劉仲洋， 王安安， 董新元， 張明普， 毛 會(huì)， 陳 杰

(1 河北建筑工程學(xué)院， 張家口 075051；2 河北省土木工程診斷、改造與抗災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 張家口 075051)

0 概述

1994年美國(guó)北嶺地震中,焊接鋼框架節(jié)點(diǎn)發(fā)生了不同程度的脆性斷裂，且破壞時(shí)塑性轉(zhuǎn)角沒(méi)有達(dá)到規(guī)范規(guī)定的0.03rad[1]。因此，北嶺地震引發(fā)了新的研究項(xiàng)目的啟動(dòng)[2-3]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者調(diào)查了這些節(jié)點(diǎn)斷裂的原因，并提出了加強(qiáng)型與削弱型節(jié)點(diǎn)。這兩種節(jié)點(diǎn)都可以使塑性鉸遠(yuǎn)離柱面，減少了焊縫通孔(WAH)處的應(yīng)力。然而，削弱型節(jié)點(diǎn)似乎更受研究人員的青睞。

Hedayat等[1]指出，加強(qiáng)型比削弱型節(jié)點(diǎn)通常更費(fèi)時(shí)費(fèi)力，因?yàn)榍罢咝枰附忧液附淤|(zhì)量直接影響節(jié)點(diǎn)的性能；Chi等[4]指出，加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)可能會(huì)導(dǎo)致“強(qiáng)梁弱柱”的出實(shí)現(xiàn)，影響結(jié)構(gòu)的抗震性能；盧林楓等[5]對(duì)標(biāo)準(zhǔn)型、加強(qiáng)型(蓋板、翼緣擴(kuò)大、加腋)和削弱型(RBS)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了滯回性能研究，研究表明，通過(guò)對(duì)梁端進(jìn)行適當(dāng)削弱，可使塑性鉸從梁端轉(zhuǎn)移到削弱區(qū)域，且滯回曲線(xiàn)比較穩(wěn)定，無(wú)明顯退化現(xiàn)象。但Ohsaki等[6]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)削弱型節(jié)點(diǎn)也有一些缺點(diǎn)，如削弱區(qū)域應(yīng)力集中導(dǎo)致變形過(guò)大，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的橫向剛度降低，梁腹板局部屈曲以及橫向扭轉(zhuǎn)屈曲的可能性增加。針對(duì)上述缺點(diǎn)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了多種補(bǔ)強(qiáng)措施。Hedayat等[1]利用ANSYS對(duì)腹板開(kāi)兩個(gè)水平長(zhǎng)孔節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了分析，研究結(jié)果顯示，在孔洞處設(shè)置加勁肋，有效地減小了梁翼緣和腹板在孔洞處的過(guò)度屈曲，提高了節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和延性。Roudsarl[7]研究了加勁肋對(duì)翼緣削弱型(RBS)節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響，研究表明，RBS節(jié)點(diǎn)的塑性轉(zhuǎn)角從0.03rad降低到0.04rad。劉明明等[8]對(duì)腹板開(kāi)圓孔處設(shè)置加勁肋(鋼套管)梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了有限元分析，結(jié)果顯示，開(kāi)孔處設(shè)置加勁肋明顯降低了焊縫處的von Mises應(yīng)力水平，減小了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域的塑性變形，延緩了梁截面屈曲變形所需的時(shí)間。張濤等[9]以實(shí)際工程為背景，針對(duì)腹板開(kāi)洞超限鋼梁，提出了鋼套管+斜向45°加勁肋補(bǔ)強(qiáng)措施，通過(guò)有限元軟件ABAQUS分析得出了加勁肋可有效地緩解開(kāi)孔處應(yīng)力集中，且對(duì)限制孔洞處的變形作用最佳。我國(guó)《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 99—2015)[10]也針對(duì)腹板開(kāi)圓孔、矩形孔鋼梁，分別提出了套管、環(huán)形加勁肋、環(huán)形板以及縱橫加勁肋等補(bǔ)強(qiáng)措施，并給出了相應(yīng)的構(gòu)造參數(shù)。

綜上所述，設(shè)置加勁肋可有效降低孔洞處的塑性變形，緩解應(yīng)力集中現(xiàn)象，延緩梁截面屈曲變形所需的時(shí)間，提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能。本文在前人研究的基礎(chǔ)上，針對(duì)腹板開(kāi)圓形孔，提出了一種新型補(bǔ)強(qiáng)方式：槽鋼補(bǔ)強(qiáng)，即在鋼梁腹板開(kāi)孔位置設(shè)置槽鋼，槽鋼與梁柱通過(guò)焊接的形式相連接。槽鋼開(kāi)圓孔的位置及尺寸與鋼梁相同，如圖1所示。運(yùn)用有限元軟件ANSYS 17.0對(duì)不同參數(shù)下槽鋼補(bǔ)強(qiáng)型鋼梁腹板開(kāi)圓孔梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行滯回性能研究，從而得到最優(yōu)參數(shù)。

圖1 槽鋼補(bǔ)強(qiáng)型鋼梁腹板開(kāi)圓孔梁柱節(jié)點(diǎn)

1 有限元數(shù)值模擬準(zhǔn)確性驗(yàn)證

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)

為驗(yàn)證有限元數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，對(duì)文獻(xiàn)[11]中的翼緣開(kāi)孔削弱型(IPE270-RBSH)節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行驗(yàn)證。梁采用IPE270(歐洲H型鋼標(biāo)準(zhǔn))，截面為H270×135×6.6×10.2，梁長(zhǎng)800mm，梁截面尺寸及翼緣板開(kāi)孔參數(shù)、位置見(jiàn)圖2。柱和節(jié)點(diǎn)域用高強(qiáng)底板代替，并將鋼梁焊接于底板上，為了限制梁端轉(zhuǎn)角，在底板上放置了足夠的加勁板。梁端的加載方式為低周往復(fù)循環(huán)加載，并以層間位移角控制。

圖2 梁截面尺寸及開(kāi)孔參數(shù)

1.2 有限元模型創(chuàng)建

運(yùn)用有限元軟件ANSYS 17.0對(duì)節(jié)點(diǎn)試件IPE270-RBSH進(jìn)行實(shí)體建模，采用Solid92實(shí)體單元，并對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分。材料本構(gòu)模型選用多線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化KINH(通用)模型，并考慮包辛格效應(yīng)，材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)參考文獻(xiàn)[11]進(jìn)行設(shè)置。梁端為固接，故對(duì)其施加X(jué)，Y，Z方向的約束以及轉(zhuǎn)角約束。為使梁端部所有節(jié)點(diǎn)具有相同的豎向位移，對(duì)梁端部所有節(jié)點(diǎn)進(jìn)行Y方向位移耦合，并在其耦合點(diǎn)上施加低周往復(fù)循環(huán)荷載。為簡(jiǎn)化分析，不再對(duì)其底板進(jìn)行建模，有限元網(wǎng)格劃分模型見(jiàn)圖3。

圖3 試件IPE270-RBSH模型網(wǎng)格劃分

1.3 結(jié)果對(duì)比分析

表1為節(jié)點(diǎn)IPE270-RBSH有限元分析與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比。從表中可以得出，試驗(yàn)與有限元分析所得出的結(jié)果數(shù)據(jù)較為接近，誤差較小，均在可接受范圍之內(nèi)。

試件IPE270-RBSH有限元分析與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比 表1

圖4為試驗(yàn)和有限元模擬所得到的試件破壞形態(tài)。從圖中可以看出，有限元模擬與試驗(yàn)所得到的試件破壞特征基本相同。試驗(yàn)表現(xiàn)為當(dāng)加載到0.04rad時(shí)，梁上翼緣板在第一個(gè)開(kāi)孔處發(fā)生斷裂；隨著繼續(xù)加載，斷裂從翼緣擴(kuò)展到腹板，整個(gè)截面在削弱區(qū)域失效。有限元模擬結(jié)果為在翼緣開(kāi)孔處和腹板處出現(xiàn)應(yīng)力集中，與試驗(yàn)破壞形態(tài)吻合度較高。表明，有限元模擬可以較好地反映構(gòu)件的受力性能及破壞模式，可用于后續(xù)槽鋼補(bǔ)強(qiáng)鋼梁腹板開(kāi)圓孔梁柱節(jié)點(diǎn)的滯回性能分析。

圖4 試件IPE270-RBSH有限元與試驗(yàn)破壞特征對(duì)比

2 槽鋼補(bǔ)強(qiáng)腹板開(kāi)孔節(jié)點(diǎn)有限元建模

2.1 有限元模型參數(shù)

分析模型中梁、柱、柱核心區(qū)肋板采用Q235B鋼，鋼材的本構(gòu)模型采用三線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化模型并考慮下降段的影響，鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)如圖5所示。

圖5 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型

梁截面為H400×200×8×12，梁長(zhǎng)1 500mm；柱截面為H450×300×12×18，節(jié)點(diǎn)域柱腹板加勁肋采用4-414×144×12，柱高1 800mm；腹板開(kāi)圓孔直徑D和開(kāi)孔中心至柱翼緣表面的距離L參見(jiàn)文獻(xiàn)[12]，取D=250mm，L=385mm,見(jiàn)圖6(a)；槽鋼截面尺寸為376×96×10×10，長(zhǎng)度為585mm，且槽鋼腹板開(kāi)孔位置及開(kāi)孔尺寸和鋼梁一致，槽鋼模型尺寸見(jiàn)圖6(b)，其中bw，bf分別為槽鋼腹板、翼緣的削弱長(zhǎng)度，cw，cf分別為槽鋼腹板、翼緣的削弱深度，鋼材材料性能見(jiàn)表2。

圖6 槽鋼補(bǔ)強(qiáng)腹板開(kāi)圓孔節(jié)點(diǎn)

鋼材材料性能參數(shù)[12] 表2

2.2 變參數(shù)設(shè)計(jì)

為探討槽鋼補(bǔ)強(qiáng)腹板開(kāi)圓孔梁柱節(jié)點(diǎn)的滯回性能，對(duì)槽鋼關(guān)鍵參數(shù)槽鋼削弱位置rl、槽鋼翼緣及腹板弧形削弱深度c、槽鋼厚度t以及槽鋼材性m分別進(jìn)行了建模分析，設(shè)計(jì)了四個(gè)系列RBW-U-rl，RBW-U-c，RBW-U-t，RBW-U-m節(jié)點(diǎn)，為對(duì)比方便，將基本節(jié)點(diǎn)RBW-base(腹板開(kāi)圓孔未設(shè)置槽鋼)也納入其中，節(jié)點(diǎn)編號(hào)及參數(shù)見(jiàn)表3。

節(jié)點(diǎn)編號(hào)及參數(shù) 表3

2.3 邊界條件及加載制度

柱上下端為鉸接，故約束其三個(gè)方向(X，Y，Z)的水平自由度，為防止梁端加載點(diǎn)應(yīng)力集中，將梁端Y方向的節(jié)點(diǎn)耦合到主節(jié)點(diǎn)上，在主節(jié)點(diǎn)上施加循環(huán)荷載，計(jì)算簡(jiǎn)圖及有限元模型見(jiàn)圖7。加載方式為位移加載，并采用美國(guó)抗震規(guī)范[15]推薦的加載方式控制，加載制度見(jiàn)圖8。

圖7 節(jié)點(diǎn)計(jì)算簡(jiǎn)圖及有限元模型

圖8 加載制度

3 RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)滯回性能分析

3.1 滯回曲線(xiàn)及破壞模式

圖9、圖10為分別為RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線(xiàn)、破壞模式，為了便于對(duì)照將節(jié)點(diǎn)RBW-base，RBW-U也加入其中(圖11～13同)。由圖9可知，各節(jié)點(diǎn)滯回曲線(xiàn)均較為飽滿(mǎn)，無(wú)明顯的捏攏現(xiàn)象，其中，節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2滯回面積較大，且無(wú)明顯滯后現(xiàn)象，而RBW-base，RBW-U由于構(gòu)件發(fā)生了局部屈曲(圖10(a)，(b))，導(dǎo)致構(gòu)件剛度降低，故加載時(shí)剛度退化較為明顯。

圖9 RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)滯回曲線(xiàn)

圖10 RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)破壞模式

圖11 RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)

從破壞模式方面來(lái)看，節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2更優(yōu)勝于節(jié)點(diǎn)RBW-U。節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2破壞時(shí)，塑性鉸在梁腹板開(kāi)孔處、槽鋼削弱區(qū)域形成，無(wú)明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象，破壞時(shí)塑性轉(zhuǎn)角達(dá)到了0.08rad；而節(jié)點(diǎn)RBW-U破壞時(shí)，塑性鉸在補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域末端形成，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，梁翼緣及腹板發(fā)生嚴(yán)重的屈曲變形，破壞時(shí)塑性轉(zhuǎn)角為0.04rad，僅比節(jié)點(diǎn)RBW-base(0.03rad)提高了0.01rad?？傮w來(lái)說(shuō)，節(jié)點(diǎn)RBW-U雖承載力較高，但延性相比于節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-1，RWS-U-rl-2較差；節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-1，RWS-U-rl-2在承載力方面相差不大，但后者在補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域末端的等效塑性應(yīng)力分布更加均勻，見(jiàn)圖10(c)，(d)。故在后續(xù)分析中均以槽鋼弧形削弱位置(上下翼緣、腹板開(kāi)孔右側(cè))為定量進(jìn)行變參數(shù)分析。

3.2 骨架曲線(xiàn)

圖11為RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)分布。從圖中可以看出，節(jié)點(diǎn)RBW-U，RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2峰值承載力與基本節(jié)點(diǎn)RBW-base相比分別增大了106%，82%，80%，極限位移提高了33%，60%，61.2%，且各節(jié)點(diǎn)均經(jīng)歷了彈性、彈塑性階段。在彈性階段，各節(jié)點(diǎn)的骨架曲線(xiàn)呈直線(xiàn)分布，此階段無(wú)殘余應(yīng)力產(chǎn)生；隨著荷載的增加，各節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)斜率減小，進(jìn)入彈塑性階段，其中節(jié)點(diǎn)RBW-base，RBW-U骨架曲線(xiàn)由于局部屈曲出現(xiàn)了明顯的下降段，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)剛度降低，而節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2的骨架曲線(xiàn)則趨于平緩，無(wú)明顯剛度退化現(xiàn)象，冗余度較高。

3.3 剛度退化曲線(xiàn)

圖12為RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線(xiàn)分布。從圖中可知，各節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線(xiàn)變化趨勢(shì)大致相同，均表現(xiàn)為節(jié)點(diǎn)的剛度隨著位移的增加呈下降趨勢(shì)。整體來(lái)講，在鋼梁腹板開(kāi)孔處設(shè)置槽鋼，節(jié)點(diǎn)的初始剛度不僅顯著增大，而且其剛度退化現(xiàn)象也得到了有效控制，其中節(jié)點(diǎn)RBW-U，RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2的初始剛度較節(jié)點(diǎn)RBW-base分別提高了36.2%，30.8%，29.2%，其效果較為明顯。節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2的初始剛度雖略低于RBW-U，但隨著荷載的增加，節(jié)點(diǎn)的后期剛度退化現(xiàn)象減弱，接近平直線(xiàn)分布，這與滯回曲線(xiàn)、骨架曲線(xiàn)得出的規(guī)律相一致。

圖12 RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線(xiàn)

3.4 耗能能力

節(jié)點(diǎn)耗散能量的優(yōu)劣程度通常用能量耗散系數(shù)E來(lái)表示。圖13為RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)能量耗散系數(shù)E在各階段的分布情況，由圖13可知，各節(jié)點(diǎn)在屈服點(diǎn)時(shí)的能量耗散系數(shù)E在0.51～0.58之間，差別甚微，說(shuō)明在彈性階段內(nèi)，各節(jié)點(diǎn)耗能能力相當(dāng)且耗能能力有限；隨著進(jìn)入彈塑性階段，各節(jié)點(diǎn)的耗能能力有所差別，節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2在峰值點(diǎn)、極值點(diǎn)的能量耗散系數(shù)E較節(jié)點(diǎn)RBW-U，RBW-base有了顯著提高，表明在鋼梁腹板開(kāi)孔處設(shè)置槽鋼以及對(duì)槽鋼上下翼及腹板進(jìn)行削弱，節(jié)點(diǎn)的承載力、極限位移增加，滯回曲線(xiàn)所包絡(luò)的范圍更廣，耗能能力隨之增強(qiáng)。

圖13 RBW-U-rl系列節(jié)點(diǎn)能量耗散系數(shù)E

4 RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)滯回性能分析

4.1 滯回曲線(xiàn)及破壞模式

從圖14、圖15分別為RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)的荷載-位移滯回曲線(xiàn)及破壞模式。由圖14可知，各節(jié)點(diǎn)滯回曲線(xiàn)呈梭形和紡錘形，無(wú)明顯捏攏現(xiàn)象。通過(guò)對(duì)圖14(a)、圖14(b)、圖9(d)以及圖15(a)、圖15(b)、圖9(d)對(duì)比可得以出，當(dāng)槽鋼腹板削弱深度一定時(shí)(35mm)，隨著槽鋼翼緣削弱深度的增加，滯回曲線(xiàn)所包圍的面積逐漸增加，剛度退化現(xiàn)象明顯減弱，并且其破壞模式發(fā)生了變化，當(dāng)翼緣削弱深度為35mm時(shí)，塑性轉(zhuǎn)角在補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域末端形成，鋼梁翼緣及腹板發(fā)生了嚴(yán)重的屈曲變形，隨著槽鋼翼緣削弱至50，75mm時(shí)，塑性鉸由補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域末端逐漸轉(zhuǎn)移到腹板開(kāi)孔削弱區(qū)域，減輕了補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域末端應(yīng)力集中現(xiàn)象，鋼梁翼緣及腹板無(wú)明顯屈曲變形，故剛度退化現(xiàn)象得到了控制。

圖14 RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)滯回曲線(xiàn)

圖15 RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)破壞模式

從圖9(d)、圖15(d)以及圖9(d)、圖15(d)對(duì)比分析可知，槽鋼翼緣削弱深度一定時(shí)(75mm)，當(dāng)槽鋼腹板由35mm削弱75mm時(shí)，梁端的塑性轉(zhuǎn)角呈明顯下降趨勢(shì)，由0.08rad下降到0.05rad。其原因如下：由于槽鋼腹板削弱過(guò)多，荷載加載至層間位移角達(dá)0.05rad時(shí)，在腹板開(kāi)孔的末端發(fā)生了應(yīng)力集中現(xiàn)象，腹板局部撕裂，加載終止。

綜上所述，槽鋼補(bǔ)強(qiáng)腹板開(kāi)孔節(jié)點(diǎn)的滯回性能隨槽鋼翼緣削弱深度的增加而增加，隨腹板削弱深度增加而減小，當(dāng)槽鋼翼緣削弱深度為75mm，腹板削弱深度為35mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)的滯回性能最好。

4.2 骨架曲線(xiàn)

圖16為RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)的骨架曲線(xiàn)對(duì)比。由圖16可知，在彈性階段，各節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)基本重合，而到了塑性階段，由于節(jié)點(diǎn)RBW-U-c-1，RBW-U-c-2，RBW-U-c-3在補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域末端鋼梁的腹板、翼緣出現(xiàn)屈曲變形從而導(dǎo)致骨架曲線(xiàn)突降，節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-2塑性鉸出現(xiàn)在腹板開(kāi)孔及槽鋼翼緣削弱區(qū)域，鋼梁的腹板及翼緣未出現(xiàn)明顯屈曲變形，骨架曲線(xiàn)較為平緩，節(jié)點(diǎn)無(wú)明顯剛度退化現(xiàn)象。

圖16 RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)

4.3 剛度退化曲線(xiàn)

RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線(xiàn)見(jiàn)圖17。從圖中可以看出，在加載初期，由于各節(jié)點(diǎn)初始剛度較為接近，故當(dāng)加載至屈服位移(25.25mm)時(shí)，各節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線(xiàn)發(fā)生疊合，且剛度退化速率較快；隨著荷載的增加，在各節(jié)點(diǎn)的剛度顯現(xiàn)出明顯差異，其中，節(jié)點(diǎn)RBW-U-c-4由于槽鋼腹板削弱過(guò)大，后期剛度下降速率最快；節(jié)點(diǎn)RBW-U-c-1，RBW-U-c-1，RBW-U-c-3槽鋼腹板、翼緣存在或多或少的削弱，剛度退化速率次之，而與該系列對(duì)比的節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-2，由于槽鋼削弱較為合理，后期剛度退化速率降低并逐漸趨于平穩(wěn)，較其余節(jié)點(diǎn)體現(xiàn)出良好的變形能力。

圖17 RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線(xiàn)

4.4 耗能能力

圖18為RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)的能量耗散系數(shù)分布圖。從圖中可以看出，各節(jié)點(diǎn)的能量耗散系數(shù)隨著位移的增加呈上升趨勢(shì)，節(jié)點(diǎn)的耗能能力主要為彈塑性階段提供，約占總耗能88%～92.3%；彈性階段各節(jié)點(diǎn)的能量耗散系數(shù)數(shù)值相當(dāng)，在0.51～0.58之間，能量耗散系數(shù)較小，對(duì)節(jié)點(diǎn)耗能貢獻(xiàn)不大。

圖18 RBW-U-c系列節(jié)點(diǎn)能量耗散系數(shù)E

對(duì)比各模型的耗能性能可知，節(jié)點(diǎn)RBW-U-rl-2的耗能能力最強(qiáng)，其總能量耗散系數(shù)為7.01，其次為節(jié)點(diǎn)RBW-U-c-2，RBW-U-c-1，RBW-U-c-3，總能量耗散系數(shù)分別為6.2，5.72，5.6，節(jié)點(diǎn)RBW-U-c-4總能量耗散系數(shù)最低，為4.91。以上說(shuō)明通過(guò)對(duì)槽鋼腹板、翼緣進(jìn)行合理的削弱，可使節(jié)點(diǎn)的耗能性能大幅度提升。

5 RBW-U-t系列節(jié)點(diǎn)滯回性能分析

5.1 滯回曲線(xiàn)

圖19為RBW-U-t系列節(jié)點(diǎn)的荷載-位移滯回曲線(xiàn)。由圖19可知，各節(jié)點(diǎn)滯回曲線(xiàn)較為飽滿(mǎn)，均呈紡錘形分布，隨著槽鋼厚度t的增加，滯回曲線(xiàn)所包圍的面積逐漸增加，耗能能力明顯提高，并且滯回環(huán)的退化現(xiàn)象明顯減弱。

圖19 RBW-U-t系列節(jié)點(diǎn)滯回曲線(xiàn)

5.2 骨架曲線(xiàn)

圖20為RBW-U-t系列節(jié)點(diǎn)的骨架曲線(xiàn)，通過(guò)對(duì)比分析可以得出，節(jié)點(diǎn)最大承載力隨著槽鋼厚度的增加而增加，當(dāng)槽鋼厚度為12mm時(shí)，最大承載力為398.3kN，較槽鋼厚度為6mm時(shí)增大28.6%；槽鋼厚度的增加，使各節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)在塑性階段更趨于平緩，剛度退化現(xiàn)象得到有效控制，變形能力提高。

圖20 RBW-U-t系列節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)

5.3 剛度退化曲線(xiàn)

圖21為RBW-U-t系列節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線(xiàn)。由圖可知，各節(jié)點(diǎn)的剛度退化分布規(guī)律大致相似，均表現(xiàn)為：在達(dá)到屈服位移時(shí)，各節(jié)點(diǎn)剛度退化速率較快，隨著位移的增加，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入彈塑性階段，節(jié)點(diǎn)的塑性變形消耗了大量能量，使得剛度退化速率放緩?？傮w來(lái)說(shuō)，節(jié)點(diǎn)的初始剛度隨槽鋼厚度t的增加而增加，并且其后期剛度退化速率明顯減弱。

圖21 RBW-U-t系列節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線(xiàn)

5.4 耗能能力

RBW-U-t系列節(jié)點(diǎn)的能量耗散系數(shù)分布圖見(jiàn)圖22。由圖可知，隨著槽鋼厚度t的增加，節(jié)點(diǎn)在屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)以及極限點(diǎn)的能量耗散系數(shù)均有所增加且呈階梯形分布。其中節(jié)點(diǎn)RBW-U-t-3的總能量耗散系數(shù)E最大，達(dá)到了7.52，較節(jié)點(diǎn)RBW-U-t-1，RBW-U-t-2，RBW-U-rl-2分別增大了31.7%，18.05%，8.02%，說(shuō)明通過(guò)增加槽鋼的厚度，增加了節(jié)點(diǎn)的剛度，其抵抗變形的能力得到增強(qiáng)，耗能能力也隨之增加。

圖22 節(jié)點(diǎn)RBW-U-t能量耗散系數(shù)E

6 RBW-U-m系列節(jié)點(diǎn)滯回性能分析

6.1 滯回曲線(xiàn)

RBW-U-m系列節(jié)點(diǎn)的荷載-位移滯回曲線(xiàn)見(jiàn)圖23。由圖可知，除節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3外，其余節(jié)點(diǎn)的滯回曲線(xiàn)都較為飽滿(mǎn)，均呈紡錘形，且隨著槽鋼強(qiáng)度的增加，滯回曲線(xiàn)所包圍的面積逐漸增加，耗能能力明顯提高；節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3由于槽鋼強(qiáng)度(Q345)高于母材(Q235)，當(dāng)加載至層間位移角達(dá)0.04rad時(shí)，塑性鉸出現(xiàn)在補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域的末端，鋼梁上下翼緣及腹板出現(xiàn)屈曲變形，節(jié)點(diǎn)剛度退化較為明顯，耗能能力較節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-1，RBW-U-m-2，RBW-U-rl-2顯著降低。

圖23 RBW-U-m系列節(jié)點(diǎn)滯回曲線(xiàn)

6.2 骨架曲線(xiàn)

圖24為RBW-U-m系列節(jié)點(diǎn)的骨架曲線(xiàn)，對(duì)比分析可以看出，節(jié)點(diǎn)的最大承載力隨著槽鋼強(qiáng)度的增加而增加，節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3的峰值承載力為404kN，較節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-1增加25.2%；在彈塑性階段，除節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3外，各節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)分布較為平穩(wěn)，無(wú)顯著下降趨勢(shì)，而節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3加載至層間位移角達(dá)0.03rad時(shí)，梁上下翼緣及腹板發(fā)生局部屈曲，導(dǎo)致骨架曲線(xiàn)突降，節(jié)點(diǎn)剛度退化現(xiàn)象較為嚴(yán)重。

圖24 RBW-U-m系列節(jié)點(diǎn)骨架曲線(xiàn)

6.3 剛度退化曲線(xiàn)

圖25為RBW-U-m系列節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線(xiàn)，從圖中可以看出，槽鋼的材性對(duì)構(gòu)件的初始剛度有較大影響，槽鋼強(qiáng)度等級(jí)為Q345時(shí)，節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3的初始剛度為25.52kN/m，較節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-1，RBW-U-m-2，RBW-U-rl-2有較大提高。當(dāng)梁端豎向位移小于67.5mm(塑性轉(zhuǎn)角0.04rad)，節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3的剛度退化速率小于其余節(jié)點(diǎn)，隨著位移的繼續(xù)加大，節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3中由于補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域末端鋼梁腹板發(fā)生了局部屈曲，故后期的剛度退化速率突增；節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-1，RBW-U-m-2，RBW-U-rl-2的后期剛度退化速率較為平緩，后期的耗能性能優(yōu)于節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3。

圖25 RBW-U-m系列節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線(xiàn)

6.4 耗能能力

圖26為RBW-U-m系列節(jié)點(diǎn)的能量耗散系數(shù)分布對(duì)比。從圖中可以看出，除節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3外，節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-1，RBW-U-m-2及RBW-U-rl-2的能量耗散系數(shù)均在各個(gè)階段均增大，其中，極限位移極端的能量耗散系數(shù)達(dá)到了總能量耗散系數(shù)的50%以上，在能量耗散中占主導(dǎo)地位。而節(jié)點(diǎn)RBW-U-m-3能量耗散主要分布在峰值位移階段，此階段剛度退化速率小于其余節(jié)點(diǎn)，能量耗散系數(shù)較高，而在極限位移階段，節(jié)點(diǎn)由于發(fā)生了局部屈曲而導(dǎo)致后期剛度退化速率加大，耗能能力下降，表明槽鋼的強(qiáng)度等級(jí)高于母材時(shí)，對(duì)節(jié)點(diǎn)極限位移階段的耗能能力有較大影響。

圖26 RBW-U-m節(jié)點(diǎn)能量耗散系數(shù)E

7 結(jié)論

運(yùn)用有限元軟件ANSYS 17.0對(duì)關(guān)鍵參數(shù)下槽鋼補(bǔ)強(qiáng)腹板開(kāi)圓孔梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了循環(huán)荷載作用下的滯回性能分析，得出以下結(jié)論：

(1)在梁腹板開(kāi)孔處設(shè)置槽鋼，節(jié)點(diǎn)的極限承載能力、初始剛度、耗能能力較未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)均大幅度提升。

(2)通過(guò)對(duì)槽鋼弧形削弱位置rl、削弱深度c、槽鋼厚度t、槽鋼材性m一系列參數(shù)進(jìn)行有限元分析得出槽鋼的構(gòu)造參數(shù)：當(dāng)槽鋼上下翼緣削弱深度c為75mm、腹板削弱深度為c為35mm、槽鋼厚度t不小于6mm、槽鋼強(qiáng)度等級(jí)不高于梁柱等級(jí)且不小于梁柱強(qiáng)度兩個(gè)等級(jí)時(shí)，節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出了良好的耗能能力。