狗骨式鋼結構梁柱節點的沖擊荷載試驗研究和有限元分析

王海濤, 張素清, 霍靜思,2(. 湖南大學 教育部建筑安全與節能重點實驗室， 長沙 40082; 2. 華僑大學 土木工程學院， 福建 廈門 3602)

20世紀90年代，在相繼發生的美國北嶺地震和日本神戶地震中，鋼結構的梁柱節點破壞大部分是梁柱連接處的梁下翼緣坡口焊根部產生裂紋所引起的脆性破壞[1]。為了改善鋼結構梁柱節點的抗震延性，國內外學者提出了諸多關于節點延性設計方法，如通過改變塑性鉸在節點核心區出現的位置或對鋼梁過焊孔的局部構造進行改良設計等，而“強節點，弱構件”抗震理念就可以通過改變塑性鉸出現的位置來實現。對于框架鋼節點而言，常用的塑性鉸外移的方法一般包括兩種，即采用加強型梁柱節點和狗骨式梁柱節點。

狗骨式梁柱節點作為一種新型的梁柱連接形式，通過對梁翼緣進行不同方式的削弱，以調整塑性鉸在梁上出現的位置，從而避免節點核心區過早出現裂縫而發生脆性斷裂[2]。由于狗骨式梁柱節點能通過梁翼緣合理削弱方法，提高節點的延性的同時不會對結構的整體剛度和強度造成較大的影響，故此類梁柱節點被作為美國鋼結構抗震設計標準FEMA350[3]推薦使用的梁柱節點連接形式。

國內外學者也針對狗骨式梁柱節點進行了大量的靜力試驗研究[4-7]和理論分析[8-11]，研究結果表明：狗骨式梁柱節點通過對梁翼緣削弱設計，將塑性鉸位置引到梁上，不僅保證了“強柱弱梁”的抗震設計要求，其梁翼緣削弱區域優越的塑性變形性能，也能達到延性設計的目的；同時還指出狗骨式節點梁翼緣削弱長度和深度等設計參數對此類鋼框架節點力學性能的影響較大。工程中已建鋼結構開始較多地采用了狗骨式節點，雖然狗骨式節點對提高結構抗震性能改善顯著，但當需要考慮在地震、爆炸和撞擊等極端災害下的抗倒塌設計時，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和轉動能力的影響仍不明晰。因此，本文進行狗骨式梁柱節點子結構在沖擊荷載作用下的抗連續倒塌試驗研究，以合理評估鋼梁削弱對狗骨式節點的抗倒塌性能的影響，確定合理的抗倒塌設計方法。另外，結構發生倒塌時可能存在較為顯著的應變率效應，其影響需要合理評估。但現有研究成果大多基于靜力研究的層面上，對結構采用沖擊荷載試驗方法來模擬倒塌效應以獲悉其動態響應和破壞模式的研究不足?；綮o思等進行了沖擊荷載作用下鋼框架焊接[12]和加強型栓焊連接[13]梁柱子結構的動態力學性能試驗，分析了試件沖擊荷載和位移時程曲線以及動態轉角和耗能能力。研究表明，在沖擊荷載作用下，鋼材的屈服強度增大而塑性性能改變，因此對構件的受力性能有較為顯著的影響。故對于狗骨式梁柱子結構的抗沖擊性能研究具有一定的理論意義和工程應用價值。

為獲悉狗骨式梁柱焊接節點在沖擊荷載作用下的抗倒塌性能，本文對2個削弱型狗骨式焊接的梁柱節點進行沖擊荷載試驗研究和有限元模擬，獲得結構連續倒塌過程中狗骨式梁柱節點的動態響應和內力發展規律，研究了狗骨式節點翼緣削弱程度對鋼框架梁柱節點抗沖擊性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗模型基于荷載路徑轉換法(Alternate Path Method,APM)[14-16]，參考霍靜思等提出的等效簡化模型(圖1)，假設鋼框架底層中柱失效后，鋼梁在反彎點處截斷，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 試驗模型及邊界條件Fig.1 Test model and boundary condition

本試驗參考了美國FEMA350標準，其推薦的狗骨式節點參數的合理范圍如圖2所示，圖中bf和hb分別代表梁翼緣寬度和梁高度。共設計和加工了2個削弱型狗骨式節點梁柱子結構試件。2個試件的編號分別為：RBS1和RBS2，試件的尺寸和構造詳圖見圖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，削弱區域半徑R分別為242 mm和129 mm，應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，鋼柱和鋼梁截面規格分別為H200×200×16×16 mm和HN250×125×6×9 mm，且均采用FEMA350標準過焊孔，如圖4所示。鋼梁和鋼柱的材料性能試驗結果見表1所示。

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

圖2 狗骨式節點設計

Fig.2 Design of RBS connection

對于試件RBS2，因第1次沖擊試驗時，試件節點區域變形較小，故對試件RBS2進行了第2次沖擊作用，兩次沖擊試驗下對應試件編號分別為RBS2-1和RBS2-2。

1.2 試驗加載及測量

落錘沖擊試驗在湖南大學研發的落錘沖擊試驗裝置上進行，試驗相關的裝置參數、錘頭的壓電傳感器和位移計布置等試驗加載及量測內容與文獻[12]相同，具體詳見參考文獻[12]。表1給出了試驗過程中各項參數的取值。

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

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

2 試驗結果與分析

2.1 試件的破壞形態

沖擊荷載作用后，2個狗骨式節點試件整體保持著良好的完整性，但鋼梁上翼緣發生屈服的面外變形，這是由于鋼梁翼緣寬厚比為6.6，且從文獻[17]實測鋼梁應變時程曲線可以看出，在試件撓度約為18.5 mm(轉角約為7.4×10-3rad)時，鋼梁上翼緣的鋼材應變已超過材料屈服應變，即說明鋼梁在屈服形成塑性鉸后上翼緣發生屈服的面外變形(如圖10和圖11所示)。跨中節點核心區域和鋼柱變形較小，未發生斷裂等脆性破壞現象。圖5給出了試件RBS1的局部變形圖。試件RBS1右側鋼梁的削弱區域上翼緣出現屈服的面外變形，左側鋼梁上翼緣的屈服的面外變形要相對于右側小一些，而左右兩側的鋼梁下翼緣的變形均較小。整個試驗過程中，試件連接部位的焊縫均沒有產生裂紋。

(a)右側鋼梁整體扭曲變形(b)右側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鋼梁兩側的上翼緣也產生了和試件RBS1相類似的不對稱屈服的面外變形。與試件RBS1不同之處在于試件RBS2在腹板部位發生局部扭曲現象。這可能是由于試件RBS1的削弱長度大于試件RBS2，而削弱深度小于試件RBS2，所以相對試件RBS2而言，試件RBS1削弱區域過渡比較緩和，其變形程度和應力集中現象會小于試件RBS2。第一次沖擊作用后，試件RBS2的鋼梁下翼緣變形較小，節點連接處焊縫沒有產生裂紋。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RBS2兩側鋼梁翼緣的變形不一致，鋼梁在削弱位置處發生整體彎扭變形，所以鋼柱出現了輕微的傾斜現象。盡管試件RBS2遭受了更大的沖擊能量，但翼緣處削弱區域通過自身的變形轉動能力，較好的吸收了沖擊能量，各處焊縫均沒有裂紋開展且沒有發生構件斷裂等脆性破壞現象。

(a)第一次沖擊后節點核心區(b)第二次沖擊后節點核心區

(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點試件和文獻[12]中普通未削弱梁柱焊接節點的典型變形模態對比圖。試件RBS2-2的節點區域發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焊孔上部區域，而試件RBS2-2變形出現的位置相比于試件WUFW2-2有遠離柱翼緣的趨勢，向鋼梁削弱位置靠近。從整體變形角度看，試件RBS2-2沒有出現試件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。試驗結果表明，在不考慮過焊孔構造形式的影響下，狗骨式削弱型梁柱焊接節點耗能能力和變形能力明顯好于普通未削弱梁柱焊接節點。

表1 試驗參數與結果Tab.1 Parameters of specimens and tested tesults

試件RBS2?2試件WUFW2?2

(a) 節點核心區變形

(b) 右側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，并繪制了各個試件相應正弦半波曲線和折線(如圖虛線部分所示)，2個試件殘余撓度曲線均介于正弦半波曲線和折線之間。對比試件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2種試件削弱區域的不同削弱程度對于試件最終的殘余撓度影響不大，但從圖8可知狗骨式節點試件殘余撓度要遠大于文獻[12]中普通焊接節點的殘余撓度，說明了狗骨式節點比普通焊接連接節點具有更良好的轉動變形能力和延性。

為了獲得狗骨式節點翼緣削弱相對于普通未削弱焊接節點的動態影響規律，通過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個試件的歸一化沖擊能量與試件最大轉角和殘余轉角的關系圖。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點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點的歸一化沖擊能量與轉角關系基本上成線性比例關系，表明狗骨式試件在較高的歸一化沖擊能量作用下，仍然表現出良好的轉角變形能力和延性，沒有發生節點破壞等失效模式而導致節點不能承擔更大轉角變形和發生非均勻比例變形的現象。

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程曲線

圖10為2個試件的沖擊力和跨中位移的時程曲線，其中，試件RBS2為第一次沖擊作用的時程曲線。如圖10(a)所示，沖擊力時程曲線可分為初始接觸階段、加載穩定階段和回彈階段。在初始接觸階段，沖擊力波動較大，其中慣性效應影響較大，在落錘與試件柱頂接觸的瞬間，沖擊力產生第一個峰值，狗骨式節點試件RBS1和RBS2-1的Fmax分別為1 283 kN和1 331 kN，均高于文獻[12]中3個普通焊接試件。接著錘頭與試件接觸后開始同步運動，當沖擊力經歷到第二峰值點后回落到零，此時錘頭與試件分離。沖擊力在出現若干次小范圍浮動之后逐漸平穩，初始接觸階段的持續時間大約為6 ms。然后進入第二階段，試件與錘頭緊密接觸，此階段沖擊力保持穩定。這一階段的沖擊作用平均值為Fp，2個試件的Fp比較接近，大約在200～240 kN范圍內。當試件速度下降至零時，穩定階段結束。最后進入回彈階段，沖擊力呈現線性下降趨勢，試件反向運動，當沖擊作用發生50 ms左右時，沖擊力回落到零，試件與錘頭完全分離。

(a) 最大轉角

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

(a) 沖擊力時程曲線

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

與沖擊力時程曲線相對應，圖10(b)給出的位移時程曲線也大致劃分為初始接觸階段、穩定階段和回彈階段三個階段。初始接觸階段位移增長趨勢緩慢，初始接觸階段結束時2個試件的跨中豎向位移大約為33 mm。接著位移發展進入穩定階段，位移發展的速率逐漸放緩。當位移發展到達最大值后，試件進入回彈階段，由于的試件的回彈作用，位移值會出現回落，最后趨于穩定直至沖擊試驗結束為止。試件RBS2-1的最大位移值略小于試件RBS1。

對比狗骨式節點試件的沖擊力和位移時程曲線可以發現，對于不同削弱程度的節點試件RBS1和RBS2-1，整個沖擊力時程曲線的發展趨勢有很大的相似性，可見狗骨式試件削弱區域的削弱程度對于試件的動態響應規律影響不大。

2.4 沖擊力-轉角曲線

圖11給出了本文研究的2個狗骨式節點試件和文獻[12]中的3個未削弱的焊接節點試件的沖擊荷載-轉角關系曲線，轉角為跨中柱底豎向位移與試件半跨長度之比，沖擊過程中各個階段分界點用相應的關鍵點標出。通過對比3個階段的耗能大小可以獲知：大部分的能量耗散發生在穩定階段即平臺段。穩定階段的沖擊荷載主要由試件的抗力構成，即試件的耗能與其抗力及變形能力成正比。

圖11 沖擊力-轉角曲線Fig.11 Impact force-rotation curves

試件RBS1和RBS2的沖擊力-轉角關系曲線都經歷了初始接觸階段，穩定階段和回彈階段三個階段，第一階段為初始接觸階段，如圖11中所示，沖擊力第一次達到最大峰值，此時節點來不及產生轉角故其轉角值為零，沖擊力在經歷幾次波動后進入穩定階段。在整個穩定階段中，試件的轉角不斷增大而沖擊力基本保持穩定值不變，最后試件與錘頭逐漸發生分離并開始回彈，梁轉角也略微減小。當沖擊力最終下降到零時，試件和錘頭完全分離。圖11同時也給出了文獻[12]中3個普通焊接節點的沖擊力-轉角曲線，通過對比可見，狗骨式節點試件的Fp值總體小于普通焊接節點，說明其沖擊作用下的節點抗力要相對低一些，故其節點轉動能力好于普通焊接節點。

對于狗骨式節點試件而言，沖擊過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。

為防止結構在地震作用下發生整體性倒塌，FMEA350標準對采用各種節點的框架規定了倒塌控制轉角限值，狗骨式節點轉角限值為0.077 rad；從表1中的數據可知，本文設計的2個狗骨式節點試件均遠大于標準的倒塌轉角限值，能夠較好地滿足標準的變形要求，說明這兩類考慮不同削弱程度的狗骨式節點子結構試件均具有較好的變形轉動能力和延性。

2.5 梁截面應變和應力發展與分布

如圖3所示，在FEMA標準假定的鋼梁塑性鉸位置沿截面高度布置了7個縱向應變片S1～S7，通過對塑性鉸處應變時程曲線結果進行整理分析，得到不同轉角時梁塑性鉸截面應變分布情況，如圖12所示。其中h′表示應變片與梁上翼緣的距離，h表示梁高。隨著轉角的增大，塑性鉸截面應變由近似線性分別轉變為非線性分布，且上、下翼緣和腹板的應變遠大于材料的屈服應變，塑性變形逐漸增大。

(a) RBS1

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

(a) RBS1

(b) RBS2-1圖13 塑性鉸處截面應力發展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點子結構有限元分析模型。有限元模擬時采用8結點減縮積分實體單元(C3D8R)建模，由于剛性底座在沖擊過程中沒有發生變形，故將其簡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上賦予點質量，質量大小和落錘重量一致，同時采用速度場定義模擬實際的沖擊速度。對于節點各處的焊縫，由于試件在試驗后沒有發生任何的焊縫斷裂現象，所以在有焊縫連接的截面通過ABAQUS程序的綁定(tie)命令將焊縫連接處兩個面耦合在一起。狗骨式梁柱節點子結構有限元分析模型的材料模型、邊界條件和加載方式與文獻[17,19-20]相同，具體內容詳見文獻[17,19-20]。

3.2 試驗驗證

將狗骨式梁柱節點子結構試驗結果與有限元結果進行比較，見圖14和15。通過對比可以發現，兩個試件的有限元模擬與試驗結果基本吻合，鋼梁的上翼緣出現屈服的面外變形，下翼緣基本保持完好。應變集中部位出現在削弱截面的下翼緣處，如果試件的轉角再持續增加，削弱截面可能成為試件發生破壞的起始位置。對于試件RBS2-1而言，腹板處的也出現一定程度的扭曲變形。

(a)試驗(b)有限元

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

(a)試驗(b)有限元

圖15 試件RBS2-1殘余變形模式的試驗與有限元分析結果比較

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

圖16為各試件的沖擊力-轉角曲線對比。由圖可知，狗骨式梁柱節點子結構的試驗結果與有限元分析結果基本吻合，只是在接觸階段，有限元模擬得到的沖擊力在的波動相比試驗結果稍大一些，而兩者穩定階段的平臺值較為接近，進一步證明了本文有限元分析模型的準確性。

圖16 試件沖擊力-轉角曲線的試驗與計算比較Fig.16 Comparison of test and FEA impact force-rotation curves

3.3 截面內力分析

為對比分析狗骨式削弱型梁柱焊接節點和普通未削弱梁柱焊接節點在沖擊作用下內力發展情況，選取狗骨式削弱型梁柱焊接節點試件RBS1和文獻[12]中普通未削弱梁柱焊接節點試件WUFW3的塑性鉸截面內力發展曲線有限元分析結果進行分析比較，如圖17所示。

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

對于狗骨式節點試件和普通未削弱梁柱焊接節點試件，在初始小變形階段，塑性鉸截面的彎矩隨轉角的增大，大致呈現出線性增加的趨勢，當試件RBS1和WUFW3的轉角分別大約為0.015 rad和0.036 rad時，彎矩達到最大值分別為122 kN·m和113 kN·m，而此時截面軸力發展很小。對于試件WUFW3而言，軸力在沖擊初始階段甚至出現較小的負值，類似于混凝土結構中的“壓拱”現象。隨后塑性鉸截面彎矩達到峰值點后開始回落，此時試件的軸力則迅速增長，節點由受彎作用為主向受彎和軸力共同作用的受力機制轉換。隨著轉角的不斷增大，軸力近似線性增長，當試件RBS1和WUFW3的轉角分別大約為0.121 rad和0.078 rad時，軸力達到最大值分別為506 kN和382 kN，與此同時彎矩值也不斷減少，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，狗骨式節點試件塑性鉸截面達到的彎矩最大值與普通未削弱梁柱焊接節點試件總體相差不多，但當各自軸力發展到最大值時，狗骨式節點和普通未削弱梁柱焊接節點的塑性鉸截面彎矩分別為其最大幅值的33.6%和74.3%，相對而言，狗骨式節點在沖擊荷載作用下受彎作用部分退化明顯；另一方面，狗骨式節點的軸力最大值約為普通未削弱梁柱焊接節點1.3倍，說明狗骨式節點試件的塑性變形和懸鏈線效應的內力轉換要優于普通未削弱梁柱焊接節點試件，其懸鏈線的發展程度也好于普通未削弱梁柱焊接節點試件。

4 結 論

(1) 狗骨式焊接梁柱節點子結構在沖擊荷載作用下的主要破壞形態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) 沖擊試驗后的破壞模態和試驗數據表明，采用FEMA350標準過焊孔的試件具有良好的轉動能力、耗能能力和延性，滿足FMEA350標準中狗骨式節點的倒塌轉角限值0.077 rad的要求，具有良好的抗倒塌性能且優于普通焊接節點；在美國FEMA350標準規定的設計參數取值范圍內，在削弱部位距柱翼緣適宜的前提下，狗骨式節點試件的削弱程度會對節點的轉動能力、耗能能力和延性產生較為顯著的影響。

(3) 基于ABAQUS有限元程序，建立了狗骨式梁柱節點子結構有限元分析模型，分析結果表明，通過對比分析狗骨式削弱型梁柱焊接節點和普通未削弱梁柱焊接節點在沖擊作用下內力發展情況可知，狗骨式削弱型節點有助于構件向懸鏈線效應轉換。

參 考 文 獻

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