼材的極限抗拉強(qiáng)度。

步驟3：計算梁柱連接蒙皮板表面處梁的塑性彎矩Mpc和屈服彎矩Myc(理想的梁塑性鉸一般位于梁上加強(qiáng)蓋板末端外約1/4梁高處)。

(3)

(4)

式中：lp=l0/2-lcp-hb/4，l0為梁的凈跨度；Wb為梁彈性截面模量。

步驟4：確定加強(qiáng)蓋板的厚度tcp。

根據(jù)蒙皮板表面處梁的塑性彎矩Mpc和屈服彎矩Myc確定蓋板厚度tcp的取值范圍，分別將塑性彎矩Mpc和屈服彎矩Myc代入下式

(5)

式中：bcp為步驟1確定的蓋板寬度。

步驟5：確定蒙皮板尺寸。

按照《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)的節(jié)點域驗算公式形式，節(jié)點蒙皮板厚度tsp應(yīng)滿足如下公式要求

(6)

式中：hc為柱截面高度。

理論上講，節(jié)點蒙皮板的高度hsp按照構(gòu)造要求設(shè)計取值，蒙皮板兩端超出梁翼緣高度大于或等于60 mm即可，但考慮到樓板采用壓型鋼板組合或非組合樓板時方便樓板收邊，建議

hsp≥hb+300～400

(7)

步驟6：加強(qiáng)蓋板與梁翼緣的角焊縫驗算。

加強(qiáng)蓋板的角焊縫承載力Nf應(yīng)大于加強(qiáng)蓋板的屈服拉力Nfp，即

(8)

步驟7：根據(jù)抗震規(guī)范進(jìn)行強(qiáng)柱弱梁和節(jié)點域的驗算。

(1)節(jié)點處的抗震承載力驗算。

等截面梁滿足

∑Wpc(fy-N/Ac)≥η∑Wpbfy

(9)

端部翼緣變截面梁滿足

∑Wpc(fy-N/Ac)≥∑(ηWpb1fy+VpbS)

(10)

式中：Ac為柱截面面積；N為柱軸向力設(shè)計值；η為強(qiáng)柱系數(shù)；Wpb1為梁塑性鉸處梁塑性截面模量；Vpb為梁塑性鉸處剪力；Wpc為柱的塑性截面模量；S為塑性鉸至蒙皮板面的距離，塑性鉸可取梁端部變截面翼緣的最小處。

(2)節(jié)點域屈服承載力驗算。

Vp=1.8hb1hc1tw

(11)

Ψ(Mpb1+Mpb2)/Vp≤4fyv/3

(12)

(Mb1+Mb2)/Vp≤4fv/(3γRE)

(13)

式中：Ψ為折減系數(shù)；Mpb1，Mpb2為節(jié)點域兩側(cè)梁的全塑性受彎承載力；Vp為節(jié)點域的體積；hb1，hc1分別為梁翼緣厚度中點間的距離和蒙皮板厚度中點間的距離；tw為柱節(jié)點域處腹板厚度，對于本文連接取柱雙翼緣的厚度和；fyv為鋼材屈服抗剪強(qiáng)度，取鋼材抗拉屈服強(qiáng)度的0.58倍；Mb1，Mb2為節(jié)點域兩側(cè)梁的彎矩設(shè)計值；fv為鋼材抗剪強(qiáng)度設(shè)計值；γRE為節(jié)點域承載力抗震調(diào)整系數(shù)，取0.75。

步驟8：梁腹板、剪切連接板和高強(qiáng)螺栓的抗剪承載力的驗算。

梁腹板、剪切連接板和高強(qiáng)螺栓的抗剪承載力驗算需按照現(xiàn)行的《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50017—2003)的相關(guān)設(shè)計條文執(zhí)行。

步驟9：檢查所設(shè)計的連接細(xì)部構(gòu)造是否滿足相關(guān)要求。

連接細(xì)部構(gòu)造的抗震設(shè)計要求需參照現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)的要求檢查。

2設(shè)計方法的工程驗證

2.1工程基本概況

實際工程為4層鋼框架結(jié)構(gòu)，首層高為6 000 mm，其余層高為4 500 mm，鋼框架縱向柱距為6 000 mm，柱截面尺寸為H500×450×14×24，采用外包式柱腳，梁截面尺寸為HN450×200×9×14，梁柱連接為栓焊混合連接，螺栓為10.9級M20高強(qiáng)度螺栓，按摩擦型連接設(shè)計，焊條為E43型，梁柱等鋼材的等級均為Q235B，抗震設(shè)防烈度為8度。依據(jù)框架結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下梁柱反彎點選取框架中柱節(jié)點作為分析模型，柱高為4 500 mm，兩側(cè)梁長均為3 000 mm，梁柱線剛度比為0.69，節(jié)點連接形式如圖2所示。

2.2節(jié)點設(shè)計驗算

(1)梁柱截面幾何特性。

鋼梁HN450×200×9×14的截面面積Ab=97.41 cm2，彈性截面模量Wb=1 500 cm3，塑性截面模量Wpb=1 621.49 cm3；鋼柱H500×450×14×24截面面積Ac=279.28 cm2，彈性截面模量Wc=1 620 cm3，塑性截面模量Wpc=2 452.15 cm3。

(2)初步選定加強(qiáng)蓋板的長度和寬度。

依據(jù)試驗研究和有限元分析結(jié)果，并考慮到實際加強(qiáng)蓋板與梁翼緣焊接的構(gòu)造要求，選取加強(qiáng)蓋板長度lcp=0.53hb=240 mm，加強(qiáng)蓋板的寬度為上蓋板bcp1=180 mm，下蓋板bcp2=220 mm。

(3)計算塑性鉸處梁截面塑性彎矩Mpb。

Mpb=CprRyWpbfy=50 299 kN·m

(4)梁翼緣連接蒙皮板表面處梁的塑性彎矩Mpc和屈服彎矩Myc(假定梁塑性鉸位于梁上加強(qiáng)蓋板末端外1/4梁高處)。

Myc=CyMpc=444.24 kN·m

lp=l0/2-lcp-hb/4=2 422.5 mm

(5)確定加強(qiáng)蓋板的厚度tcp。

根據(jù)蒙皮板表面處梁的塑性彎矩Mpc和屈服彎矩Myc確定蓋板的厚度tcp，分別將塑性彎矩Mpc和屈服彎矩Myc代入下式

(14)

由公式(14)計算出tcp1=3.30 mm，tcp2=10.02 mm，則加強(qiáng)蓋板厚度選取10 mm。

(6)確定蒙皮板尺寸。

節(jié)點蒙皮板的厚度tsp應(yīng)滿足如下要求

因此，蒙皮板的尺寸為850 mm×452 mm×20 mm。

(7)加強(qiáng)蓋板與梁翼緣的角焊縫驗算。

加強(qiáng)蓋板與梁翼緣采用角焊縫焊接連接，焊腳高度取hf=8 mm，上蓋板的正面角焊縫長度lw1=164 mm，下蓋板的正面角焊縫長度lw2=184 mm，側(cè)面角焊縫長度lw3=448 mm，則角焊縫所能承受的拉力計算如下：

上蓋板角焊縫所能承受的拉力Nf1為

下蓋板角焊縫所能承受的拉力Nf2為

加強(qiáng)蓋板的最大屈服拉力如下：

上蓋板最大屈服拉力Nfp1為

Nfp1=tcpbcp1f=309.6 kN

滿足要求。

下蓋板最大屈服拉力Nfp2為

Nfp2=tcpbcp2f=378.4 kN

滿足要求。

(8)強(qiáng)柱弱梁驗算。

鋼框架柱軸壓比為0.3，抗震設(shè)防烈度為8度，η取1.05，則

800.21 kN·m

滿足要求。

(9)節(jié)點域驗算。

柱節(jié)點域體積按箱形截面計算，即

Vp=1.8hb1hctw=16 198 272 mm3

滿足要求。

(10)梁腹板剪應(yīng)力驗算。

假定梁翼緣承擔(dān)彎矩，梁腹板承擔(dān)全部的剪力，則塑性鉸處剪力Vpb=Mpb/lp=207.63 kN。

(11)剪切連接板驗算。

高強(qiáng)螺栓抗剪驗算時，連接板與梁腹板采用8個M20的10.9級高強(qiáng)度螺栓，按摩擦型連接設(shè)計。螺栓預(yù)拉力P為155 kN，連接面做除銹處理后涂漆，依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50017—2003)的規(guī)定，抗滑移系數(shù)μ′取為0.35。對于單剪連接，抗剪面?zhèn)€數(shù)nf=1，螺栓數(shù)量n=8。

通過上述計算過程可見，按本文的設(shè)計方法，該工程框架節(jié)點的各項設(shè)計指標(biāo)均滿足中國現(xiàn)行設(shè)計規(guī)范的要求，該工程的施工圖已通過中國有關(guān)部門的施工圖審查。

3節(jié)點力學(xué)性能的有限元分析與驗證

3.1有限元模型的建立

3.1.1材性本構(gòu)關(guān)系

該工程的鋼材采用Q235B鋼，取其鋼材和焊縫金屬材性與試驗試件[13]的材性相同，鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用依據(jù)材性試驗所得的鋼材名義應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)，并參照文獻(xiàn)[18]中計算方法所得的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。

有限元分析中采用Von Mises屈服準(zhǔn)則和相關(guān)流動準(zhǔn)則，以及包含了等向強(qiáng)化部分和非線性隨動強(qiáng)化部分的混合強(qiáng)化準(zhǔn)則，其中等向強(qiáng)化通過ABAQUS中的“CYCLIC HARDENING”子選項并輸入?yún)?shù)Q∞，b的值來確定[19]。

3.1.2單元網(wǎng)格

有限元模型選用8節(jié)點六面體線性非協(xié)調(diào)實體單元(C3D8I)建模，有限元模型在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，對梁柱連接區(qū)域、梁上塑性鉸的預(yù)期位置處、螺栓連接處進(jìn)行細(xì)化單元網(wǎng)格尺寸，以盡可能精確分析梁端連接處的變形和損傷行為，采用尺寸較粗的單元網(wǎng)格對有限元模型的其他部分進(jìn)行劃分，以節(jié)約有限元分析計算的時間，有限元模型單元網(wǎng)格劃分如圖3所示。

3.1.3相互作用

有限元模型中梁柱連接采用了栓焊混合連接形式，梁端上下翼緣連接處的對接焊縫單獨建模。在有限元建模時，梁端上下翼緣及蓋板與焊縫、焊縫與蒙皮板之間采用面-面“TIE”約束來模擬焊接連接。剪切板與梁腹板采用摩擦型高強(qiáng)螺栓連接，故剪切板與梁腹板、螺栓與剪切板、螺栓與梁腹板以及螺栓桿與螺栓孔壁之間均采用ABAQUS中的“面-面”接觸進(jìn)行有限元模擬，接觸屬性包括法向作用和切向作用，法向作用定義為“硬接觸”，切向作用定義為庫侖摩擦，設(shè)定摩擦公式“罰”，摩擦因數(shù)依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50017—2003)規(guī)定的抗滑移系數(shù)取值，并考慮試驗試件的實際情況取為0.35。

3.1.4邊界條件和加載

有限元模型的邊界條件與試驗相同，柱底端為固定鉸接，柱頂端為自由端，兩側(cè)梁端為鉸接。為模擬以上約束條件，有限元建模時對柱上下端截面和梁端分別設(shè)置一耦合點，分析時通過限制耦合點的自由度實現(xiàn)對梁柱端部的約束，對柱頂和梁端的耦合點施加平面外約束，以模擬試驗加載中側(cè)向支撐對節(jié)點試件柱和梁的支撐作用。

有限元模擬分析時對柱頂截面耦合點上施加豎向軸力，柱端水平荷載以位移方式施加于柱頂截面耦合點上，柱端加載方式采用循環(huán)往復(fù)加載，加載制度與試驗采用的加載制度一致，如圖4所示。

3.1.5分析步和求解設(shè)置

有限元模型的分析步依據(jù)試驗加載順序進(jìn)行設(shè)置，首先對螺栓施加預(yù)拉力，之后對柱端施加豎向軸力，最后對柱端施加水平位移。螺栓預(yù)拉力以螺栓荷載形式施加于螺栓截面上，先施加10 N，以便模型平穩(wěn)建立接觸關(guān)系，提高計算的收斂速度，然后施加設(shè)定的預(yù)拉力155 kN，之后將螺栓屬性定義為“保持為固定長度”。在柱端施加300 kN豎向軸力后，以位移控制加載方式對柱端進(jìn)行循環(huán)往復(fù)加載，同時考慮有限元模型的幾何非線性。將分析步中初始增量步設(shè)為0.01，求解方法選用完全牛頓法求解非線性平衡方程，以提高計算精度并增強(qiáng)求解的收斂性。

3.2有限元分析結(jié)果

3.2.1節(jié)點的破壞形態(tài)及等效應(yīng)力分布情況

按前述方法對新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接節(jié)點進(jìn)行ABAQUS有限元分析，所得節(jié)點破壞形態(tài)及破壞時刻蒙皮板的應(yīng)力分布情況分別如圖5,6所示，應(yīng)力均為Von Mises等效應(yīng)力。

由圖5可以看出，節(jié)點破壞時在梁上蓋板的端部位置處形成了明顯的塑性鉸，有效地實現(xiàn)了塑性鉸外移。在塑性鉸處梁翼緣發(fā)生了明顯的局部屈曲變形，梁腹板也出現(xiàn)了鼓曲變形，且塑性鉸處梁翼緣和腹板的應(yīng)力較大，而梁翼緣與蒙皮板間的對接焊縫處和加強(qiáng)蓋板的等效應(yīng)力較小。柱子與節(jié)點域未發(fā)生明顯的塑性變形，而且柱與節(jié)點域處的應(yīng)力均處于彈性階段，節(jié)點具有明顯的“強(qiáng)柱弱梁”、“強(qiáng)節(jié)點弱構(gòu)件”特征。

由圖6可以看出，破壞時刻節(jié)點蒙皮板與梁上下翼緣連接區(qū)域和剪切連接板上下端部處的應(yīng)力均大于其他區(qū)域的應(yīng)力，在梁翼緣連接焊縫兩端處較小區(qū)域內(nèi)，蒙皮板的應(yīng)力達(dá)到了鋼材的屈服強(qiáng)度，而其他大部分區(qū)域蒙皮板的應(yīng)力仍處于彈性階段，這說明蒙皮板在節(jié)點受力過程中處于安全狀態(tài)，蒙皮板的尺寸選取和設(shè)計是合理的。

3.2.2節(jié)點的滯回曲線和骨架曲線

新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接節(jié)點的荷載-位移(P-Δ)滯回曲線和骨架曲線分別如圖7，8所示。

由圖7，8可以看出，節(jié)點的滯回曲線形狀較為飽滿，包絡(luò)面積較大，這說明節(jié)點具有良好的抗震耗能能力。隨著加載位移的增大，節(jié)點的滯回曲線出現(xiàn)了明顯的承載力和剛度退化現(xiàn)象。節(jié)點的骨架曲線在正負(fù)方向上基本呈現(xiàn)中心對稱形式，在彈性階段，節(jié)點的荷載和位移呈線性增長，在彈塑性階段，荷載和位移呈非線性增長，隨著加載位移的逐漸增大，節(jié)點的骨架曲線在荷載達(dá)到峰值點后開始緩慢下降并出現(xiàn)了明顯的下降段，之后節(jié)點的荷載隨著位移的增大逐漸下降直至節(jié)點破壞，這說明節(jié)點具有較好的塑性變形能力。

根據(jù)節(jié)點骨架曲線(圖8)并采用文獻(xiàn)[13]的計算方法得到節(jié)點的力學(xué)性能指標(biāo)，如表1所示。由表1可以看出，節(jié)點的正負(fù)向荷載和位移略有差別，但最大相差幅度僅為1.7%，節(jié)點的正負(fù)向荷載和位移基本對稱分布。節(jié)點表現(xiàn)出了較高的承載力，但節(jié)點的位移延性相對表現(xiàn)不夠完美。分析其原因在于：一是節(jié)點梁端采用了蓋板加強(qiáng)的連接形式，蓋板對梁柱連接加強(qiáng)的同時，節(jié)點剛度增加，但對節(jié)點的轉(zhuǎn)動會有一定的約束作用；其次節(jié)點在梁上形成塑性鉸后，在塑性鉸處梁翼緣和腹板塑性變形增大，導(dǎo)致鋼材發(fā)生較大程度的塑性損傷，使得節(jié)點的承載力及剛度發(fā)生了較快退化。

表1節(jié)點力學(xué)性能Tab.1Mechanical Properties of Joints

注：加載方向以推向為“+”，以拉向為“-”；Py為節(jié)點的屈服荷載；Δy為節(jié)點屈服位移；Pmax為節(jié)點承載的最大(峰值)荷載；Δmax為Pmax對應(yīng)的節(jié)點最大(峰值)位移；Pu為節(jié)點的極限荷載，取最大(峰值)荷載Pmax的0.85倍；Δu為節(jié)點極限位移；μ為延性系數(shù)，μ=Δu/Δy。

3.2.3節(jié)點的剛度退化和耗能

新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接節(jié)點的剛度退化曲線和耗能曲線分別如圖9，10所示，其中K為節(jié)點剛度，he為等效黏滯阻尼系數(shù)。

由圖9可以看出，節(jié)點剛度K隨著加載位移的增大而明顯減小。在彈性階段，節(jié)點剛度變化較小，在彈塑性階段，節(jié)點剛度發(fā)生較大幅度下降，這是由于節(jié)點在彈性階段的塑性變形較小，剛度退化現(xiàn)象不明顯。隨著加載位移逐漸增加，梁上蓋板端部處塑性鉸的形成增大了梁翼緣和腹板的塑性變形，進(jìn)而加快了節(jié)點的剛度退化。

由圖10可以看出，隨著加載位移的增大，節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)he逐漸增大，在彈塑性階段，節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)基本呈線性增長趨勢，這說明節(jié)點具有良好的抗震耗能能力。隨著節(jié)點梁上塑性鉸的充分發(fā)展形成，節(jié)點的滯回曲線包絡(luò)面積更加飽滿，節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)增長率有所增加。

表1中各有限元分析的數(shù)據(jù)指標(biāo)顯示：按本文方法設(shè)計的節(jié)點位移延性系數(shù)指標(biāo)不夠完美，這是由于節(jié)點梁端采用了蓋板加強(qiáng)的連接形式，蓋板對梁柱連接加強(qiáng)的同時對節(jié)點的轉(zhuǎn)動會有一定的約束作用，但其延性性能仍可以接受。節(jié)點破壞時能夠?qū)崿F(xiàn)塑性鉸的外移，節(jié)點域處應(yīng)力基本處于彈性階段，節(jié)點的滯回曲線和耗能曲線均證明了節(jié)點具有較強(qiáng)的耗能能力，因此這種新型節(jié)點仍是一種較為理想的延性節(jié)點。從這個框架剛性節(jié)點能遵從“強(qiáng)節(jié)點弱構(gòu)件”和“強(qiáng)柱弱梁”的抗震破壞理念并具有高承載力來講，比較符合結(jié)構(gòu)設(shè)計時采用的剛性框架節(jié)點模型的假定，為結(jié)構(gòu)整體分析提供可靠的技術(shù)保障。

綜合分析，按本文方法設(shè)計出的節(jié)點域箱形加強(qiáng)式工字形柱弱軸蓋板連接節(jié)點能實現(xiàn)“梁鉸”破壞模式，可以滿足現(xiàn)行設(shè)計規(guī)范對鋼框架節(jié)點的抗震設(shè)計要求。

4結(jié)語

(1)提出了節(jié)點域箱形加強(qiáng)式工字形柱弱軸蓋板連接節(jié)點的設(shè)計方法，依據(jù)鋼框架結(jié)構(gòu)的工程實例，選取鋼框架十字形內(nèi)節(jié)點，應(yīng)用ABAQUS建立有限元節(jié)點模型，分析了所選節(jié)點模型的破壞形態(tài)和滯回性能。

(2)節(jié)點破壞時能夠?qū)崿F(xiàn)梁塑性鉸的外移，節(jié)點域處于彈性應(yīng)力階段，節(jié)點具有較強(qiáng)的塑性變形能力和耗能能力，這種類型節(jié)點是一種較為理想的延性節(jié)點，滿足抗震規(guī)范中“強(qiáng)柱弱梁”和“強(qiáng)節(jié)點弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計要求。

(3)規(guī)范驗算結(jié)果和有限元模擬分析表明，新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接節(jié)點的設(shè)計方法合理、可靠。新型梁柱弱軸蓋板加強(qiáng)連接節(jié)點的設(shè)計方法步驟清晰，便于設(shè)計人員使用，可以據(jù)此設(shè)計實際工程的框架節(jié)點。

[1] GB 50011—2010,建筑抗震設(shè)計規(guī)范[S].

GB 50011—2010,Code for Seismic Design of Buildings[S].

[2] 盧林楓,袁 野,周天華,等.箱形節(jié)點域連接的工字形柱鋼框架抗震性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2016,37(7):64-73.

LU Lin-feng,YUAN Ye,ZHOU Tian-hua,et al.Experimental Study on Seismic Behavior of Box Strengthened Joint Region for Steel Frames with I-section Column[J].Journal of Building Structures,2016,37(7):64-73.

[3] KIM T,WHITTAKER A S,GILANT A S J,et al.Experimental Evaluation of Plate-reinforced Steel Moment-resisting Connections[J].Journal of Structural Engineering,2002,128(4):483-491.

[4] KIM T,WHITTAKER A S,GILANT A S J,et al.Cover-plate and Flange-plate Steel Moment-resisting Connections[J].Journal of Structural Engineering,2002,128(4):474-482.

[5] 石永久,楊 文,王元清.負(fù)載下蓋板加固梁柱剛接節(jié)點的簡化力學(xué)模型[J].工程力學(xué),2007,24(11):76-81.

SHI Yong-jiu,YANG Wen,WANG Yuan-qing.Analytical Model of Cover-plate Retrofitted Steel Moment Connection with Initial Loading[J].Engineering Mechanics,2007,24(11):76-81.

[6] 石永久,李兆凡,陳 宏,等.高層鋼框架新型梁柱節(jié)點抗震性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2002,23(3):2-7.

SHI Yong-jiu,LI Zhao-fan,CHEN Hong,et al.Experimental Research on Cyclic Behavior of New Types of Beam-column Connections in Highrise Steel Frames[J].Journal of Building Structures,2002,23(3):2-7.

[7] 胡方鑫,施 剛,石永久,等.工廠加工制作的特殊構(gòu)造梁柱節(jié)點抗震性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2014,35(7):34-43.

HU Fang-xin,SHI Gang,SHI Yong-jiu,et al.Experimental Study on Seismic Performance of Specifically Pre-fabricated Beam-column Connections[J].Journal of Building Structures,2014,35(7):34-43.

[8] 胡方鑫,施 剛,石永久,等.工廠加工制作的特殊構(gòu)造梁柱節(jié)點抗震性能有限元分析[J].工程力學(xué),2015,32(6):69-75,98.

HU Fang-xin,SHI Gang,SHI Yong-jiu,et al.Finite Element Analysis on Seismic Performance of Specifically Pre-fabricated Beam-column Connections[J].Engineering Mechanics,2015,32(6):69-75,98.

[9] 盧林楓,周天華,李 濤.H形梁與H形柱弱軸連接節(jié)點及連接方法：中國,CN200910022568.2[P].2009-10-14.

LU Lin-feng,ZHOU Tian-hua,LI Tao.The Connection Joint and Connection Method of H-shaped Steel Beam and H-shaped Column for Weak Axis:China,CN200910022568.2[P].2009-10-14.

[10] 盧林楓,徐瑩璐,周天華,等.H形梁-工形柱弱軸箱形節(jié)點域連接節(jié)點單調(diào)加載試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2016,37(2):73-80.

LU Lin-feng,XU Ying-lu,ZHOU Tian-hua,et al.Experimental Research on Box Strengthened Joint Connection for Weak Axis of I-section Column-H-shaped Beam Under Monotonic Loading[J].Journal of Building Structures,2016,37(2):73-80.

[11] 盧林楓,劉子龍,李成成,等.節(jié)點域箱形加強(qiáng)式工字形柱弱軸連接鋼框架的力學(xué)性能和經(jīng)濟(jì)性分析[J].建筑科學(xué)與工程學(xué)報,2015,32(3):52-59.

LU Lin-feng,LIU Zi-long,LI Cheng-cheng,et al.Steel Frame Mechanical Properties and Economical Efficiency Analysis of Box Strengthen-joint Region Connection of I-section Column for Weak Axis[J].Journal of Architecture and Civil Engineering,2015,32(3):52-59.

[12] 徐瑩璐,盧林楓,張寶存.工字形柱弱軸蓋板連接邊框節(jié)點滯回性能影響因素分析[J].東南大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版,2016,46(3):537-544.

XU Ying-lu,LU Lin-feng,ZHANG Bao-cun.Influence Factor Analysis on Hysteretic Behavior of Weak-axis Cover-plate Connections of I-section Column in Frame Side Joint[J].Journal of Southeast University:Natural Science Edition,2016,46(3):537-544.

[13] LU L F,XU Y L,ZHENG H.Investigation of Composite Action on Seismic Performance of Weak-axis Column Bending Connections[J].Journal of Constructional Steel Research,2017,129:286-300.

[14] 盧林楓,徐瑩璐,鄭 宏,等.H型鋼柱弱軸連接組合節(jié)點抗震性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2017,38(8):124-132.

LU Lin-feng,XU Ying-lu,ZHENG Hong,et al.Experimental Study on Seismic Behavior of Composite Joints in Weak-axis of H-section Column[J].Journal of Building Structures,2017,38(8):124-132.

[15] 王 燕,馮 雙,王玉田.鋼框架剛性連接加強(qiáng)型節(jié)點滯回性能試驗研究[J].土木工程學(xué)報,2011,44(5):57-68.

WANG Yan,FENG Shuang,WANG Yu-tian.Experiment Study on Hysteretic Behavior for Rigid-reinforced Connections[J].China Civil Engineering Journal,2011,44(5):57-68.

[16] SAC Joint Venture.Interim Guidelines:Evaluation,Repair,Modification and Design of Steel Moment Frames[R].Washington DC:FEMA,1995.

[17] SAC Joint Venture.Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-frame Buildings[R].Washington DC:FEMA,2000.

[18] 劉子龍.梁端擴(kuò)大翼緣型節(jié)點域箱形加強(qiáng)式工字形柱弱軸連接邊框架節(jié)點滯回性能的有限元分析[D].西安：長安大學(xué),2015.

LIU Zi-long.Finite Element Analysis of Hysteretic Behavior on Expanded Flange of Box Strengthen-joint Region Connection in Fringe Frame for Weak Axis of I-section Column[D].Xi’an:Chang’an University,2015.

[19] 石永久,王 萌,王元清.循環(huán)荷載作用下結(jié)構(gòu)鋼材本構(gòu)關(guān)系試驗研究[J].建筑材料學(xué)報,2012,15(3):293-300.

SHI Yong-jiu,WANG Meng,WANG Yuan-qing.Experiment Study of Structural Steel Constitutive Relationship Under Cyclic Loading[J].Journal of Building Materials,2012,15(3):293-300.