側(cè)板與梁翼緣對(duì)接焊縫對(duì)側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)受力性能的影響分析

1、<p>　　側(cè)板與梁翼緣對(duì)接焊縫對(duì)側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)受力性能的影響分析</p><p>　　摘要：本文采用ANSYS“生死單元”方法模擬側(cè)板與梁翼緣處的施焊過(guò)程，在考慮焊接殘余應(yīng)力的基礎(chǔ)上，對(duì)側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的受力性能進(jìn)行研究。文章針對(duì)有無(wú)考慮焊接殘余應(yīng)力的兩種有限元模型，分析了殘余應(yīng)力對(duì)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布、滯回曲線、延性系數(shù)、塑性轉(zhuǎn)角等特性的影響。結(jié)果表明，焊接殘余應(yīng)力對(duì)側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)整體受力性能的影響不明顯，研

2、究?jī)?nèi)容可為工程應(yīng)用和理論分析提供參考。 </p><p>　　關(guān)鍵詞：焊接殘余應(yīng)力；側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)；應(yīng)力；延性 </p><p>　　中圖分類號(hào)：P755.1 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A </p><p>　　目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)鋼框架梁柱改進(jìn)型節(jié)點(diǎn)的研究已取得一定進(jìn)展，研究表明改進(jìn)型節(jié)點(diǎn)可以實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移的目的，有效提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能[1-7]。但多數(shù)成果是在忽略焊接殘余應(yīng)力

3、的基礎(chǔ)上得到的，與實(shí)際受力情況存在一定誤差，為了能夠更加準(zhǔn)確地反映出改進(jìn)型節(jié)點(diǎn)的力學(xué)特征，并就不同位置焊縫對(duì)節(jié)點(diǎn)影響強(qiáng)弱進(jìn)行比較，本研究在前期考慮側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)梁柱連接焊縫影響的基礎(chǔ)上[8]，針對(duì)側(cè)板與梁翼緣之間連接焊縫的殘余應(yīng)力對(duì)該類改進(jìn)型連接的受力性能特征進(jìn)行了詳細(xì)的分析，研究結(jié)果對(duì)新型節(jié)點(diǎn)的推廣應(yīng)用有實(shí)際意義。 </p><p>　　模擬焊接殘余應(yīng)力的節(jié)點(diǎn)有限元模型 </p><p>

4、;　　為了能夠充分反映出焊接殘余應(yīng)力對(duì)節(jié)點(diǎn)的影響，本文參考試驗(yàn)試件SPS-1（2）[9]分別建立了有限元模型SPB（考慮側(cè)板與翼緣之間焊縫，如圖1）和SPC（不考慮焊接殘余應(yīng)力），各模型具體尺寸、網(wǎng)格劃分如表1、圖2、圖3所示。 </p><p>　　圖1SPB模型考慮的焊縫位置 表1模型尺寸 </p><p>　　試件編號(hào) 加強(qiáng)板規(guī)格 試件區(qū)分 </p><p>

5、　　SPB-1 -9&#735;50 &#735;220 僅考慮側(cè)板與梁翼緣焊縫 </p><p>　　SPB-2 -9&#735;40 &#735;170 僅考慮側(cè)板與梁翼緣焊縫 </p><p>　　SPC-1 -9&#735;50 &#735;220 不考慮焊縫影響 </p><p>　　SPC-2 -9&

6、;#735;40 &#735;170 不考慮焊縫影響 </p><p>　　SPS-1 -9&#735;50 &#735;220 試驗(yàn)試件 </p><p>　　SPS-2 -9&#735;40 &#735;170 試驗(yàn)試件 </p><p>　　注：梁截面為HN300×150×6.5×9，柱截面

7、為HW250×250×9×14 </p><p>　?。╝）SPB(C)-1 （b）SPB(C)-2 </p><p>　　圖2 節(jié)點(diǎn)的幾何尺寸 圖3 有限元分析模型及網(wǎng)格劃分 </p><p>　　焊接溫度場(chǎng)模擬及焊接殘余應(yīng)力分布 </p><p>　　在本研究中，采用ANSYS生死單元法模擬實(shí)際焊接過(guò)程[10

8、]。設(shè)定每道焊縫的焊接、冷卻時(shí)間為均1500秒，圖4以試件SPB-1為例給出了的側(cè)板與梁翼緣之間焊縫的焊接及冷卻過(guò)程的溫度場(chǎng)分布。 </p><p>　　（a）10s （b）100s （c）1000s （d）1500s </p><p>　?。╡）1510s （f）1600s （g）2500s （h）3000s </p><p>　　（i）3010s （j）3100

9、s （k）4000s （l）4500s </p><p>　?。╩）4510s （n）4600s （o）5500s （p）6000s </p><p>　　圖4 SPB-1 焊縫及影響區(qū)隨時(shí)間變化溫度場(chǎng) </p><p>　　圖5SPB-1梁翼緣與側(cè)板等效殘余應(yīng)力 </p><p>　　在對(duì)側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了如圖4所示的焊接過(guò)程模擬的基礎(chǔ)上

10、，本研究以SPB-1為例給出了側(cè)板與梁翼緣焊縫等效殘余應(yīng)力的模擬結(jié)果，如圖5所示，從圖中可以看出，焊接殘余應(yīng)力主要集中分布在焊縫及其影響區(qū)，隨著離焊縫距離的增加，焊接殘余應(yīng)力迅速減小，在節(jié)點(diǎn)大部分位置焊接殘余應(yīng)力為0。 </p><p>　　節(jié)點(diǎn)受力性能影響分析 </p><p>　　在考慮側(cè)板與梁翼緣對(duì)接焊縫影響的前提下，本研究選用文獻(xiàn)[***]中的材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線及試驗(yàn)加載制度，對(duì)

11、側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布、滯回曲線、延性系數(shù)、塑形轉(zhuǎn)角、阻尼系數(shù)等延性特征進(jìn)行了分析、研究，并對(duì)SPB系列試件與SPC試件進(jìn)行了對(duì)比分析，從而得出側(cè)板與梁翼緣處焊接殘余應(yīng)力對(duì)節(jié)點(diǎn)延性特征的影響規(guī)律。 </p><p><b>　　應(yīng)力云圖對(duì)比 </b></p><p>　　為了反映側(cè)板與梁翼緣處焊接殘余應(yīng)力對(duì)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)延性特征的影響，同時(shí)節(jié)省文章篇幅，圖6給出了SPB-

12、1、SPC-1有限元模型每隔兩級(jí)加載后的應(yīng)力云圖，圖中顯示，SPB與SPC試件的應(yīng)力云圖特征較為相似，尤其在彈性階段，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力從大小、范圍、分布規(guī)律均無(wú)顯著差別；當(dāng)節(jié)點(diǎn)進(jìn)入彈塑性階段和破壞階段后， SPB系列節(jié)點(diǎn)從應(yīng)力分布范圍來(lái)說(shuō)分布較為廣闊，且分布規(guī)律較為復(fù)雜，在焊縫附近應(yīng)力增大，但對(duì)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力整體分布以及節(jié)點(diǎn)最終的破壞形態(tài)影響不明顯，這說(shuō)明焊接殘余應(yīng)力僅在一定范圍內(nèi)，即焊縫附近對(duì)節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生影響，其余位置應(yīng)力分布規(guī)律與未考慮焊接殘應(yīng)力的

13、SPC模型基本一致，因而從應(yīng)力云圖角度分析，焊接殘余應(yīng)力僅會(huì)對(duì)節(jié)點(diǎn)的局部破壞產(chǎn)生一定的影響，對(duì)整體受力影響不明顯。 </p><p>　　SPB-1 SPC-1 SPB-1 SPC-1 </p><p>　　(a) 荷載等級(jí)一 (b) 荷載等級(jí)三 </p><p>　　SPB-1 SPC-1 SPB-1 SPC-1 </p><p>　　(c

14、) 荷載等級(jí)五 (d) 荷載等級(jí)七 </p><p>　　SPB-1 SPC-1 SPB-1 SPC-1 </p><p>　　(e) 荷載等級(jí)九 (f) 荷載等級(jí)十一 </p><p>　　圖6 SPB(C)-1應(yīng)力云圖對(duì)比分析 </p><p><b>　　應(yīng)力路徑對(duì)比分析 </b></p><p

15、><b>　　圖7 路徑示意圖 </b></p><p>　　本研究根據(jù)美國(guó)及日本的震后資料以及本團(tuán)隊(duì)的前期的試驗(yàn)現(xiàn)象，找到側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)易發(fā)生破壞的位置，一般在梁柱連接焊縫、側(cè)板端部截面變化處，為了能夠更加清楚地反映節(jié)點(diǎn)危險(xiǎn)位置的應(yīng)力變化規(guī)律，本文針對(duì)如圖7所示的三條關(guān)鍵路徑對(duì)側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行分析研究，來(lái)討論焊接殘余應(yīng)力對(duì)節(jié)點(diǎn)不同位置應(yīng)力分布的影響。 </p&g

16、t;<p>　　(a)路徑一 (b)路徑二 (c)路徑三 </p><p>　　圖8SPB(C)-1試件應(yīng)力對(duì)比 </p><p>　　(a)路徑一 (b)路徑二 (c)路徑三 </p><p>　　圖9SPB(C)-2試件應(yīng)力對(duì)比 </p><p>　　由圖8（a）、圖9（a）可以看出，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力沿路徑一分布較為復(fù)雜， SPB系

17、列試件的應(yīng)力范圍略廣于SPC系列，在圖10（a）中SPB-2的曲線在側(cè)板與翼緣連接處，即焊縫附近出現(xiàn)了應(yīng)力峰值，但總體來(lái)說(shuō)，側(cè)板與梁翼緣間的焊接殘余應(yīng)力對(duì)于路徑一而言影響不大，曲線無(wú)明顯規(guī)律可循，僅在側(cè)板、梁翼緣、柱翼緣相交處出現(xiàn)突變。 </p><p>　　由圖8（b）、圖9（b）可見(jiàn)，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力沿路徑二呈規(guī)律的“幾”字形分布，考慮殘余應(yīng)力影響的SPB系列構(gòu)件的應(yīng)力數(shù)值在側(cè)板與梁翼緣連接處明顯大于SPC構(gòu)件，在梁

18、翼緣中部區(qū)域二者的應(yīng)力曲線幾乎完全重合，這一現(xiàn)象與圖6的應(yīng)力云圖分布規(guī)律相吻合，即焊接殘余應(yīng)力僅在焊縫附近對(duì)節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生影響。從數(shù)值來(lái)說(shuō)，節(jié)點(diǎn)沿路徑二的應(yīng)力明顯大于沿路徑一的應(yīng)力。 </p><p>　　由圖8（c）、圖9（c）可見(jiàn)，SPB和SPC系列試件的應(yīng)力曲線基本重合，出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于路徑三位于遠(yuǎn)離側(cè)板與梁翼緣焊縫的區(qū)域，受到殘余應(yīng)力的影響較微弱。應(yīng)力曲線在梁柱翼緣根部較小，隨后出現(xiàn)一個(gè)明顯的增幅，在側(cè)板

19、端部應(yīng)力出現(xiàn)逐步遞減的趨勢(shì)，這一規(guī)律充分說(shuō)明，無(wú)論是否考慮焊接殘余應(yīng)力，側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)都可順利實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移的目的。 </p><p>　　側(cè)板與梁翼緣焊縫對(duì)節(jié)點(diǎn)延性性能的影響 </p><p><b>　?。?）滯回曲線 </b></p><p>　　SPB、SPC和SPS系列模型的滯回曲線及對(duì)比曲線如下圖10所示。 </p>

20、<p>　?。╝）SPB-1 （b）SPC-1 （c）SPS-1 （d）SP-1滯回曲線對(duì)比 </p><p>　?。╡）SPB-2 （f）SPC-2 （g）SPS-2 （h）SP-2滯回曲線對(duì)比 </p><p>　　圖10 各構(gòu)件滯回曲線及對(duì)比 </p><p>　　通過(guò)圖10（a）、（b）、（e）、（f）對(duì)比分析可以看出，SPB和SPC系列試件的滯回

21、曲線較為飽滿，曲線走勢(shì)基本一致，表明節(jié)點(diǎn)具有良好的塑性變形能力，相比之下試驗(yàn)試件SPS的滯回曲線不夠飽滿，這與試驗(yàn)受到很多不確定性因素的影響有關(guān)。圖10（d）、（h）為各試件的滯回曲線對(duì)比圖，由圖可見(jiàn)，SPB和SPC系列試件的曲線幾乎完全重合，該現(xiàn)象表明側(cè)板與梁翼緣連接處焊接殘余應(yīng)力對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響不明顯。 </p><p>　?。?）承載力及延性系數(shù) </p><p>　　表2中給出

22、了側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)有限元及試驗(yàn)試件的位移、承載力及延性系數(shù)的具體數(shù)據(jù)。 </p><p>　　表2 承載力及延性系數(shù)對(duì)比 </p><p>　　項(xiàng)目 SP-1 SP-2 </p><p>　　數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) </p><p>　　SPB-1 SPC-1 差別 SPS-1 SPB-2 SPC-2 差別 SPS-2 <

23、/p><p>　　極限位移△u/mm 56.88 61.5 -8.1% 80.9 56.4 70.4 -24.8% 79.4 </p><p>　　極限承載力Pu/kN 147.64 146.41 0.82% 157.2 136.9 151.24 -10.47% 153.72 </p><p>　　屈服位移△y/mm 16.26 16.43 -1.04% 23 15.5

24、3 16.87 -8.6% 21.34 </p><p>　　屈服荷載Py/kN 121.68 118.6 2.6% 123.7 115.87 125.5 -8.3% 116.4 </p><p>　　延性系數(shù)/μ 3.498 3.74 -6.9% 3.52 3.63 4.2 -5.8% 3.72 </p><p>　　由表中可見(jiàn)，對(duì)于極限承載力來(lái)說(shuō)SPB-1和SP

25、C-1相差0.82%，SPB-2和SPC-2相差10.47%，而對(duì)于屈服荷載來(lái)說(shuō)以上兩組試件分別相差2.6%和8.3%，究其原因在于有限元模擬結(jié)果的離散性，以及加強(qiáng)側(cè)板的幾何尺寸差異。有限元模型和試驗(yàn)試件的延性系數(shù)均達(dá)到大于3的抗震要求，說(shuō)明改進(jìn)型側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能。SPB系列試件的延性系數(shù)小于SPC系列，即焊接殘余應(yīng)力對(duì)于節(jié)點(diǎn)的延性有一定的影響，但影響較小，最大差別僅達(dá)到6.9%。 </p><p&g

26、t;<b>　　（3）延性轉(zhuǎn)角 </b></p><p>　　通過(guò)對(duì)表3中模型轉(zhuǎn)角的對(duì)比可知，各試件均滿足塑形轉(zhuǎn)角大于3% rad,總轉(zhuǎn)角大于5% rad的抗震要求，且試驗(yàn)試件的數(shù)據(jù)小于有限元模型，而對(duì)于有限元模型來(lái)說(shuō)，無(wú)論是否考慮焊接殘余應(yīng)力，兩組側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的總轉(zhuǎn)角均未發(fā)生任何變化，塑形轉(zhuǎn)角最大差距也僅有1.34%，因此，焊接殘余應(yīng)力對(duì)于側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的延性轉(zhuǎn)角的影響較小。 </

27、p><p>　　表3 各構(gòu)件延性轉(zhuǎn)角對(duì)比 </p><p>　　項(xiàng)目 SP-1 SP-2 </p><p>　　數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) </p><p>　　SPB-1 SPC-1 差別 SPS-1 SPB-2 SPC-2 差別 SPS-2 </p><p>　　塑性轉(zhuǎn)角θ/%rad 5.238 5.24

28、-0.38% 3.94 5.29 5.22 1.34% 3.92 </p><p>　　總轉(zhuǎn)角θ總%rad 6.0 6.0 0% 5.29 6.0 6.0 0% 5.32 </p><p>　?。?）等效粘滯阻尼系數(shù) </p><p>　　表4中給出了各構(gòu)件的等效粘滯阻尼系數(shù)的對(duì)比，SP-1系列構(gòu)件考慮焊接殘余應(yīng)力的有限元模型差別達(dá)到10.9%,而SP-2僅為1.8

29、%，這與數(shù)值模擬結(jié)果的離散性以及側(cè)板的幾何形狀有關(guān)。 </p><p>　　表4 等效粘滯阻尼系數(shù)對(duì)比 </p><p>　　項(xiàng)目 SP-1 SP-2 </p><p>　　數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) </p><p>　　SPB-1 SPC-1 差別 SPS-1 SPB-2 SPC-2 差別 SPS-2 </p>

30、<p>　　等效粘滯阻尼系數(shù)he 0.52 0.469 10.9% 0.51 0.522 0.513 1.8% 0.411 </p><p>　　通過(guò)對(duì)考慮焊接殘余應(yīng)力的SPB模型與未考慮焊接殘余應(yīng)力的SPC模型在應(yīng)力云圖、應(yīng)力路徑分布、滯回曲線、承載能力、延性系數(shù)、塑性轉(zhuǎn)角和等效粘滯阻尼系數(shù)等多方面的對(duì)比分析可知，側(cè)板與梁翼緣連接焊縫處產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力對(duì)于節(jié)點(diǎn)的延性力學(xué)特征影響不明顯。 </p

31、><p><b>　　結(jié)論 </b></p><p>　?。?）有無(wú)考慮殘余應(yīng)力均實(shí)現(xiàn)了塑性鉸外移，適當(dāng)?shù)乇Ｗo(hù)了梁端對(duì)接焊縫。 </p><p>　?。?）側(cè)板與梁翼緣對(duì)接焊縫對(duì)于側(cè)板加強(qiáng)型改進(jìn)節(jié)點(diǎn)的延性力學(xué)特征影響不大。 </p><p>　　綜上所述，結(jié)合本研究團(tuán)隊(duì)已經(jīng)取得的研究成果[8]可知，側(cè)板與梁翼緣連接處的焊接殘

32、余應(yīng)力對(duì)側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度及延性性能影響不大，但對(duì)節(jié)點(diǎn)發(fā)生脆斷可能性的影響較為顯著。 </p><p><b>　　參考文獻(xiàn) </b></p><p>　　[1] AISC, Seismic Provisions for Structural Steel Buildings. 2005 </p><p>　　[2] 王燕,劉蕓,毛輝.梁端翼緣擴(kuò)

33、翼型節(jié)點(diǎn)抗震性能分析[J].土木建筑與環(huán)境工程，2013,2（35）,52-60 </p><p>　　[3] 劉蕓,王薇,王燕. 鋼框架剛性節(jié)點(diǎn)脆性斷裂性能研究[J]. 工業(yè)建筑，2012,9(42) :145~149. </p><p>　　[4] 毛輝,王燕.鋼框架梁翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)受力性能研究[J] .西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào),2010,42(1):36-41. </p>

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