Q460高强钢管柱-H形梁焊接节点循环拉伸性能试验研究

梁 刚, 陆志涵, 刘云贺, 郭宏超

(1. 西安理工大学 土木建筑工程学院,西安 710048; 2. 西安理工大学 省部共建西北旱区生态水利国家重点实验室,西安 710048)

高强钢(名义屈服强度fy≥460 MPa)具有强度高、韧性和可焊性好等优势,一方面可降低建设成本,另一方面还能为大型及复杂结构提供更为合理的解决方案[1],如厚板焊接、构件运输和吊装等施工难题。目前,我国GB 50017—2017《钢结构设计标准》[2]已将其结构钢适用范围扩展至Q460等级钢材,但该类钢材屈强比一般高于0.85,其在抗震设防区的应用受到了严格限制。

通过对高强钢结构、梁柱节点等的抗震性能进行广泛研究,探究高强结构在地震作用下的破坏模式和力学行为,提出改善高强钢结构延性的措施,可为高强钢结构在抗震设防区应用提供合理的方案。Chen等[3]针对不同材料组合下的高强钢梁柱节点进行了抗震性能试验,发现随着梁、柱钢材等级增加,节点的耗能能力以及延性等性能均劣化,但大部分节点的转动能力达到0.035 rad。Hu等[4]为实现梁端“塑性铰”外移,将加强型节点应用于高强钢框架中,并对其进行了抗震性能试验,研究表明采用超高强柱(Q890)的框架整体侧移角超过了3%。张哲等[5]对2个足尺单榀单跨单层高强钢框架-屈曲约束支撑结构进行了低周往复加载试验,发现该类结构滞回曲线饱满,承载力稳定,塑性变形性能较好。孙飞飞等[6]对高强钢梁柱端板节点进行了低周反复加载试验,发现Q690高强钢端板节点的受弯承载能力比Q345钢端板节点提高约30%,但因高强钢端板弹性变形能力强,易于导致螺栓破坏,需提高螺栓的承载力以改善其延性。强旭红等[7]对高强钢端板节点在常温下、火灾下以及火灾后的受力性能进行了系统研究,分析了高强钢端板节点的破坏模式,转动能力以及EC3规范预测节点刚度和承载力的有效性等问题。梁刚等[8]设计了三种不同屈服机制的Q690高强钢外伸端板加劲螺栓节点,探讨了节点的破坏模式、刚度和承载力、耗能能力以及应变分布规律。可见,采用不同材料组合、梁端加强或削弱等措施后,高强钢结构或梁柱节点的延性可得到明显提升。

但上述高强钢结构或梁柱节点中,作为竖向受力构件的钢柱均为H形截面,方钢管具有优良的受压及受弯性能,在钢结构中亦常用作竖向受力构件,钢管柱与梁连接节点的破坏模式、力-变形行为与常规H形钢柱与梁连接节点显著不同[9],因此,基于我国现行抗震设计规范,以钢管柱-H形梁焊接节点受拉区等效模型[10]为研究对象,设计了3组共11个Q460高强钢管柱-H形梁焊接节点,通过循环拉伸试验,研究了梁翼缘板与钢管宽度比、厚度比以及钢管宽厚比和内隔板等参数对节点域破坏模式、初始刚度、承载力、延性和耗能能力的影响规律,探讨了梁腹板焊接工艺孔型式对节点域受力性能的影响,以期为高强钢管柱与梁焊接节点抗震设计和承载力理论模型构建提供依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

假定框架的抗震等级为二级,根据GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[11]、GB 50017—2017《钢结构设计标准》对框架梁柱板件宽厚比的限值,以及内隔板厚度不应小于梁翼缘板厚度的相关规定,设计了3组共11个Q460高强钢管柱-H形梁焊接节点。文献[10]研究发现:钢管长度为3.0倍管宽时,其对节点域变形的影响较小,因此本试验统一取钢管长度为Lc=600 mm。试件几何构造及详细参数分别如图1和表1所示。

表1 各试件几何参数

图1 试件构造详图

第一组试件主要用以研究梁翼缘板与钢管宽度比α(α=Bb/Bc)的影响;第二组试件2-1～2-3用以分析评价翼缘板与钢管厚度比β(β=td/tc)的影响;试件1-3、2-4和3-1用以研究钢管截面宽厚比λ(λ=Bc/tc)的影响;试件3-1与试件3-4,试件3-2与试件3-3分别进行对比分析,用以研究内隔板和梁腹板焊接通过孔构造的影响。试件3-2采用传统焊接孔,试件3-3采用GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》与美国FEMA规范[12]推荐的新型焊接通过孔,详见图1(c)、图1(d),其中梁腹板的长度均为280 mm。为防止试件端部螺栓孔发生破坏,在其螺栓孔附近贴焊16 mm钢板(见图1(b))。

试验所用Q460D高强钢以及直径为1.2 mm的ER60-G型号焊丝化学成分别见表2和表3,焊丝主要力学性能指标见表4。焊接方式采用气体保护焊,气体成分为80%Ar和20%CO2,焊接速度为28～36 cm/min。节点其他部位的焊接方法参考GB 50661—2011《钢结构焊接规范》[13]确定。

表2 Q460D钢材化学成分

表3 ER60-G焊丝化学成分

表4 ER60-G焊丝熔敷金属力学性能

1.2 材性试验

根据GB/T 228.1—2021《金属材料 拉伸试验: 第1部分:室温试验方法》[14]、GB/T 2975—2018《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》[15]的有关规定进行材性试验,钢材应力-应变曲线如图2所示,主要材性参数实测值如表5所示。由表5可知,钢材主要力学性能指标满足GB/T 1591—2018《低合金高强度结构钢》[16]要求。

表5 钢材力学性能试验结果

图2 应力-应变曲线

1.3 加载装置及加载制度

试验在西安理工大学结构实验室进行,试验加载装置如图3所示。试件固定端与反力架通过高强螺栓相连,试件加载端采用转换件通过高强螺栓与MTS试验机作动器相连。因此试件、反力架、地梁与压梁之间组成了一套完整的自平衡系统,由固定在地槽中的地锚限制系统的水平和竖向刚体位移。加载端采用1 000 kN的MTS液压伺服作动器来施加循环拉伸荷载,试验数据采用DH3818Y型数据采集仪自动采集。

图3 加载装置

根据JGJ 101—2015《建筑抗震试验规程》[17],采用荷载和位移混合控制方法进行加载。试件屈服前,采用荷载增量控制,以50 kN增量为一级,每级循环1次。屈服后,采用位移增量控制,以屈服位移(δy)的倍数为各级荷载增量,每级循环2次,直至加载结束,加载制度如图4所示。整个试验过程中,荷载加载速率为2 kN /s、位移加载速率为2.4 mm/min,当加载设备达到最大加载能力以致无法安全加载、承载力下降至最大荷载的85%或试件破坏时,加载结束。

图4 加载循环示意

1.4 测点布置及测量内容

为测量各试件整体、局部荷载-变形关系,在加载端与固定端翼缘板两侧分别架设2个线性位移计,编号为LVDT-1、LVDT-2和LVDT-3、LVDT-4,如图5所示,用以测量钢管的整体变形Δp

图5 位移计布置图

(1)

式中,Δ1～Δ4分别为位移计LVDT-1～LVDT-4的测量值。在固定端加载端头处架设线性位移计LVDT-5,用以测量系统的刚体位移,得到试件的整体变形Δt

Δt=|Δmts|-|Δ5|

(2)

式中,Δmts与Δ5分别为MTS作动器与线性位移计LVDT-5的测量值。此外,为明确试件各部分屈服时序,在内隔板、梁翼缘板以及钢管柱面上均设置了相应的应变片或应变花,但限于篇幅,本文不作详细讨论。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及破坏形态

试验正式开始前,先对试件进行预加载,其峰值荷载取试件理论屈服荷载的60%,检查各仪表均正常工作后进行正式加载。由材性试验结果可知,8 mm和10 mm厚Q460钢材单轴拉伸应变分别超过0.28%和0.25%时,试件进入塑性工作阶段。

在循环拉伸荷载下,试件破坏形态和断裂位置如图6～图9所示,主要发生3种破坏模式:① 连接处焊缝断裂;② 连接处钢管面板断裂;③ 梁翼缘板母材被拉断。下文中提到的Fy、δy,t分别为试件屈服荷载及相应的MTS位移测量值。

图6 连接处焊缝断裂

2.1.1 翼缘板与钢管连接处焊缝断裂

图6给出了试件3-1、试件3-2和试件3-3的破坏形态,均发生梁翼缘板与钢管间焊缝被拉断现象。试件3-1在加载初期各部分无明显变化。当加载至260 kN时,内隔板应变值首先超过钢材屈服应变;当加载至300 kN时,钢管与翼缘板焊缝一端发现细小裂纹,内隔板中心浇筑孔变形明显;加载至400 kN时,裂缝沿翼缘板宽度方向发展,此时内隔板浇注孔“椭圆化”明显。随着加载的进行,翼缘板焊缝热影响区开始出现颈缩变形。当按位移加载到第三圈至39 mm时,试件达到极限荷载419.3 kN,之后承载力迅速下降,靠近加载端的翼缘板与钢管焊缝被拉断,由图6(a)可知,断口延伸至翼缘板焊接热影响区,钢管侧板内凹变形明显。

试件3-2与试件3-3为带有梁腹板的节点,两者破坏模式相似,荷载控制阶段试件均无明显变形,当试件3-2与试件3-3分别加载至300 kN与260 kN时,内隔板开始屈服。当按位移加载至1.5δy,t时,由于局部塑性变形较大,试件3-2与试件3-3的拉力作用线偏离梁腹板中心,偏心力导致加载端与固定端翼缘板焊缝端部产生裂缝,对应荷载分别为411.5 kN与390 kN,继续加载,试件3-2裂缝快速发展,在加载端腹板与钢管面板焊接处产生裂缝,由于裂缝的扩展,两端腹板在其平面内发生顺时针扭转变形(见图6(b)),浇筑孔“椭圆化”严重;当加载至2δy,t时,试件达到峰值荷载519 kN,固定端翼缘板焊缝热影响区裂缝开始贯通,此时梁腹板与钢管面板焊接处也产生大变形,钢管面板局部外鼓。随后荷载突然下降,一声巨响后,固定端梁翼缘板焊接区域发生断裂,试件失去承载力。试件3-3加载至2δy,t时,裂缝快速发展并持续沿翼缘板宽度方向扩大,浇筑孔“椭圆化”明显,钢管面板与腹板焊接处出现明显裂缝,且此处面板外鼓严重;当加载至3.5δy,t时,试件达到极限承载力601.3 kN,卸载时试件腹板与面板焊缝处完全断裂,如图6(c)所示,翼缘板与面板焊缝处也发生断裂,停止加载。

2.1.2 连接处钢管面板断裂破坏

钢管面板在焊接过程中亦会受到焊接热输入的影响,导致焊接处面板材料强度降低,发生断裂破坏,如试件1-1与试件3-4(见图7)。加载初期,试件1-1各部分均无明显变形。当加载至380 kN时,内隔板开始屈服,且加载端翼缘板焊缝端部产生裂缝;当加载至2δy,t时,梁翼缘板端部裂缝沿其宽度方向快速发展,随着裂缝深度扩大,因拉力作用线不断偏移,导致钢管整体发生扭转,浇注孔与透气孔连接处发生较大变形,同时钢管面板外鼓明显;当加载至3δy,t时,浇注孔与透气孔连接处发生断裂,如图7(a)所示。试件因焊接热输入影响,连接处钢管面板抗冲剪不足而断裂。试件3-4为无内隔板试件,当加载至80 kN时,钢管与翼缘板连接处焊缝两端均出现轻微裂缝,同时由于裂缝开裂过程中伴随着梁翼缘板拉力作用线偏移,钢管柱出现严重的整体扭转变形,钢管面板焊接热影响区同样发生冲剪破坏,如图7(b)所示,当裂缝扩展至翼缘板宽度约一半后,试验因钢管扭转变形过大而停止。可见,内隔板可以降低钢管柱面板的不均匀变形水平。

图7 连接处钢管面板冲剪破坏

试件1-2、试件1-3、试件2-4的破坏模式均是焊缝端部开裂后引起钢管面板受拉撕裂,通过应变数据发现,三个试件内隔板均在焊缝端部裂缝产生前屈服,由此可得试件屈服荷载分别为:340 kN、320 kN与275 kN,试件焊缝开裂荷载分别为:1.03Fy、1.25Fy与1.16Fy。随着加载的进行,焊缝端部产生裂缝,并沿翼缘板宽度方向快速发展,与试件3-4不同的是,试件1-2、试件1-3、试件2-4裂缝沿钢管面板纵向发展(面板受拉撕裂破坏),而且内隔板浇注孔“椭圆化”严重。如图8(a)所示,试件1-3与试件2-4内隔板浇筑孔与透气孔连接处均被拉断,如图8(b)、图8(c)所示,钢管侧板内凹明显,破坏时表现出良好的塑性变形能力。

图8 连接处焊缝局部断裂后钢管面板受拉撕裂破坏

2.1.3 梁翼缘板母材被拉断

试件2-1与试件2-3的破坏模式为翼缘板母材被拉断,通过应变数据发现:当加载至300 kN时,试件2-1内隔板开始屈服,随后固定端翼缘板端部焊缝产生裂纹;当加载至2δy,t时,两侧翼缘板在靠近面板约100 mm处,出现明显的颈缩变形,同时翼缘板表面保护漆撕裂严重;当加载至3.5δy,t时,试件达到峰值荷载450.1 kN,翼缘板颈缩变形严重;当试件接近断裂荷载419.1 kN时,承载力急剧下降,随后试件固定端翼缘板母材发生断裂破坏,由图9(a)可知,试件在整个加载过程中内隔板变形较小,钢管面板外鼓现象不明显。与试件2-1类似,当加载至270 kN时,试件2-3翼缘板端部焊缝产生裂纹;当加载至300 kN时,内隔板率先屈服。随后梁翼缘板亦出现颈缩现象,与试件2-1相比,当试件2-3梁翼缘板出现颈缩时,浇注孔亦有较大变形,如图9(b)所示。当加载至5δy,t时,加载端翼缘板因颈缩变形过大被拉断。对于试件2-2,由于过高地估算了其承载力,试件在固定端螺栓孔处发生断裂破坏,因此对其他试件螺栓孔区域进行了加固,如图9(c)所示。

图9 梁翼缘板母材被拉断

综上,当试件临近屈服时,梁翼缘板焊接处两端将产生裂纹,对于翼缘板未被拉断的试件,裂纹将沿着翼缘板宽度方向发展,但由于合力作用线的不断偏移,整个钢管柱发生扭转变形,部分试件裂缝沿着梁翼缘宽度方向发展,因焊缝周围钢管面板亦受到焊接热效应的影响,表现为钢管面板焊缝热影响区冲剪破坏,如试件1-1、试件3-4;部分试件裂缝会沿着面板纵向发展,表现为面板的纵向受拉撕裂破坏,如试件1-2、试件1-3、试件2-4;部分试件在梁翼缘板焊接处被拉断,如试件3-1、试件3-2和试件3-3。试验过程中,大部分试件破坏时钢管面板外凸、侧板内凹明显,说明Q460高强钢管柱-H形梁焊接节点具有良好的塑性变形能力。

2.2 循环拉伸荷载-位移曲线

图10给出了11个试件在循环拉伸荷载下的荷载-位移曲线,采用方程式(1)计算试件的变形,荷载为相应MTS拉力;Fu为试件峰值荷载,对应位移为δu;当试件承载力下降至峰值荷载的85%或断裂时,认为试件达到断裂荷载Ff,对应的位移为δf。通过循环拉伸曲线定义“骨架”曲线,即每循环圈峰值点间的连线,基于此确定试件的初始刚度Sj,ini以及塑性承载力Fj,test等指标,目前推荐的连接塑性承载力试验值估算方法为:①Zanon等[18]将连接塑性承载力Fj,Rd,test定义为荷载-位移曲线的初始刚度线与屈服后刚度线的交点(见图11(a));②Weynand等[19]认为连接的塑性抗拉承载力Fj,Rd,test,2为割线刚度与曲线的交点(亦为EC3规范[20]推荐算法)为其塑性抗拉承载力Fj,Rd,test,1(见图11(b))

图10 滞回曲线与骨架曲线

图11 试件塑性承载力试验值分析方法

Sj=Sj,ini/η

(3)

式中,η为连接的初始刚度修正系数,对于焊接连接η=2.0。采用方法(1)和方法(2)获得的试件塑性承载力分别记为Fj,y,test,1和Fj,y,test,2,所有试件主要指标如表6所示。

表6 荷载-位移曲线主要特征值

由图10(a)～(c)可知,在弹性阶段,荷载与位移关系呈线性增加趋势。达到峰值荷载后,试件1-1由于焊缝热影响区断裂而快速丧失承载力,试件1-2与试件1-3由于发生钢管面板和浇筑孔边缘撕裂破坏,其荷载-位移曲线具有较明显的下降段。结合表6可知,随着梁翼缘板与钢管宽度比α减小,试件的初始刚度和承载力均降低,其中试件1-1的初始刚度分别约为试件1-2和试件1-3的1.37和1.97倍,承载力分别约为试件1-2和试件1-3的1.17和1.22倍。主要原因为α越小,梁翼缘板越窄,单位荷载下变形越大,刚度越小。此外,屈服线在梁翼缘板上的起始位置离钢管边缘越远,翼缘板抗力有效宽度越小,未充分发挥内隔板的承载能力。

由图10(d)～(f)可知,试件2-1、试件2-2与试件2-3均发生梁翼缘板母材断裂,屈服后表现出较弱的应变强化效应,这主要与Q460钢材应变强化效应弱密切相关,峰值后试件均快速断裂。但试件2-1循环拉伸荷载-位移曲线较其他试件饱满,说明试件2-1具有良好的塑性变形和耗能能力,主要原因为该试件翼缘板较薄,由图9(a)可知,荷载作用下试件的塑性变形主要集中在梁翼缘板上,耗能能力较强。此外,结合表6可知,三者Fu/Fj,y,test,2值均约为1.17,说明梁翼缘板与钢管柱厚度比β对试件的承载力影响较小,但试件2-2因螺栓孔处净截面强度不足,导致其承载力偏低,因此上述结论仍需进一步讨论。试件2-2比试件2-1的初始刚度增大约41%,说明β对连接的初始刚度影响较大。主要原因为增大β,提高了梁翼缘板对连接整体刚度的贡献。但试件2-3的相对刚度却比其他两个试件小,主要是因为该试件梁翼缘板亦较窄,相同荷载作用下,梁翼缘板变形较大,即梁翼缘抗拉刚度较小,导致整个试件刚度下降。

由图10(c)、图10(g)和图10(h)可知,随着钢管宽厚比λ的减小,试件的破坏形态从钢板面板撕裂破坏转变为连接处焊缝断裂,塑性变形能力逐渐降低,呈现出一定的脆性破坏特征。结合表6可知,试件1-3、试件2-4和试件3-1的Fu/Fj,y,test,2值依次约为1.54、1.41和1.27,试件3-1的该比值比试件1-3和试件2-4分别降低约18%和10%,可见其承载力亦呈下降趋势,主要原因为,当λ较小时,加载后期连接柱面及内隔板变形亦较小,因此柱面连接周围薄膜力效应难以充分发挥,导致连接的承载力减小。试件3-2与试件3-3均为带有腹板试件,前者腹板与翼缘板采用传统焊接通过孔构造,后者则采用文献[11-12]推荐的新型焊接通过孔,由图10(i)、图10(j)可知,两者具有相似的荷载-位移特征,试件3-2的循环拉伸荷载-位移“骨架”曲线几乎与试件3-3重合(见图12),但后者具有较高的承载力和良好的塑性变形能力。结合表6可知,试件3-3的承载力比试件3-2高约14%,其极限位移超过后者近2倍,说明梁腹板新型焊接通过孔构造能够显著改善连接的塑性变形能力。对比试件3-1和试件3-4,由图10(h)、图10(k)可知,两者循环拉伸曲线有较大区别,试件3-4主要通过钢管柱面板屈服参与耗能,循环拉伸荷载形成的“滞回圈”较饱满,试件3-1内隔板首先屈服耗能,但随着荷载增大,连接处焊缝发生断裂破坏,钢板面板屈服区域较小,因此其耗能能力较弱。结合表6可知,试件3-4的极限位移比试件3-1增加约20%,但前者的承载力比后者降低约37%,由此可见,内隔板的存在提高了试件的承载力,但降低了试件的塑性变形能力。

图12 不同焊接通过孔型式的影响

2.3 延性性能

通过位移延性系数φ′来表征试件的延性性能,其中φ′=δf/δy,δf与δy分别表示试件破坏和屈服时对应的极限位移与屈服位移。根据位移延性系数φ′的大小,可将连接分为三类:当φ′≥20时,属于高延性试件;当3≤φ′<20时,表示试件延性有限;当φ′<3时,表示为脆性试件[21-22]。

图13给出了各试件的延性系数分布规律,由图可知,所有Q460高强钢管柱-H形梁翼缘板焊接节点的延性系数均大于3,均属于有限延性试件或高延性试件。说明Q460高强钢焊接节点仍具有较高的延性性能。其中试件1-1、试件1-2、试件1-3以及试件3-3在Zanon法中的延性系数均超过20,而在Weynand法(被EC3规范[20]采纳)中仅有试件1-1、试件1-2的延性系数超过了20,故试件1-1与试件1-2均属于高延性试件,前者延性系数最大为32.27,两者均具有较高的梁翼缘与钢管柱宽度比,因此,结合前节分析,试件具有较高宽度比时,提高试件承载能力的同时具有较高的延性。试件3-3的延性系数约为试件3-2的3倍,前者为具有新型焊接通过孔型式。

图13 延性系数

综上可知,翼缘板与钢管柱的宽度比以及焊接通过孔构造为影响高强钢试件延性的关键参数之一。

2.4 耗能能力

采用试件在循环拉伸过程中的“滞回”能量E(J)(简称“应变能”)来定量分析试件的耗能能力,可由循环拉伸荷载-位移曲线包络图总面积计算求得,其数值大小反映试件在循环拉伸荷载作用下的耗能能力。各试件总的应变能如图14所示。

图14 各试件总应变能

由图14可知,节点在循环拉伸荷载下具有较好的耗能能力,宽翼缘试件(试件1-1、试件1-2、试件1-3)的总应变能均在20 000 J以上,储能能力较好。对于翼缘板被拉断的试件(试件2-1、试件2-3),由于其塑性变形主要集中在翼缘板位移测点的后侧,因此节点域表现出较小的耗能能力。对于试件2-4与试件3-3,前者由于焊缝被拉断而失去承载力,后者则因钢管面板撕裂而失去承载力,二者在节点域附近产生了较大的塑性变形,故表现出较高的塑性变形能力。对比试件3-1与试件3-4,二者总应变能相差较小,但前者具有更高的承载能力,因此钢管内设置隔板后,除可以提高节点的承载能力外,还可以改善节点域的耗能能力,主要原因为内隔板加强了梁翼缘与钢管柱间的整体性,使节点域变形更均匀。

采用式(4)计算各试件的平均应变能,分析试件单圈平均耗能能力,研究各关键参数对节点耗能能力的影响规律

(4)

式中,n为试验加载圈数。图15给出了ɑ、β以及λ对试件平均应变能的影响规律。由图15(a)可知,试件1-1、试件1-2、试件1-3的平均应变能分别为1 286 J、1 296 J、1 390 J,试件1-3的平均应变能分别是试件1-1与试件1-2的1.08、1.07倍,可以看出随着试件宽度比减小,试件的平均应变能逐渐增加,但增幅较小,这是由于试件宽度比越小,循环拉伸荷载作用下,钢管面板薄膜拉力效应越明显,此时钢管面板会较早产生塑性变形,平均应变能增加。

图15 平均应变能变化规律

由图15(b)可知,试件2-1、试件2-2、试件2-3的平均应变能分别为290 J、486 J、369 J,三者厚度比分别为0.80、1.00、1.25,其中试件2-2的平均应变能为试件2-1与试件2-3的1.67与1.32倍,由于试件2-1与试件2-3均为位移测点后翼缘板断裂,试件大量塑性变形并非集中在节点域附近,因此其对节点域耗能能力的影响规律仍需进一步研究;

由图15(c)可知,随着钢管宽厚比增大,钢管柱面越早进入塑性阶段,体现出试件耗能能力增加。如试件1-3、试件2-4、试件3-1的平均应变能分别为1 390 J、1 073 J、595 J,且试件1-3的平均应变能分别是试件2-4与试件3-1的1.30与2.34倍,说明增大钢管柱宽厚比,可提高试件的单位耗能能力,有利于提高高强钢焊接节点的塑性变形能力。

试件3-2与试件3-3的平均应变能分别为701 J与1 028 J,后者约为前者的1.47倍,说明试件3-3在耗能能力方面较试件3-2突出,主要原因是新型焊接通过孔改善了节点域局部应力集中程度,延缓了焊接裂缝开裂进程,进而提高了节点域的耗能能力。

3 结 论

(1)循环拉伸荷载作用下,Q460高强钢管柱-H形梁焊接节点的破坏模式主要为:连接处焊缝断裂、连接处钢管面板断裂或梁翼缘板被拉断三种。

(2)高强钢梁翼缘板与钢管宽度比α对连接的初始刚度、承载力和延性等指标影响均较大。宽度比α由0.70减小到0.56时,焊接节点的初始刚度和极限承载力分别降低约97%和22%,节点由高延性降低为有限延性。

(3)减小高强钢管宽厚比参数λ,降低了焊接节点的承载力和塑性变形能力,当λ由25.0减小到18.75时,节点的极限承载力和平均应变能分别减小了18%和134%。

(4)内隔板的存在提高了节点的承载力,但降低了试件的塑性变形能力。无内隔板焊接节点的承载力比相应设置内隔板的节点降低约37%,但前者的极限位移比后者增加约20%。

(5)具有新型焊接通过孔构造的试件承载力比传统构造试件提高约14%,当试件破坏时,前者的极限位移超过后者近2倍,新型焊接通过孔能显著改善连接的延性。