狗骨式鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)的沖擊荷載試驗(yàn)研究和有限元分析

王海濤, 張素清, 霍靜思,2(. 湖南大學(xué) 教育部建筑安全與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 長(zhǎng)沙 40082; 2. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 3602)

20世紀(jì)90年代，在相繼發(fā)生的美國(guó)北嶺地震和日本神戶地震中，鋼結(jié)構(gòu)的梁柱節(jié)點(diǎn)破壞大部分是梁柱連接處的梁下翼緣坡口焊根部產(chǎn)生裂紋所引起的脆性破壞[1]。為了改善鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震延性，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了諸多關(guān)于節(jié)點(diǎn)延性設(shè)計(jì)方法，如通過(guò)改變塑性鉸在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)的位置或?qū)︿摿哼^(guò)焊孔的局部構(gòu)造進(jìn)行改良設(shè)計(jì)等，而“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”抗震理念就可以通過(guò)改變塑性鉸出現(xiàn)的位置來(lái)實(shí)現(xiàn)。對(duì)于框架鋼節(jié)點(diǎn)而言，常用的塑性鉸外移的方法一般包括兩種，即采用加強(qiáng)型梁柱節(jié)點(diǎn)和狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)。

狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)作為一種新型的梁柱連接形式，通過(guò)對(duì)梁翼緣進(jìn)行不同方式的削弱，以調(diào)整塑性鉸在梁上出現(xiàn)的位置，從而避免節(jié)點(diǎn)核心區(qū)過(guò)早出現(xiàn)裂縫而發(fā)生脆性斷裂[2]。由于狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)能通過(guò)梁翼緣合理削弱方法，提高節(jié)點(diǎn)的延性的同時(shí)不會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的整體剛度和強(qiáng)度造成較大的影響，故此類梁柱節(jié)點(diǎn)被作為美國(guó)鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)FEMA350[3]推薦使用的梁柱節(jié)點(diǎn)連接形式。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者也針對(duì)狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了大量的靜力試驗(yàn)研究[4-7]和理論分析[8-11]，研究結(jié)果表明：狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)通過(guò)對(duì)梁翼緣削弱設(shè)計(jì)，將塑性鉸位置引到梁上，不僅保證了“強(qiáng)柱弱梁”的抗震設(shè)計(jì)要求，其梁翼緣削弱區(qū)域優(yōu)越的塑性變形性能，也能達(dá)到延性設(shè)計(jì)的目的；同時(shí)還指出狗骨式節(jié)點(diǎn)梁翼緣削弱長(zhǎng)度和深度等設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)此類鋼框架節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響較大。工程中已建鋼結(jié)構(gòu)開(kāi)始較多地采用了狗骨式節(jié)點(diǎn)，雖然狗骨式節(jié)點(diǎn)對(duì)提高結(jié)構(gòu)抗震性能改善顯著，但當(dāng)需要考慮在地震、爆炸和撞擊等極端災(zāi)害下的抗倒塌設(shè)計(jì)時(shí)，由于梁截面削弱而影響其在大變形的抗彎、抗剪性能以及懸鏈線效應(yīng)和轉(zhuǎn)動(dòng)能力的影響仍不明晰。因此，本文進(jìn)行狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的抗連續(xù)倒塌試驗(yàn)研究，以合理評(píng)估鋼梁削弱對(duì)狗骨式節(jié)點(diǎn)的抗倒塌性能的影響，確定合理的抗倒塌設(shè)計(jì)方法。另外，結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌時(shí)可能存在較為顯著的應(yīng)變率效應(yīng)，其影響需要合理評(píng)估。但現(xiàn)有研究成果大多基于靜力研究的層面上，對(duì)結(jié)構(gòu)采用沖擊荷載試驗(yàn)方法來(lái)模擬倒塌效應(yīng)以獲悉其動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞模式的研究不足?；綮o思等進(jìn)行了沖擊荷載作用下鋼框架焊接[12]和加強(qiáng)型栓焊連接[13]梁柱子結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)，分析了試件沖擊荷載和位移時(shí)程曲線以及動(dòng)態(tài)轉(zhuǎn)角和耗能能力。研究表明，在沖擊荷載作用下，鋼材的屈服強(qiáng)度增大而塑性性能改變，因此對(duì)構(gòu)件的受力性能有較為顯著的影響。故對(duì)于狗骨式梁柱子結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能研究具有一定的理論意義和工程應(yīng)用價(jià)值。

為獲悉狗骨式梁柱焊接節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載作用下的抗倒塌性能，本文對(duì)2個(gè)削弱型狗骨式焊接的梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行沖擊荷載試驗(yàn)研究和有限元模擬，獲得結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌過(guò)程中狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和內(nèi)力發(fā)展規(guī)律，研究了狗骨式節(jié)點(diǎn)翼緣削弱程度對(duì)鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)抗沖擊性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)?zāi)Ｐ突诤奢d路徑轉(zhuǎn)換法(Alternate Path Method,APM)[14-16]，參考霍靜思等提出的等效簡(jiǎn)化模型(圖1)，假設(shè)鋼框架底層中柱失效后，鋼梁在反彎點(diǎn)處截?cái)?，用圖1中的剛性框架等效梁端的邊界條件，在柱頂施加沖擊荷載以模擬柱失效后上層建筑荷載的瞬間釋放效果。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图斑吔鐥l件Fig.1 Test model and boundary condition

本試驗(yàn)參考了美國(guó)FEMA350標(biāo)準(zhǔn)，其推薦的狗骨式節(jié)點(diǎn)參數(shù)的合理范圍如圖2所示，圖中bf和hb分別代表梁翼緣寬度和梁高度。共設(shè)計(jì)和加工了2個(gè)削弱型狗骨式節(jié)點(diǎn)梁柱子結(jié)構(gòu)試件。2個(gè)試件的編號(hào)分別為：RBS1和RBS2，試件的尺寸和構(gòu)造詳圖見(jiàn)圖3。試件RBS1和RBS2的梁翼緣起始的削弱距離a都取65 mm，梁翼緣削弱長(zhǎng)度b分別為210 mm和165 mm，梁翼緣削弱深度c分別為24 mm和30 mm，削弱區(qū)域半徑R分別為242 mm和129 mm，應(yīng)變片位置離柱翼緣的水平距離d分別為170 mm和148 mm。

Q235B碳素鋼型材作為試件梁和柱的選用鋼材，鋼柱和鋼梁截面規(guī)格分別為H200×200×16×16 mm和HN250×125×6×9 mm，且均采用FEMA350標(biāo)準(zhǔn)過(guò)焊孔，如圖4所示。鋼梁和鋼柱的材料性能試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1所示。

a=(0．5～0．7)bfb=(0．65～0．85)hbc=(0．2～0．25)bfR=(4c2+b2)/8c

圖2 狗骨式節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

Fig.2 Design of RBS connection

對(duì)于試件RBS2，因第1次沖擊試驗(yàn)時(shí)，試件節(jié)點(diǎn)區(qū)域變形較小，故對(duì)試件RBS2進(jìn)行了第2次沖擊作用，兩次沖擊試驗(yàn)下對(duì)應(yīng)試件編號(hào)分別為RBS2-1和RBS2-2。

1.2 試驗(yàn)加載及測(cè)量

落錘沖擊試驗(yàn)在湖南大學(xué)研發(fā)的落錘沖擊試驗(yàn)裝置上進(jìn)行，試驗(yàn)相關(guān)的裝置參數(shù)、錘頭的壓電傳感器和位移計(jì)布置等試驗(yàn)加載及量測(cè)內(nèi)容與文獻(xiàn)[12]相同，具體詳見(jiàn)參考文獻(xiàn)[12]。表1給出了試驗(yàn)過(guò)程中各項(xiàng)參數(shù)的取值。

圖3 試件尺寸圖(mm)Fig.3 Dimension of specimens(mm)

圖4 FEMA350過(guò)焊孔尺寸(mm)Fig.4 Dimension of FEMA 350 weld access hole(mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試件的破壞形態(tài)

沖擊荷載作用后，2個(gè)狗骨式節(jié)點(diǎn)試件整體保持著良好的完整性，但鋼梁上翼緣發(fā)生屈服的面外變形，這是由于鋼梁翼緣寬厚比為6.6，且從文獻(xiàn)[17]實(shí)測(cè)鋼梁應(yīng)變時(shí)程曲線可以看出，在試件撓度約為18.5 mm(轉(zhuǎn)角約為7.4×10-3rad)時(shí)，鋼梁上翼緣的鋼材應(yīng)變已超過(guò)材料屈服應(yīng)變，即說(shuō)明鋼梁在屈服形成塑性鉸后上翼緣發(fā)生屈服的面外變形(如圖10和圖11所示)。跨中節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域和鋼柱變形較小，未發(fā)生斷裂等脆性破壞現(xiàn)象。圖5給出了試件RBS1的局部變形圖。試件RBS1右側(cè)鋼梁的削弱區(qū)域上翼緣出現(xiàn)屈服的面外變形，左側(cè)鋼梁上翼緣的屈服的面外變形要相對(duì)于右側(cè)小一些，而左右兩側(cè)的鋼梁下翼緣的變形均較小。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，試件連接部位的焊縫均沒(méi)有產(chǎn)生裂紋。

(a)右側(cè)鋼梁整體扭曲變形(b)右側(cè)上翼緣屈服的面外變形

圖5 試件RBS1局部變形圖

Fig.5 Local deformation of Specimen RBS1

圖6給出了試件RBS2的局部變形圖。第一次沖擊作用后試件的整體變形不大，在試件RBS2鋼梁兩側(cè)的上翼緣也產(chǎn)生了和試件RBS1相類似的不對(duì)稱屈服的面外變形。與試件RBS1不同之處在于試件RBS2在腹板部位發(fā)生局部扭曲現(xiàn)象。這可能是由于試件RBS1的削弱長(zhǎng)度大于試件RBS2，而削弱深度小于試件RBS2，所以相對(duì)試件RBS2而言，試件RBS1削弱區(qū)域過(guò)渡比較緩和，其變形程度和應(yīng)力集中現(xiàn)象會(huì)小于試件RBS2。第一次沖擊作用后，試件RBS2的鋼梁下翼緣變形較小，節(jié)點(diǎn)連接處焊縫沒(méi)有產(chǎn)生裂紋。第二次沖擊作用后，鋼梁上翼緣的屈服的面外變形加大。整體上看，由于試件RBS2兩側(cè)鋼梁翼緣的變形不一致，鋼梁在削弱位置處發(fā)生整體彎扭變形，所以鋼柱出現(xiàn)了輕微的傾斜現(xiàn)象。盡管試件RBS2遭受了更大的沖擊能量，但翼緣處削弱區(qū)域通過(guò)自身的變形轉(zhuǎn)動(dòng)能力，較好的吸收了沖擊能量，各處焊縫均沒(méi)有裂紋開(kāi)展且沒(méi)有發(fā)生構(gòu)件斷裂等脆性破壞現(xiàn)象。

(a)第一次沖擊后節(jié)點(diǎn)核心區(qū)(b)第二次沖擊后節(jié)點(diǎn)核心區(qū)

(c) 鋼梁整體彎扭變形

圖6 試件RBS2局部變形圖

Fig.6 Local deformation of Specimen RBS2

圖7給出了狗骨式削弱型梁柱焊接節(jié)點(diǎn)試件和文獻(xiàn)[12]中普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)的典型變形模態(tài)對(duì)比圖。試件RBS2-2的節(jié)點(diǎn)區(qū)域發(fā)生局部屈服的面外變形和扭曲變形，且鋼梁屈服的面外變形程度明顯小于試件WUFW2-2，試件WUFW2-2的翼緣處變形集中在過(guò)焊孔上部區(qū)域，而試件RBS2-2變形出現(xiàn)的位置相比于試件WUFW2-2有遠(yuǎn)離柱翼緣的趨勢(shì)，向鋼梁削弱位置靠近。從整體變形角度看，試件RBS2-2沒(méi)有出現(xiàn)試件WUFW2-2的鋼梁翼緣和腹板處貫通撕裂脆性破壞，只是在腹板部位發(fā)生扭曲變形，但試件RBS2-2兩次沖擊作用的能量總和為46 kJ，高于試件WUFW2-2兩次沖擊作用的能量總和25 kJ。試驗(yàn)結(jié)果表明，在不考慮過(guò)焊孔構(gòu)造形式的影響下，狗骨式削弱型梁柱焊接節(jié)點(diǎn)耗能能力和變形能力明顯好于普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)。

表1 試驗(yàn)參數(shù)與結(jié)果Tab.1 Parameters of specimens and tested tesults

試件RBS2?2試件WUFW2?2

(a) 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)變形

(b) 右側(cè)梁上翼緣屈服的面外變形

圖7 試件RBS2-2和試件WUFW2-2局部變形對(duì)比圖

Fig.7 Comparison of local deformation between Specimen RBS2-2 and Specimen WUFW2-2

2.2 試件殘余撓度曲線

圖8給出了試件沖擊作用后的整體殘余撓度曲線，并繪制了各個(gè)試件相應(yīng)正弦半波曲線和折線(如圖虛線部分所示)，2個(gè)試件殘余撓度曲線均介于正弦半波曲線和折線之間。對(duì)比試件RBS1和試件RBS2可知，在第一次理論上相同沖擊能量作用后的殘余撓度曲線基本重合，可見(jiàn)2種試件削弱區(qū)域的不同削弱程度對(duì)于試件最終的殘余撓度影響不大，但從圖8可知狗骨式節(jié)點(diǎn)試件殘余撓度要遠(yuǎn)大于文獻(xiàn)[12]中普通焊接節(jié)點(diǎn)的殘余撓度，說(shuō)明了狗骨式節(jié)點(diǎn)比普通焊接連接節(jié)點(diǎn)具有更良好的轉(zhuǎn)動(dòng)變形能力和延性。

為了獲得狗骨式節(jié)點(diǎn)翼緣削弱相對(duì)于普通未削弱焊接節(jié)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)影響規(guī)律，通過(guò)Ea/My(My為鋼梁塑性鉸截面處的屈服彎矩)將沖擊能量歸一化，圖9(a)和(b)分別給出了5個(gè)試件的歸一化沖擊能量與試件最大轉(zhuǎn)角和殘余轉(zhuǎn)角的關(guān)系圖。從圖9可以看出，狗骨式試件的歸一化沖擊能量基本上在0.6左右，而普通未削弱焊接節(jié)點(diǎn)的歸一化沖擊能量均小于0.3，且狗骨式試件和普通未削弱焊接節(jié)點(diǎn)的歸一化沖擊能量與轉(zhuǎn)角關(guān)系基本上成線性比例關(guān)系，表明狗骨式試件在較高的歸一化沖擊能量作用下，仍然表現(xiàn)出良好的轉(zhuǎn)角變形能力和延性，沒(méi)有發(fā)生節(jié)點(diǎn)破壞等失效模式而導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)不能承擔(dān)更大轉(zhuǎn)角變形和發(fā)生非均勻比例變形的現(xiàn)象。

圖8 試件殘余撓度曲線Fig.8 Residual deflection curves of specimens

2.3 沖擊力和跨中位移時(shí)程曲線

圖10為2個(gè)試件的沖擊力和跨中位移的時(shí)程曲線，其中，試件RBS2為第一次沖擊作用的時(shí)程曲線。如圖10(a)所示，沖擊力時(shí)程曲線可分為初始接觸階段、加載穩(wěn)定階段和回彈階段。在初始接觸階段，沖擊力波動(dòng)較大，其中慣性效應(yīng)影響較大，在落錘與試件柱頂接觸的瞬間，沖擊力產(chǎn)生第一個(gè)峰值，狗骨式節(jié)點(diǎn)試件RBS1和RBS2-1的Fmax分別為1 283 kN和1 331 kN，均高于文獻(xiàn)[12]中3個(gè)普通焊接試件。接著錘頭與試件接觸后開(kāi)始同步運(yùn)動(dòng)，當(dāng)沖擊力經(jīng)歷到第二峰值點(diǎn)后回落到零，此時(shí)錘頭與試件分離。沖擊力在出現(xiàn)若干次小范圍浮動(dòng)之后逐漸平穩(wěn)，初始接觸階段的持續(xù)時(shí)間大約為6 ms。然后進(jìn)入第二階段，試件與錘頭緊密接觸，此階段沖擊力保持穩(wěn)定。這一階段的沖擊作用平均值為Fp，2個(gè)試件的Fp比較接近，大約在200～240 kN范圍內(nèi)。當(dāng)試件速度下降至零時(shí)，穩(wěn)定階段結(jié)束。最后進(jìn)入回彈階段，沖擊力呈現(xiàn)線性下降趨勢(shì)，試件反向運(yùn)動(dòng)，當(dāng)沖擊作用發(fā)生50 ms左右時(shí)，沖擊力回落到零，試件與錘頭完全分離。

(a) 最大轉(zhuǎn)角

(b) 殘余轉(zhuǎn)角圖9 試件歸一化沖擊能量與轉(zhuǎn)角關(guān)系Fig.9 Relationship between normalized impact energy and specimen mid-span rotation

(a) 沖擊力時(shí)程曲線

(b) 跨中位移時(shí)程曲線圖10 試件沖擊力及位移時(shí)程曲線Fig.10 Time histories curves of impact force and mid-span deflection

與沖擊力時(shí)程曲線相對(duì)應(yīng)，圖10(b)給出的位移時(shí)程曲線也大致劃分為初始接觸階段、穩(wěn)定階段和回彈階段三個(gè)階段。初始接觸階段位移增長(zhǎng)趨勢(shì)緩慢，初始接觸階段結(jié)束時(shí)2個(gè)試件的跨中豎向位移大約為33 mm。接著位移發(fā)展進(jìn)入穩(wěn)定階段，位移發(fā)展的速率逐漸放緩。當(dāng)位移發(fā)展到達(dá)最大值后，試件進(jìn)入回彈階段，由于的試件的回彈作用，位移值會(huì)出現(xiàn)回落，最后趨于穩(wěn)定直至沖擊試驗(yàn)結(jié)束為止。試件RBS2-1的最大位移值略小于試件RBS1。

對(duì)比狗骨式節(jié)點(diǎn)試件的沖擊力和位移時(shí)程曲線可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于不同削弱程度的節(jié)點(diǎn)試件RBS1和RBS2-1，整個(gè)沖擊力時(shí)程曲線的發(fā)展趨勢(shì)有很大的相似性，可見(jiàn)狗骨式試件削弱區(qū)域的削弱程度對(duì)于試件的動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律影響不大。

2.4 沖擊力-轉(zhuǎn)角曲線

圖11給出了本文研究的2個(gè)狗骨式節(jié)點(diǎn)試件和文獻(xiàn)[12]中的3個(gè)未削弱的焊接節(jié)點(diǎn)試件的沖擊荷載-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，轉(zhuǎn)角為跨中柱底豎向位移與試件半跨長(zhǎng)度之比，沖擊過(guò)程中各個(gè)階段分界點(diǎn)用相應(yīng)的關(guān)鍵點(diǎn)標(biāo)出。通過(guò)對(duì)比3個(gè)階段的耗能大小可以獲知：大部分的能量耗散發(fā)生在穩(wěn)定階段即平臺(tái)段。穩(wěn)定階段的沖擊荷載主要由試件的抗力構(gòu)成，即試件的耗能與其抗力及變形能力成正比。

圖11 沖擊力-轉(zhuǎn)角曲線Fig.11 Impact force-rotation curves

試件RBS1和RBS2的沖擊力-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線都經(jīng)歷了初始接觸階段，穩(wěn)定階段和回彈階段三個(gè)階段，第一階段為初始接觸階段，如圖11中所示，沖擊力第一次達(dá)到最大峰值，此時(shí)節(jié)點(diǎn)來(lái)不及產(chǎn)生轉(zhuǎn)角故其轉(zhuǎn)角值為零，沖擊力在經(jīng)歷幾次波動(dòng)后進(jìn)入穩(wěn)定階段。在整個(gè)穩(wěn)定階段中，試件的轉(zhuǎn)角不斷增大而沖擊力基本保持穩(wěn)定值不變，最后試件與錘頭逐漸發(fā)生分離并開(kāi)始回彈，梁轉(zhuǎn)角也略微減小。當(dāng)沖擊力最終下降到零時(shí)，試件和錘頭完全分離。圖11同時(shí)也給出了文獻(xiàn)[12]中3個(gè)普通焊接節(jié)點(diǎn)的沖擊力-轉(zhuǎn)角曲線，通過(guò)對(duì)比可見(jiàn)，狗骨式節(jié)點(diǎn)試件的Fp值總體小于普通焊接節(jié)點(diǎn)，說(shuō)明其沖擊作用下的節(jié)點(diǎn)抗力要相對(duì)低一些，故其節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力好于普通焊接節(jié)點(diǎn)。

對(duì)于狗骨式節(jié)點(diǎn)試件而言，沖擊過(guò)程中所吸收的大部分能量是由削弱截面處鋼梁翼緣的塑性變形來(lái)耗散的，由于試件RBS2-1的削弱深度較試件RBS1大，其耗能能力略好于試件RBS1。

為防止結(jié)構(gòu)在地震作用下發(fā)生整體性倒塌，F(xiàn)MEA350標(biāo)準(zhǔn)對(duì)采用各種節(jié)點(diǎn)的框架規(guī)定了倒塌控制轉(zhuǎn)角限值，狗骨式節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角限值為0.077 rad；從表1中的數(shù)據(jù)可知，本文設(shè)計(jì)的2個(gè)狗骨式節(jié)點(diǎn)試件均遠(yuǎn)大于標(biāo)準(zhǔn)的倒塌轉(zhuǎn)角限值，能夠較好地滿足標(biāo)準(zhǔn)的變形要求，說(shuō)明這兩類考慮不同削弱程度的狗骨式節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)試件均具有較好的變形轉(zhuǎn)動(dòng)能力和延性。

2.5 梁截面應(yīng)變和應(yīng)力發(fā)展與分布

如圖3所示，在FEMA標(biāo)準(zhǔn)假定的鋼梁塑性鉸位置沿截面高度布置了7個(gè)縱向應(yīng)變片S1～S7，通過(guò)對(duì)塑性鉸處應(yīng)變時(shí)程曲線結(jié)果進(jìn)行整理分析，得到不同轉(zhuǎn)角時(shí)梁塑性鉸截面應(yīng)變分布情況，如圖12所示。其中h′表示應(yīng)變片與梁上翼緣的距離，h表示梁高。隨著轉(zhuǎn)角的增大，塑性鉸截面應(yīng)變由近似線性分別轉(zhuǎn)變?yōu)榉蔷€性分布，且上、下翼緣和腹板的應(yīng)變遠(yuǎn)大于材料的屈服應(yīng)變，塑性變形逐漸增大。

(a) RBS1

(b) RBS2-1圖12 塑性鉸處截面應(yīng)變發(fā)展Fig.12 Strain development of plastic hinge section

(a) RBS1

(b) RBS2-1圖13 塑性鉸處截面應(yīng)力發(fā)展Fig.13 Stress development of plastic hinge section

3 有限元分析

3.1 模型建立

利用ABAQUS有限元軟件，建立了狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)有限元分析模型。有限元模擬時(shí)采用8結(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元(C3D8R)建模，由于剛性底座在沖擊過(guò)程中沒(méi)有發(fā)生變形，故將其簡(jiǎn)化為試件的邊界條件。沖擊模擬中的錘頭采用不可變形的離散殼剛體，在離散殼剛體的參考點(diǎn)上賦予點(diǎn)質(zhì)量，質(zhì)量大小和落錘重量一致，同時(shí)采用速度場(chǎng)定義模擬實(shí)際的沖擊速度。對(duì)于節(jié)點(diǎn)各處的焊縫，由于試件在試驗(yàn)后沒(méi)有發(fā)生任何的焊縫斷裂現(xiàn)象，所以在有焊縫連接的截面通過(guò)ABAQUS程序的綁定(tie)命令將焊縫連接處兩個(gè)面耦合在一起。狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)有限元分析模型的材料模型、邊界條件和加載方式與文獻(xiàn)[17,19-20]相同，具體內(nèi)容詳見(jiàn)文獻(xiàn)[17,19-20]。

3.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

將狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果進(jìn)行比較，見(jiàn)圖14和15。通過(guò)對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，兩個(gè)試件的有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，鋼梁的上翼緣出現(xiàn)屈服的面外變形，下翼緣基本保持完好。應(yīng)變集中部位出現(xiàn)在削弱截面的下翼緣處，如果試件的轉(zhuǎn)角再持續(xù)增加，削弱截面可能成為試件發(fā)生破壞的起始位置。對(duì)于試件RBS2-1而言，腹板處的也出現(xiàn)一定程度的扭曲變形。

(a)試驗(yàn)(b)有限元

圖14 試件RBS1殘余變形模式的試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果比較
Fig.14 Comparison of test and FEA residual failure mode of specimen RBS1

(a)試驗(yàn)(b)有限元

圖15 試件RBS2-1殘余變形模式的試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果比較

Fig.15 Comparison of test and FEA residual failure mode of specimen RBS2-1

圖16為各試件的沖擊力-轉(zhuǎn)角曲線對(duì)比。由圖可知，狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果基本吻合，只是在接觸階段，有限元模擬得到的沖擊力在的波動(dòng)相比試驗(yàn)結(jié)果稍大一些，而兩者穩(wěn)定階段的平臺(tái)值較為接近，進(jìn)一步證明了本文有限元分析模型的準(zhǔn)確性。

圖16 試件沖擊力-轉(zhuǎn)角曲線的試驗(yàn)與計(jì)算比較Fig.16 Comparison of test and FEA impact force-rotation curves

3.3 截面內(nèi)力分析

為對(duì)比分析狗骨式削弱型梁柱焊接節(jié)點(diǎn)和普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)在沖擊作用下內(nèi)力發(fā)展情況，選取狗骨式削弱型梁柱焊接節(jié)點(diǎn)試件RBS1和文獻(xiàn)[12]中普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)試件WUFW3的塑性鉸截面內(nèi)力發(fā)展曲線有限元分析結(jié)果進(jìn)行分析比較，如圖17所示。

圖17 試件RBS1和WUFW3的塑性鉸截面內(nèi)力發(fā)展曲線有限元分析結(jié)果比較Fig.17 Comparison of FEA internal force curves between specimen RBS1 and specimen WUFW3

對(duì)于狗骨式節(jié)點(diǎn)試件和普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)試件，在初始小變形階段，塑性鉸截面的彎矩隨轉(zhuǎn)角的增大，大致呈現(xiàn)出線性增加的趨勢(shì)，當(dāng)試件RBS1和WUFW3的轉(zhuǎn)角分別大約為0.015 rad和0.036 rad時(shí)，彎矩達(dá)到最大值分別為122 kN·m和113 kN·m，而此時(shí)截面軸力發(fā)展很小。對(duì)于試件WUFW3而言，軸力在沖擊初始階段甚至出現(xiàn)較小的負(fù)值，類似于混凝土結(jié)構(gòu)中的“壓拱”現(xiàn)象。隨后塑性鉸截面彎矩達(dá)到峰值點(diǎn)后開(kāi)始回落，此時(shí)試件的軸力則迅速增長(zhǎng)，節(jié)點(diǎn)由受彎作用為主向受彎和軸力共同作用的受力機(jī)制轉(zhuǎn)換。隨著轉(zhuǎn)角的不斷增大，軸力近似線性增長(zhǎng)，當(dāng)試件RBS1和WUFW3的轉(zhuǎn)角分別大約為0.121 rad和0.078 rad時(shí)，軸力達(dá)到最大值分別為506 kN和382 kN，與此同時(shí)彎矩值也不斷減少，但試件WUFW3的截面彎矩值減少的幅度要小于試件RBS1。

綜上所述，狗骨式節(jié)點(diǎn)試件塑性鉸截面達(dá)到的彎矩最大值與普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)試件總體相差不多，但當(dāng)各自軸力發(fā)展到最大值時(shí)，狗骨式節(jié)點(diǎn)和普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)的塑性鉸截面彎矩分別為其最大幅值的33.6%和74.3%，相對(duì)而言，狗骨式節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載作用下受彎作用部分退化明顯；另一方面，狗骨式節(jié)點(diǎn)的軸力最大值約為普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)1.3倍，說(shuō)明狗骨式節(jié)點(diǎn)試件的塑性變形和懸鏈線效應(yīng)的內(nèi)力轉(zhuǎn)換要優(yōu)于普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)試件，其懸鏈線的發(fā)展程度也好于普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)試件。

4 結(jié) 論

(1) 狗骨式焊接梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的主要破壞形態(tài)包括鋼梁塑性鉸截面上翼緣屈服的面外變形和腹板扭曲變形。

(2) 沖擊試驗(yàn)后的破壞模態(tài)和試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，采用FEMA350標(biāo)準(zhǔn)過(guò)焊孔的試件具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力、耗能能力和延性，滿足FMEA350標(biāo)準(zhǔn)中狗骨式節(jié)點(diǎn)的倒塌轉(zhuǎn)角限值0.077 rad的要求，具有良好的抗倒塌性能且優(yōu)于普通焊接節(jié)點(diǎn)；在美國(guó)FEMA350標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的設(shè)計(jì)參數(shù)取值范圍內(nèi)，在削弱部位距柱翼緣適宜的前提下，狗骨式節(jié)點(diǎn)試件的削弱程度會(huì)對(duì)節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力、耗能能力和延性產(chǎn)生較為顯著的影響。

(3) 基于ABAQUS有限元程序，建立了狗骨式梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)有限元分析模型，分析結(jié)果表明，通過(guò)對(duì)比分析狗骨式削弱型梁柱焊接節(jié)點(diǎn)和普通未削弱梁柱焊接節(jié)點(diǎn)在沖擊作用下內(nèi)力發(fā)展情況可知，狗骨式削弱型節(jié)點(diǎn)有助于構(gòu)件向懸鏈線效應(yīng)轉(zhuǎn)換。

參 考 文 獻(xiàn)

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