王海涛, 张素清, 霍静思,2(. 湖南大学 教育部建筑安全与节能重点实验室， 长沙 40082; 2. 华侨大学 土木工程学院， 福建 厦门 3602)

20世纪90年代，在相继发生的美国北岭地震和日本神户地震中，钢结构的梁柱节点破坏大部分是梁柱连接处的梁下翼缘坡口焊根部产生裂纹所引起的脆性破坏[1]。为了改善钢结构梁柱节点的抗震延性，国内外学者提出了诸多关于节点延性设计方法，如通过改变塑性铰在节点核心区出现的位置或对钢梁过焊孔的局部构造进行改良设计等，而“强节点，弱构件”抗震理念就可以通过改变塑性铰出现的位置来实现。对于框架钢节点而言，常用的塑性铰外移的方法一般包括两种，即采用加强型梁柱节点和狗骨式梁柱节点。

狗骨式梁柱节点作为一种新型的梁柱连接形式，通过对梁翼缘进行不同方式的削弱，以调整塑性铰在梁上出现的位置，从而避免节点核心区过早出现裂缝而发生脆性断裂[2]。由于狗骨式梁柱节点能通过梁翼缘合理削弱方法，提高节点的延性的同时不会对结构的整体刚度和强度造成较大的影响，故此类梁柱节点被作为美国钢结构抗震设计标准FEMA350[3]推荐使用的梁柱节点连接形式。

国内外学者也针对狗骨式梁柱节点进行了大量的静力试验研究[4-7]和理论分析[8-11]，研究结果表明：狗骨式梁柱节点通过对梁翼缘削弱设计，将塑性铰位置引到梁上，不仅保证了“强柱弱梁”的抗震设计要求，其梁翼缘削弱区域优越的塑性变形性能，也能达到延性设计的目的；同时还指出狗骨式节点梁翼缘削弱长度和深度等设计参数对此类钢框架节点力学性能的影响较大。工程中已建钢结构开始较多地采用了狗骨式节点，虽然狗骨式节点对提高结构抗震性能改善显著，但当需要考虑在地震、爆炸和撞击等极端灾害下的抗倒塌设计时，由于梁截面削弱而影响其在大变形的抗弯、抗剪性能以及悬链线效应和转动能力的影响仍不明晰。因此，本文进行狗骨式梁柱节点子结构在冲击荷载作用下的抗连续倒塌试验研究，以合理评估钢梁削弱对狗骨式节点的抗倒塌性能的影响，确定合理的抗倒塌设计方法。另外，结构发生倒塌时可能存在较为显著的应变率效应，其影响需要合理评估。但现有研究成果大多基于静力研究的层面上，对结构采用冲击荷载试验方法来模拟倒塌效应以获悉其动态响应和破坏模式的研究不足。霍静思等进行了冲击荷载作用下钢框架焊接[12]和加强型栓焊连接[13]梁柱子结构的动态力学性能试验，分析了试件冲击荷载和位移时程曲线以及动态转角和耗能能力。研究表明，在冲击荷载作用下，钢材的屈服强度增大而塑性性能改变，因此对构件的受力性能有较为显著的影响。故对于狗骨式梁柱子结构的抗冲击性能研究具有一定的理论意义和工程应用价值。

为获悉狗骨式梁柱焊接节点在冲击荷载作用下的抗倒塌性能，本文对2个削弱型狗骨式焊接的梁柱节点进行冲击荷载试验研究和有限元模拟，获得结构连续倒塌过程中狗骨式梁柱节点的动态响应和内力发展规律，研究了狗骨式节点翼缘削弱程度对钢框架梁柱节点抗冲击性能的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验模型基于荷载路径转换法(Alternate Path Method,APM)[14-16]，参考霍静思等提出的等效简化模型(图1)，假设钢框架底层中柱失效后，钢梁在反弯点处截断，用图1中的刚性框架等效梁端的边界条件，在柱顶施加冲击荷载以模拟柱失效后上层建筑荷载的瞬间释放效果。

图1 试验模型及边界条件Fig.1 Test model and boundary condition

本试验参考了美国FEMA350标准，其推荐的狗骨式节点参数的合理范围如图2所示，图中bf和hb分别代表梁翼缘宽度和梁高度。共设计和加工了2个削弱型狗骨式节点梁柱子结构试件。2个试件的编号分别为：RBS1和RBS2，试件的尺寸和构造详图见图3。试件RBS1和RBS2的梁翼缘起始的削弱距离a都取65 mm，梁翼缘削弱长度b分别为210 mm和165 mm，梁翼缘削弱深度c分别为24 mm和30 mm，削弱区域半径R分别为242 mm和129 mm，应变片位置离柱翼缘的水平距离d分别为170 mm和148 mm。

Q235B碳素钢型材作为试件梁和柱的选用钢材，钢柱和钢梁截面规格分别为H200×200×16×16 mm和HN250×125×6×9 mm，且均采用FEMA350标准过焊孔，如图4所示。钢梁和钢柱的材料性能试验结果见表1所示。

a=(0．5～0．7)bfb=(0．65～0．85)hbc=(0．2～0．25)bfR=(4c2+b2)/8c

图2 狗骨式节点设计

Fig.2 Design of RBS connection

对于试件RBS2，因第1次冲击试验时，试件节点区域变形较小，故对试件RBS2进行了第2次冲击作用，两次冲击试验下对应试件编号分别为RBS2-1和RBS2-2。

1.2 试验加载及测量

落锤冲击试验在湖南大学研发的落锤冲击试验装置上进行，试验相关的装置参数、锤头的压电传感器和位移计布置等试验加载及量测内容与文献[12]相同，具体详见参考文献[12]。表1给出了试验过程中各项参数的取值。

图3 试件尺寸图(mm)Fig.3 Dimension of specimens(mm)

图4 FEMA350过焊孔尺寸(mm)Fig.4 Dimension of FEMA 350 weld access hole(mm)

2 试验结果与分析

2.1 试件的破坏形态

冲击荷载作用后，2个狗骨式节点试件整体保持着良好的完整性，但钢梁上翼缘发生屈服的面外变形，这是由于钢梁翼缘宽厚比为6.6，且从文献[17]实测钢梁应变时程曲线可以看出，在试件挠度约为18.5 mm(转角约为7.4×10-3rad)时，钢梁上翼缘的钢材应变已超过材料屈服应变，即说明钢梁在屈服形成塑性铰后上翼缘发生屈服的面外变形(如图10和图11所示)。跨中节点核心区域和钢柱变形较小，未发生断裂等脆性破坏现象。图5给出了试件RBS1的局部变形图。试件RBS1右侧钢梁的削弱区域上翼缘出现屈服的面外变形，左侧钢梁上翼缘的屈服的面外变形要相对于右侧小一些，而左右两侧的钢梁下翼缘的变形均较小。整个试验过程中，试件连接部位的焊缝均没有产生裂纹。

(a)右侧钢梁整体扭曲变形(b)右侧上翼缘屈服的面外变形

图5 试件RBS1局部变形图

Fig.5 Local deformation of Specimen RBS1

图6给出了试件RBS2的局部变形图。第一次冲击作用后试件的整体变形不大，在试件RBS2钢梁两侧的上翼缘也产生了和试件RBS1相类似的不对称屈服的面外变形。与试件RBS1不同之处在于试件RBS2在腹板部位发生局部扭曲现象。这可能是由于试件RBS1的削弱长度大于试件RBS2，而削弱深度小于试件RBS2，所以相对试件RBS2而言，试件RBS1削弱区域过渡比较缓和，其变形程度和应力集中现象会小于试件RBS2。第一次冲击作用后，试件RBS2的钢梁下翼缘变形较小，节点连接处焊缝没有产生裂纹。第二次冲击作用后，钢梁上翼缘的屈服的面外变形加大。整体上看，由于试件RBS2两侧钢梁翼缘的变形不一致，钢梁在削弱位置处发生整体弯扭变形，所以钢柱出现了轻微的倾斜现象。尽管试件RBS2遭受了更大的冲击能量，但翼缘处削弱区域通过自身的变形转动能力，较好的吸收了冲击能量，各处焊缝均没有裂纹开展且没有发生构件断裂等脆性破坏现象。

(a)第一次冲击后节点核心区(b)第二次冲击后节点核心区

(c) 钢梁整体弯扭变形

图6 试件RBS2局部变形图

Fig.6 Local deformation of Specimen RBS2

图7给出了狗骨式削弱型梁柱焊接节点试件和文献[12]中普通未削弱梁柱焊接节点的典型变形模态对比图。试件RBS2-2的节点区域发生局部屈服的面外变形和扭曲变形，且钢梁屈服的面外变形程度明显小于试件WUFW2-2，试件WUFW2-2的翼缘处变形集中在过焊孔上部区域，而试件RBS2-2变形出现的位置相比于试件WUFW2-2有远离柱翼缘的趋势，向钢梁削弱位置靠近。从整体变形角度看，试件RBS2-2没有出现试件WUFW2-2的钢梁翼缘和腹板处贯通撕裂脆性破坏，只是在腹板部位发生扭曲变形，但试件RBS2-2两次冲击作用的能量总和为46 kJ，高于试件WUFW2-2两次冲击作用的能量总和25 kJ。试验结果表明，在不考虑过焊孔构造形式的影响下，狗骨式削弱型梁柱焊接节点耗能能力和变形能力明显好于普通未削弱梁柱焊接节点。

表1 试验参数与结果Tab.1 Parameters of specimens and tested tesults

试件RBS2⁃2试件WUFW2⁃2

(a) 节点核心区变形

(b) 右侧梁上翼缘屈服的面外变形

图7 试件RBS2-2和试件WUFW2-2局部变形对比图

Fig.7 Comparison of local deformation between Specimen RBS2-2 and Specimen WUFW2-2

2.2 试件残余挠度曲线

图8给出了试件冲击作用后的整体残余挠度曲线，并绘制了各个试件相应正弦半波曲线和折线(如图虚线部分所示)，2个试件残余挠度曲线均介于正弦半波曲线和折线之间。对比试件RBS1和试件RBS2可知，在第一次理论上相同冲击能量作用后的残余挠度曲线基本重合，可见2种试件削弱区域的不同削弱程度对于试件最终的残余挠度影响不大，但从图8可知狗骨式节点试件残余挠度要远大于文献[12]中普通焊接节点的残余挠度，说明了狗骨式节点比普通焊接连接节点具有更良好的转动变形能力和延性。

为了获得狗骨式节点翼缘削弱相对于普通未削弱焊接节点的动态影响规律，通过Ea/My(My为钢梁塑性铰截面处的屈服弯矩)将冲击能量归一化，图9(a)和(b)分别给出了5个试件的归一化冲击能量与试件最大转角和残余转角的关系图。从图9可以看出，狗骨式试件的归一化冲击能量基本上在0.6左右，而普通未削弱焊接节点的归一化冲击能量均小于0.3，且狗骨式试件和普通未削弱焊接节点的归一化冲击能量与转角关系基本上成线性比例关系，表明狗骨式试件在较高的归一化冲击能量作用下，仍然表现出良好的转角变形能力和延性，没有发生节点破坏等失效模式而导致节点不能承担更大转角变形和发生非均匀比例变形的现象。

图8 试件残余挠度曲线Fig.8 Residual deflection curves of specimens

2.3 冲击力和跨中位移时程曲线

图10为2个试件的冲击力和跨中位移的时程曲线，其中，试件RBS2为第一次冲击作用的时程曲线。如图10(a)所示，冲击力时程曲线可分为初始接触阶段、加载稳定阶段和回弹阶段。在初始接触阶段，冲击力波动较大，其中惯性效应影响较大，在落锤与试件柱顶接触的瞬间，冲击力产生第一个峰值，狗骨式节点试件RBS1和RBS2-1的Fmax分别为1 283 kN和1 331 kN，均高于文献[12]中3个普通焊接试件。接着锤头与试件接触后开始同步运动，当冲击力经历到第二峰值点后回落到零，此时锤头与试件分离。冲击力在出现若干次小范围浮动之后逐渐平稳，初始接触阶段的持续时间大约为6 ms。然后进入第二阶段，试件与锤头紧密接触，此阶段冲击力保持稳定。这一阶段的冲击作用平均值为Fp，2个试件的Fp比较接近，大约在200～240 kN范围内。当试件速度下降至零时，稳定阶段结束。最后进入回弹阶段，冲击力呈现线性下降趋势，试件反向运动，当冲击作用发生50 ms左右时，冲击力回落到零，试件与锤头完全分离。

(a) 最大转角

(b) 残余转角图9 试件归一化冲击能量与转角关系Fig.9 Relationship between normalized impact energy and specimen mid-span rotation

(a) 冲击力时程曲线

(b) 跨中位移时程曲线图10 试件冲击力及位移时程曲线Fig.10 Time histories curves of impact force and mid-span deflection

与冲击力时程曲线相对应，图10(b)给出的位移时程曲线也大致划分为初始接触阶段、稳定阶段和回弹阶段三个阶段。初始接触阶段位移增长趋势缓慢，初始接触阶段结束时2个试件的跨中竖向位移大约为33 mm。接着位移发展进入稳定阶段，位移发展的速率逐渐放缓。当位移发展到达最大值后，试件进入回弹阶段，由于的试件的回弹作用，位移值会出现回落，最后趋于稳定直至冲击试验结束为止。试件RBS2-1的最大位移值略小于试件RBS1。

对比狗骨式节点试件的冲击力和位移时程曲线可以发现，对于不同削弱程度的节点试件RBS1和RBS2-1，整个冲击力时程曲线的发展趋势有很大的相似性，可见狗骨式试件削弱区域的削弱程度对于试件的动态响应规律影响不大。

2.4 冲击力-转角曲线

图11给出了本文研究的2个狗骨式节点试件和文献[12]中的3个未削弱的焊接节点试件的冲击荷载-转角关系曲线，转角为跨中柱底竖向位移与试件半跨长度之比，冲击过程中各个阶段分界点用相应的关键点标出。通过对比3个阶段的耗能大小可以获知：大部分的能量耗散发生在稳定阶段即平台段。稳定阶段的冲击荷载主要由试件的抗力构成，即试件的耗能与其抗力及变形能力成正比。

图11 冲击力-转角曲线Fig.11 Impact force-rotation curves

试件RBS1和RBS2的冲击力-转角关系曲线都经历了初始接触阶段，稳定阶段和回弹阶段三个阶段，第一阶段为初始接触阶段，如图11中所示，冲击力第一次达到最大峰值，此时节点来不及产生转角故其转角值为零，冲击力在经历几次波动后进入稳定阶段。在整个稳定阶段中，试件的转角不断增大而冲击力基本保持稳定值不变，最后试件与锤头逐渐发生分离并开始回弹，梁转角也略微减小。当冲击力最终下降到零时，试件和锤头完全分离。图11同时也给出了文献[12]中3个普通焊接节点的冲击力-转角曲线，通过对比可见，狗骨式节点试件的Fp值总体小于普通焊接节点，说明其冲击作用下的节点抗力要相对低一些，故其节点转动能力好于普通焊接节点。

对于狗骨式节点试件而言，冲击过程中所吸收的大部分能量是由削弱截面处钢梁翼缘的塑性变形来耗散的，由于试件RBS2-1的削弱深度较试件RBS1大，其耗能能力略好于试件RBS1。

为防止结构在地震作用下发生整体性倒塌，FMEA350标准对采用各种节点的框架规定了倒塌控制转角限值，狗骨式节点转角限值为0.077 rad；从表1中的数据可知，本文设计的2个狗骨式节点试件均远大于标准的倒塌转角限值，能够较好地满足标准的变形要求，说明这两类考虑不同削弱程度的狗骨式节点子结构试件均具有较好的变形转动能力和延性。

2.5 梁截面应变和应力发展与分布

如图3所示，在FEMA标准假定的钢梁塑性铰位置沿截面高度布置了7个纵向应变片S1～S7，通过对塑性铰处应变时程曲线结果进行整理分析，得到不同转角时梁塑性铰截面应变分布情况，如图12所示。其中h′表示应变片与梁上翼缘的距离，h表示梁高。随着转角的增大，塑性铰截面应变由近似线性分别转变为非线性分布，且上、下翼缘和腹板的应变远大于材料的屈服应变，塑性变形逐渐增大。

(a) RBS1

(b) RBS2-1图12 塑性铰处截面应变发展Fig.12 Strain development of plastic hinge section

(a) RBS1

(b) RBS2-1图13 塑性铰处截面应力发展Fig.13 Stress development of plastic hinge section

3 有限元分析

3.1 模型建立

利用ABAQUS有限元软件，建立了狗骨式梁柱节点子结构有限元分析模型。有限元模拟时采用8结点减缩积分实体单元(C3D8R)建模，由于刚性底座在冲击过程中没有发生变形，故将其简化为试件的边界条件。冲击模拟中的锤头采用不可变形的离散壳刚体，在离散壳刚体的参考点上赋予点质量，质量大小和落锤重量一致，同时采用速度场定义模拟实际的冲击速度。对于节点各处的焊缝，由于试件在试验后没有发生任何的焊缝断裂现象，所以在有焊缝连接的截面通过ABAQUS程序的绑定(tie)命令将焊缝连接处两个面耦合在一起。狗骨式梁柱节点子结构有限元分析模型的材料模型、边界条件和加载方式与文献[17,19-20]相同，具体内容详见文献[17,19-20]。

3.2 试验验证

将狗骨式梁柱节点子结构试验结果与有限元结果进行比较，见图14和15。通过对比可以发现，两个试件的有限元模拟与试验结果基本吻合，钢梁的上翼缘出现屈服的面外变形，下翼缘基本保持完好。应变集中部位出现在削弱截面的下翼缘处，如果试件的转角再持续增加，削弱截面可能成为试件发生破坏的起始位置。对于试件RBS2-1而言，腹板处的也出现一定程度的扭曲变形。

(a)试验(b)有限元

图14 试件RBS1残余变形模式的试验与有限元分析结果比较
Fig.14 Comparison of test and FEA residual failure mode of specimen RBS1

(a)试验(b)有限元

图15 试件RBS2-1残余变形模式的试验与有限元分析结果比较

Fig.15 Comparison of test and FEA residual failure mode of specimen RBS2-1

图16为各试件的冲击力-转角曲线对比。由图可知，狗骨式梁柱节点子结构的试验结果与有限元分析结果基本吻合，只是在接触阶段，有限元模拟得到的冲击力在的波动相比试验结果稍大一些，而两者稳定阶段的平台值较为接近，进一步证明了本文有限元分析模型的准确性。

图16 试件冲击力-转角曲线的试验与计算比较Fig.16 Comparison of test and FEA impact force-rotation curves

3.3 截面内力分析

为对比分析狗骨式削弱型梁柱焊接节点和普通未削弱梁柱焊接节点在冲击作用下内力发展情况，选取狗骨式削弱型梁柱焊接节点试件RBS1和文献[12]中普通未削弱梁柱焊接节点试件WUFW3的塑性铰截面内力发展曲线有限元分析结果进行分析比较，如图17所示。

图17 试件RBS1和WUFW3的塑性铰截面内力发展曲线有限元分析结果比较Fig.17 Comparison of FEA internal force curves between specimen RBS1 and specimen WUFW3

对于狗骨式节点试件和普通未削弱梁柱焊接节点试件，在初始小变形阶段，塑性铰截面的弯矩随转角的增大，大致呈现出线性增加的趋势，当试件RBS1和WUFW3的转角分别大约为0.015 rad和0.036 rad时，弯矩达到最大值分别为122 kN·m和113 kN·m，而此时截面轴力发展很小。对于试件WUFW3而言，轴力在冲击初始阶段甚至出现较小的负值，类似于混凝土结构中的“压拱”现象。随后塑性铰截面弯矩达到峰值点后开始回落，此时试件的轴力则迅速增长，节点由受弯作用为主向受弯和轴力共同作用的受力机制转换。随着转角的不断增大，轴力近似线性增长，当试件RBS1和WUFW3的转角分别大约为0.121 rad和0.078 rad时，轴力达到最大值分别为506 kN和382 kN，与此同时弯矩值也不断减少，但试件WUFW3的截面弯矩值减少的幅度要小于试件RBS1。

综上所述，狗骨式节点试件塑性铰截面达到的弯矩最大值与普通未削弱梁柱焊接节点试件总体相差不多，但当各自轴力发展到最大值时，狗骨式节点和普通未削弱梁柱焊接节点的塑性铰截面弯矩分别为其最大幅值的33.6%和74.3%，相对而言，狗骨式节点在冲击荷载作用下受弯作用部分退化明显；另一方面，狗骨式节点的轴力最大值约为普通未削弱梁柱焊接节点1.3倍，说明狗骨式节点试件的塑性变形和悬链线效应的内力转换要优于普通未削弱梁柱焊接节点试件，其悬链线的发展程度也好于普通未削弱梁柱焊接节点试件。

4 结 论

(1) 狗骨式焊接梁柱节点子结构在冲击荷载作用下的主要破坏形态包括钢梁塑性铰截面上翼缘屈服的面外变形和腹板扭曲变形。

(2) 冲击试验后的破坏模态和试验数据表明，采用FEMA350标准过焊孔的试件具有良好的转动能力、耗能能力和延性，满足FMEA350标准中狗骨式节点的倒塌转角限值0.077 rad的要求，具有良好的抗倒塌性能且优于普通焊接节点；在美国FEMA350标准规定的设计参数取值范围内，在削弱部位距柱翼缘适宜的前提下，狗骨式节点试件的削弱程度会对节点的转动能力、耗能能力和延性产生较为显著的影响。

(3) 基于ABAQUS有限元程序，建立了狗骨式梁柱节点子结构有限元分析模型，分析结果表明，通过对比分析狗骨式削弱型梁柱焊接节点和普通未削弱梁柱焊接节点在冲击作用下内力发展情况可知，狗骨式削弱型节点有助于构件向悬链线效应转换。

参 考 文 献

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