陳雨

(同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海200092)

為了形成連續(xù)的梁上下翼緣對接焊縫，梁柱焊接節(jié)點(diǎn)通常需要在梁腹板進(jìn)行切角(焊接孔)。然而，1994年美國Northridge地震和1995年日本Kobe地震出現(xiàn)大量梁柱焊接節(jié)點(diǎn)破壞事故，震害調(diào)查結(jié)果表明，部分梁柱焊接節(jié)點(diǎn)破壞發(fā)生在焊接孔處。一般認(rèn)為，焊接孔處的破壞是由于焊接孔和梁翼緣相接處應(yīng)力集中和焊接熱影響使鋼材韌性降低造成的。Nakashima等［1］對日本常用的梁柱焊接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗研究，研究結(jié)果表明不同的焊接孔構(gòu)造對節(jié)點(diǎn)延性影響較大，并提出了較為有利的焊接孔構(gòu)造;El－Tawil［2］有限元分析結(jié)果表明，增加焊接孔的尺寸易于導(dǎo)致焊接孔與翼緣相接處延性斷裂;Stojadinovic等［3］對十個梁柱焊接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗，發(fā)現(xiàn)幾乎所有的試件破壞發(fā)生在焊接孔與梁翼緣相接處;Ricles等［4］對采用九種不同焊接孔的梁柱焊接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了非線性有限元分析，得出較為合理的焊接孔構(gòu)造，并進(jìn)行了試驗驗證，該焊接孔被美國FEMA所采用。為了評估不同的焊接孔對節(jié)點(diǎn)延性的影響，本文分別選取中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔，Nakashima推薦的焊接孔和Ricles推薦的焊接孔，進(jìn)行循環(huán)荷載作用下的非線性分析。

1 與本文有關(guān)的幾個力學(xué)參數(shù)

延性斷裂是結(jié)構(gòu)鋼在單調(diào)荷載作用下破壞的主要模式，細(xì)觀力學(xué)認(rèn)為鋼材的延性斷裂主要是由于金屬中的微空洞引起的，金屬材料在拉應(yīng)力的作用下，引起微孔洞的形核和增長，最后微孔洞的結(jié)合形成宏觀裂紋，材料發(fā)生破壞。Kanvinde等［5］提出了預(yù)測結(jié)構(gòu)鋼延性斷裂的 VGI(Void Growth Index)模型和 SMCS(the Stress Modified Critical Strain)模型。

其中R是微孔洞當(dāng)前時刻的直徑;R0是初始時刻微孔洞的直徑;σe是MISES等效應(yīng)力，σm平均應(yīng)力或靜水壓力稱之為三軸比;ε是等效

P塑性應(yīng)變，又稱之為Mises塑性應(yīng)變;dεP是增量形式的等效塑性應(yīng)變，由下式定義:

當(dāng)計算得到的滿足下式時，即認(rèn)為材料發(fā)生破壞。

在單調(diào)比例加載且變形較小的情況下，可以認(rèn)為三軸比在加載過程中保持不變，且與等效塑性應(yīng)變保持獨(dú)立，可以得到SMCS模型:

其中VGIcritical和α為材料韌性參數(shù)，通過帶圓弧槽口的拉桿試驗結(jié)合有限元分析確定。

雖然VGI模型和SMCS模型可以較準(zhǔn)確地預(yù)測結(jié)構(gòu)鋼的延性斷裂，但是應(yīng)用該模型需要把有限元模型的單元尺寸設(shè)定為0.1 mm的量級，由于目前的計算機(jī)性能有限，應(yīng)用該模型分析實(shí)際的大型結(jié)構(gòu)構(gòu)件仍然非常困難。

根據(jù)(4)式，本文定義斷裂指數(shù)RI(Rupture Index):

可見，在一定的加載條件下，斷裂指數(shù)越大的構(gòu)件越接近延性斷裂 ，在位移控制的單調(diào)荷載作用下所能夠達(dá)到的最大位移越小，延性越差，因此可以應(yīng)用斷裂指數(shù)RI來評估結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的相對延性。

本文應(yīng)用斷裂指數(shù)RI和等效塑性應(yīng)變來評估具有不同焊接孔的節(jié)點(diǎn)在單調(diào)荷載作用下的延性。同時，本文應(yīng)用縱向塑性應(yīng)變時程曲線和累積塑性應(yīng)變來評估節(jié)點(diǎn)在循環(huán)荷載作用下的延性，Kanvinde等認(rèn)為累積塑性應(yīng)變顯著降低了材料的韌性參數(shù)。

2 有限元模型的校核

本文有限元模型選取文獻(xiàn)［6］中梁柱焊接節(jié)點(diǎn)試件，試件梁截面為 H400200812，柱截面為H4503001216，鋼材為Q235鋼。本文有限元模型包括梁上下翼緣對接焊縫，梁腹板角焊縫和焊接孔等細(xì)節(jié)，有限元模型選取SOLID185單元，鋼材和焊縫金屬的彈性模量均取200 GPa，泊松比0.3，鋼材的屈服強(qiáng)度取300 MPa，焊縫金屬的屈服強(qiáng)度取370 MPa，有限元模型如圖1所示。通過采用大位移小應(yīng)變分析來考慮幾何非線性的影響。加載等級采用與試驗相同的加載等級，試驗得到的荷載－位移曲線與計算得到的荷載－位移曲線如圖2、圖3所示。可見，計算曲線與試驗曲線相近，證明了有限元模型的可靠性。

本文應(yīng)用通用有限元軟件ANSYS，采用等幅加載，加載位移幅為±45 mm(約3倍的節(jié)點(diǎn)屈服位移)，進(jìn)行循環(huán)荷載作用下的幾何非線性和材料非線性分析，共循環(huán)7周。其中第一荷載步視為單調(diào)荷載，讀取第一荷載步的分析結(jié)果，以判斷不同構(gòu)造的焊接孔附近抵抗延性斷裂的性能。應(yīng)用循環(huán)荷載作用下的分析結(jié)果，從而判斷不同構(gòu)造的焊接孔抵抗低周疲勞破壞的性能。在單調(diào)荷載作用下，采用中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔有限元模型MISES塑性應(yīng)變等值圖如圖7和圖8所示。可見，采用中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔根部等效塑性應(yīng)變較大。

3 有限元分析

為了分析比較不同的焊接孔所造成的應(yīng)力集中程度，本文焊接孔分別選取Nakashima焊接孔(圖4所示)、Ricles焊接孔(圖5所示)和中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔(圖6所示)。

讀取第一荷載步梁受拉翼緣焊接孔根部應(yīng)力集中區(qū)的分析結(jié)果，包括等效塑性應(yīng)變、靜水壓力和MISES等效應(yīng)力，計算各焊接孔根部附近的最大等效塑性應(yīng)變，最大三軸比和最大斷裂指數(shù)RI，分別列于圖9～圖11?？梢?，采用中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔詳圖A和詳圖B根部應(yīng)力集中區(qū)均產(chǎn)生較大的等效塑性應(yīng)變。根據(jù)圖8(a)可以判斷，詳圖B焊接孔根部所產(chǎn)生的應(yīng)力集中區(qū)恰位于對接焊縫處的熱影響區(qū)，熱影響區(qū)通常具有相對最低的斷裂韌性，易導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)在該應(yīng)力集中區(qū)首先發(fā)生破壞。清華大學(xué)熊俊對9個節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗，其中8個節(jié)點(diǎn)試件破壞首先在該焊接孔根部應(yīng)力集中區(qū)，所有節(jié)點(diǎn)試件均表現(xiàn)較差的延性，本文的分析結(jié)果很好地解釋了這一破壞現(xiàn)象。

Nakashima推薦的焊接孔和Ricles推薦的焊接孔具有較大的三軸比，其中Nakashima推薦的焊接孔具有較大的斷裂指數(shù)，抵抗延性斷裂的性能較差，Ricles推薦的焊接孔和中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔具有相近的斷裂指數(shù)。

讀取最后荷載步的分析結(jié)果，得出各焊接孔根部附近最大的累積塑性應(yīng)變?nèi)鐖D12所示。中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔具有相對較大的累積塑性應(yīng)變，而Ricles推薦的焊接孔的焊接孔根部應(yīng)力集中區(qū)所產(chǎn)生的累積塑性應(yīng)變最小，具有相對較好的抵抗低周疲勞破壞的性能。Nakashima推薦的焊接孔根部同樣產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，也同樣具有較大的累積塑性應(yīng)變，且具有相對最高的斷裂指數(shù)，因此本文認(rèn)為也不宜采用。

4 既有試驗驗證

清華大學(xué)熊?。?］對9個T形單側(cè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗研究，所有試件的焊接孔均分別采用中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔詳圖A和詳圖B，鋼材材質(zhì)為Q345。所有試件破壞均首先發(fā)生在焊接孔附近的應(yīng)力集中區(qū)，其中8個試件首先破壞在焊接孔詳圖B根部附近的應(yīng)力集中區(qū)，然后焊接孔詳圖A應(yīng)力集中區(qū)也開始開裂;另一個試件首先在焊接孔詳圖A處開裂，然后焊接孔詳圖B處也開始出現(xiàn)裂紋，所有節(jié)點(diǎn)試件均表現(xiàn)較差的延性。

日本的Rahiminia［8］對14個節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行了反復(fù)加載試驗研究，其中12個試件均采用日本常用的焊接孔(類似于中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范推薦的焊接孔詳圖A)，2個試件采用圖4所示焊接孔。所有試件均首先破壞在焊接孔處。

Ricles［4］對11個采用圖2所示焊接孔的梁柱焊接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗，其中6個試件為T形單側(cè)節(jié)點(diǎn)，5個試件為十字形節(jié)點(diǎn)。所有試件均沒有在焊接孔處發(fā)生破壞。

Nakashima［1］對6 個采用日本常用焊接孔(相近于中國建筑抗震設(shè)計規(guī)范焊接孔詳圖A)的試件和4個采用圖4所示焊接孔的梁柱焊接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了動力加載和準(zhǔn)靜態(tài)加載試驗，其中采用圖4所示焊接孔的4個試件在焊接孔處均沒有出現(xiàn)破壞，且與采用其它構(gòu)造形式的焊接孔相比，4個試件具有較好的延性;而6個采用日本常用焊接孔的試件在試驗中出現(xiàn)起始于焊接孔處的裂紋。

以上試驗結(jié)果證明了本文有限元分析的正確性。

5 結(jié)論

有限元分析證明:不同的焊接孔的外形和尺寸對節(jié)點(diǎn)延性具有重要的影響，容易導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)在焊接孔根部應(yīng)力集中區(qū)提前破壞，從而顯著影響節(jié)點(diǎn)延性。

不同構(gòu)造的焊接孔根部所產(chǎn)生的應(yīng)力集中程度不同，從而對節(jié)點(diǎn)延性具有不同的影響。本文的分析結(jié)果證明了中國建筑抗震規(guī)范推薦的焊接孔在應(yīng)力集中區(qū)產(chǎn)生的塑性應(yīng)變稍大，而Nakashima推薦的焊接孔也同樣具有較高的應(yīng)力集中，不宜采用。

美國Ricles推薦的焊接孔根部應(yīng)力集中程度相對較小。需要指出的是，Ricles推薦的焊接孔在焊接孔與梁翼緣相接處具有較高的三軸比，其值約為1.42，但該處等效塑性應(yīng)變較小，僅為0.038。損傷力學(xué)認(rèn)為高三軸比使材料變脆，對單調(diào)荷載作用下的延性斷裂極為不利。

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