袁煥鑫，高焌棟, ，杜新喜，錢?輝

不銹鋼工字形柱弱軸端板連接節(jié)點(diǎn)受力性能試驗(yàn)研究

袁煥鑫1，高焌棟1, 2，杜新喜1，錢?輝2

(1. 武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，武漢 430072；2. 鄭州大學(xué)土木工程學(xué)院，鄭州 450001)

為探究不銹鋼工字形柱弱軸端板連接節(jié)點(diǎn)的靜力性能和抗震性能，開展了4個(gè)不銹鋼弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的單調(diào)靜力加載和低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究，其中奧氏體型和雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)各2個(gè)．分別得到了節(jié)點(diǎn)試件在單調(diào)靜力和低周反復(fù)荷載作用下的失效破壞形態(tài)、荷載-位移曲線以及螺栓力發(fā)展變化．結(jié)果表明：不銹鋼弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)試件的靜力試驗(yàn)曲線與骨架曲線較為接近，但隨著循環(huán)次數(shù)和位移幅度的增加，出現(xiàn)損傷累積，骨架曲線的強(qiáng)度和延性出現(xiàn)下降．雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的初始剛度約為奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的1.1倍，承載力約為后者的1.6～2.0倍，且累積耗能約為奧氏體型節(jié)點(diǎn)的2倍．靜力荷載作用下，奧氏體型和雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)試件的柱腹板受拉區(qū)域出現(xiàn)顯著的塑性變形，且雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)試件的螺栓頭角部穿出柱腹板螺栓孔．低周反復(fù)荷載作用下，奧氏體型和雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)試件的柱腹板橫向加勁肋外側(cè)焊趾處出現(xiàn)斷裂破壞，滯回曲線存在明顯捏攏現(xiàn)象以及不同程度的強(qiáng)度退化和剛度退化．此外，測得的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角滿足現(xiàn)有規(guī)范限值，表明試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)具有良好的變形性能．基于試驗(yàn)結(jié)果對(duì)現(xiàn)有普通鋼梁柱弱軸節(jié)點(diǎn)計(jì)算公式的適用性進(jìn)行了評(píng)估，結(jié)果表明現(xiàn)有普通鋼弱軸節(jié)點(diǎn)計(jì)算公式低估了試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和受彎承載力．

不銹鋼；弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)；受力性能；試驗(yàn)研究

我國現(xiàn)行《不銹鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 410：2015)[1]中未包含不銹鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)計(jì)算方法，尚需開展相關(guān)的試驗(yàn)研究．目前已有學(xué)者針對(duì)不銹鋼緊固件[2]、焊接接頭[3]和梁柱節(jié)點(diǎn)的受力性能開展了研究．Elflah等[4-6]開展了12個(gè)不銹鋼梁柱節(jié)點(diǎn)的靜力試驗(yàn)和數(shù)值分析，涉及端板連接和角鋼連接等形式，包括工形柱和箱形柱兩種截面，并基于試驗(yàn)結(jié)果和參數(shù)分析結(jié)果評(píng)估了歐洲鋼節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)規(guī)范EN 1993-1-8[7]的適用性．Hasan等[8-9]開展了奧氏體型不銹鋼梁柱頂?shù)捉卿撨B接節(jié)點(diǎn)的靜力試驗(yàn)和數(shù)值研究，提出了預(yù)測半剛性梁柱節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線的四參數(shù)分析模型．王元清等[10-12]完成了10個(gè)奧氏體型不銹鋼外伸端板連接和栓焊混用連接梁柱節(jié)點(diǎn)的低周反復(fù)加載試驗(yàn)和有限元分析，著重分析了不同螺栓類型等因素對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響．Liu等[13]對(duì)3個(gè)焊接連接雙相型不銹鋼梁柱節(jié)點(diǎn)開展了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，得到了節(jié)點(diǎn)的抗震性能，并給出了相應(yīng)的設(shè)計(jì)建議．袁煥鑫等[14-15]完成了10個(gè)不銹鋼端板連接梁柱強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)和2個(gè)普通鋼對(duì)照節(jié)點(diǎn)的單調(diào)靜力和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，探究了節(jié)點(diǎn)的靜力性能和抗震性能．上述研究對(duì)象均為不銹鋼強(qiáng)軸(柱截面慣性矩較大軸)節(jié)點(diǎn)，目前國內(nèi)外尚無不銹鋼弱軸(柱截面慣性矩較小軸)節(jié)點(diǎn)受力性能研究的公開報(bào)道．

同時(shí)，針對(duì)普通鋼弱軸節(jié)點(diǎn)已有較多的研究工作．Gomes等[16]和Neves等[17]提出了普通鋼弱軸節(jié)點(diǎn)的計(jì)算方法．de Lima等[18]對(duì)雙腹板角鋼連接梁柱節(jié)點(diǎn)的受力性能進(jìn)行了試驗(yàn)和理論分析，采用文獻(xiàn)[17]的公式計(jì)算了節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度．郝際平等[19]對(duì)3個(gè)頂?shù)捉卿撨B接梁柱弱軸節(jié)點(diǎn)開展了試驗(yàn)研究和有限元分析，詳細(xì)分析了頂?shù)捉卿撊踺S連接的受力性能．王湛等[20]完成了4個(gè)端板連接弱軸節(jié)點(diǎn)的單調(diào)試驗(yàn)和有限元分析，對(duì)比了邊柱節(jié)點(diǎn)和中柱節(jié)點(diǎn)的受力性能．陳健等[21]開展了4個(gè)端板連接弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明弱軸節(jié)點(diǎn)具有良好的延性．Pan等[22]完成了2個(gè)弱軸中柱節(jié)點(diǎn)的單調(diào)試驗(yàn)和有限元分析，并采用組件法計(jì)算了節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，結(jié)果發(fā)現(xiàn)公式計(jì)算值遠(yuǎn)大于試驗(yàn)值和模擬值，表明現(xiàn)有計(jì)算公式不完善．

因此開展不銹鋼弱軸節(jié)點(diǎn)的研究是十分必要的．本文設(shè)計(jì)加工了4個(gè)不銹鋼端板連接弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)，分別開展單調(diào)靜力和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，探究節(jié)點(diǎn)的靜力性能和抗震性能，并基于試驗(yàn)結(jié)果，評(píng)估了現(xiàn)有普通鋼弱軸節(jié)點(diǎn)計(jì)算公式的適用性．

1?試驗(yàn)概況

1.1?弱軸節(jié)點(diǎn)試件

設(shè)計(jì)的不銹鋼弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)試件中，柱腹板一側(cè)與端板相連，另一側(cè)設(shè)置了兩塊10mm厚的橫向加勁肋，如圖1(a)所示．4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的梁和柱均采用焊接工字形截面，截面尺寸分別為250mm×?150mm×6mm×10mm和300mm×180mm×?6mm×10mm.柱高為1800mm，梁長為1430mm.端板外伸部分布置了三角形加勁肋．端板和梁通過雙面角焊縫連接，焊腳尺寸為8mm．端板和柱腹板的接觸面均采用拉絲處理，并采用M20螺栓進(jìn)行連接．端板厚度為10mm，其幾何尺寸和螺栓孔布置如圖1(b)所示．

圖1?節(jié)點(diǎn)試件幾何尺寸(單位：mm)

如表1所示，4個(gè)弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)采用了奧氏體型S30408和雙相型S22253兩種不銹鋼板材，包括單調(diào)靜力和低周反復(fù)兩種加載形式．弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的編號(hào)表明了材料牌號(hào)，字母“EW”表示弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)，“C”表示低周反復(fù)加載，“r”表示端板加勁肋．由表1可知，低周反復(fù)加載節(jié)點(diǎn)和單調(diào)靜力加載節(jié)點(diǎn)除了加載形式不同以外，幾何尺寸和連接形式等均相同，且各有1個(gè)奧氏體型S30408不銹鋼節(jié)點(diǎn)和1個(gè)雙相型S22253不銹鋼節(jié)點(diǎn)．

表1?節(jié)點(diǎn)試件基本參數(shù)

Tab.1?Configuration details of joint specimens

需要說明的是，奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)采用了A4-80不銹鋼螺栓，雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)則使用了10.9級(jí)高強(qiáng)度螺栓，而在實(shí)際工程中雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)應(yīng)當(dāng)采用高強(qiáng)度不銹鋼螺栓．拼裝梁柱弱軸節(jié)點(diǎn)時(shí)，采用扭矩扳手施加螺栓預(yù)拉力．A4-80不銹鋼螺栓和10.9級(jí)高強(qiáng)度螺栓的預(yù)拉力pre設(shè)計(jì)值分別為124kN和155kN(見表1)．柱子軸壓比為0.2，相應(yīng)的柱子軸力c設(shè)計(jì)值列于表1中．

1.2?加載裝置和量測方案

弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的單調(diào)靜力加載和低周反復(fù)加載試驗(yàn)裝置相同，均沿用了強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)裝置[14-15]，如圖2所示．柱頂通過鉸支座與剛性連接件相連，進(jìn)而與剛性橫梁連接，柱底通過鉸支座與試驗(yàn)機(jī)相連，柱軸力由試驗(yàn)機(jī)從柱子底部施加，軸力大小取為表1中的設(shè)計(jì)值．采用600kN電液伺服作動(dòng)器在梁端進(jìn)行加載，設(shè)置了側(cè)向支撐進(jìn)行約束，防止梁端發(fā)生側(cè)向扭轉(zhuǎn)或平面外變形．

圖2?節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)裝置示意

單調(diào)靜力加載時(shí)，在梁端部向下進(jìn)行加載，彈性段加載速度為0.5mm/min，進(jìn)入塑性后加載速度逐漸增至1.2mm/min，當(dāng)荷載下降到峰值荷載的85%以下或加載位移到達(dá)作動(dòng)器預(yù)留行程時(shí)，停止加載．低周反復(fù)加載時(shí)，加載制度根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T101—2015)[23]確定(見圖3)．屈服前由荷載控制，分3級(jí)加載，每級(jí)循環(huán)1次，屈服后由位移控制，每級(jí)循環(huán)3次，直至荷載下降15%時(shí)，停止加載．單調(diào)靜力和低周反復(fù)加載試驗(yàn)過程中，向下加載時(shí)，荷載和位移的數(shù)值為正，向上時(shí)為負(fù)．

圖3?加載制度

圖4為弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變和位移測點(diǎn)布置，單調(diào)靜力加載試驗(yàn)和低周反復(fù)加載試驗(yàn)采用相同的量測方案．在三角形加勁肋、梁翼緣、端板、柱腹板和柱子橫向加勁肋上布置了10個(gè)應(yīng)變片測點(diǎn)，沿梁翼緣中心線布置了2個(gè)位移計(jì)．此外，每個(gè)節(jié)點(diǎn)試件均采用了校準(zhǔn)的壓力環(huán)測量螺栓預(yù)拉力的施加值，并監(jiān)測試驗(yàn)過程中螺栓力的發(fā)展變化．

圖4?節(jié)點(diǎn)試件量測方案

2?單調(diào)靜力試驗(yàn)結(jié)果

2.1?破壞形態(tài)

單調(diào)靜力試驗(yàn)過程中，奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)S30408-EW-r的荷載未顯著下降，當(dāng)加載點(diǎn)位移達(dá)到作動(dòng)器預(yù)留最大行程時(shí)停止加載；雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)S22253-EW-r的螺栓頭角部穿出了柱腹板螺栓孔，導(dǎo)致荷載直線下降，停止加載．

單調(diào)靜力荷載下節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)如圖5所示．柱腹板受拉螺栓孔附近區(qū)域產(chǎn)生顯著的塑性變形，上部橫向加勁肋受壓屈曲，下部橫向加勁肋向上鼓曲，兩側(cè)柱翼緣出現(xiàn)明顯的扭轉(zhuǎn)變形．此外，受壓端板加勁肋出現(xiàn)較為明顯的局部屈曲，見圖5(c)．端板寬度方向產(chǎn)生明顯的受彎變形，柱腹板螺栓孔擴(kuò)大(見圖5(d))，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)S22253-EW-r的螺栓頭角部穿出．對(duì)比奧氏體型和雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)可知，前者的變形更為顯著，充分發(fā)揮了奧氏體型不銹鋼材料的延性性能．

圖5?靜力加載節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)

2.2?靜力試驗(yàn)曲線

梁端加載點(diǎn)的荷載和位移均由電液伺服作動(dòng)器的傳感器進(jìn)行采集．單調(diào)靜力加載試驗(yàn)得到的荷載-位移曲線如圖6(a)所示，進(jìn)一步推導(dǎo)出了試件的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線(圖6(b))，其中彎矩由加載點(diǎn)荷載與加載臂長(1.247m)相乘得到，節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)角為梁端加載點(diǎn)的轉(zhuǎn)角扣除梁的彈性轉(zhuǎn)角[14]．彎矩-轉(zhuǎn)角曲線與荷載-位移曲線的發(fā)展規(guī)律相同．兩個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的荷載隨位移線性增加，當(dāng)柱腹板在受拉荷載作用下進(jìn)入塑性時(shí)，節(jié)點(diǎn)試件的剛度逐漸降低，節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)非線性變形；達(dá)到峰值荷載后，由于奧氏體型不銹鋼材料顯著的延性性能，試件S30408-EW-r的荷載平緩下降，直至加載點(diǎn)位移達(dá)到作動(dòng)器預(yù)留最大行程；雙相型不銹鋼試件S22253-EW-r的柱腹板螺栓孔受拉逐漸擴(kuò)大，加載點(diǎn)荷載逐漸下降，直至螺栓頭的角部穿過了螺栓孔，荷載直線下降．

圖6?靜力加載試驗(yàn)曲線

根據(jù)節(jié)點(diǎn)的荷載-位移和彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，通過作圖法確定了節(jié)點(diǎn)的剛度和承載力．節(jié)點(diǎn)初始剛度、塑性承載力Rd和極限承載力u以及對(duì)應(yīng)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度j,ini、塑性彎矩Rd和極限彎矩u匯總于表2中．由試驗(yàn)結(jié)果可知，雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的塑性承載力和極限承載力分別約為奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的1.7倍和1.6倍，但后者的變形更大．

表2?弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果

Tab.2?Experimental results of the beam-to-exterior column minor-axis joints

試驗(yàn)得到的節(jié)點(diǎn)最大轉(zhuǎn)角max分別為0.352rad和0.293rad．歐洲抗震設(shè)計(jì)規(guī)范EN 1998-1[24]中規(guī)定，高延性等級(jí)的結(jié)構(gòu)中塑性轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域的轉(zhuǎn)角不小于0.035rad，中等延性結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)角不小于0.025rad．美國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范ANSI/AISC 360-16[25]中規(guī)定的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角為0.03rad．試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角遠(yuǎn)大于規(guī)范要求，表明試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力．

2.3?螺栓力發(fā)展

圖7所示為單調(diào)靜力試驗(yàn)過程中螺栓力的變化曲線，并列出了實(shí)測螺栓預(yù)拉力．由于一個(gè)壓力環(huán)損壞，節(jié)點(diǎn)S30408-EW-r僅布置了3個(gè)壓力環(huán)．圖中各排螺栓力的起始點(diǎn)均為實(shí)測預(yù)拉力，正值表示為螺栓力增加．由圖7可知，最外側(cè)受拉螺栓(標(biāo)記為“1”)的螺栓力顯著增加，第2排螺栓力先降低后增加，下側(cè)受壓區(qū)螺栓力在試驗(yàn)過程中由于端板和柱腹板的相互擠壓作用而逐漸下降．

圖7?靜力試驗(yàn)螺栓力變化

3?低周反復(fù)試驗(yàn)結(jié)果

3.1?破壞形態(tài)

節(jié)點(diǎn)S30408-EWC-r和S22253-EWC-r分別經(jīng)過了21圈和25圈的循環(huán)加載，荷載下降幅度達(dá)到15%，停止加載．得到的破壞形態(tài)如圖8所示，柱腹板螺栓孔附近區(qū)域產(chǎn)生了顯著的塑性變形，柱腹板橫向加勁肋受壓向內(nèi)鼓曲，端板及其加勁肋無明顯變形，螺栓未發(fā)生斷裂破壞．兩個(gè)節(jié)點(diǎn)的最終破壞均為柱腹板橫向加勁肋外側(cè)焊趾處發(fā)生斷裂．

3.2?滯回曲線和骨架曲線

圖9所示為弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的滯回曲線，包括荷載-位移曲線和彎矩-轉(zhuǎn)角曲線．加載點(diǎn)的荷載和位移均由作動(dòng)器的傳感器測得，彎矩由加載點(diǎn)的荷載與加載臂長(1.247m)相乘得到，轉(zhuǎn)角為梁端加載點(diǎn)的轉(zhuǎn)角與梁的彈性轉(zhuǎn)角之差．由圖9可知，試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的滯回曲線存在明顯的捏攏現(xiàn)象，雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)S22253-EWC-r的加載圈數(shù)比奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)S30408-EWC-r更多，這是因?yàn)楹笳叩闹拱迨芎附訜彷斎胗绊懚^早發(fā)生斷裂．

骨架曲線為滯回曲線各級(jí)加載第1次循環(huán)的峰值點(diǎn)所連成的包絡(luò)線，其與靜力試驗(yàn)曲線的對(duì)比如圖10所示．骨架曲線與相應(yīng)的靜力試驗(yàn)曲線較為接近，表明低周反復(fù)試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的初始剛度和塑性承載力與單調(diào)試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)基本相同，但隨著損傷累積，骨架曲線出現(xiàn)下降，節(jié)點(diǎn)靜力試驗(yàn)曲線繼續(xù)增加．

低周反復(fù)荷載下，節(jié)點(diǎn)的承載力和剛度均有正值和負(fù)值，表2中的數(shù)值為兩者的平均值．節(jié)點(diǎn)的低周反復(fù)試驗(yàn)剛度和承載力雖略低于其對(duì)應(yīng)的單調(diào)試驗(yàn)結(jié)果，但兩者相差較?。?jié)點(diǎn)S22253-EWC-r的塑性承載力和極限承載力分別為節(jié)點(diǎn)S30408-EWC-r的1.7倍和2.0倍．低周反復(fù)荷載下，弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)角均大于0.09rad，滿足EN 1998-1[24]和ANSI/AISC 360-16[25]中規(guī)定的轉(zhuǎn)角要求，表明試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能．表2中對(duì)比了奧氏體型和雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)[23]，分別為7.15和4.11，前者約為后者的1.7倍．

圖10?骨架曲線

3.3?螺栓力退化

螺栓力隨加載圈數(shù)的變化曲線如圖11所示，圖中b為測得的每一圈螺栓力最小值，pre為實(shí)測螺栓預(yù)拉力，兩者的比值用來表征螺栓力的退化程度．需要說明的是，由于一個(gè)壓力環(huán)的損壞，奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)S30408-EWC-r僅布置了3個(gè)壓力環(huán)．兩個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的螺栓力變化規(guī)律相同，外側(cè)螺栓的螺栓力比內(nèi)側(cè)螺栓退化快而且更加明顯．由于低周反復(fù)荷載上下對(duì)稱施加，外側(cè)螺栓(1和4)或者內(nèi)側(cè)螺栓(2和3)的退化規(guī)律彼此接近．

圖11?螺栓力退化

3.4?強(qiáng)度退化和剛度退化

節(jié)點(diǎn)試件的強(qiáng)度退化和剛度退化分別采用強(qiáng)度退化系數(shù)(＝2，3)和環(huán)線剛度j進(jìn)行量化分析[15].節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度退化系數(shù)2和3曲線如圖12(a)所示，僅在最后一級(jí)加載時(shí)出現(xiàn)顯著下降，表明節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能．圖12(b)所示為節(jié)點(diǎn)環(huán)線剛度j的變化曲線，環(huán)線剛度隨著加載位移的增加而逐漸降低，且下降速率逐漸變化．

圖12?強(qiáng)度退化和剛度退化

3.5?耗能分析

依據(jù)滯回曲線計(jì)算得到節(jié)點(diǎn)的能量耗散系數(shù)ec、等效黏滯阻尼系數(shù)eq和累積耗能t，列于表2．奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的系數(shù)ec和eq均大于雙相型節(jié)點(diǎn)，但前者的累積耗能僅約為后者的一半．

圖13對(duì)比了兩個(gè)節(jié)點(diǎn)每級(jí)每圈的耗能，可以發(fā)現(xiàn)兩者的耗能隨著加載級(jí)數(shù)的增加逐漸增加，且兩者各圈的耗能基本相等．在6y加載級(jí)別時(shí)，試件S30408-EWC-r和S22253-EWC-r的累積耗能基本相等，分別為88.08kJ和89.71kJ．奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的柱腹板在6y加載級(jí)別時(shí)發(fā)生斷裂，而雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)仍繼續(xù)承載至8y加載級(jí)別．

圖13?累積耗能

4?計(jì)算方法

《不銹鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS410：2015)[1]中沒有不銹鋼梁柱節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)計(jì)算方法．因此，采用文獻(xiàn)[16-17]基于普通鋼梁柱弱軸節(jié)點(diǎn)提出的建議公式計(jì)算試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和受彎承載力．

4.1?現(xiàn)有公式

歐洲規(guī)范EN 1993-1-8[7]中涵蓋了普通鋼強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)基本組件的計(jì)算公式，包括端板受彎、螺栓受拉、梁翼緣和腹板受壓、梁腹板受拉等組件．基于組件法的理念，普通鋼弱軸節(jié)點(diǎn)的部分組件與強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)完全相同，因此僅需要確定柱腹板受彎和受壓兩個(gè)組件的計(jì)算公式，就可以得到弱軸節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和受彎承載力[18]．文獻(xiàn)[16-17]分析了柱腹板的失效破壞機(jī)理，提出了普通鋼弱軸節(jié)點(diǎn)的柱腹板受彎和受壓兩個(gè)組件的計(jì)算公式．柱腹板受彎破壞分為局部和整體兩種失效情況，局部失效破壞進(jìn)一步劃分為彎曲破壞、沖切破壞以及兩者的混合破壞3種形式，相應(yīng)的承載力計(jì)算公式如下：

柱腹板的初始剛度計(jì)算公式如下：

公式中參數(shù)的取值范圍詳見文獻(xiàn)[16-17]．

采用上述公式計(jì)算柱腹板受彎組件的初始剛度和承載力，并根據(jù)EN 1993-1-8[7]計(jì)算其余組件的承載性能，最終組合得到弱軸節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和受彎承載力．材料強(qiáng)度和板件厚度采用文獻(xiàn)[14]中的實(shí)測值．需要說明的是，文獻(xiàn)[18]中未考慮設(shè)置橫向加勁肋之后柱腹板受壓組件的剛度貢獻(xiàn)，因此文中也未考慮柱腹板受壓組件的初始剛度．

4.2?公式評(píng)估

表3匯總了試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和受彎承載力的公式計(jì)算值，并列出了試驗(yàn)值與計(jì)算值的比值．初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度之比(j,ini,Exp/j,ini,Gom)和受彎承載力之比(Rd,Exp/Rd,Gom)的平均值分別為1.28和1.22，標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.09和0.06，表明計(jì)算值較試驗(yàn)值明顯偏低．柱腹板初始剛度的計(jì)算力學(xué)模型中未考慮橫向加勁肋的約束作用，因此得到的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度偏于保守；公式中未考慮不銹鋼材料的應(yīng)變硬化能力，導(dǎo)致受彎承載力計(jì)算值偏低．

表3?公式計(jì)算結(jié)果

Tab.3?Predicted results of the tested joints

5?結(jié)?論

通過試驗(yàn)加載研究了4個(gè)不銹鋼端板連接弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的靜力性能和抗震性能，分析了節(jié)點(diǎn)試件的整體受力性能和局部受力特性，評(píng)估了普通鋼結(jié)構(gòu)弱軸節(jié)點(diǎn)計(jì)算公式的適用性，得到以下結(jié)論．

(1) 單調(diào)靜力荷載下，弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的端板出現(xiàn)受彎塑性變形，端板加勁肋受壓屈曲，柱腹板受拉螺栓孔附近區(qū)域產(chǎn)生顯著的塑性變形．低周反復(fù)荷載下，柱腹板螺栓孔附近區(qū)域出現(xiàn)受拉變形，柱腹板橫向加勁肋外側(cè)焊趾處出現(xiàn)斷裂破壞．

(2) 靜力試驗(yàn)曲線與骨架曲線吻合良好，表明節(jié)點(diǎn)在單調(diào)靜力和低周反復(fù)荷載下的承載性能指標(biāo)比較接近．雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的初始剛度和承載力均高于奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)．試驗(yàn)過程中節(jié)點(diǎn)局部受力特性與觀察到的試驗(yàn)現(xiàn)象相吻合．

(3) 低周反復(fù)荷載下，不銹鋼弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的滯回曲線存在明顯的捏攏現(xiàn)象，且出現(xiàn)了強(qiáng)度退化和剛度退化．節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角滿足抗震規(guī)范要求，表明試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)具有良好的變形性能和抗震性能．奧氏體型不銹鋼節(jié)點(diǎn)柱腹板受焊接熱輸入的影響而較早斷裂，其累積耗能僅約為雙相型不銹鋼節(jié)點(diǎn)的一半．

(4) 弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)的受彎承載力和初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度公式計(jì)算值較試驗(yàn)結(jié)果偏于保守，這是因?yàn)槠胀ㄤ摻Y(jié)構(gòu)弱軸節(jié)點(diǎn)計(jì)算公式中未考慮不銹鋼材料的應(yīng)變硬化特性和柱腹板橫向加勁肋的約束作用．因此有必要對(duì)不銹鋼工字形柱弱軸端板連接節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)計(jì)算方法開展后續(xù)深入研究．

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Experimental Study of the Structural Behavior of the Stainless Steel End-Plate Minor-Axis Joint of an I-Section Column

Yuan Huanxin1，Gao Jundong1, 2，Du Xinxi1，Qian Hui2

(1. School of Civil Engineering，Wuhan University，Wuhan 430072，China；2. School of Civil Engineering，Zhengzhou University，Zhengzhou 450001，China)

The monotonic behavior and seismic performance of the stainless steel end-plate minor-axis joint of an I-section column were studied by performing static and cyclic loading tests on four stainless steel beam-to-exterior column minor-axis joints，including two austenitic stainless steel joint specimens and two duplex stainless steel counterparts. Failure modes，load-displacement curves，and the bole force development of tested joints under static and cyclic loading conditions were determined. The obtained static test curves were in close agreement with skeleton curves，which exhibited degradation in strength and ductility due to damage accumulation associated with an increasing number of cycles and displacement amplitudes. The initial stiffness of the duplex stainless steel joint specimens was 1.1 times that of the austenitic specimens，and the ultimate resistance of the duplex joints was 1.6—2.0 times that of the latter. The cumulative dissipated energy of the duplex stainless steel joints was approximately twice that of the austenitic stainless steel counterparts. Significant plastic deformation in the tension zone of the column webs for both austenitic and duplex stainless steel joints under static loading was observed，and the pullout of bolt head corner was observed for the duplex stainless steel joint. The exterior weld toes of the transverse stiffeners of the column webs for joints under cyclic loading experienced fracture failure. The obtained hysteresis curve demonstrated apparent pinching phenomena and different levels of strength and stiffness degradation. In addition，the measured joint rotation capacity values of the tested joints met the existing specified limits，indicating that the tested joints displayed good deformation property. Based on these experimental results，the applicability of existing formulae for carbon steel minor-axis joints was evaluated，which showed an underestimation of the initial rotational stiffness and moment resistance of the tested joints.

stainless steel；beam-to-exterior column minor-axis joint；structural behavior；experimental study

10.11784/tdxbz202108045

TU392.6

A

0493-2137(2022)08-0839-09

2021-08-19；

2021-10-25.

袁煥鑫（1988—??），男，博士，副教授.Email：m_bigm@tju.edu.cn

袁煥鑫，yuanhx@whu.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51508424)；湖北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2018CFB441).

the National Natural Science Foundation of China(No. 51508424)，the Natural Science Foundation of Hubei Province，China (No. 2018CFB441).

(責(zé)任編輯：金順愛)