帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度分析

帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度分析

0節(jié)點(diǎn)半剛性設(shè)計(jì)研究在國(guó)內(nèi)外的許多高層房屋和工業(yè)設(shè)施中，帶懸臂梁段連接的鋼式結(jié)構(gòu)梁柱的連接節(jié)點(diǎn)是梁柱連接應(yīng)用的最多形式之一1-4。帶懸臂梁段連接的梁柱節(jié)點(diǎn)一般分為兩種類(lèi)型:拼接連接(梁翼緣和腹板均采用高強(qiáng)螺栓拼接)和栓焊連接(梁翼緣采用對(duì)接焊縫連接,梁腹板采用高強(qiáng)螺栓拼接),如圖1所示。李啟才等［5-6］通過(guò)對(duì)國(guó)內(nèi)外鋼梁拼接在靜力和地震作用下的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行分析和比較,提出了拼接點(diǎn)位置的確定、抗震設(shè)計(jì)時(shí)螺栓的選擇以及非抗震設(shè)計(jì)時(shí)彎矩和剪力在梁翼緣、腹板之間的分配等建議,總結(jié)出帶懸臂梁段拼接的鋼結(jié)構(gòu)梁柱連接節(jié)點(diǎn)的靜力和抗震性能以及樹(shù)狀柱鋼梁拼接節(jié)點(diǎn)抗震設(shè)計(jì)改進(jìn)措施。常鴻飛等［7］通過(guò)算例分析認(rèn)為常規(guī)設(shè)計(jì)方法無(wú)法滿(mǎn)足樹(shù)狀柱的抗震性能要求,提出了對(duì)樹(shù)狀柱進(jìn)行整體設(shè)計(jì);通過(guò)有限元分析方法模擬研究了鋼框架柱帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)在彈性極限狀態(tài)和塑性極限狀態(tài)下的應(yīng)力分布規(guī)律,將其受力性能和變形能力與普通無(wú)拼接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比,分析兩種不同連接節(jié)點(diǎn)的變形性能和不同連接剛度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載性能的影響。McMullin等［8］將拼接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)成半剛性,對(duì)具有不同轉(zhuǎn)動(dòng)剛度拼接節(jié)點(diǎn)的框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行時(shí)程分析,提出拼接節(jié)點(diǎn)半剛性設(shè)計(jì)可以對(duì)建筑基底剪力進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),拼接板處螺栓滑移可以消耗能量,連接處細(xì)部構(gòu)造可以依據(jù)工程實(shí)際和經(jīng)濟(jì)要求進(jìn)行個(gè)性化設(shè)計(jì)。傳統(tǒng)的關(guān)于帶懸臂梁段連接的鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)的研究往往針對(duì)具體節(jié)點(diǎn)形式進(jìn)行承載特性、抗震性能、彈塑性時(shí)程分析,對(duì)其梁柱連接節(jié)點(diǎn)半剛性本構(gòu)關(guān)系計(jì)算模型(彎矩-轉(zhuǎn)角曲線(xiàn)關(guān)系)的研究則相對(duì)較少。GB50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［1］對(duì)半剛性連接只作了原則性規(guī)定(第3.2.7條)。JGJ99—1998《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》［2］(第5.2.8條)建議應(yīng)計(jì)入梁柱節(jié)點(diǎn)域剪切變形對(duì)高層建筑鋼結(jié)構(gòu)側(cè)移的影響,由于考慮剛域使用不便,實(shí)際上未獲使用。GB50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［3］(第8.2.3條第2款)和高鋼規(guī)程修訂稿源引的美國(guó)NEHRP抗震設(shè)計(jì)手冊(cè)［9］,將節(jié)點(diǎn)彎矩除以節(jié)點(diǎn)域高度得到節(jié)點(diǎn)剪力,再由剪力求得節(jié)點(diǎn)域產(chǎn)生的剪切變形角,可以與層間位移角疊加。以上各規(guī)范、規(guī)程均沒(méi)有給出節(jié)點(diǎn)半剛性計(jì)算模型,也沒(méi)有提供半剛性連接的設(shè)計(jì)方法,無(wú)法應(yīng)用于實(shí)際工程中梁柱節(jié)點(diǎn)的半剛性設(shè)計(jì)。在日益復(fù)雜的鋼框架體系和鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)體系的結(jié)構(gòu)分析設(shè)計(jì)中必然需要考慮節(jié)點(diǎn)半剛性。本文以節(jié)點(diǎn)半剛接設(shè)計(jì)為目標(biāo),對(duì)帶懸臂梁段拼接連接和栓焊連接的兩類(lèi)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行理論計(jì)算、試驗(yàn)研究和有限元分析。首先研究帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)域和拼接區(qū)兩部分剛度特性、節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和彈塑性力學(xué)行為,并與全焊連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比;基于參數(shù)相關(guān)性對(duì)帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)的幾何參數(shù)與梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角進(jìn)行不確定性結(jié)構(gòu)靈敏度分析,構(gòu)建只含幾何參數(shù)的節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度計(jì)算模型;在此基礎(chǔ)上,進(jìn)行鋼框架考慮節(jié)點(diǎn)域剪切變形的剛性設(shè)計(jì)和半剛性設(shè)計(jì)的算例分析。1試驗(yàn)總結(jié)1.1梁截面節(jié)點(diǎn)分析設(shè)計(jì)制作4組帶懸臂梁段拼接連接和栓焊連接梁柱節(jié)點(diǎn)試件,其中拼接連接2組,栓焊連接2組,每組包括2個(gè)相同試件,共8個(gè)試件。同時(shí)考慮到中柱節(jié)點(diǎn)和邊柱節(jié)點(diǎn)半剛性性能有所不同,每個(gè)試件又分別進(jìn)行了邊柱試驗(yàn)和中柱試驗(yàn)。所有試件柱截面相同,梁截面分為兩種尺寸,如表1所示(梁柱截面幾何參數(shù)定義如圖13所示)。試件編號(hào)中,PP表示拼接連接,PW表示栓焊連接,A表示梁截面為HN500×200×10×16系列,B表示梁截面為HN350×175×7×11系列,S表示邊柱,C表示中柱,例如試件PPAS表示拼接連接、梁截面尺寸為HN500×200×10×16的邊柱節(jié)點(diǎn)。所有試件的拼接板厚度均為8mm,柱加勁肋厚度均為18mm。節(jié)點(diǎn)試件按照中柱設(shè)計(jì),邊柱彈性試驗(yàn)時(shí),僅對(duì)單側(cè)梁進(jìn)行加載。柱全高2500mm,懸臂梁長(zhǎng)1550mm,拼接位置距離柱翼緣邊為400mm。拼接節(jié)點(diǎn)試件PPAS/PPAC如圖2所示,其余節(jié)點(diǎn)試件類(lèi)似。根據(jù)規(guī)范［1］和設(shè)計(jì)手冊(cè)［10］規(guī)定,梁梁拼接區(qū)域有4種設(shè)計(jì)方法:等強(qiáng)度設(shè)計(jì)、實(shí)用設(shè)計(jì)、精確計(jì)算設(shè)計(jì)和常用簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)。拼接連接節(jié)點(diǎn)試件依據(jù)精確計(jì)算設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)。其中,I組試件PPAS、PPAC精確設(shè)計(jì)單側(cè)螺栓用量:翼緣4個(gè),腹板8個(gè)(如圖2所示);II組試件設(shè)計(jì)單側(cè)螺栓用量:翼緣2個(gè),腹板3個(gè),II組試件實(shí)際螺栓用量:翼緣4個(gè),腹板6個(gè)(為考察拼接處連接性能的強(qiáng)弱對(duì)梁柱連接性能的影響)。栓焊連接節(jié)點(diǎn)試件中,翼緣對(duì)翼緣采用坡口對(duì)接焊縫連接,視為與翼緣板等強(qiáng)度;腹板拼接采用等強(qiáng)度設(shè)計(jì)方法確定螺栓數(shù)目:III組試件單側(cè)為8個(gè),IV組試件單側(cè)為6個(gè)。螺栓為10.9M20級(jí)摩擦型高強(qiáng)螺栓,連接摩擦面采用噴砂處理。除高強(qiáng)螺栓外,其余構(gòu)件和零部件的材料均為Q235鋼。拼接板與梁腹板摩擦面的抗滑移系數(shù)取為0.35,高強(qiáng)螺栓的施工根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)［11］進(jìn)行,采用扭矩法緊固。梁翼緣、腹板與柱翼緣的焊接采用全熔透坡口焊縫。1.2彈性加載試驗(yàn)針對(duì)拼接節(jié)點(diǎn)和栓焊節(jié)點(diǎn),分別進(jìn)行邊柱節(jié)點(diǎn)試件單向彈性加載試驗(yàn),中柱節(jié)點(diǎn)試件彈性加載試驗(yàn)以及中柱節(jié)點(diǎn)試件低周往復(fù)加載試驗(yàn)。下文以拼接連接節(jié)點(diǎn)為例介紹邊柱節(jié)點(diǎn)和中柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn),栓焊節(jié)點(diǎn)類(lèi)似。1.2.1試驗(yàn)加載和測(cè)量方案拼接連接邊柱節(jié)點(diǎn)試件的單向彈性加載試驗(yàn),僅對(duì)十字形試件的單側(cè)梁端施加荷載,以考察該邊柱節(jié)點(diǎn)在彈性階段的力學(xué)性能和初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度。試驗(yàn)加載裝置如圖3所示,利用壓梁和螺桿將試件固定在剛性底座上。在柱頂端部設(shè)置剛性墊板,采用液壓千斤頂1對(duì)鋼柱施加軸向壓力,大小為預(yù)估屈服荷載的30%,即950kN,在試驗(yàn)過(guò)程中保持荷載恒定。正式加載之前,先對(duì)柱施加40kN的荷載并反復(fù)2次,以消除試件內(nèi)部組織不均勻性,隨后加載至950kN。千斤頂2、3設(shè)置在試件一側(cè),分別正對(duì)著鋼梁上、下翼緣。為保證試件在后續(xù)中柱試驗(yàn)中能順利進(jìn)行,需確保整個(gè)試件處于彈性工作狀態(tài),梁端施加荷載約為預(yù)估屈服荷載的70%,且保證最大應(yīng)變值不超過(guò)0.001。正式加載前,先施加40kN的荷載,以檢查測(cè)量?jī)x表、應(yīng)變片和采集儀器的工作情況,隨后按照預(yù)估屈服荷載的10%為級(jí)差加載至預(yù)估屈服荷載的70%。本文主要是應(yīng)用撓度法和梁柱相對(duì)變形法［12-13］對(duì)節(jié)點(diǎn)域和拼接區(qū)位移、轉(zhuǎn)角等變形進(jìn)行測(cè)量計(jì)算,邊柱節(jié)點(diǎn)位移計(jì)布置如圖4所示。圖4中,1號(hào)位移計(jì)測(cè)量加載點(diǎn)的豎向位移;2~5號(hào)位移計(jì)測(cè)量拼接處梁上下翼緣的水平位移;6號(hào)、7號(hào)位移計(jì)測(cè)量節(jié)點(diǎn)區(qū)梁上下翼緣水平位移;8號(hào)、9號(hào)位移計(jì)測(cè)量柱上下加勁肋水平位移,10號(hào)、11號(hào)位移計(jì)測(cè)量柱左右翼緣的豎向位移;12號(hào)水平位移計(jì)測(cè)量柱的傾斜。1.2.2試驗(yàn)加載及加載方案對(duì)十字形節(jié)點(diǎn)試件兩側(cè)梁端施加對(duì)稱(chēng)荷載,以考察中柱節(jié)點(diǎn)在彈性工作階段的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系以及彈塑性性能,試驗(yàn)加載如圖5所示。為防止試件在加載過(guò)程中過(guò)早出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象,在每側(cè)梁距離柱翼緣1200mm處設(shè)置側(cè)向鋼架,限制梁的側(cè)向位移。中柱節(jié)點(diǎn)加載試驗(yàn)分為兩部分:1)對(duì)試件的兩側(cè)梁端施加豎直方向的彈性荷載,研究中柱節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度。兩側(cè)梁同時(shí)施加同向、等值的荷載。根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)采集到的應(yīng)變值,及時(shí)停止加載,保證最大應(yīng)變值不超過(guò)0.001。2)對(duì)試件施加低周往復(fù)荷載,采用荷載-位移混合控制加載方案。在試件屈服前采用荷載控制加載,在達(dá)到預(yù)估屈服荷載的80%之前,按照預(yù)估屈服荷載的10%為級(jí)差進(jìn)行加載,在達(dá)到預(yù)估屈服荷載的80%以后,按照預(yù)估屈服荷載的5%為級(jí)差進(jìn)行加載。達(dá)到屈服荷載后,停止加載,記錄屈服位移Δy,后利用位移控制加載,分別按照Δy、2Δy、3Δy、4Δy加載,每級(jí)循環(huán)3次,直至試件出現(xiàn)明顯塑性變形或梁柱連接處焊縫斷裂。中柱節(jié)點(diǎn)試件的位移計(jì)布置如圖6所示。應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)的布置主要集中在拼接區(qū)的翼緣、腹板拼接板上以及節(jié)點(diǎn)域的梁翼緣和梁腹板上。前者為了測(cè)量拼接板的應(yīng)力分布情況,后者除測(cè)量該處應(yīng)力分布情況外,還為在試驗(yàn)中觀測(cè)試件應(yīng)力、應(yīng)變最大處的變化情況,以便于實(shí)現(xiàn)彈性試驗(yàn)控制。1.3節(jié)點(diǎn)內(nèi)部滑動(dòng)剛度試驗(yàn)在進(jìn)行彈性試驗(yàn)時(shí),邊柱節(jié)點(diǎn)和中柱節(jié)點(diǎn)均表現(xiàn)出良好的彈性性能。梁端位移隨荷載的增大而線(xiàn)性增加,節(jié)點(diǎn)域的各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變較小,在彈性范圍內(nèi)。利用撓度法和梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角法,忽略節(jié)點(diǎn)域剪切變形和拼接處轉(zhuǎn)角(通過(guò)測(cè)量計(jì)算,節(jié)點(diǎn)域剪切變形、拼接處變形與梁柱相對(duì)變形比較可忽略),獲得了邊柱節(jié)點(diǎn)和中柱節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度值(表3)。試件進(jìn)入屈服階段后,伴隨著巨響螺栓發(fā)生滑移,拼接連接節(jié)點(diǎn)尤為嚴(yán)重。梁端位移計(jì)讀數(shù)發(fā)生突變,安裝在千斤頂?shù)膫鞲衅髯x數(shù)下降,后又快速回升,螺栓滑移斷斷續(xù)續(xù)產(chǎn)生。試件在破壞之前均有明顯的塑性變形,除試件PPBC以外,其他試件破壞形式均表現(xiàn)為帶懸臂梁段的受壓翼緣發(fā)生屈曲,如圖7所示為試件PWAC的梁受壓翼緣局部屈曲。而試件PPBC由于拼接區(qū)的設(shè)計(jì)比較強(qiáng)(實(shí)際布置的螺栓為精確設(shè)計(jì)螺栓數(shù)目的2倍),加載過(guò)程中,螺栓沒(méi)有發(fā)生滑移現(xiàn)象,試件破壞是梁柱連接焊縫產(chǎn)生斷裂,如圖8所示。拼接區(qū)螺栓數(shù)目越多,拼接區(qū)的剛度越大,螺栓不易發(fā)生滑移。以上試驗(yàn)現(xiàn)象表明:拼接區(qū)如果設(shè)計(jì)等強(qiáng)或過(guò)強(qiáng),節(jié)點(diǎn)塑性鉸依然在節(jié)點(diǎn)域產(chǎn)生,與普通全焊連接節(jié)點(diǎn)破壞形式是一樣的;如果想以塑性鉸外移至拼接區(qū)以滿(mǎn)足節(jié)點(diǎn)耗能要求,拼接區(qū)設(shè)計(jì)需按要求設(shè)計(jì)的相對(duì)弱一些。2接觸非線(xiàn)性的有限元分析針對(duì)以上各連接節(jié)點(diǎn)試件的試驗(yàn)研究,考慮材料非線(xiàn)性、幾何非線(xiàn)性和接觸非線(xiàn)性,采用有限元軟件ANSYS進(jìn)行有限元分析。為了研究帶懸臂梁段拼接連接節(jié)點(diǎn)與全焊接連接節(jié)點(diǎn)的半剛性性能的差異,建立了帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)及與其等截面尺寸的全焊接連接節(jié)點(diǎn)的數(shù)值模型進(jìn)行分析。2.1節(jié)點(diǎn)模型檢驗(yàn)在模擬中柱節(jié)點(diǎn)試件時(shí),依據(jù)對(duì)稱(chēng)簡(jiǎn)化原則,建立1/4節(jié)點(diǎn)模型,以PWAC為例(圖9a),其余中柱節(jié)點(diǎn)試件試驗(yàn)時(shí)有限元分析模型類(lèi)同;在模擬邊柱節(jié)點(diǎn)時(shí),則對(duì)試件沿梁高方向的腹板中心線(xiàn)取對(duì)稱(chēng),建立1/2節(jié)點(diǎn)模型,以PWAS為例(圖9b),其余邊柱節(jié)點(diǎn)試件試驗(yàn)時(shí)有限元分析模型類(lèi)同。節(jié)點(diǎn)模型的各個(gè)組件(梁、柱、拼接板及螺栓等)均選用SOLID95單元(20結(jié)點(diǎn)空間等參單元),螺栓預(yù)拉力的施加通過(guò)預(yù)張拉單元PRETS179實(shí)現(xiàn)。采用面-面接觸對(duì)單元TARGE170和CONTA174模擬螺栓拼接各部分的接觸,主要包括腹板拼接板與腹板之間、翼緣拼接板與翼緣之間、螺栓桿與孔壁之間、螺栓頭、螺栓帽與拼接板之間的接觸。螺栓桿與孔壁之間不考慮初始侵入作用,keyopt(5)=1以閉合接觸面與目標(biāo)面之間的間隙,keyopt(12)=2以設(shè)置用于拼接板與梁之間一旦接觸就不再分開(kāi),但允許有相對(duì)滑動(dòng),即不分開(kāi)的接觸。2.2材料本構(gòu)模型鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)采用考慮屈服平臺(tái)和應(yīng)變強(qiáng)化的多折線(xiàn)模型,材料性能如表2所示。其中,E為彈性模量,fy為屈服強(qiáng)度,fu為抗拉強(qiáng)度,ε1、ε2為應(yīng)變強(qiáng)化段起始點(diǎn)和終點(diǎn)應(yīng)變,εu為極限應(yīng)變。高強(qiáng)螺栓的材料本構(gòu)曲線(xiàn)采用加入一定硬化特性的理想彈塑性應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)。進(jìn)行有限元分析時(shí),采用vonMises屈服準(zhǔn)則。屈服準(zhǔn)則僅用于判斷何時(shí)會(huì)發(fā)生屈服,而屈服后的狀態(tài)通過(guò)“流動(dòng)法則”和“強(qiáng)化準(zhǔn)則”來(lái)預(yù)測(cè),材料的本構(gòu)關(guān)系采用多線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化模型MKIN。采用靜態(tài)非線(xiàn)性分析,選取預(yù)置條件共軛梯度求解器PCG,打開(kāi)大變形選項(xiàng),同時(shí)也就激活了應(yīng)力剛化效應(yīng)選項(xiàng)。2.3塑性鉸發(fā)展過(guò)程以試件PPAC和等截面全焊接連接節(jié)點(diǎn)模型WWAC為例分析,如圖10所示。通過(guò)有限元分析可知,帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)試件與普通全焊接連接節(jié)點(diǎn)試件的塑性鉸發(fā)展過(guò)程基本一致。在梁端施加同樣位移荷載時(shí),試件PPAC和模型WWAC整體的應(yīng)力分布大致相同。當(dāng)位移較小,試件均處于彈性受力階段時(shí),試件應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在梁柱連接焊縫附近。隨著位移的增加,在梁柱連接焊縫附近出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中區(qū)域,該區(qū)域由梁翼緣逐漸向腹板中心擴(kuò)展,形成塑性鉸,同時(shí)伴隨著梁受壓翼緣的局部屈曲。隨著梁端位移的繼續(xù)增大,塑性鉸發(fā)展,梁翼緣的局部屈曲會(huì)轉(zhuǎn)變?yōu)榱旱恼w彎扭屈曲。2.4節(jié)點(diǎn)試件初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度與有限元分析的關(guān)系如圖11所示,以Δ/L為橫坐標(biāo),以梁柱連接處的彎矩為縱坐標(biāo)繪出試件PPBC和模型WWBC的滯回曲線(xiàn)圖。從圖11中可以看出,試件PPBC的滯回曲線(xiàn)試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果基本形態(tài)呈反S形,表明試件出現(xiàn)了較大程度的滑移現(xiàn)象;模型WWBC滯回曲線(xiàn)有限元分析結(jié)果表明沒(méi)有滑移現(xiàn)象。在彈性階段,試件PPBC與模型WWBC線(xiàn)性吻合較好。對(duì)每個(gè)試件的荷載-位移曲線(xiàn)、屈服彎矩、極限彎矩、節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和節(jié)點(diǎn)域、拼接區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變分布分別進(jìn)行了試驗(yàn)和有限元分析對(duì)比,結(jié)果表明試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果表現(xiàn)出很好的一致性。將全焊接連接節(jié)點(diǎn)的有限元分析結(jié)果與帶懸臂梁段拼接和栓焊連接節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)、有限元分析進(jìn)行比較,結(jié)果顯示A組節(jié)點(diǎn)和B組節(jié)點(diǎn)試件在彈性階段表現(xiàn)出很好的一致性,彈塑性階段有一定偏差。表3列出了所有節(jié)點(diǎn)試件初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度,同時(shí)也列出了與各試件等截面對(duì)應(yīng)的全焊接連接模型的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度。其中,Ki，t為初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度試驗(yàn)值,Ki，a為初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度有限元分析值,Ki，(3)為式(3)計(jì)算值,γmax為最大誤差值。從表中可以看出,每組節(jié)點(diǎn)試件初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的試驗(yàn)值與有限元分析相近,與等截面全焊連接節(jié)點(diǎn)也相近。歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode3［14-15］對(duì)梁柱連接的分類(lèi)有定量的定義,其中以連接的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度Ki作為剛性連接、鉸接連接和半剛性連接的分類(lèi)標(biāo)準(zhǔn)。當(dāng)Ki≥kbEIb/lb時(shí),為剛接連接;當(dāng)Ki≤0.5EIb/lb時(shí),為鉸接連接;如果Ki介于兩者之間則為半剛接(式中E為鋼材彈性模量,Ib為梁截面慣性矩,lb為梁跨度,kb=8或kb=25分別代表有支撐框架和無(wú)支撐框架)。依據(jù)以上分析可知,帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)與全焊連接節(jié)點(diǎn)均不是傳統(tǒng)意義的剛性節(jié)點(diǎn),而是具有一定半剛性;在拼接區(qū)等強(qiáng)度設(shè)計(jì)或高于等強(qiáng)度設(shè)計(jì)時(shí)即拼接區(qū)具有足夠的強(qiáng)度時(shí),拼接節(jié)點(diǎn)和栓焊節(jié)點(diǎn)的初始剛度與等截面全焊連接初始剛度是一致的,因此在研究帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度分析模型時(shí),將其簡(jiǎn)化為等截面全焊接連接節(jié)點(diǎn)是可行的。3節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度r0根據(jù)半剛性鋼框架節(jié)點(diǎn)的分析理論［16］,應(yīng)用作者前期研究提出的分析方法［17-18］,對(duì)全焊接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行基于參數(shù)相關(guān)性的不確定性結(jié)構(gòu)靈敏度分析,構(gòu)建出帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)只含幾何參數(shù)(幾何參數(shù)定義如圖12所示)的節(jié)點(diǎn)彈性階段彎矩-相對(duì)轉(zhuǎn)角計(jì)算公式,如式(1)所示。式中:θ為梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角,rad;M為梁端彎矩,N·mm;R0為一綜合常數(shù),可定義為廣義模量,其物理意義類(lèi)似于力學(xué)中懸臂梁自由端受集中力作用下的撓度計(jì)算公式中4/E,其值可由式(1)對(duì)等式右邊任何一個(gè)幾何參數(shù)求偏導(dǎo),解方程求出。例如對(duì)hwb求偏導(dǎo)如式(2),其中R1(hwb)為hwb與θ的相關(guān)散點(diǎn)圖趨勢(shì)線(xiàn)斜率值(已知的分析數(shù)值)。式(1)等式右邊的分母即為節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度Ki,表示為式(3)。式(3)中,對(duì)于中柱連接節(jié)點(diǎn),R0=14.62×108;對(duì)于邊柱連接節(jié)點(diǎn),R0=3.23×108,式中Ki單位為N·mm/rad,幾何參數(shù)單位為mm。利用式(3)計(jì)算出各試件的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度見(jiàn)表3,與各試件的試驗(yàn)值比較可知,最大差值為-7.54%,在工程上是可以接受的,具有一定的適用性。式(3)中每個(gè)幾何參數(shù)的冪指數(shù)都有合理的物理意義,它代表了該參數(shù)對(duì)初始剛度影響的權(quán)重,即參數(shù)對(duì)初始剛度的靈敏程度,且R0是根據(jù)式(1)推算而來(lái)。從式(3)中各參數(shù)冪指數(shù)大小可以看出,hwb為最敏感參數(shù),其余參數(shù)的敏感程度相對(duì)均衡。4從鋼框架的角度計(jì)算荷載在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)分析中,框架通常是按軸線(xiàn)分析的,帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)按剛接設(shè)計(jì)。以3跨11層鋼框架(如圖13所示)為例,分別進(jìn)行剛性框架設(shè)計(jì)、考慮節(jié)點(diǎn)域剪切變形的剛性框架設(shè)計(jì)和帶懸臂梁段連接節(jié)點(diǎn)半剛性框架設(shè)計(jì),對(duì)其側(cè)向位移進(jìn)行比較。鋼框架采用Q345鋼,梁柱截面規(guī)格見(jiàn)表4,其所在層數(shù)布置見(jiàn)圖13b。樓板采用100mm厚壓型鋼板混凝土組合樓板,壓型鋼板厚度為0.8mm,樓板設(shè)置找平層,考慮吊頂?shù)挠绊??？蚣苁艿降暮奢d統(tǒng)計(jì)為:永久荷載(樓面:3.88kN/m2;屋面:5.72kN/m2),基本風(fēng)壓為0.3kN/m2,地面粗糙類(lèi)別為B類(lèi)。根據(jù)GB50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》計(jì)算荷載標(biāo)準(zhǔn)值。表5列出了3種設(shè)計(jì)(剛接、剛接+剪切變形、半剛接)鋼框架右邊柱各層間側(cè)移。Δ剛i表示按剛接設(shè)計(jì)計(jì)算出的右邊柱第i層層間側(cè)移,Δ半i表示按半剛性設(shè)計(jì)(式(3))計(jì)算出的右邊柱第i層層間側(cè)移值,Δ剛i+Δγi表示按剛接設(shè)計(jì)后再增加考慮節(jié)點(diǎn)域剪切變形計(jì)算出的右邊柱第i層層間側(cè)移值。其中,Δγi依據(jù)GB50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中第8.2.3條第2款(式(4))進(jìn)行計(jì)算［3］。式(4)中:Δγi為第i層鋼框架在所考慮的受彎平面內(nèi)節(jié)點(diǎn)域剪切變形引起的變形角平均值;Mj，i為第i層框架的第j個(gè)節(jié)點(diǎn)域在所考慮的受彎平面內(nèi)的不平衡彎矩,由框架分析得出,即Mj，i=Mb1+Mb2;Mb1、Mb2分別為受彎平面內(nèi)第i層第j個(gè)節(jié)點(diǎn)左、右梁端