基于新型耗能板提升鋼框架節點抗震和抗連續倒塌能力

孟 寶，杜強強，鐘煒輝，段仕超，李亮德

(1.西安建筑科技大學土木工程學院，陜西，西安 710055；2.西安建筑科技大學結構工程與抗震教育部重點實驗室，陜西，西安 710055)

鋼框架結構具有自重輕、抗震性能好、建造速度快等優點，在建筑結構中得到了廣泛應用。然而，在其服役期間，可能會遭受多種偶然災害(如地震、爆炸、撞擊等)，從而引發結構倒塌。其中，地震引起的側向倒塌和豎向連續倒塌是結構主要的兩種倒塌模式[1-3]。連續倒塌是因偶然荷載作用使結構的一個或多個構件發生局部破壞而引發連鎖式蔓延，造成與初始局部破壞不成比例的倒塌[4-7]。地震和連續倒塌均具有低概率高損失特點，因此，預防鋼框架結構在多種災害下發生倒塌已成為結構工程領域的一個熱點問題。

節點是鋼框架結構的重要組成部分，其性能包括強度、剛度、轉動能力和耗能能力等，對鋼框架整體的剛度、穩定承載能力和抗倒塌性能等有重要影響[8-10]。不同災害中節點的性能及工作機理不同。在地震作用下，節點主要承受剪力和彎矩的組合作用，為避免節點發生脆性破壞，通常通過梁端塑性鉸的形成和轉動來耗散地震輸入的能量。在連續倒塌條件下，節點會同時承受剪力、彎矩和軸力的共同組合作用，其中彎矩與軸力的非線性發展特征決定了結構梁機制抗力與懸鏈線機制抗力的演化規律，進而影響剩余結構豎向荷載的重分布。由于抗震與抗連續倒塌作用機理不同，具有較好抗震性能的節點，其抗連續倒塌性能可能會變差，反之亦然[11-12]。考慮地震和引發連續倒塌災害的影響，有必要對節點進行改進和補強，使其具備較好的抗震和抗連續倒塌性能。

因此，為提高節點的抗震和抗連續倒塌性能，國內外許多學者提出了不同的改進措施。針對節點抗震時有4 種改進措施：① 改變連接處焊接孔幾何形狀[13]，以減小局部應力集中，避免焊縫脆性斷裂；② 加強梁端截面，迫使梁根部塑性鉸外移，以減小連接焊縫處的應力，包括在梁翼緣上加蓋板[14]、梁柱連接處加腋[15]、擴大梁翼緣[16]等；③ 削弱梁端截面，迫使塑性鉸外移，包括削弱梁翼緣[17]、削弱梁腹板[18]；④ 在梁柱連接處增設耗能單元[19]，以提高節點的耗能能力。針對節點抗連續倒塌時有3 種改進措施：① 提高梁柱節點的變形能力，如Liu 等提出一種應對火災作用的延性節點[20]；② 提高梁柱節點的承載力，如HAN等采用鑄鋼加勁環來提高節點在連續倒塌情形下的抗力[21]；③ 同時提高梁柱節點的承載能力和變形能力[2,22]。上述改進方式主要是針對節點抗震性能或抗連續倒塌能力的單獨提升，不能確保節點同時具備較好的抗震和抗連續倒塌能力。

本文借鑒上述節點抗震第二種和抗連續倒塌第三種的改進措施，采用新型耗能板對全焊節點進行改進，使其具備較好抗震和抗連續倒塌能力。該新型耗能板在前期階段可使梁端翼緣形成雙塑性域，有利于耗散外荷載作用下的能量；在后期階段使結構的承載力和變形在原有性能的基礎上持續發展，形成抗倒塌能力的提升階段。首先通過試驗、數值模擬和理論分析相結合的方法，揭示了新型耗能板在單調荷載和循環荷載作用下的力學性能；進而通過新型耗能板與節點在地震作用和連續倒塌條件下的協同工作作用，給出了新型耗能板節點的設計方法；最后通過數值算例分析驗證了設計方法的可行性。

1 基于新型耗能板的節點設計思路

全焊節點能夠縮減鋼材用量，提升鋼框架的穩固性和強度，是一種常用的鋼結構連接方式。但全焊節點在地震和連續倒塌條件下因梁柱連接處應力集中或焊縫破壞使得節點過早失去承載力和變形，使構件懸鏈線效應未得到較好發展，限制了節點在連續倒塌條件下的轉動能力，對此，有必要對傳統全焊節點進行改進。

1.1 新型耗能板節點模型

基于上述全焊節點的不足，本文試圖在梁端上、下翼緣處增加如圖1 所示的新型耗能板，其兩端采用坡口焊分別與柱翼緣和梁翼緣連接，且采用槽焊縫將新型耗能板的端部區域與梁翼緣連接，如圖1(a)所示。增加新型耗能板的目標是提升梁柱連接在地震和連續倒塌條件下的承載力、變形和耗能能力，避免梁端過早發生脆性斷裂而使結構喪失承載力。新型耗能板共涉及9 個參數，包括w1、w2、w3、R、a、b、c、t和t1，如圖1(b)所示。新型耗能板可根據其幾何參數通過火焰數控切割的方式在工廠進行加工。

1.2 新型耗能板節點工作原理

1.2.1 地震作用下新型耗能板節點工作機理

本文提出的新型耗能板節點滿足“強節點弱桿件”的抗震設計思想。通過新型耗能板使梁根部得到加強，然后再將其中間進行削弱，一方面迫使梁根部塑性鉸外移，另一方面通過梁端和新型耗能板形成的塑性鉸來耗散地震輸入的能量，其設計原理如圖2(a)所示。相比傳統的全焊蓋板全焊節點，當新型耗能板的軸向剛度合理時，可能會在梁BC段和D點形成雙塑性區域，其可提高節點的塑性變形和耗散地震輸入的能量。

圖2 節點設計理念Fig.2 Design concept of joint

1.2.2 連續倒塌條件下新型耗能板節點工作機理

在連續倒塌過程中，全焊連接和蓋板全焊連接的兩跨三柱型梁柱子結構在中柱失效后的抗力過程主要經歷梁機制階段(階段1)和梁機制-懸鏈線混合階段(階段2)，如圖2(b)中的O曲線。在B點時全焊連接子結構因梁端焊縫或梁翼緣母材斷裂使子結構失去承載力，蓋板全焊連接子結構會在塑性鉸外移處梁翼緣發生斷裂而使結構失去承載力。而本文試圖通過在梁翼緣上增加新型耗能板后，使梁柱子結構的初始承載力提高，在后期階段子結構的承載力和變形在原來子結構性能的基礎上能夠繼續發展，形成抗倒塌能力的提升階段(階段3)，如圖2(b)中的I曲線。

當然，在地震和連續倒塌條件下，新型耗能板節點性能的提升與其幾何參數和力學性能密切相關，詳細討論分別見第2 節、第3 節。

1.3 新型耗能板節點的破壞過程

為實現圖2 中節點抗震和抗倒塌能力提升的目標，期望新型耗能板節點的破壞過程如下：在地震作用下，新型耗能板節點主要承受彎矩和剪力的共同組合作用，在前期階段，節點在彎矩和剪力作用下會在梁翼緣和新型耗能板上形成雙塑性區域；在后期階段，隨著節點變形的增大，當新型耗能板和梁翼緣斷裂時，節點承載力會突然減低而逐漸失去承載力，如圖3(a)所示。在連續倒塌下，新型耗能板節點承受彎矩、剪力和軸力的共同組合作用，在前期階段，節點承受的彎矩較大而軸力較小，該階段結束時會在受拉側梁翼緣和新型耗能板上形成雙塑性區域；在后期節點承受的軸力較大，最終梁端受拉翼緣斷裂后向梁腹板延伸發展，此時受拉側新型耗能板也斷裂，其節點變形如圖3(b)所示。

圖3 破壞過程Fig.3 Damage process

2 新型耗能板的力學性能

2.1 新型耗能板的試驗研究

2.1.1 試件設計

由于新型耗能板在地震和連續倒塌下的受力機理和破壞模式不同，有必要分別對其軸向力學性能和滯回性能進行研究。根據新型耗能板的主要幾何參數和受力模式，共設計7 個試件，其幾何尺寸見表1。對試件SLED-1～SLED-4 進行單調加載，對試件SLED-5～SLDE-7 進行循環加載。

表1 試件尺寸/mmTable 1 Size of specimens

2.1.2 試驗裝置及加載制度

1) 單調軸拉試驗

試件的單向軸拉試驗在1000 kN 液壓萬能試驗機上進行，如圖4(a)所示；單向軸壓試驗在1000 kN 電液伺服疲勞試驗機上進行，如圖4(b)所示。單向軸拉和軸壓試驗均采用單調加載的方式進行，加載速率不超過0.5 mm/s，直至試件破壞。

圖4 試驗加載裝置和加載制度Fig.4 Test loading device and loading system

2) 循環荷載試驗

試件的循環荷載試驗在1000 kN 電液伺服疲勞試驗機上進行，如圖4(b)所示。試件的循環荷載試驗采用位移控制的方式進行加載，其位移賦值[23]如圖4(c)所示。每級循環加載2 圈，后一級賦值是前一級的1.4 倍，當循環加載超過10 級后，后一級賦值是在前一級基礎上增加2.4 mm，直至試件破壞。加載速率從0.1 mm/s～0.5 mm/s 變化，如圖4(c)所示。

2.1.3 材性試驗

試件均選用牌號為Q235B 的鋼材制作，其名義厚度為10 mm。材性試件的拉伸試驗在電液伺服萬能試驗機上進行，采用量程為50 mm 的引伸計對其應變進行測量。材性試件的工程應力-應變關系曲線和拉伸試驗結果如圖5 所示。

圖5 材性試驗結果Fig.5 Material test results

2.1.4 試驗結果

1) 荷載-位移曲線

圖6(a)描述了新型耗能板在單調荷載作用下的荷載-位移曲線。新型耗能板在單調軸拉荷載作用下的承載力和位移隨著參數w1的增大而增大。試件的受力過程主要經歷了彈塑性階段和材料硬化階段。需要說明的是，由于初始階段設備夾持與試件未完全受拉，其初始剛度偏低，在軸向位移約2.5 mm 之后，試件與設備夾持完全受力。試件SLED-4 在單調軸壓荷載作用下先線性增長后發生屈曲，在位移為10.6 mm 時，荷載達到峰值18.7 kN。

圖6 試件荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of specimens

圖6(b)描述了新型耗能板在循環荷載作用下的荷載-位移曲線。新型耗能板的滯回曲線飽滿，呈梭形，說明該構件塑性變形好、耗能能力強。新型耗能板的變形能力和耗能能力隨著參數w1的增大而增大。需要注意的是，試件在循環荷載作用下的力學性能與單向荷載作用下的力學性能相差較大，尤其是極限荷載和相應位移。

2) 破壞模式

圖7 給出了新型耗能板在單調和循環加載下的破壞模式。結果表明，單向軸拉荷載和循環荷載作用下新型耗能板均在圓弧段中間發生斷裂，但其破壞形態不同：單向軸拉荷載作用下，試件最終表現為受拉破壞；而循環荷載作用下，試件最終表現為剪切破壞；單向軸壓荷載作用下，試件圓弧段向內擠壓，最后因參數b和R的有限而終止加載。

圖7 新型耗能板的破壞模式Fig.7 Damage modes of new energy dissipation plate

2.2 新型耗能板的數值分析

2.2.1 模型驗證

根據表1 中試件的幾何尺寸，采用ABAQUS軟件建立相應的實體模型，如圖8 所示。試件采用C3D8R 的實體單元，其大小約為3 mm。 材料屬性采用圖5 中的數據。采用ABAQUS 軟件中的金屬延性損傷準則來模擬鋼材在單調和循環荷載作用下的斷裂[2,12]。將模型試件一側固定，另一側施加位移控制的荷載，直至試件破壞。對于單調加載的模型采用顯式動力準靜態算法求解，對于循環加載的模型采用隱式動力算法求解。

圖8 新型耗能板的數值模型Fig.8 Numerical model of new energy dissipation plate

通過數值模擬和試驗得到的單調加載曲線和滯回曲線的對比結果如圖9 所示。7 個試件的數值模擬結果與試驗結果基本一致，這說明數值模擬分析方法能很好地反映新型耗能板在單調和循環荷載作用下的受力響應。圖10 為7 個試件數值模擬的破壞模式，其與試驗破壞模式相同，說明了該數值模擬方法可再現試驗的破壞過程，其可為第2.3 節新型耗能板理論公式中參數的確定奠定基礎。

圖9 數值模擬結果與試驗結果比較Fig.9 Comparison results of numerical simulation and test

圖10 數值模擬的破壞模式Fig.10 Damage modes of numerical simulation

2.2.2 參數分析

可能影響新型耗能板單向加載性能和滯回性能的參數有w1、w2、w3、R、b、c和t。在試驗部分已討論了參數w1的影響。該小節對其他參數進行分析討論，共建立20 個數值模型，單調加載試件用“D-”表示，循環加載試件用“X-”表示，它們的幾何尺寸見表2，其中，D-0 和X-0 分別為單調和循環加載作用下的對比標準模型。

表2 不同參數的模型試件/mmTable 2 Specimens with different parameters

圖11 給出了5 組不同參數在單調軸拉和循環加載作用下的荷載-位移曲線。可以看出，參數w2、R和t對新型耗能板的單向軸拉性能和滯回性能影響較大；而參數b和w3對新型耗能板的單向軸拉性能和滯回性能影響相對較小。本節的數值分析結果將為第2.3 節理論公式的擬合和驗證提供依據。

圖11 參數分析結果Fig.11 Results of parameter analysis

2.3 新型耗能板的理論分析

2.3.1 理論分析過程

從試驗和數值分析結果可以看出，新型耗能板在單調軸拉荷載作用下的受力過程主要經歷了彈塑性階段和硬化階段。假定新型耗能板在循環荷載作用下拉壓方向上受力基本對稱，則新型耗能板的荷載-位移關系可簡化為雙線性模型。由于新型耗能板的破壞主要發生在圓弧段區域，以其中的一個圓弧段為研究對象，如圖12(a)中斜線陰影部分。將圓弧段一端簡化為固定端，另一端簡化為定向滑動。圓弧段的變形、彎矩和剪力圖如圖12(a)所示。以圓弧段的幾何中心為坐標原點，建立直角坐標系，如圖12(b)所示。

圖12 力學模型及坐標軸Fig.12 Mechanical model and coordinate axis

圓弧段的曲線滿足圖12(b)中的方程，根據幾何關系，其面積可按式(1)計算：

對圖12(a)中的圓弧段模型進行變形分析，假定圓弧段在彎矩和剪力作用下的最不利截面在中間，當其一邊固結另一邊定向約束時，中間截面發生剪切屈服，其屈服荷載Py和水平變形vy可分別按式(2)和式(3)計算：

則新型耗能板的屈服位移δy可按式(4)進行計算：

式中：λ 為屈服位移調整系數，與新型耗能板的受力方式有關，當新型耗能板受單向荷載時取為0.35，受循環荷載時取為0.13。

則新型耗能板的屈服荷載Fy和初始剛度kie可分別按式(5)和式(6)進行計算：

式中：η 為屈服荷載調整系數，與新型耗能板的受力方式和圓弧段邊界約束的有關，當新型耗能板受單調荷載時取為0.5，受循環荷載時取為0.9。

新型耗能板屈服后進入硬化階段，表現出較強的材料非線性，其力學性能與荷載形式密切相關。在單調荷載作用下，當新型耗能板進入硬化階段后，圓弧段由受剪切屈服向受拉轉變，最終在圓弧段中間發生受拉破壞，其極限承載力FDu按式(7)計算。在循環荷載作用下，當新型耗能板進入硬化階段后，圓弧段中間發生剪切破壞，其極限承載力FXu按式(8)計算。

式中：fu為鋼材的抗拉強度；γ 為圓弧段邊界對其承載力的影響系數，取0.9；fvu為鋼材的極限剪切強度。

根據2.1.4 節的試驗結果和2.2.2 節的數值分析結果，并考慮主要參數w1、w2、R和t的影響，擬合了新型耗能板在單調荷載和循環荷載作用下的硬化剛度如圖13 所示，其計算公式分別如式(9)和式(10)所示。

圖13 硬化剛度擬合Fig.13 Hardening stiffness fitting

則新型耗能板在單調荷載和循環荷載作用下的極限位移δDu、δXu可分別按式(11)、式(12)計算：

2.3.2 理論模型驗證

為了驗證上述擬合公式和調整系數的合理性，將理論計算結果與2.1.4 節的試驗結果和2.2.2 節的數值分析結果進行比較，如表3 所示。需要注意的是，模型試件D-5/X-5 的破壞未發生在圓弧段中間，不滿足理論計算假設，故表3 中未包括。結果表明，理論計算與數值分析和試驗結果吻合較好，平均誤差小于10%，說明理論計算參數及擬合公式可準確計算新型耗能板在單調荷載和循環荷載作用下的承載力和變形。

表3 理論計算結果的驗證Table 3 Verification of theoretical calculation results

3 基于新型耗能板的節點設計方法

節點在地震和連續倒塌條件下的性能與新型耗能板的力學性能密切相關。基于第2 節新型耗能板在單調和循環荷載作用下的力學性能結果，本節主要討論新型耗能板與節點協同作用的受力性能，并給出新型耗能板節點的設計方法。

3.1 基于新型耗能板的節點受力分析

新型耗能板節點在地震作用和連續倒塌條件下主要經歷雙塑性鉸的形成階段和硬化階段。

3.1.1 雙塑性鉸形成階段

在地震作用和連續倒塌條件下，新型耗能板節點主要承受彎矩和剪力，假定軸力較小可忽略[24]。此時可按彈塑性理論設計，當截面S1屈服時截面S2也屈服，形成雙塑性區域(如圖14 所示)，則截面S1和S2處的彎矩可按式(13)計算。同時，為避免梁根部過早出現塑性鉸而發生破壞，則梁端根部的彎矩MS0應滿足式(14)。

式中：MnS0=γnfyWnS0，MS1=MnS1=γnfyWnS1，MnS2=γnfyWnS2； γn為塑性發展系數，對于工字形鋼梁取1.2[25]。

根據圖14 中截面的受力關系，截面S0和S2處的彎矩可分別按式(15)和式(17)計算。

式中：lB=L-2a；L為梁跨長度；l=a+b+c+w1+3R。

將式(17)代入式(13)，整理可得式(18)，即參數a滿足方程式(18)。

3.1.2 硬化階段

當節點進入硬化階段后，材料性能和節點幾何變形呈現較強非線性，節點在地震作用和連續倒塌條件下因承受不同荷載組合而表現出明顯差異。在地震作用下，新型耗能板節點主要承受彎矩和剪力組合；在連續倒塌條件下，新型耗能板節點主要承受彎矩、剪力和軸力的共同作用。

在地震作用下，新型耗能板節點最終因受彎而發生破壞。在截面S1處發生破壞時，新型耗能板和梁翼緣滿足力平衡關系，如圖15(a)所示。則點D處截面彎矩又可表達為式(19)，并根據新型耗能板和梁翼緣的力平衡關系，可獲得式(20)。將式(20)代入式(19)，可獲得梁端翼緣斷裂時新型耗能板中的力FHe，如式(21)所示。為了防止新型耗能板過早破壞，FHe的值應接近其極限荷載FXu，滿足式(22)的要求。

圖15 硬化階段節點的受力和變形Fig.15 Stress and deformation of joint in hardening stage

式中，β 為承載力調整系數，介于0.9 和1.0 之間。

在連續倒塌條件下，為了使子結構獲得較大的抗連續倒塌能力，通過數值分析發現，截面S1處梁翼緣和新型耗能板應同時斷裂，即新型耗能板在斷裂時的變形等于梁端受拉翼緣的變形，如圖15(b)所示。則梁端受拉翼緣的變形δb可按式(23)計算，新型耗能板的極限變形δDu按式(11)計算，將式(11)和式(23)聯合可獲得關于參數w1和a的方程，見式(24)。

式中，εbf為鋼梁翼緣的斷裂應變。

3.2 基于新型耗能板的節點設計流程

新型耗能板節點的設計包括2 個階段，即雙塑性鉸形成階段和硬化階段。其設計過程需遵循2 個主要原則：① 在塑性鉸形成階段，梁翼緣端部應形成兩個明顯塑性區域，有利于耗散水平或豎向荷載作用下的能量；② 在硬化階段，梁翼緣和新型耗能板應滿足力和變形的協調關系。

新型耗能板的設計共包含9 個參數，即a、b、c、R、w1、w2、w3、t、t1。其中c和t1為施工參數，選擇時滿足施工要求即可。a、w1、t、R為關鍵參數，根據數值模型分析，建議t取為(0.8～1.5)tf；參數R可根據梁翼緣寬度進行計算；參數a和w1可按式(18)、式(21)和式(23)進行選擇。w2、w3、b為次要參數，其根據主要參數進行選擇，為了使新型耗能板預期的破壞發生在圓弧段區域，則w1< max (w2, 0.5w3)。同時，為了不影響新型耗能板件受壓時的力學性能，參數b>max (δDu, δXu)。新型耗能板節點的具體設計流程如圖16 所示。

圖16 節點設計流程Fig.16 Design process of joint

4 算例討論

4.1 模型驗證

為驗證全焊節點數值模型在地震和連續倒塌條件下的受力性能，以ZHANG 等[18]和LIN 等[26]的試驗數據為依據，分別對其進行數值模擬分析和驗證。

4.1.1 抗震模型驗證

ZHANG 等[18]對全焊接連接的T 型子結構進行了循環加載試驗，試件的幾何尺寸和材料屬性如圖17(a)所示，其可用來建立數值模型。數值模擬得到試件的滯回曲線和節點破壞模式如圖17(b)所示，這與ZHANG 等[18]的試驗結果相吻合。由于梁翼緣的嚴重局部屈曲和斷裂，試件喪失承載力。通過數值模型的驗證可以看出，數值模擬分析能很好地反映全焊接連接結構的滯回性能和破壞模式，其可用來討論和分析類似連接的滯回性能。

圖17 地震作用下結果對比Fig.17 Comparison results under earthquake action

4.1.2 抗連續倒塌模型驗證

文獻[26]對全焊接連接的雙半跨子結構進行了靜力試驗，試件尺寸和梁柱截面形式如圖18(a)所示。梁柱材性采用文獻[26]列出的試驗結果。根據其幾何尺寸建立三維數值模型，如圖18(a)所示。

圖18 連續倒塌條件下結果對比Fig.18 Comparison results under progressive collapse

圖18(b)為數值模擬分析和文獻[26]試驗結果的荷載-位移關系的對比。可以看出，數值模擬結果與其試驗結果吻合較好。因此，數值模擬方法能較好地反映全焊接連接結構在內柱失效后的受力變化和失效模式，其可用來分析類似連接的在連續倒塌條件下的力學響應。

4.2 算例設計

為驗證新型耗能板節點在地震和連續倒塌條件下設計方法的正確性，按《鋼結構設計標準》[25]設計了一個多層鋼框架結構，其層高為3300 mm，跨度為6000 mm，梁跨高比為12。梁柱截面尺寸分別為500 mm×200 mm×10 mm×16 mm 和400 mm×400 mm×13 mm×21 mm。恒荷載和活荷載分別為4.5 kN/m2和2.0 kN/m2。根據圖16 的設計流程，新型耗能板的設計參數如表4 所示。所有構件均采用Q355B 級鋼，其材性采用文獻[27]中的試驗結果。

表4 新型耗能板尺寸/mmTable 4 Size of new energy dissipation plate

為探究節點的抗震性能和抗連續倒塌性能，分別以T 型子結構和雙半跨子結構為研究對象[2]。利用ABAQUS 軟件分別建立其三維數值模型。梁、柱和新型耗能板均采用C3D8R 實體單元，節點區域網格尺寸約5 mm，其他梁柱部位網格尺寸約30 mm。梁柱翼緣接觸采用綁定約束(tie)以模擬焊接，不考慮殘余應力的影響。同樣，新型耗能板與梁柱翼緣之間的接觸也采用綁定約束。為考慮子結構的初始幾何缺陷，對其進行特征屈曲分析，將一階彈性屈曲值乘以較小的變形幅度來表示梁的初始缺陷[2]。采用ABAQUS 中的金屬延性損傷準則和單元刪除法來模擬鋼材的斷裂[12,28]。

對于T 型子結構，邊柱上、下端采用鉸接約束，同時鋼梁的平面外被約束，在懸臂梁端施加豎向循環荷載，直至節點失效。對雙半跨子結構，使用非線性彈簧來考慮邊界約束對懸鏈線效應的影響，在失效柱的頂部施加由位移控制的豎向荷載，直至節點失效。采用ABAQUS 中的隱式動力算法對T 型子結構模型進行求解[18,29]；為較好地模擬連續倒塌條件下節點的大變形，采用顯式動力準靜力算法來獲取模型的變形和內力[26,28]。

4.3 算例分析

4.3.1 抗震算例分析

圖19(a)和圖19(b)給出了模型試件在循環荷載作用下的滯回曲線和骨架曲線。由于新型耗能板的增加有助于節點耗能，其滯回曲線飽滿，呈梭形。與全焊節點試件N0 和蓋板全焊節點試件N1相比，新型耗能板試件N2 的耗能能力提高的較大。從表5 可以看出，與試件N1 相比，試件N2的初始剛度、屈服荷載、屈服位移、峰值荷載有輕微減小，但其峰值位移、延性比和耗能能力明顯提高；與試件N0 相比，試件N2 的初始剛度、屈服荷載、屈服位移、峰值荷載、峰值位移和延性比都有顯著提高，說明新型耗能板的增加有利于提高全焊接節點的抗震性能。

表5 滯回性能結果Table 5 Results of hysteretic behavior

圖19(c)描述了循環荷載作用下新型耗能板節點的破壞過程。隨著節點轉角的增大，截面S1和S2處形成明顯的塑性區域。最后，受拉梁翼緣和新型耗能板發生斷裂，受壓梁翼緣發生局部屈曲。這與1.3 節中節點的預期失效過程相同，其表明新型耗能板能將梁根部的脆性破壞轉化為梁的塑性破壞，并在梁端形成明顯的雙塑性區，大大降低了梁的脆性破壞可能性。

由以上分析可知，3.2 節中新型耗能板節點的抗震設計方法是合理的。在地震作用下，新型蓋板節點的承載力、變形和耗能能力均可提高，可實現第1 節中全焊節點抗震性能提升的設計目標。

4.3.2 抗連續倒塌算例分析

圖20 和表6 為模型試件在連續倒塌條件下的計算結果。采用新型耗能板試件M2 的變形和承載力分別比未采用新型耗能板試件M0 提高了99.3%和123.9%；試件M2 比采用全蓋板試件M1 分別提高了59.8% 和79.5%，且試件M2 形成了明顯的抗力提升階段，如圖20(a)所示。

表6 中柱移除情形下子結構的結果Table 6 Results of substructure with middle column removed

圖20 連讀倒塌條件下的分析結果Fig.20 Analysis results under progressive collapse

圖20(b)給出了模型試件梁中軸力的發展過程。在雙塑性鉸形成階段，試件M2 梁中軸力與試件M0 和M1 的發展基本一致。在硬化階段，試件M0 和M1 的梁中軸力因梁翼緣的過早斷裂而未能繼續發展。試件M2 的梁中軸力可持續發展至梁全截面屈服，之后因梁端受拉翼緣和新型蓋板的斷裂而發展中斷，這說明梁構件在節點破壞前可實現完全屈服，使得懸鏈線機制得到了充分的發展，延遲了節點破壞。

試件M2 在連續倒塌條件下的破壞模式如圖20(c)所示。在前期階段，梁翼緣截面處可形成雙塑性區域，有利于耗散結構的應變能；在硬化階段，新型耗能板和受拉梁翼緣最終在截面S1處被同時拉斷，試件失去承載力。新型耗能板試件的破壞過程與1.3 節中節點的預期破壞順序相一致，這也說明了3.2 節中新型耗能板節點的抗連續倒塌設計流程是合理的。

5 結論

本文利用新型耗能板對全焊節點進行改進，通過試驗、數值模擬和理論分析相結合的方法揭示了新型耗能板在單調荷載和循環荷載作用下的力學性能，進而給出了帶新型耗能板全焊節點的設計方法。具體結論如下：

(1) 新型耗能板在單調和循環荷載作用下的力學性能不同，在單調軸拉荷載作用下最終發生受拉破壞，在循環荷載作用下最終發生剪切破壞。

(2) 通過對新型耗能板的不同參數進行試驗和數值分析，擬合了其在單調荷載和循環荷載作用下承載力和變形的計算公式。

(3) 根據新型耗能板與節點在地震作用和連續倒塌條件下的協同工作機理，給出了新型耗能板節點的抗震和抗連續倒塌設計流程，并通過算例論證了其合理性。

(4) 新型耗能板節點在地震和連續倒塌條件下主要經歷雙塑性區域形成階段和硬化階段。其中，新型耗能板節點的抗震和抗連續倒塌性能的差異主要體現在硬化階段。

(5) 相比傳統全焊節點，新型耗能板的增加可同時有效提高全焊節點在地震和連續倒塌條件下的承載力、變形和耗能能力。