不同構造耳板穿透式鋼管柱-鋼梁節點抗震性能對比研究

范延靜， 李 彬， 潘建榮，2， 王 鵬，2， 謝華深， 蔡昊龍

（1.華南理工大學土木與交通學院，廣州 510640； 2.華南理工大學亞熱帶建筑科學國家重點實驗室，廣州 510640）

鋼-混凝土組合結構因其抗震性能優良廣泛運用于各類重大建筑工程中. 目前，對鋼管柱-鋼梁節點的研究主要圍繞傳力機制［1］、構造特點［2］、連接形式的優化［3］和抗震性能［4］等方面進行. 牟犇等［5-6］對外環板式不等高鋼梁-方鋼管柱節點進行試驗研究，探究其抗震性能及節點破壞機制. 喬崎云等［7］在此基礎上，結合屈服線理論，提出外環板式非等高梁-方鋼管柱節點剪切承載力計算公式，經試驗及有限元模擬驗證該公示計算結果較為可靠. 劉銘劼等［8］基于試驗及有限元模擬，揭示了圓鋼管柱-鋼梁鑄鋼連接節點傳力機理并提出承載力計算式. 李心霞等［9］基于變形疊加法，對方鋼管柱-H 形鋼梁鑄鋼節點初始轉動剛度進行深入研究，推導出適用于節點簡化模型的初始轉動剛度公式. 李國強等［10-11］提出外伸式和平齊式端板單向螺栓鋼管柱-鋼梁節點的受彎承載力理論計算公式與節點初始轉動剛度理論計算公式. 夏軍武等［12］提出了一種新型拼接外套筒式節點，實現了現場無焊接施工，提高了施工的便利性及安裝效率. 張玉芬等［13］對復式鋼管外加強環板節點進行試驗研究，結果表明該類型節點核心區剪切變形對結構變形貢獻比例超過三分之一，故不可忽略. 在Jiang 等［14］對雙內插板螺栓連接式方鋼管柱-鋼梁節點進行試驗及有限元分析，發現該形式節點能有效降低管壁的應力水平，改善節點應力分布. 付波等［15］對柱內無隔板的矩形鋼管柱-鋼梁外頂板式新型節點開展了擬靜力試驗，結果表明新型節點滿足規范中“強節點弱構件”的要求，但在梁翼緣和頂板連接處容易產生裂縫，影響節點延性及耗能能力. Li等［16］對外隔板式、內隔板式、螺栓連接式、鋼梁穿心式和梁端加勁肋式鋼管柱-鋼梁節點進行了試驗研究，結果表明寬外隔板式與鋼梁穿心貫通式節點的抗震性能最優.

綜上，目前研究主要以外加強環式節點和螺栓連接式節點較為深入，而對抗震性能優越的穿透式節點的研究工作較為有限. 因此，本文對5個不同構造的全焊接穿透式圓鋼管柱-鋼梁節點試件進行低周往復荷載試驗，并結合ABAQUS有限元分析，探討節點焊接蓋板、耳板角度和耳板挖孔對耳板穿透式節點抗震性能的影響，以期為該類型節點連接設計提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設計

依據耳板尺寸，節點穿透形式，柱-梁翼緣連接形式及其焊接長度，共設置5個全焊接穿透式圓鋼管柱-鋼梁節點試件，編號為SP-1～SP-5，其細部構造及參數見圖1及表1.

圖1 試件SP-1～SP-5詳細幾何構造尺寸Fig.1 Configuration and sizes of the specimens SP-1-SP-5

本次試驗采用足尺構件，鋼柱為Φ273×8的熱軋無縫鋼管，柱高2000 mm；鋼梁為HM194×150×6×9，梁長1200 mm，耳板板厚10 mm. 試件除鋼梁腹板與耳板連接處為一級對接焊縫，其余部件的連接均為角焊縫.

表1 鋼材實測力學性能Tab.1 Mechanical properties of steel

1.2 試驗裝置與加載制度

試驗在華南理工大學亞熱帶建筑科學國家重點實驗室進行，試驗加載裝置如圖2所示. 在梁中間段布置側向支撐（見圖3），保證加載過程中不會因為平面外失穩而破壞. 通過液壓千斤頂施加軸壓比為0.3的軸壓力. 循環加載以層間位移角控制，加載至節點失效時終止加載（加載制度見圖4）. 5個節點試件的位移計及應變片布置相同（見圖5、圖6），DT1、DT2和DT3分別用于測量梁端豎向位移、柱底水平位移和柱頂水平位移.

圖2 試驗裝置圖Fig.2 Test setup

圖3 側向支撐防失穩系統Fig.3 Transverse braces system

圖4 加載制度圖Fig.4 Load curves of cyclic loading

圖5 各試件應變測點布置及編號Fig.5 Arrangements and numbers of strain measuring points

圖6 位移計布置Fig.6 Arrangements of displacement gauges

2 實驗結果分析

2.1 試驗現象與破壞模式

加載至0.015 rad時，僅SP-1試件出現梁翼緣與鋼管柱壁焊縫開裂；加載至0.04 rad時，其余試件開始在耳板與鋼梁翼緣焊縫位置開裂. 本次試驗的5個節點試件共出現了三種破壞模式，分別是鋼管壁焊縫破壞（SP-1）、梁翼緣屈曲破壞（SP-2）、梁與耳板連接焊縫破壞（SP-3～SP-5）.

1）鋼管壁焊縫破壞（SP-1），表現為梁翼緣首先受彎屈服，隨后在梁翼緣與鋼管壁焊接處出現裂縫并逐漸向梁腹板處開展. 繼續加載至0.04 rad 時，角焊縫完全開裂導致節點失效，此時梁翼緣與腹板處無明顯屈曲，見圖7（a）.

2）梁翼緣屈曲破壞（SP-2），在加載前期無明顯現象，當加載至0.04 rad時，梁翼緣與腹板先后出現屈曲，耳板與鋼梁翼緣焊接處出現裂紋. 繼續加載至0.06 rad時，梁壓縮翼緣出現明顯屈曲，隨后突然斷裂導致節點失效，塑性鉸位于梁翼緣近柱端，見圖7（b）.

3）梁與耳板連接焊縫破壞（SP-3～SP-5）模式，較SP-2試件更早出現梁翼緣屈曲，當加載至0.04 rad時，梁翼緣出現嚴重屈曲，翼緣靠近耳板處出現微裂縫. 繼續加載至0.05 rad時，梁翼緣和腹板處與耳板連接的焊縫貫通斷裂導致節點失效，塑性鉸外移至耳板與腹板連接處，見圖7（c）.

圖7 試件SP-1～SP-5試驗最終破壞狀態Fig.7 The final failure modes of the specimens SP-1-SP-5

2.2 滯回性能

對比各試件滯回曲線圖（圖8（a）～（e））可知，5個節點滯回曲線均呈梭形. 試件SP-1滯回曲線不飽滿，主要是由于梁上荷載集中通過角焊縫傳遞給柱導致焊縫過早出現裂縫，并隨著位移幅值增大迅速開展造成的. 而試件SP-2～SP-5的滯回曲線均較為飽滿，在轉角達到0.04 rad前，具有穩定可靠的滯后行為，強度退化為15%. 由此可見，帶耳板的試件滿足ANSI/AISC-341-16對特殊抗彎框架結構撓度的要求，即在層間位移角達到0.04 rad時，強度退化在20%以內.

2.3 承載力分析

各試件的骨架曲線如圖8（f）所示，采用等效能量法［17］提取各節點試件的承載力特征數值如表2 所示.通過對比試件SP-1與SP-2發現，增加耳板其峰值位移增加1/2，相應峰值荷載增加1倍. 試件SP-3和SP-2的峰值位移、峰值荷載與節點剛度基本接近，表明改變穿透形式對試件承載能力沒有直接影響. 但是SP-3較SP-2更早發生破壞，表明其達到極限承載力后的延性較差. 由試件SP-3～SP-5的結果對比可知，耳板穿透式節點鋼梁翼緣與管壁是否焊接、梁翼緣與耳板焊縫長度對承載力影響可忽略不計.

表2 骨架曲線特征點實測值Tab.2 Measured values of characteristic points on skeleton curve

圖8 試件SP-1～SP-5滯回曲線與骨架曲線Fig.8 Hysteretic and skeleton curves of test specimens SP-1-SP-5

2.4 耗能能力

圖9描述了5個節點等效黏滯阻尼系數（he）隨層移角增加的情況，在層間位移角為0.04 rad時，帶耳板的試件SP-2～SP-5的he均在0.4以上，表明其具有良好的耗能能力. 因此，耳板的存在可以大大提高穿透式節點的耗能能力. 對比5個節點破壞時的累計耗能量（圖10）可知，SP-2～SP-5構件破壞時的累計耗能量在50～70 kJ之間，遠大于SP-1試件. 對比SP-3和SP-4的累計耗能量可知，柱與梁翼緣之間的焊接引起的耗能增加并不明顯.

圖9 試件SP-1～SP-5等效黏滯阻尼系數Fig.9 Equivalent damping coefficient curves of specimens SP-1-SP-5

圖10 試件SP-1～SP-5累計耗能量Fig.10 Energy dissipation of specimens SP-1-SP-5

3 有限元分析

3.1 模型驗證

采用ABAQUS 對不同形式的全焊接穿透式圓鋼管柱-鋼梁試件進行有限元分析. 其中，混凝土采用參考文獻［18］中本構模型，鋼材彈塑性本構關系采用文獻［19］中本構模型. 有限元模擬結果與試驗實測值基本吻合，各類參數誤差在10%左右（如表3所示）. 其中，SP-1最大位移角誤差近50%，其原因主要是焊接質量不足，存在局部薄弱區導致試件提前發生破壞而導致的.

表3 有限元結果與試驗結果對比Tab.3 Comparisons between the finite element results and the test results

3.2 不同構造耳板穿透式節點抗震性能對比分析

為探究節點局部加強、柱截面形式、耳板角度及耳板挖孔對耳板穿透式節點抗震性能的影響，采用ABAQUS軟件對不同構造耳板穿透式鋼管柱-鋼梁連接節點進行模擬.

3.2.1 局部焊接蓋板 為延緩鋼梁的焊縫擴展，針對耳板與梁腹板連接進行局部加強. 在試件SP-5的基礎上，在鋼梁翼緣焊接尺寸240 mm×50 mm×8 mm 的蓋板，腹板焊接尺寸為140 mm×120 mm×8 mm 側板（試件SP-5E）. 層間位移角達到0.02～0.05 rad時，試件SP-5E的鋼梁應力分布如圖11所示，加強后的試件在鋼梁上的應力分布更加均勻，改善了近管壁處的應力集中現象. 對比二者的節點應力云圖及彎矩-轉角曲線（見圖12、圖13），局部加強后的節點試件塑性鉸外移至蓋板與側板的邊緣處，節點整體承載力提升10%. 為了充分發揮耳板穿透式節點的承載性能，建議在實際工程中，對梁端與耳板連接處進行局部加強.

3.2.2 方、圓鋼管柱-鋼梁節點 參照工程實例，采用尺寸為250 mm×250 mm×8 mm的方鋼管替換節點SP-5E中的圓鋼管，研究其抗震性能（試件SP-5F）. 試件節點應力云圖及彎矩-轉角曲線如圖13、圖14所示. 由圖可知，耳板穿透式方鋼管柱-鋼梁節點與圓鋼管柱-鋼梁節點鋼管壁整體應力水平差別不大，節點剛度與承載力基本一致，方鋼管管壁受拉側未發現明顯平面外變形. 因此，可根據實際需求，采用等面積、等壁厚的方鋼管柱替代圓鋼管柱.

3.2.3 不同耳板角度的方鋼管柱-鋼梁節點 在試件SP-5F的基礎上，保持其他參數不變，分別建立耳板角度為15°、20°、25°、30°、35°、45°的節點有限元模型，各試件節點應力云圖及彎矩-轉角曲線如圖15、圖16所示. 通過應力圖對比可知，耳板角度設置對于受壓側應力分布影響不大. 對于受拉側，耳板角度為15°時，耳板靠近鋼管壁處形成高應力區和塑性鉸；隨著角度的增大，塑性鉸和高應力區從耳板近柱端逐漸外移至焊接蓋板附近，應力分布趨于均勻. 對比彎矩轉角曲線可知，耳板角度為20°的節點較15°的峰值彎矩漲幅近40%；而耳板角度大于20°時，不同試件節點峰值彎矩變化均在10%以內. 因此，建議外伸耳板角度設置大于20°為宜.

圖11 鋼梁應力分布對比Fig.11 Contrast of stress distributions of steel beam

圖12 SP-5E與SP-5節點區域應力云圖對比Fig.12 Stress distributions of specimens SP-5E and SP-5

圖13 各試件節點彎矩-轉角曲線對比Fig.13 Moment-rotation angle curves of specimens

圖14 SP-5E與SP-5F節點區域應力云圖分布Fig.14 Stress distributions of specimens SP-5E and SP-5F

圖15 不同耳板角度節點應力云圖對比Fig.15 Stress distributions of specimens with different angles

3.2.4 螺栓連接與全焊接方鋼管柱-鋼梁節 考慮節點的施工效率與成本，本文對同類型螺栓連接方鋼管節點（SP-5G）的抗震性能進行分析. 試件彎矩-轉角曲線及節點應力云圖如圖16、圖17所示，其相較耳板角度設置大于20°的全焊接式節點，峰值彎矩降幅超過20%. 其主要原因是由于螺栓開孔對梁翼緣與耳板有一定的削弱作用，板件孔口邊緣應力集中明顯，成為局部薄弱區，加速了節點的破壞. 但該連接形式在一定程度上提高了節點的變形能力；施工工藝簡便，安拆方便，無須現場施焊保證了連接部位質量. 因此，在實際工程中，當對節點承載力要求較低時，可采用耳板穿透式螺栓連接節點代替全焊縫式.

圖16 各試件節點彎矩-轉角曲線Fig.16 Moment-rotation angle curves of specimens

圖17 SP-5G節點區域應力云圖Fig.17 Stress distribution of SP-5G

4 結論

本文通過試驗及有限元對不同構造耳板穿透式節點抗震性能進行分析，得到以下結論.

1）耳板能有效地降低梁柱連接焊縫處的應力集中，并使塑性鉸外移至耳板邊緣，避免梁端與柱連接焊縫破壞，顯著提高了節點的承載力、延性及耗能能力.

2）耳板穿透式節點耳板邊緣處易發生塑性破壞，實際工程中，建議對耳板與梁端連接處采用焊接翼緣蓋板和腹板側板進行局部加強.

3）耳板穿透式方鋼管柱-鋼梁節點與圓鋼管柱-鋼梁節點鋼管壁整體應力水平差別不大，節點剛度與承載力基本一致. 因此，可根據實際需求，采用等面積、等壁厚的方鋼管柱替代圓鋼管柱.

4）耳板角度設置以20°為分界，大于20°時，增加耳板角度對節點承載力影響不大. 因此，建議外伸耳板角度設置大于20°為宜.

5）在實際工程中，當對節點承載力要求較低時，可采用耳板穿透式螺栓連接節點代替全焊縫式.