新型半刚性梁柱节点强轴方向抗震性能研究

Research on the Seismic Performance of Novel Semi-Rigid Beam-Column Joints in the Strong-Axis Direction

摘要

为配合装配式建筑的应用，本文设计了一种使用盖板的H型钢柱连接半刚性节点，能够实现H型钢柱在强轴、弱轴方向与梁进行半刚性连接。为研究该新型半刚性节点在强轴连接方向的抗震性能，设计了4个节点，对不同端板厚度及轴压比的节点进行低周反复加载试验，得到了试件的破坏模式、滞回曲线、转动刚度等性质。随后，利用ABAQUS软件建立了试件的数值模型，通过试验结果和数值计算结果的对比，验证了数值模型的准确性。

Abstract

In support of prefabricated building applications， this study introduces a novel semi-rigid connection for H-shaped steel columns using cover plates. This design facilitates semi-rigid joints with beams in both the strong- and weak-axis directions. To evaluate its seismic performance along the strong axis， four specimens with varying end-plate thicknesses and axial compression ratios were tested under low-cycle reversed loading. The failure modes， hysteretic curves， and rotational stiffness were analyzed. Furthermore， numerical models were developed in ABAQUS and validated against the experimental results.

Graphical abstract

关键词

半刚性 / 梁柱节点 / 强轴 / 滞回分析 / 有限元模拟

Key words

semi-rigid / beam-to-column column joint / strong-axis / hysteresis analysis / finite element simulation

0 引 言

钢结构梁柱节点指的是钢结构体系中梁与柱的连接部位，该结构承担着整个体系内力的传递与协调，不仅需同时传递轴力、弯矩与剪力，还在整体稳定性与延性表现中起关键作用，因此长期以来都是结构工程研究的核心领域之一^［1］。依据其初始转动刚度，此类节点可分为刚性、半刚性以及名义铰接三种形式^［2］。美国Northidge地震^［3］和日本阪神地震^［4］的震后灾害调查显示，带有半刚性节点的钢框架结构在地震中基本完好，没有发生脆断或大变形，这是因为半刚性节点能够通过有限的转动来消耗能量，在承受较大层间位移时使层间剪力减小，有较强的延性和恢复能力，所以具有良好的抗震能力。因此，对半刚性节点的研究是钢结构抗震的重点。

关于半刚性节点，众多学者进行了研究设计。李祖玮等^［5］对一种H型钢梁柱新型全栓接节点进行了研究，制作了4个不同构造方式的新型和传统全栓接节点进行对比试验，并分别研究了节点强轴、弱轴方向性能的异同。姜晓明等^［6］针对实际结构中节点需同时抗弯和抗剪承载的工作模式，对螺纹锚固单边螺栓端板连接节点在弯矩、剪力共同作用下的受力性能与计算方法进行研究，总结出剪力对节点抗弯承载力的影响规律，并得到了节点弯矩-剪力相关承载力。李占鸿等^［7］为了扩展冷弯厚壁型钢结构的使用范围，设计了新型分层装配式“十字型”梁-柱节点，并对其耗能能力展开了详细的实验分析，发现通过螺栓和节点板的滑移，半刚性节点具有一定的耗能能力。同济大学庄磊^［8］对方管柱-H型钢梁隔板贯通式节点进行了试验和有限元分析，对比其与柱贯通节点的异同，并分析了轴压比等参数对节点承载力的影响。王燕等^［9］对外伸端板连接的半刚性节点进行研究，提出了可增加节点延性的构造措施。王素芳等^［10］在此基础上对12个外伸端板连接试件进行了单调加载试验，用于研究端板连接中高强螺栓群的中和轴位置变化规律。舒兴平等^［11］对以螺栓端板连接为主的多种半刚性节点进行对比，研究各种节点的优缺点。DÍAZ等^［12］对半刚性连接框架进行了研究，分析其特点。

综上所述，在半刚性节点的众多构造中，通过端板连接的梁柱节点是一种常见的半刚性节点，应用广泛，但对于H型钢柱的端板连接节点而言，现有的连接只能满足将梁与柱的强轴一端连接，H型钢柱腹板一侧无法与梁进行端板连接，在多榀钢框架中无法实现强弱轴都是半刚性连接。针对上述问题，本文设计了一种使用盖板的H型钢柱端板连接节点，通过在H型钢柱腹板处焊接加劲肋和盖板，实现H型钢柱的强轴弱轴都能够与梁进行端板半刚性连接。为研究该新型节点构造是否会影响强轴方向的节点性能，节点是否具有良好的抗震性能和耗能能力，对其进行低周反复加载试验及有限元模拟。

1 新型半刚性节点强轴方向的滞回性能试验

1.1　材性实验

为明确试验构件所用钢材的力学性能，对Q355B钢进行了静力拉伸测试，以获取后续有限元分析所需的本构关系及基本参数。材料取样和试件加工遵循《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》（GB/T 2975—2018）^［13］的规定，从试验构件上截取三根标准试样。加载方案依据《金属材料拉伸试验 第1部分：室温试验方法》（GB/T 228—2021）^［14］制定：在应力低于名义屈服强度时，加载速率控制为0.2 mm/min；超过该强度后，速率提升至1 mm/min直至试件断裂。

试验结果表明，所用Q355B钢材延性优良，具有显著的屈服阶段。所得力学指标均满足标准，具体数据见表1。

1.2　试件设计

节点构造示意见图1。由图1（a）可见，H型柱在其强轴方向的翼缘处开设螺栓孔，与带端板的H型梁通过M12级高强螺栓实现连接。为使弱轴方向具备相似的连接能力，在柱翼缘处焊接了竖向与横向加劲肋，并在其外侧布置一块盖板，使这一侧同样能够采用螺栓方式与梁端板连接。节点的具体尺寸信息见图1（b）。试件中，H型柱的截面尺寸为200 mm×200 mm×6 mm×10 mm，H型梁的截面为280 mm×100 mm×6 mm×10 mm；竖向与横向加劲肋的厚度分别为6 mm和10 mm，盖板厚度为10 mm。

试验中设置了4种参数的构件，如表2所示，以对比轴压比、端板厚度对节点滞回性能的影响，设置了8 mm、10 mm两种端板厚度以及0.2、0.4两种轴压比，其中编号“S”代表与梁与柱强轴连接，“10”代表端板厚度为10 mm，“4”代表轴压比为0.1×4=0.4。所有构件均为Q355钢材。

1.3　测点布置

应变片的布置如图2所示。H型柱上下表面各布置八个方向的单向应变片（S1~S8与S9~S16），用于检测加载过程中是否出现偏心或受力不均。H型梁前、后翼缘上各布置四个应变片（S17~S20与S21~S24），以反映弯矩分布并识别可能的扭转效应。梁端板处安装了16枚单向应变片（S25~S40），用于分析端板在循环荷载下的应力变化与分布规律。由于节点域的应力状态较为复杂，在H型柱弱轴上下盖板处额外布设了八枚三向应变花（TS1~TS4及TS5~TS8），以实现多方向应力监测。

位移传感器的布置如图3所示。DT-1与DT-2测量梁端板与柱翼缘之间的相对位移；梁在节点处的竖向变形由DT-3监测；柱的平面内转动通过DT-4和DT-5测得；底部支座的转动响应通过DT-6与DT-7测量；梁柱间的转角采用DT-8测量；而梁端位移由DT-9和DT-10测量。

测点布置完成后，实测检查其定位，所有试件重要测点的实际位置与设计位置偏差均小于2 mm，所有位移计的实际位置与设计位置偏差均小于1 mm。因此，数据整理时可用测点的设计位置代表实际位置。

1.4　加载制度

节点的加载装置如图4所示，使用了50 t水平反力架、100 t竖向反力架、50 t竖向反力架、100 t千斤顶及50 t伺服作动器，柱顶仅释放平面内的转动自由度，柱底刚接。

低周往复加载的加载制度主要参考《建筑抗震试验规程》^［15］，并结合本试验自身的特征，采用力-位移混合控制加载制度，达到屈服荷载P_y前以力控制，每级以P_y的倍数控制，每级循环两次。试验中观测梁上应变片S17~S20的数值，以应变片屈服刚度显著降低时的梁端荷载为实际屈服荷载P_{\mathrm{y}}^{\text{'}}，并记录下屈服位移δ_y。此后采用位移控制，每级以屈服位移δ_y的倍数控制，每级循环两次，如图5所示。

1.5　试验结果

试验中，随着荷载的逐渐增大，受拉侧端板会产生明显变形，在螺栓孔处开始弯曲，到梁受拉翼缘处发生明显的鼓曲，与柱翼缘产生缝隙；螺栓受到端板的拉伸而伸长，且往垂直于端板弯曲的方向发生翘曲。在循环荷载下，高强螺栓逐渐松动。最终，高强螺栓被拉断，试验结束。试验的破坏模式如图6所示，4个节点的破坏模式均为端板边缘的螺栓被拉断，并伴随着端板在受拉侧产生了较大的塑性变形。拉断的螺栓如图6（e）所示。四个试件S-10-4、S-10-2、S-8-4、S-8-2的极限承载力分别为87.77 kN、86.43 kN、66.30 kN、65.57 kN。

对比两种不同端板厚度的试件可知，8 mm厚的节点在破坏时变形更大，鼓曲更明显，这是由于控制节点转动刚度的构件主要是端板，端板的厚度越小，整个节点的刚度便越小，因此破坏时的变形越大。

在端板连接节点中，节点抗弯的轴拉力由高强螺栓提供，而这4个节点虽然破坏模式都是高强螺栓被拉断，且高强螺栓的极限承载力相同，但是两种节点表现出了不同的极限承载力，8 mm厚的节点极限承载力更小。这是由于在端板连接节点中存在撬力效应，由于端板在受拉时被拉弯，产生塑性弯曲变形，这部分弯曲变形会对高强螺栓产生额外的撬力作用，对螺栓抗拉不利，且端板弯曲变形越大，对螺栓的撬动效应越大，螺栓伸长越长，导致螺栓承受的拉力便更大。在本试验中，由于8 mm厚的节点端板其刚度小、变形大，因此对螺栓的翘力就越大，所以其极限承载力小于10 mm厚端板的节点。

为获得节点的滞回曲线，需要计算节点的转角，从图7可以看出，梁端位移{\Delta }_{\mathrm{m}\mathrm{i}}由节点弯曲变形而产生的位移{\delta }_{\mathrm{i}}以及结构柱受弯变形引起的位移{\Delta }_{\mathrm{i}}组成，因此可按照公式（1）计算节点转角。

\phi \approx \frac{{\delta }_{\mathrm{i}}}{l_{\mathrm{w}}}=\frac{{\Delta }_{\mathrm{m}\mathrm{i}}-{\Delta }_{\mathrm{i}}}{l_{\mathrm{w}}}（1）

式中：{\Delta }_{\mathrm{m}\mathrm{i}}可由梁端位移计获得；{\Delta }_{\mathrm{i}}为节点域为刚性节点时两端产生的位移，由数值计算获得；l_w为加载点至梁柱连接面处的距离。

以杆端弯矩M纵坐标、杆端转角φ为横坐标，可将计算结果绘制成滞回曲线，如图8—图11所示。由曲线特征可见，四个试件在循环加载过程中均经历了相近的受力演化阶段。在初始加载阶段，弯矩-转角关系近似线性，曲线几乎呈单一直线，表明节点整体仍处于弹性范围，卸载后变形能够完全恢复。随着荷载幅值逐渐增大，端板局部屈服，节点进入塑性阶段，刚度开始退化，滞回环逐渐展开并形成饱满的纺锤形闭合环，显示出良好的耗能能力与抗震延性。加载后期，由于端板翘曲导致高强螺栓预紧力衰减并出现微滑移，滞回环开始收缩，呈现反“S”形分布，每圈的最高点开始下降，出现强度退化。最终，螺栓拉应变达到极限后发生断裂，试件破坏。

为研究轴压比对节点的影响，将图8、图9及图10、图11合并成图12及图13，对比0.2及0.4的轴压比对于节点滞回性能的影响，通过观察滞回环能够发现，轴压比对节点的滞回性能影响很小，对于相同端板厚度下不同轴压比的两个节点，无论是初始刚度、滞回环形状还是极限承载力，都没有明显的差异，因此认为当轴压比小于0.4时，可以忽略轴压比对节点滞回性能的影响。

为研究端板厚度对节点的影响，将图8、图10及图9、图11合并成图14及图15，对比8 mm厚端板及10 mm厚端板对于节点滞回性能的影响，通过观察滞回环能够发现，二者的滞回环形状相似，整个受力历史路线相似，经历了弹性、塑性、螺栓松动和螺栓断裂四个阶段，但8 mm厚端板节点的滞回环整体小于100 mm厚端板节点，初始刚度及极限承载力也小于10 mm厚端板节点。这是由于端板位于节点域的转动区域，10 mm厚的端板刚度更大，受同样弯矩时变形更小，因此翘曲更小，对螺栓的拉长也更少，因此承载力更大。

表3汇总了四个试件的螺栓破坏位置、极限承载力以及初始转动刚度值。对比结果表明，轴压比的变化对节点承载性能的影响相对有限：各试件的极限承载力差异控制在2%以内，初始转动刚度的变化幅度亦不超过约10%，说明该参数对整体刚度与强度的贡献较弱。相比之下，端板厚度的作用更为显著。厚度由8 mm增至10 mm时，节点的极限承载力提高约33%，初始转动刚度提升约37%。可见，端板刚度在控制节点抗弯性能及变形协调方面起主导作用，其厚度的增加能显著增强节点抵抗塑性发展与局部变形的能力。

2 新型半刚性节点强轴方向滞回性能的数值模拟

2.1　模型的建立

使用有限元分析软件ABAQUS建立了上述4种新型半刚性节点的数值模型，如图16所示，其几何尺寸、节点构造方式与试验节点一致，为保证计算效率和计算精度，采用三维线性减缩积分单元（C3D8R）进行结构化网格划分，在试验中没有出现焊缝破坏，因此可以使用绑定约束来模拟焊接连接。其余的构件均采用同种接触关系，定义其法向行为为“硬”接触，允许接触后分离，切向行为中摩擦公式定为“罚”，且摩擦系数为0.3。在柱顶设置铰接，柱底设置固接，材料特性根据1.1节中的材性实验数据进行设置。

为模拟试验加载制度，将有限元模型的计算分析步分为四步：①施加螺栓荷载；②将螺栓荷载设为“固定在当前长度”，保证高强螺栓压紧盖板；③在柱顶耦合点施加相应的轴压力；④与试验滞回加载制度相同，周期性施加梁端位移荷载。

2.2　分析结果

图17是发生破坏时4个节点的应力分布图，可以看出节点在端板处有较大的塑性变形，但整体没有达到极限应力发生破坏，只有螺栓处发生了螺栓拉断，这与试验的结果相同。

图18是数值模拟结果与试验结果的对比图，可以看到，有限元模型成功模拟了端板的挠曲以及螺栓的拉伸断裂。图19为节点试验与有限元的滞回曲线的对比，可以发现，对于8 mm厚端板节点，有限元滞回曲线能够较好地模拟试验情况，试验与有限元曲线的走向一致、形状一致、拐点一致，且极限承载力接近；对于10 mm厚端板节点，在螺栓滑移前，能够较好地模拟出节点的实际受力情况，曲线的形状一致、斜率相同，且二者的极限承载力接近，但在螺栓松动后，由于摩擦性高强螺栓发生滑移时便认为发生了破坏，因此有限元模拟至螺栓发生滑移结束后，没有再进一步计算。

表4给出了试验与有限元结果的对比，可以看出，节点极限承载力的试验实测结果与有限元模拟结果的误差均小于5%，表明有限元具有足够的精度。

2.3　撬力分析

利用合理的有限元模型，分析在受力过程中螺栓的内力变化值，通过对比S-8和S-10两种节点内螺栓内力的变化情况，可以判断端板厚度对螺栓内力的影响，从而进一步分析端板厚度对整体节点极限承载力的影响。本文提出S-8-4和S-10-4两种节点同一位置的螺栓的最大Mises应力，对比每一次循环中荷载达到极值时螺栓的应力大小，见表5。从表中可以看出，当端板屈服后，8 mm厚节点的高强螺栓内力约比10 mm厚节点的高强螺栓内力高20%~30%，证明8 mm厚的端板会比10 mm厚端板额外造成约25%的内力。

3 结 论

本文对于一种使用盖板的H型钢柱连接半刚性节点在柱强轴方向的抗震性能进行了研究，对4个不同轴压比和端板厚度的节点进行低周反复试验和数值分析，获得的主要结论如下：

（1） 完成了4个节点的滞回加载试验，得到了4个节点的破坏模式、极限承载力及荷载-位移数据，通过计算绘制了4个节点的滞回曲线。

（2） 分析试验结果及滞回曲线可以发现，4个节点在螺栓滑移前滞回环都较为饱满，具有良好的抗震性能，随着荷载增大，端板发生塑性形变，螺栓被拉长至断裂。当轴压比小于0.4时，轴压比对节点的滞回性能影响很小；端板厚度对节点的承载性能影响较大，端板越厚，节点的极限承载力和初始刚度越大。

（3） 建立了4个节点对应的有限元模型，得到有限元计算结果，通过对比有限元模拟结果与试验结果，发现有限元能够良好地模拟节点的滞回性能，整体误差都在5%以内，为以后进一步研究节点的性能打下基础。

（4） 结合试验及有限元数据，分析节点的初始刚度、极限承载力及耗能能力可知，该新型节点能够实现H型钢柱强轴及弱轴同时与带端板的H型钢梁相连，该构造没有对节点强轴方向的承载性能产生不利影响，节点具有一定的抗震能力，存在应用于工程的可能性。

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