梁 剛, 陸志涵, 劉云賀, 郭宏超

(1. 西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院,西安 710048; 2. 西安理工大學(xué) 省部共建西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710048)

高強(qiáng)鋼(名義屈服強(qiáng)度fy≥460 MPa)具有強(qiáng)度高、韌性和可焊性好等優(yōu)勢,一方面可降低建設(shè)成本,另一方面還能為大型及復(fù)雜結(jié)構(gòu)提供更為合理的解決方案[1],如厚板焊接、構(gòu)件運(yùn)輸和吊裝等施工難題。目前,我國GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[2]已將其結(jié)構(gòu)鋼適用范圍擴(kuò)展至Q460等級(jí)鋼材,但該類鋼材屈強(qiáng)比一般高于0.85,其在抗震設(shè)防區(qū)的應(yīng)用受到了嚴(yán)格限制。

通過對(duì)高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)、梁柱節(jié)點(diǎn)等的抗震性能進(jìn)行廣泛研究,探究高強(qiáng)結(jié)構(gòu)在地震作用下的破壞模式和力學(xué)行為,提出改善高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)延性的措施,可為高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)在抗震設(shè)防區(qū)應(yīng)用提供合理的方案。Chen等[3]針對(duì)不同材料組合下的高強(qiáng)鋼梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)隨著梁、柱鋼材等級(jí)增加,節(jié)點(diǎn)的耗能能力以及延性等性能均劣化,但大部分節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力達(dá)到0.035 rad。Hu等[4]為實(shí)現(xiàn)梁端“塑性鉸”外移,將加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)應(yīng)用于高強(qiáng)鋼框架中,并對(duì)其進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn),研究表明采用超高強(qiáng)柱(Q890)的框架整體側(cè)移角超過了3%。張哲等[5]對(duì)2個(gè)足尺單榀單跨單層高強(qiáng)鋼框架-屈曲約束支撐結(jié)構(gòu)進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)該類結(jié)構(gòu)滯回曲線飽滿,承載力穩(wěn)定,塑性變形性能較好。孫飛飛等[6]對(duì)高強(qiáng)鋼梁柱端板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)Q690高強(qiáng)鋼端板節(jié)點(diǎn)的受彎承載能力比Q345鋼端板節(jié)點(diǎn)提高約30%,但因高強(qiáng)鋼端板彈性變形能力強(qiáng),易于導(dǎo)致螺栓破壞,需提高螺栓的承載力以改善其延性。強(qiáng)旭紅等[7]對(duì)高強(qiáng)鋼端板節(jié)點(diǎn)在常溫下、火災(zāi)下以及火災(zāi)后的受力性能進(jìn)行了系統(tǒng)研究,分析了高強(qiáng)鋼端板節(jié)點(diǎn)的破壞模式,轉(zhuǎn)動(dòng)能力以及EC3規(guī)范預(yù)測節(jié)點(diǎn)剛度和承載力的有效性等問題。梁剛等[8]設(shè)計(jì)了三種不同屈服機(jī)制的Q690高強(qiáng)鋼外伸端板加勁螺栓節(jié)點(diǎn),探討了節(jié)點(diǎn)的破壞模式、剛度和承載力、耗能能力以及應(yīng)變分布規(guī)律?？梢?采用不同材料組合、梁端加強(qiáng)或削弱等措施后,高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)或梁柱節(jié)點(diǎn)的延性可得到明顯提升。

但上述高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)或梁柱節(jié)點(diǎn)中,作為豎向受力構(gòu)件的鋼柱均為H形截面,方鋼管具有優(yōu)良的受壓及受彎性能,在鋼結(jié)構(gòu)中亦常用作豎向受力構(gòu)件,鋼管柱與梁連接節(jié)點(diǎn)的破壞模式、力-變形行為與常規(guī)H形鋼柱與梁連接節(jié)點(diǎn)顯著不同[9],因此,基于我國現(xiàn)行抗震設(shè)計(jì)規(guī)范,以鋼管柱-H形梁焊接節(jié)點(diǎn)受拉區(qū)等效模型[10]為研究對(duì)象,設(shè)計(jì)了3組共11個(gè)Q460高強(qiáng)鋼管柱-H形梁焊接節(jié)點(diǎn),通過循環(huán)拉伸試驗(yàn),研究了梁翼緣板與鋼管寬度比、厚度比以及鋼管寬厚比和內(nèi)隔板等參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)域破壞模式、初始剛度、承載力、延性和耗能能力的影響規(guī)律,探討了梁腹板焊接工藝孔型式對(duì)節(jié)點(diǎn)域受力性能的影響,以期為高強(qiáng)鋼管柱與梁焊接節(jié)點(diǎn)抗震設(shè)計(jì)和承載力理論模型構(gòu)建提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

假定框架的抗震等級(jí)為二級(jí),根據(jù)GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]、GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》對(duì)框架梁柱板件寬厚比的限值,以及內(nèi)隔板厚度不應(yīng)小于梁翼緣板厚度的相關(guān)規(guī)定,設(shè)計(jì)了3組共11個(gè)Q460高強(qiáng)鋼管柱-H形梁焊接節(jié)點(diǎn)。文獻(xiàn)[10]研究發(fā)現(xiàn):鋼管長度為3.0倍管寬時(shí),其對(duì)節(jié)點(diǎn)域變形的影響較小,因此本試驗(yàn)統(tǒng)一取鋼管長度為Lc=600 mm。試件幾何構(gòu)造及詳細(xì)參數(shù)分別如圖1和表1所示。

表1 各試件幾何參數(shù)

圖1 試件構(gòu)造詳圖

第一組試件主要用以研究梁翼緣板與鋼管寬度比α(α=Bb/Bc)的影響;第二組試件2-1～2-3用以分析評(píng)價(jià)翼緣板與鋼管厚度比β(β=td/tc)的影響;試件1-3、2-4和3-1用以研究鋼管截面寬厚比λ(λ=Bc/tc)的影響;試件3-1與試件3-4,試件3-2與試件3-3分別進(jìn)行對(duì)比分析,用以研究內(nèi)隔板和梁腹板焊接通過孔構(gòu)造的影響。試件3-2采用傳統(tǒng)焊接孔,試件3-3采用GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》與美國FEMA規(guī)范[12]推薦的新型焊接通過孔,詳見圖1(c)、圖1(d),其中梁腹板的長度均為280 mm。為防止試件端部螺栓孔發(fā)生破壞,在其螺栓孔附近貼焊16 mm鋼板(見圖1(b))。

試驗(yàn)所用Q460D高強(qiáng)鋼以及直徑為1.2 mm的ER60-G型號(hào)焊絲化學(xué)成分別見表2和表3,焊絲主要力學(xué)性能指標(biāo)見表4。焊接方式采用氣體保護(hù)焊,氣體成分為80%Ar和20%CO2,焊接速度為28～36 cm/min。節(jié)點(diǎn)其他部位的焊接方法參考GB 50661—2011《鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范》[13]確定。

表2 Q460D鋼材化學(xué)成分

表3 ER60-G焊絲化學(xué)成分

表4 ER60-G焊絲熔敷金屬力學(xué)性能

1.2 材性試驗(yàn)

根據(jù)GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn): 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》[14]、GB/T 2975—2018《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》[15]的有關(guān)規(guī)定進(jìn)行材性試驗(yàn),鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示,主要材性參數(shù)實(shí)測值如表5所示。由表5可知,鋼材主要力學(xué)性能指標(biāo)滿足GB/T 1591—2018《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》[16]要求。

表5 鋼材力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果

圖2 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1.3 加載裝置及加載制度

試驗(yàn)在西安理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行,試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。試件固定端與反力架通過高強(qiáng)螺栓相連,試件加載端采用轉(zhuǎn)換件通過高強(qiáng)螺栓與MTS試驗(yàn)機(jī)作動(dòng)器相連。因此試件、反力架、地梁與壓梁之間組成了一套完整的自平衡系統(tǒng),由固定在地槽中的地錨限制系統(tǒng)的水平和豎向剛體位移。加載端采用1 000 kN的MTS液壓伺服作動(dòng)器來施加循環(huán)拉伸荷載,試驗(yàn)數(shù)據(jù)采用DH3818Y型數(shù)據(jù)采集儀自動(dòng)采集。

圖3 加載裝置

根據(jù)JGJ 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[17],采用荷載和位移混合控制方法進(jìn)行加載。試件屈服前,采用荷載增量控制,以50 kN增量為一級(jí),每級(jí)循環(huán)1次。屈服后,采用位移增量控制,以屈服位移(δy)的倍數(shù)為各級(jí)荷載增量,每級(jí)循環(huán)2次,直至加載結(jié)束,加載制度如圖4所示。整個(gè)試驗(yàn)過程中,荷載加載速率為2 kN /s、位移加載速率為2.4 mm/min,當(dāng)加載設(shè)備達(dá)到最大加載能力以致無法安全加載、承載力下降至最大荷載的85%或試件破壞時(shí),加載結(jié)束。

圖4 加載循環(huán)示意

1.4 測點(diǎn)布置及測量內(nèi)容

為測量各試件整體、局部荷載-變形關(guān)系,在加載端與固定端翼緣板兩側(cè)分別架設(shè)2個(gè)線性位移計(jì),編號(hào)為LVDT-1、LVDT-2和LVDT-3、LVDT-4,如圖5所示,用以測量鋼管的整體變形Δp

圖5 位移計(jì)布置圖

(1)

式中,Δ1～Δ4分別為位移計(jì)LVDT-1～LVDT-4的測量值。在固定端加載端頭處架設(shè)線性位移計(jì)LVDT-5,用以測量系統(tǒng)的剛體位移,得到試件的整體變形Δt

Δt=|Δmts|-|Δ5|

(2)

式中,Δmts與Δ5分別為MTS作動(dòng)器與線性位移計(jì)LVDT-5的測量值。此外,為明確試件各部分屈服時(shí)序,在內(nèi)隔板、梁翼緣板以及鋼管柱面上均設(shè)置了相應(yīng)的應(yīng)變片或應(yīng)變花,但限于篇幅,本文不作詳細(xì)討論。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試驗(yàn)正式開始前,先對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載,其峰值荷載取試件理論屈服荷載的60%,檢查各儀表均正常工作后進(jìn)行正式加載。由材性試驗(yàn)結(jié)果可知,8 mm和10 mm厚Q460鋼材單軸拉伸應(yīng)變分別超過0.28%和0.25%時(shí),試件進(jìn)入塑性工作階段。

在循環(huán)拉伸荷載下,試件破壞形態(tài)和斷裂位置如圖6～圖9所示,主要發(fā)生3種破壞模式:① 連接處焊縫斷裂;② 連接處鋼管面板斷裂;③ 梁翼緣板母材被拉斷。下文中提到的Fy、δy,t分別為試件屈服荷載及相應(yīng)的MTS位移測量值。

圖6 連接處焊縫斷裂

2.1.1 翼緣板與鋼管連接處焊縫斷裂

圖6給出了試件3-1、試件3-2和試件3-3的破壞形態(tài),均發(fā)生梁翼緣板與鋼管間焊縫被拉斷現(xiàn)象。試件3-1在加載初期各部分無明顯變化。當(dāng)加載至260 kN時(shí),內(nèi)隔板應(yīng)變值首先超過鋼材屈服應(yīng)變;當(dāng)加載至300 kN時(shí),鋼管與翼緣板焊縫一端發(fā)現(xiàn)細(xì)小裂紋,內(nèi)隔板中心澆筑孔變形明顯;加載至400 kN時(shí),裂縫沿翼緣板寬度方向發(fā)展,此時(shí)內(nèi)隔板澆注孔“橢圓化”明顯。隨著加載的進(jìn)行,翼緣板焊縫熱影響區(qū)開始出現(xiàn)頸縮變形。當(dāng)按位移加載到第三圈至39 mm時(shí),試件達(dá)到極限荷載419.3 kN,之后承載力迅速下降,靠近加載端的翼緣板與鋼管焊縫被拉斷,由圖6(a)可知,斷口延伸至翼緣板焊接熱影響區(qū),鋼管側(cè)板內(nèi)凹變形明顯。

試件3-2與試件3-3為帶有梁腹板的節(jié)點(diǎn),兩者破壞模式相似,荷載控制階段試件均無明顯變形,當(dāng)試件3-2與試件3-3分別加載至300 kN與260 kN時(shí),內(nèi)隔板開始屈服。當(dāng)按位移加載至1.5δy,t時(shí),由于局部塑性變形較大,試件3-2與試件3-3的拉力作用線偏離梁腹板中心,偏心力導(dǎo)致加載端與固定端翼緣板焊縫端部產(chǎn)生裂縫,對(duì)應(yīng)荷載分別為411.5 kN與390 kN,繼續(xù)加載,試件3-2裂縫快速發(fā)展,在加載端腹板與鋼管面板焊接處產(chǎn)生裂縫,由于裂縫的擴(kuò)展,兩端腹板在其平面內(nèi)發(fā)生順時(shí)針扭轉(zhuǎn)變形(見圖6(b)),澆筑孔“橢圓化”嚴(yán)重;當(dāng)加載至2δy,t時(shí),試件達(dá)到峰值荷載519 kN,固定端翼緣板焊縫熱影響區(qū)裂縫開始貫通,此時(shí)梁腹板與鋼管面板焊接處也產(chǎn)生大變形,鋼管面板局部外鼓。隨后荷載突然下降,一聲巨響后,固定端梁翼緣板焊接區(qū)域發(fā)生斷裂,試件失去承載力。試件3-3加載至2δy,t時(shí),裂縫快速發(fā)展并持續(xù)沿翼緣板寬度方向擴(kuò)大,澆筑孔“橢圓化”明顯,鋼管面板與腹板焊接處出現(xiàn)明顯裂縫,且此處面板外鼓嚴(yán)重;當(dāng)加載至3.5δy,t時(shí),試件達(dá)到極限承載力601.3 kN,卸載時(shí)試件腹板與面板焊縫處完全斷裂,如圖6(c)所示,翼緣板與面板焊縫處也發(fā)生斷裂,停止加載。

2.1.2 連接處鋼管面板斷裂破壞

鋼管面板在焊接過程中亦會(huì)受到焊接熱輸入的影響,導(dǎo)致焊接處面板材料強(qiáng)度降低,發(fā)生斷裂破壞,如試件1-1與試件3-4(見圖7)。加載初期,試件1-1各部分均無明顯變形。當(dāng)加載至380 kN時(shí),內(nèi)隔板開始屈服,且加載端翼緣板焊縫端部產(chǎn)生裂縫;當(dāng)加載至2δy,t時(shí),梁翼緣板端部裂縫沿其寬度方向快速發(fā)展,隨著裂縫深度擴(kuò)大,因拉力作用線不斷偏移,導(dǎo)致鋼管整體發(fā)生扭轉(zhuǎn),澆注孔與透氣孔連接處發(fā)生較大變形,同時(shí)鋼管面板外鼓明顯;當(dāng)加載至3δy,t時(shí),澆注孔與透氣孔連接處發(fā)生斷裂,如圖7(a)所示。試件因焊接熱輸入影響,連接處鋼管面板抗沖剪不足而斷裂。試件3-4為無內(nèi)隔板試件,當(dāng)加載至80 kN時(shí),鋼管與翼緣板連接處焊縫兩端均出現(xiàn)輕微裂縫,同時(shí)由于裂縫開裂過程中伴隨著梁翼緣板拉力作用線偏移,鋼管柱出現(xiàn)嚴(yán)重的整體扭轉(zhuǎn)變形,鋼管面板焊接熱影響區(qū)同樣發(fā)生沖剪破壞,如圖7(b)所示,當(dāng)裂縫擴(kuò)展至翼緣板寬度約一半后,試驗(yàn)因鋼管扭轉(zhuǎn)變形過大而停止?？梢?內(nèi)隔板可以降低鋼管柱面板的不均勻變形水平。

圖7 連接處鋼管面板沖剪破壞

試件1-2、試件1-3、試件2-4的破壞模式均是焊縫端部開裂后引起鋼管面板受拉撕裂,通過應(yīng)變數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn),三個(gè)試件內(nèi)隔板均在焊縫端部裂縫產(chǎn)生前屈服,由此可得試件屈服荷載分別為:340 kN、320 kN與275 kN,試件焊縫開裂荷載分別為:1.03Fy、1.25Fy與1.16Fy。隨著加載的進(jìn)行,焊縫端部產(chǎn)生裂縫,并沿翼緣板寬度方向快速發(fā)展,與試件3-4不同的是,試件1-2、試件1-3、試件2-4裂縫沿鋼管面板縱向發(fā)展(面板受拉撕裂破壞),而且內(nèi)隔板澆注孔“橢圓化”嚴(yán)重。如圖8(a)所示,試件1-3與試件2-4內(nèi)隔板澆筑孔與透氣孔連接處均被拉斷,如圖8(b)、圖8(c)所示,鋼管側(cè)板內(nèi)凹明顯,破壞時(shí)表現(xiàn)出良好的塑性變形能力。

圖8 連接處焊縫局部斷裂后鋼管面板受拉撕裂破壞

2.1.3 梁翼緣板母材被拉斷

試件2-1與試件2-3的破壞模式為翼緣板母材被拉斷,通過應(yīng)變數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn):當(dāng)加載至300 kN時(shí),試件2-1內(nèi)隔板開始屈服,隨后固定端翼緣板端部焊縫產(chǎn)生裂紋;當(dāng)加載至2δy,t時(shí),兩側(cè)翼緣板在靠近面板約100 mm處,出現(xiàn)明顯的頸縮變形,同時(shí)翼緣板表面保護(hù)漆撕裂嚴(yán)重;當(dāng)加載至3.5δy,t時(shí),試件達(dá)到峰值荷載450.1 kN,翼緣板頸縮變形嚴(yán)重;當(dāng)試件接近斷裂荷載419.1 kN時(shí),承載力急劇下降,隨后試件固定端翼緣板母材發(fā)生斷裂破壞,由圖9(a)可知,試件在整個(gè)加載過程中內(nèi)隔板變形較小,鋼管面板外鼓現(xiàn)象不明顯。與試件2-1類似,當(dāng)加載至270 kN時(shí),試件2-3翼緣板端部焊縫產(chǎn)生裂紋;當(dāng)加載至300 kN時(shí),內(nèi)隔板率先屈服。隨后梁翼緣板亦出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象,與試件2-1相比,當(dāng)試件2-3梁翼緣板出現(xiàn)頸縮時(shí),澆注孔亦有較大變形,如圖9(b)所示。當(dāng)加載至5δy,t時(shí),加載端翼緣板因頸縮變形過大被拉斷。對(duì)于試件2-2,由于過高地估算了其承載力,試件在固定端螺栓孔處發(fā)生斷裂破壞,因此對(duì)其他試件螺栓孔區(qū)域進(jìn)行了加固,如圖9(c)所示。

圖9 梁翼緣板母材被拉斷

綜上,當(dāng)試件臨近屈服時(shí),梁翼緣板焊接處兩端將產(chǎn)生裂紋,對(duì)于翼緣板未被拉斷的試件,裂紋將沿著翼緣板寬度方向發(fā)展,但由于合力作用線的不斷偏移,整個(gè)鋼管柱發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形,部分試件裂縫沿著梁翼緣寬度方向發(fā)展,因焊縫周圍鋼管面板亦受到焊接熱效應(yīng)的影響,表現(xiàn)為鋼管面板焊縫熱影響區(qū)沖剪破壞,如試件1-1、試件3-4;部分試件裂縫會(huì)沿著面板縱向發(fā)展,表現(xiàn)為面板的縱向受拉撕裂破壞,如試件1-2、試件1-3、試件2-4;部分試件在梁翼緣板焊接處被拉斷,如試件3-1、試件3-2和試件3-3。試驗(yàn)過程中,大部分試件破壞時(shí)鋼管面板外凸、側(cè)板內(nèi)凹明顯,說明Q460高強(qiáng)鋼管柱-H形梁焊接節(jié)點(diǎn)具有良好的塑性變形能力。

2.2 循環(huán)拉伸荷載-位移曲線

圖10給出了11個(gè)試件在循環(huán)拉伸荷載下的荷載-位移曲線,采用方程式(1)計(jì)算試件的變形,荷載為相應(yīng)MTS拉力;Fu為試件峰值荷載,對(duì)應(yīng)位移為δu;當(dāng)試件承載力下降至峰值荷載的85%或斷裂時(shí),認(rèn)為試件達(dá)到斷裂荷載Ff,對(duì)應(yīng)的位移為δf。通過循環(huán)拉伸曲線定義“骨架”曲線,即每循環(huán)圈峰值點(diǎn)間的連線,基于此確定試件的初始剛度Sj,ini以及塑性承載力Fj,test等指標(biāo),目前推薦的連接塑性承載力試驗(yàn)值估算方法為:①Zanon等[18]將連接塑性承載力Fj,Rd,test定義為荷載-位移曲線的初始剛度線與屈服后剛度線的交點(diǎn)(見圖11(a));②Weynand等[19]認(rèn)為連接的塑性抗拉承載力Fj,Rd,test,2為割線剛度與曲線的交點(diǎn)(亦為EC3規(guī)范[20]推薦算法)為其塑性抗拉承載力Fj,Rd,test,1(見圖11(b))

圖10 滯回曲線與骨架曲線

圖11 試件塑性承載力試驗(yàn)值分析方法

Sj=Sj,ini/η

(3)

式中,η為連接的初始剛度修正系數(shù),對(duì)于焊接連接η=2.0。采用方法(1)和方法(2)獲得的試件塑性承載力分別記為Fj,y,test,1和Fj,y,test,2,所有試件主要指標(biāo)如表6所示。

表6 荷載-位移曲線主要特征值

由圖10(a)～(c)可知,在彈性階段,荷載與位移關(guān)系呈線性增加趨勢。達(dá)到峰值荷載后,試件1-1由于焊縫熱影響區(qū)斷裂而快速喪失承載力,試件1-2與試件1-3由于發(fā)生鋼管面板和澆筑孔邊緣撕裂破壞,其荷載-位移曲線具有較明顯的下降段。結(jié)合表6可知,隨著梁翼緣板與鋼管寬度比α減小,試件的初始剛度和承載力均降低,其中試件1-1的初始剛度分別約為試件1-2和試件1-3的1.37和1.97倍,承載力分別約為試件1-2和試件1-3的1.17和1.22倍。主要原因?yàn)棣猎叫?梁翼緣板越窄,單位荷載下變形越大,剛度越小。此外,屈服線在梁翼緣板上的起始位置離鋼管邊緣越遠(yuǎn),翼緣板抗力有效寬度越小,未充分發(fā)揮內(nèi)隔板的承載能力。

由圖10(d)～(f)可知,試件2-1、試件2-2與試件2-3均發(fā)生梁翼緣板母材斷裂,屈服后表現(xiàn)出較弱的應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng),這主要與Q460鋼材應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)弱密切相關(guān),峰值后試件均快速斷裂。但試件2-1循環(huán)拉伸荷載-位移曲線較其他試件飽滿,說明試件2-1具有良好的塑性變形和耗能能力,主要原因?yàn)樵撛嚰砭壈遢^薄,由圖9(a)可知,荷載作用下試件的塑性變形主要集中在梁翼緣板上,耗能能力較強(qiáng)。此外,結(jié)合表6可知,三者Fu/Fj,y,test,2值均約為1.17,說明梁翼緣板與鋼管柱厚度比β對(duì)試件的承載力影響較小,但試件2-2因螺栓孔處凈截面強(qiáng)度不足,導(dǎo)致其承載力偏低,因此上述結(jié)論仍需進(jìn)一步討論。試件2-2比試件2-1的初始剛度增大約41%,說明β對(duì)連接的初始剛度影響較大。主要原因?yàn)樵龃螃?提高了梁翼緣板對(duì)連接整體剛度的貢獻(xiàn)。但試件2-3的相對(duì)剛度卻比其他兩個(gè)試件小,主要是因?yàn)樵撛嚰阂砭壈逡噍^窄,相同荷載作用下,梁翼緣板變形較大,即梁翼緣抗拉剛度較小,導(dǎo)致整個(gè)試件剛度下降。

由圖10(c)、圖10(g)和圖10(h)可知,隨著鋼管寬厚比λ的減小,試件的破壞形態(tài)從鋼板面板撕裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檫B接處焊縫斷裂,塑性變形能力逐漸降低,呈現(xiàn)出一定的脆性破壞特征。結(jié)合表6可知,試件1-3、試件2-4和試件3-1的Fu/Fj,y,test,2值依次約為1.54、1.41和1.27,試件3-1的該比值比試件1-3和試件2-4分別降低約18%和10%,可見其承載力亦呈下降趨勢,主要原因?yàn)?當(dāng)λ較小時(shí),加載后期連接柱面及內(nèi)隔板變形亦較小,因此柱面連接周圍薄膜力效應(yīng)難以充分發(fā)揮,導(dǎo)致連接的承載力減小。試件3-2與試件3-3均為帶有腹板試件,前者腹板與翼緣板采用傳統(tǒng)焊接通過孔構(gòu)造,后者則采用文獻(xiàn)[11-12]推薦的新型焊接通過孔,由圖10(i)、圖10(j)可知,兩者具有相似的荷載-位移特征,試件3-2的循環(huán)拉伸荷載-位移“骨架”曲線幾乎與試件3-3重合(見圖12),但后者具有較高的承載力和良好的塑性變形能力。結(jié)合表6可知,試件3-3的承載力比試件3-2高約14%,其極限位移超過后者近2倍,說明梁腹板新型焊接通過孔構(gòu)造能夠顯著改善連接的塑性變形能力。對(duì)比試件3-1和試件3-4,由圖10(h)、圖10(k)可知,兩者循環(huán)拉伸曲線有較大區(qū)別,試件3-4主要通過鋼管柱面板屈服參與耗能,循環(huán)拉伸荷載形成的“滯回圈”較飽滿,試件3-1內(nèi)隔板首先屈服耗能,但隨著荷載增大,連接處焊縫發(fā)生斷裂破壞,鋼板面板屈服區(qū)域較小,因此其耗能能力較弱。結(jié)合表6可知,試件3-4的極限位移比試件3-1增加約20%,但前者的承載力比后者降低約37%,由此可見,內(nèi)隔板的存在提高了試件的承載力,但降低了試件的塑性變形能力。

圖12 不同焊接通過孔型式的影響

2.3 延性性能

通過位移延性系數(shù)φ′來表征試件的延性性能,其中φ′=δf/δy,δf與δy分別表示試件破壞和屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的極限位移與屈服位移。根據(jù)位移延性系數(shù)φ′的大小,可將連接分為三類:當(dāng)φ′≥20時(shí),屬于高延性試件;當(dāng)3≤φ′<20時(shí),表示試件延性有限;當(dāng)φ′<3時(shí),表示為脆性試件[21-22]。

圖13給出了各試件的延性系數(shù)分布規(guī)律,由圖可知,所有Q460高強(qiáng)鋼管柱-H形梁翼緣板焊接節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)均大于3,均屬于有限延性試件或高延性試件。說明Q460高強(qiáng)鋼焊接節(jié)點(diǎn)仍具有較高的延性性能。其中試件1-1、試件1-2、試件1-3以及試件3-3在Zanon法中的延性系數(shù)均超過20,而在Weynand法(被EC3規(guī)范[20]采納)中僅有試件1-1、試件1-2的延性系數(shù)超過了20,故試件1-1與試件1-2均屬于高延性試件,前者延性系數(shù)最大為32.27,兩者均具有較高的梁翼緣與鋼管柱寬度比,因此,結(jié)合前節(jié)分析,試件具有較高寬度比時(shí),提高試件承載能力的同時(shí)具有較高的延性。試件3-3的延性系數(shù)約為試件3-2的3倍,前者為具有新型焊接通過孔型式。

圖13 延性系數(shù)

綜上可知,翼緣板與鋼管柱的寬度比以及焊接通過孔構(gòu)造為影響高強(qiáng)鋼試件延性的關(guān)鍵參數(shù)之一。

2.4 耗能能力

采用試件在循環(huán)拉伸過程中的“滯回”能量E(J)(簡稱“應(yīng)變能”)來定量分析試件的耗能能力,可由循環(huán)拉伸荷載-位移曲線包絡(luò)圖總面積計(jì)算求得,其數(shù)值大小反映試件在循環(huán)拉伸荷載作用下的耗能能力。各試件總的應(yīng)變能如圖14所示。

圖14 各試件總應(yīng)變能

由圖14可知,節(jié)點(diǎn)在循環(huán)拉伸荷載下具有較好的耗能能力,寬翼緣試件(試件1-1、試件1-2、試件1-3)的總應(yīng)變能均在20 000 J以上,儲(chǔ)能能力較好。對(duì)于翼緣板被拉斷的試件(試件2-1、試件2-3),由于其塑性變形主要集中在翼緣板位移測點(diǎn)的后側(cè),因此節(jié)點(diǎn)域表現(xiàn)出較小的耗能能力。對(duì)于試件2-4與試件3-3,前者由于焊縫被拉斷而失去承載力,后者則因鋼管面板撕裂而失去承載力,二者在節(jié)點(diǎn)域附近產(chǎn)生了較大的塑性變形,故表現(xiàn)出較高的塑性變形能力。對(duì)比試件3-1與試件3-4,二者總應(yīng)變能相差較小,但前者具有更高的承載能力,因此鋼管內(nèi)設(shè)置隔板后,除可以提高節(jié)點(diǎn)的承載能力外,還可以改善節(jié)點(diǎn)域的耗能能力,主要原因?yàn)閮?nèi)隔板加強(qiáng)了梁翼緣與鋼管柱間的整體性,使節(jié)點(diǎn)域變形更均勻。

采用式(4)計(jì)算各試件的平均應(yīng)變能,分析試件單圈平均耗能能力,研究各關(guān)鍵參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)耗能能力的影響規(guī)律

(4)

式中,n為試驗(yàn)加載圈數(shù)。圖15給出了ɑ、β以及λ對(duì)試件平均應(yīng)變能的影響規(guī)律。由圖15(a)可知,試件1-1、試件1-2、試件1-3的平均應(yīng)變能分別為1 286 J、1 296 J、1 390 J,試件1-3的平均應(yīng)變能分別是試件1-1與試件1-2的1.08、1.07倍,可以看出隨著試件寬度比減小,試件的平均應(yīng)變能逐漸增加,但增幅較小,這是由于試件寬度比越小,循環(huán)拉伸荷載作用下,鋼管面板薄膜拉力效應(yīng)越明顯,此時(shí)鋼管面板會(huì)較早產(chǎn)生塑性變形,平均應(yīng)變能增加。

圖15 平均應(yīng)變能變化規(guī)律

由圖15(b)可知,試件2-1、試件2-2、試件2-3的平均應(yīng)變能分別為290 J、486 J、369 J,三者厚度比分別為0.80、1.00、1.25,其中試件2-2的平均應(yīng)變能為試件2-1與試件2-3的1.67與1.32倍,由于試件2-1與試件2-3均為位移測點(diǎn)后翼緣板斷裂,試件大量塑性變形并非集中在節(jié)點(diǎn)域附近,因此其對(duì)節(jié)點(diǎn)域耗能能力的影響規(guī)律仍需進(jìn)一步研究;

由圖15(c)可知,隨著鋼管寬厚比增大,鋼管柱面越早進(jìn)入塑性階段,體現(xiàn)出試件耗能能力增加。如試件1-3、試件2-4、試件3-1的平均應(yīng)變能分別為1 390 J、1 073 J、595 J,且試件1-3的平均應(yīng)變能分別是試件2-4與試件3-1的1.30與2.34倍,說明增大鋼管柱寬厚比,可提高試件的單位耗能能力,有利于提高高強(qiáng)鋼焊接節(jié)點(diǎn)的塑性變形能力。

試件3-2與試件3-3的平均應(yīng)變能分別為701 J與1 028 J,后者約為前者的1.47倍,說明試件3-3在耗能能力方面較試件3-2突出,主要原因是新型焊接通過孔改善了節(jié)點(diǎn)域局部應(yīng)力集中程度,延緩了焊接裂縫開裂進(jìn)程,進(jìn)而提高了節(jié)點(diǎn)域的耗能能力。

3 結(jié) 論

(1)循環(huán)拉伸荷載作用下,Q460高強(qiáng)鋼管柱-H形梁焊接節(jié)點(diǎn)的破壞模式主要為:連接處焊縫斷裂、連接處鋼管面板斷裂或梁翼緣板被拉斷三種。

(2)高強(qiáng)鋼梁翼緣板與鋼管寬度比α對(duì)連接的初始剛度、承載力和延性等指標(biāo)影響均較大。寬度比α由0.70減小到0.56時(shí),焊接節(jié)點(diǎn)的初始剛度和極限承載力分別降低約97%和22%,節(jié)點(diǎn)由高延性降低為有限延性。

(3)減小高強(qiáng)鋼管寬厚比參數(shù)λ,降低了焊接節(jié)點(diǎn)的承載力和塑性變形能力,當(dāng)λ由25.0減小到18.75時(shí),節(jié)點(diǎn)的極限承載力和平均應(yīng)變能分別減小了18%和134%。

(4)內(nèi)隔板的存在提高了節(jié)點(diǎn)的承載力,但降低了試件的塑性變形能力。無內(nèi)隔板焊接節(jié)點(diǎn)的承載力比相應(yīng)設(shè)置內(nèi)隔板的節(jié)點(diǎn)降低約37%,但前者的極限位移比后者增加約20%。

(5)具有新型焊接通過孔構(gòu)造的試件承載力比傳統(tǒng)構(gòu)造試件提高約14%,當(dāng)試件破壞時(shí),前者的極限位移超過后者近2倍,新型焊接通過孔能顯著改善連接的延性。