焊接翼緣板加強(qiáng)式梁柱剛性連接設(shè)計(jì)

焊接翼緣板加強(qiáng)式梁柱剛性連接設(shè)計(jì)

0wfp連接研究美國北庭地震和日本赤神地震后，發(fā)現(xiàn)傳統(tǒng)的鋼框架連接形式和滑動(dòng)連接，導(dǎo)致大傾角破壞。為此很多學(xué)者提出了通過改善節(jié)點(diǎn)構(gòu)造將塑性鉸外移的思想。焊接翼緣板加強(qiáng)式梁柱剛性連接WFP(weldflangeplate)(以下簡稱“翼緣板式連接”)是其中的一種改進(jìn)型連接形式,它通過在梁端加焊一塊加強(qiáng)板,并通過合理的構(gòu)造使塑性鉸遠(yuǎn)離梁柱連接處。Kim等曾對(duì)WFP連接進(jìn)行過試驗(yàn)研究,他的研究主要集中在加強(qiáng)板的形式、幾何尺寸和連接的細(xì)部構(gòu)造上,對(duì)梁的翼緣和腹板的寬厚比對(duì)此種連接的影響并沒有進(jìn)行深入的研究,且試驗(yàn)中并沒有考慮柱軸力的影響。目前,我國對(duì)WFP連接的研究未見報(bào)道。本文的試驗(yàn)主要研究在滿足我國抗震規(guī)范要求的前提下,梁翼緣的寬厚比和腹板的高厚比、節(jié)點(diǎn)域、加強(qiáng)板厚度等因素對(duì)WFP連接性能的影響,為正在修訂的《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ99—98)提供試驗(yàn)依據(jù)。1模型試驗(yàn)1.1試件與梁腹板、板板與板板的連接方式不同試件采用高層鋼框架連接中常用的1/2縮尺模型,Q345B鋼板焊接,試件的截面尺寸列于表1中。翼緣板式連接試件共4個(gè):WFP-1和WFP-2除梁翼緣寬厚比不同外,其它參數(shù)基本相同(繞強(qiáng)軸的截面模量也基本相同),主要是為了考察梁翼緣在塑性范圍內(nèi)局部屈曲的影響,考察較大的翼緣寬厚比能不能滿足梁端塑性轉(zhuǎn)角達(dá)到0.03rad的要求。試件WFP-2和WFP-3的梁腹板高厚比不同,主要是為了考察梁腹板局部屈曲的影響。試件WFP-4采用了較弱的節(jié)點(diǎn)域,主要考察節(jié)點(diǎn)域較弱時(shí)連接的破壞模式及節(jié)點(diǎn)域塑性變形對(duì)整體變形的影響。蓋板連接試件CP-1與WFP-2尺寸相同,只是梁翼緣與柱翼緣采用蓋板連接,考察這種連接對(duì)整個(gè)試件性能的影響。翼緣板式連接按《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50017—2003)和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2001)進(jìn)行設(shè)計(jì),細(xì)部構(gòu)造參考FEMA-350。1.2wfp的主要結(jié)構(gòu)要求和設(shè)計(jì)過程1.2.1翼緣板式連接加強(qiáng)板與梁翼緣采用3條角焊縫連接;梁腹板上的剪切板與柱采用雙面角焊縫繞焊,與梁腹板采用三面圍焊連接;加強(qiáng)板與柱采用單面坡口焊;翼緣板式連接的梁翼緣不與柱直接相連,而是通過加強(qiáng)板與柱翼緣連接;柱加勁板比加強(qiáng)板厚2mm,且外邊緣平齊(對(duì)于蓋板連接來說,柱加勁板厚度為梁翼緣厚度與蓋板的厚度之和再加上2mm,即22mm)。翼緣板式連接(WFP)與蓋板連接(CP)的不同點(diǎn)為:前者梁翼緣不直接與柱翼緣連接,而是通過加強(qiáng)板過渡;后者梁翼緣和蓋板一起直接與柱翼緣焊接,梁翼緣和蓋板采用同一個(gè)坡口與柱翼緣焊接。1.2.2梁柱接觸網(wǎng)計(jì)算(1)初步確定加強(qiáng)板的長度lfp,初始可以取0.5hb(hb為梁截面全高),后面根據(jù)焊縫的要求進(jìn)行調(diào)整。(2)根據(jù)梁翼緣的寬度來確定加強(qiáng)板的寬度bfp,加強(qiáng)板的寬度一般可取bb+4tbf,bb為梁翼緣的寬度,tbf為梁翼緣的厚度。(3)計(jì)算梁的塑性彎矩MpMp=Wpbfy(1)Μp=Wpbfy(1)式中,Wpb為梁塑性截面模量;fy為材料的屈服強(qiáng)度。(4)計(jì)算梁柱連接處柱表面的彎矩Mc(假定梁塑性鉸位于加強(qiáng)板外1/4梁高處)Mc=ηMpl0?hc2lp(2)Μc=ηΜpl0-hc2lp(2)其中,lp=l02?hc2?lfp?hb4lp=l02-hc2-lfp-hb4;l0為梁的跨度;hc為柱截面的高度;η為材料超強(qiáng)系數(shù),對(duì)Q345鋼可取1.1。(5)確定加強(qiáng)板的厚度tfp(假定梁端的彎矩全部通過加強(qiáng)板傳遞)tfp=Mcfybfp(hb+tfp)(3)tfp=Μcfybfp(hb+tfp)(3)(6)驗(yàn)算連接焊縫的強(qiáng)度0.7(1.22lw1hf1+2lw2hf2)fwf≥bfptfpfy(4)0.7(1.22lw1hf1+2lw2hf2)ffw≥bfptfpfy(4)式中,lw1為加強(qiáng)板正面角焊縫的計(jì)算長度,當(dāng)采用引弧板時(shí),可取梁翼緣的寬度;lw2為加強(qiáng)板側(cè)面角焊縫的計(jì)算長度;hf1和hf2分別為正面角焊縫和側(cè)面角焊縫的焊腳尺寸;fwf為角焊縫的抗拉、抗剪和抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。式(4)右側(cè)用fy是為了保證焊縫能夠承受加強(qiáng)板的全截面塑性拉壓力。根據(jù)式(4)調(diào)整lfp,重復(fù)(2)～(6),直到滿足要求為止。(7)按與腹板等強(qiáng)原則確定剪切板和焊縫尺寸。(8)根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2001)分別驗(yàn)算強(qiáng)柱弱梁和節(jié)點(diǎn)域。1.3加載裝置及加載針對(duì)水平地震作用下框架變形的特點(diǎn),選擇梁柱反彎點(diǎn)間的邊框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)時(shí)將試件固定在反力架上,分別在柱的兩端設(shè)置簡支條件,使柱端可以產(chǎn)生轉(zhuǎn)角,但不能發(fā)生水平位移。柱頂放置一個(gè)液壓千斤頂,對(duì)柱施加1300kN的軸向壓力,約相當(dāng)于柱全截面屈服壓力的50%;在梁懸臂端由MTS進(jìn)行循環(huán)加載。在梁端設(shè)置了側(cè)向支撐以防止梁發(fā)生整體失穩(wěn)。圖2為試驗(yàn)加載裝置示意圖。按SeismicProvisionsforStructuralSteelBuildings的建議,以層間側(cè)移角來控制加載。以層間側(cè)移角(相應(yīng)的梁端位移)加載的循環(huán)數(shù)為:(1)0.00375rad(6.75mm),6個(gè)循環(huán);(2)0.005rad(9.0mm),6個(gè)循環(huán);(3)0.0075rad(13.5mm),6個(gè)循環(huán);(4)0.01rad(18mm),4個(gè)循環(huán);(5)0.015rad(27mm),2個(gè)循環(huán);(6)0.02rad(36mm),2個(gè)循環(huán);(7)0.03rad(54mm),2個(gè)循環(huán);(8)0.04rad(72mm),2個(gè)循環(huán);(9)0.05rad(90mm),2個(gè)循環(huán);(10)每次增加0.01rad(18mm),2個(gè)循環(huán),直到破壞。試驗(yàn)時(shí)以連接處梁端轉(zhuǎn)角代替層間側(cè)移角,近似用梁端位移/梁長表示。由于MTS內(nèi)位移和外位移有一定偏差,試驗(yàn)時(shí)用內(nèi)位移控制,加載實(shí)際位移較上述值略大。試件的材性試驗(yàn)結(jié)果見表2。2試驗(yàn)中的破壞特征2.1加強(qiáng)板內(nèi)局部屈曲梁加載到95mm左右時(shí),梁上翼緣在加強(qiáng)板外大約hb/2處發(fā)生大面積的銹皮脫落,隨后梁上翼緣發(fā)生局部屈曲,翼緣凸起。接著在梁上下翼緣加強(qiáng)板前端hb范圍內(nèi)多處出現(xiàn)局部屈曲(見圖3),形成塑性鉸,最后梁側(cè)向支撐不能起有效作用,梁發(fā)生整體失穩(wěn)。加載結(jié)束后可以觀察到,梁腹板也產(chǎn)生了局部屈曲。在節(jié)點(diǎn)域處發(fā)生較大的變形,銹皮完全脫落。柱翼緣發(fā)生局部變形,大致被加勁板分成3段。翼緣的局部屈曲主要發(fā)生在加強(qiáng)板外hb/4～hb范圍內(nèi)。試件加載結(jié)束時(shí),加強(qiáng)板及連接焊縫完好,沒有發(fā)現(xiàn)局部屈曲和斷裂破壞現(xiàn)象。2.2局部屈曲和斷裂加載到75mm時(shí)梁的翼緣開始出現(xiàn)銹皮脫落,大約在加強(qiáng)板外hb長度處梁上翼緣出現(xiàn)局部屈曲,隨后在梁加強(qiáng)板前端的hb長度范圍以內(nèi)梁上、下翼緣多處發(fā)生局部屈曲,隨著加載的進(jìn)行梁段發(fā)生較大的扭轉(zhuǎn),最后梁產(chǎn)生較大出平面彎曲,承載力下降較多而停止了加載。節(jié)點(diǎn)域處有較大的塑性變形,銹皮全部脫落。加載結(jié)束時(shí),加強(qiáng)板及連接焊縫完好,未發(fā)現(xiàn)局部屈曲和斷裂破壞現(xiàn)象。WFP-2梁翼緣的局部屈曲見圖4。2.3節(jié)點(diǎn)域與柱翼緣處局部屈曲形貌梁的塑性鉸不明顯,梁發(fā)生整體屈曲破壞。梁產(chǎn)生出平面的彎曲和扭轉(zhuǎn)。梁腹板的屈服現(xiàn)象比較明顯,大致以梁腹板中線為中心,屈服線沿45°對(duì)稱分布。節(jié)點(diǎn)域發(fā)生較大的剪切變形,銹皮全部脫落。節(jié)點(diǎn)域附近柱翼緣發(fā)生較明顯的變形。在加強(qiáng)板前端可以觀察到梁翼緣的局部屈曲。加強(qiáng)板及連接焊縫完好,沒有發(fā)現(xiàn)局部屈曲和斷裂破壞現(xiàn)象。WFP-3破壞時(shí)的整體變形見圖5。2.4節(jié)點(diǎn)域與柱翼緣處的剪切變形塑性鉸比較明顯,梁發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。塑性鉸區(qū)段大致在加強(qiáng)板前端hb/4～hb/2(hb=300mm)處。節(jié)點(diǎn)域發(fā)生較大的剪切變形,銹皮全部脫落。柱翼緣在節(jié)點(diǎn)域附近產(chǎn)生很大的變形。最后由于梁在塑性鉸處的出平面彎扭較大,且柱也發(fā)生了明顯的扭轉(zhuǎn)而停止了加載。加強(qiáng)板及連接焊縫完好,沒有發(fā)現(xiàn)局部屈曲和斷裂破壞現(xiàn)象。破壞時(shí)的變形見圖6。2.5翼緣扭曲成“s”形部屈曲,見圖7,最終形成塑性鉸。梁發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。在加載到95mm位移時(shí)梁下翼緣發(fā)生翼緣平面內(nèi)的扭曲成“S”形。節(jié)點(diǎn)域首先發(fā)現(xiàn)水平銹皮紋理,然后是豎向銹皮紋理,最后銹皮完全脫落。加載結(jié)束后,蓋板和連接焊縫完好。3試驗(yàn)結(jié)果及分析3.1wfp-2試件承載力分析滯回曲線是進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震性能評(píng)價(jià)的主要依據(jù)。圖8給出了各個(gè)試件梁端的荷載-位移滯回曲線。由圖可知:(1)所有試件的滯回曲線均相似,成明顯的方梭形,曲線飽滿沒有出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象。在95mm控制位移以前,同級(jí)的曲線吻合較好,從控制位移95mm開始曲線出現(xiàn)了分離,說明梁已經(jīng)發(fā)生了較大的塑性變形。(2)WFP-1試件翼緣較容易發(fā)生局部屈曲,承載力退化較明顯。(3)WFP-3試件的承載力較高,原因是采用了較厚的梁腹板,梁腹板高厚比較小,產(chǎn)生屈曲較晚。(4)WFP-4采用了較弱的節(jié)點(diǎn)域,承載力較低,但退化較緩慢,滯回環(huán)最為飽滿。(5)翼緣板式連接和蓋板連接的承載力逐步退化,塑性發(fā)展充分,提高了連接的延性。(6)蓋板連接的滯回性能與翼緣板式連接相近。表3給出了各試件的最大位移δu和極限荷載Pu以及塑性鉸處梁最大彎矩Mu與全塑性彎矩Mp之比。3.2梁端總轉(zhuǎn)角p梁的塑性轉(zhuǎn)角是評(píng)價(jià)連接耗能性能的重要指標(biāo),0.03rad的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)是抗震性能好的最低標(biāo)準(zhǔn)。圖9給出了WFP-4試件的M/Mp-θp和M/Mp-θ曲線。M為梁塑性鉸處彎矩,可以通過梁端荷載和荷載作用點(diǎn)到塑性鉸的距離來計(jì)算。Mp按材性試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算。塑性轉(zhuǎn)角θp由梁端總轉(zhuǎn)角θ減去彈性部分獲得。θ=δ/l(5)θp=θ?MKe=θ?PlKe(6)θ=δ/l(5)θp=θ-ΜΚe=θ-ΡlΚe(6)式中,δ為加載點(diǎn)豎向位移;l為加載點(diǎn)到柱形心的距離;P為梁端荷載;Ke為梁彈性轉(zhuǎn)動(dòng)剛度,由彈性階段的梁端彎矩除以梁端轉(zhuǎn)角獲得。表4給出了各試件的梁端總轉(zhuǎn)角θ和塑性轉(zhuǎn)角θp。由表4可知,θp≥0.03rad,θ≥0.05rad,可見翼緣板式連接和蓋板連接的變形能力都很好。在翼緣板式連接中,WFP-4試件的塑性變形能力最大,它的塑性轉(zhuǎn)角和總轉(zhuǎn)角都明顯大于其它試件,可見較弱的節(jié)點(diǎn)域能明顯提高連接的變形能力。WFP-1、WFP-2、WFP-3、WFP-4、CP-1塑性轉(zhuǎn)角占總轉(zhuǎn)角的百分比分別為83.1%,80.7%,78.6%,80.1%,76.7%,可見塑性變形在總變形中占相當(dāng)大的比重。3.3節(jié)點(diǎn)域腹板的厚度降低,對(duì)于變形的影響大圖10為WFP-1和WFP-4試件的彎矩M/Mp與節(jié)點(diǎn)域剪切變形γ的關(guān)系曲線,各試件的剪切變形列于表5中。所有試件節(jié)點(diǎn)域的剪切變形在總轉(zhuǎn)角中的比重都在50%左右,可見節(jié)點(diǎn)域的變形是連接變形的重要的組成部分。WFP-4的節(jié)點(diǎn)域剪切變形占總轉(zhuǎn)角的73.1%,可見采用較弱節(jié)點(diǎn)域的WFP-4試件的轉(zhuǎn)角變形主要源自節(jié)點(diǎn)域。WFP-4試件與WFP-2試件相比節(jié)點(diǎn)域腹板的厚度降低20%,節(jié)點(diǎn)域的剪切變形將提高96%,節(jié)點(diǎn)域變形占總變形的比重提高了66.5%,可見降低節(jié)點(diǎn)域的厚度對(duì)提高轉(zhuǎn)動(dòng)能力是相當(dāng)明顯的。在加載后期,由于梁的整體屈曲和局部屈曲吸收了能量,造成節(jié)點(diǎn)域剪切變形的中點(diǎn)偏離了原點(diǎn)。3.4滯回環(huán)圍面積及能耗能力的確定耗能能力是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)。耗能能力可通過荷載-位移滯回曲線一次循環(huán)中滯回環(huán)所圍面積的大小來反映,即每次循環(huán)中滯回環(huán)所圍面積的大小就可反映結(jié)構(gòu)在本次循環(huán)中消耗地震能量的多少。本文采用等效粘滯阻尼系數(shù)he來表達(dá)結(jié)構(gòu)構(gòu)件的耗能能力(取每個(gè)試件最后一個(gè)完整的滯回環(huán)計(jì)算)。所有試件的等效粘滯系數(shù)he見表6。由表6可知,試件WFP-4的耗能能力最好。3.5極限承載力下降至骨架曲線位移延性系數(shù)為μ=δu/δy(7)μ=δu/δy(7)式中,δu為P-δ骨架曲線中極限承載力下降到85%時(shí)的位移;δy為屈服位移,即梁塑性鉸截面邊緣纖維屈服時(shí)的位移。表7給出了各試件的位移延性系數(shù)。由表7可知,翼緣板式連接和蓋板式連接塑性發(fā)展都很充分,位移延性系數(shù)較大。3.6加載過程中應(yīng)變的校核圖11給出了試件WFP-1的縱向應(yīng)變沿梁縱向隨梁端位移的變化情況。由圖可見柱加勁板上的應(yīng)變?cè)诩虞d過程中一直比較小,最大應(yīng)變約為εy/4(屈服應(yīng)變?chǔ)舮=2000×10-6)。梁段最大應(yīng)變位于加強(qiáng)板上的C點(diǎn)位置,應(yīng)變值為4700×10-6,為2.7εy,可見在加強(qiáng)板的末端焊縫連接處,加強(qiáng)板也有較大的應(yīng)變,說明這里已有塑性變形,但加強(qiáng)板沒有產(chǎn)生局部屈曲現(xiàn)象。3.7梁端位移0.圖12給出了試件WFP-4加強(qiáng)板縱向應(yīng)變沿橫截面的變化規(guī)律。由圖可見梁端位移在40mm以前應(yīng)變分布比較均勻,從梁端位移57mm開始應(yīng)變分布變得不均勻,大致成“W”形。圖中的最大應(yīng)變大約為13500×10-6,相當(dāng)于6.5εy。在梁端位移40mm時(shí),最大應(yīng)變約為3000×10-6,相當(dāng)于1.5εy,在梁端位移57mm時(shí)應(yīng)變發(fā)生了很大的變化,最大應(yīng)變值達(dá)到13500×10-6,加強(qiáng)板前端進(jìn)入了強(qiáng)化階段。而在梁端位移76mm時(shí),應(yīng)變的變化很小。在梁端位移95mm時(shí),最大應(yīng)變反而下降到6000×10-6,可能是梁翼緣已經(jīng)發(fā)生了較大的局部屈曲吸收了很大的能量,導(dǎo)致了加強(qiáng)板的應(yīng)變降低。4強(qiáng)震區(qū)的驗(yàn)算通過4個(gè)翼緣板式連接(WFP-1～WFP-4)和1個(gè)蓋板連接(CP-1)1/2縮尺的高層鋼結(jié)構(gòu)梁柱剛性連接試件模型的試驗(yàn)研究,考察了梁翼緣寬厚比