为研究钢框架梁柱节点的断裂性能，众多学者开展了大量的研究工作[1-5]，其成果大多通过足尺寸节点模型试验得到，试验实施复杂且造价较高。与全尺寸节点模型相比，梁柱节点局部试件加工方便、成本较低，可以作为足尺寸节点模型试验的有效补充，其越来越多地应用于国内外的相关研究中[6-8]。为研究盖板加强型节点焊缝区域的断裂性能，通过对此类节点的局部试件进行试验，并对其进行有限元模拟分析，探讨加强板厚度、材料强度对试件焊缝区域断裂性能的影响。
1 试验概况
1.1 试件设计
已有的研究[9]表明：钢框架梁柱刚性节点在梁下翼缘与柱连接处易发生破坏，故本研究试件取自该区域，具体如图1a所示。梁、柱截面尺寸分别选取为HN200×100×5.5×8、HW200×200×8×12，试件构造如图1b所示。试件等效设计需满足局部试件与钢框架梁柱节点焊缝区域受力状况、约束条件相似、破坏形式相同的要求。 试验共设计制作3个盖板加强型节点局部试件(CP1X、CP2X、CP3X)，见图1c，CP1X试件几何尺寸见图2，盖板尺寸参考王燕等给出的建议值[10]，试件参数见表1。
a—局部试件选取位置； b—局部试件构造； c—局部试件照片。
图1 试件示意
Fig.1 Schematic diagram of specimens
图2 CP1X试件几何尺寸
Fig.2 Dimensions of CP1X
1.2 试验装置与测点布置
试验前采用超声波探伤仪对局部构件对接焊缝进行探伤，探伤结果显示所有对接焊缝均无质量问题。试验通过1 000 kN电子拉力机直接夹紧试件施加单向拉伸荷载，加载速率为3 mm/min。为得到试件对接焊缝及角焊缝区域应变数据，选取距对接焊缝及角焊缝焊趾10 mm处的两个区域上分别布置应变片，测点布置如图3所示。
表1 试件基本参数
Table 1 Design parameters of specimen mm
编号梁翼缘宽度加强板长度加强板宽度加强板厚度材料CP1X1001601306Q235CP2X1001601308Q235CP3X1001601308Q345
a—区域1； b—区域2。
图3 测点布置
Fig.3 Layout of measuring points
1.3 试验现象
盖板加强型节点局部试件的最终破坏形态如图4所示。其破坏形态分两类：一类(CP1X)试件裂纹产生于加强板端部角焊缝，沿梁翼缘板厚度方向贯穿后向梁翼缘中部扩展；另一类(CP2X，CP3X)试件破坏形态为梁翼缘板颈缩断裂，裂纹沿梁翼缘厚度方向贯穿后断裂。上述局部试件的破坏位置均远离梁柱翼缘对接焊缝及其热影响区，与足尺寸节点模型试验结果一致，说明本文设计的局部试件可以较准确地还原整体节点模型试验结果。
a—CP1X； b—CP2X； c—CP3X。
图4 试件破坏模式
Fig.4 Failure modes of specimens
2 有限元建模概况
为与试验结果相互验证，本文采用ANSYS软件对各试件进行了单调拉伸作用下的有限元分析。模型几何尺寸与试验试件完全相同，有限元模型CP1、CP2、CP3分别对应试验中的CP1X、CP2X、CP3X。基于实际焊接情况，焊接材料与母材等强且满足相似相容，故保证计算精确条件下，焊缝与母材均选用Q235钢的热物理性能参数。
有限元模型和钢材及热影响区本构关系如图5所示，文中采用Solid 92实体单元，单元采用自由网格划分，在焊缝及热影响区加密网格，并增加3种有限元模型(CP0，CP4，CP5)。除了加强板厚度，三者模型尺寸与CP1相同， 试件厚度方向尺寸、材料强度及有限元分析结果如表2所示。
a—有限元模型； b—Q235钢材及热影响区本构关系； c—Q345钢材及热影响区本构关系。
图5 有限元模型和材料本构关系
Fig.5 Finite element model and material constitutive relation
表2 有限元模型模拟结果
Table 2 Results of finite element analysis
编号加强板厚度/mm材料极限位移/mm极限荷载/kNCP04Q23515.19330.71CP16Q23514.30330.96CP28Q23514.00331.12CP38Q3458.47398.64CP410Q23514.00331.12CP512Q23514.00331.10
3 有限元与试验结果对比
3.1 承载能力对比分析
试验与有限元分析的荷载-位移曲线见图6，试验结果与有限元分析力学性能对比见表3。试件加工期间为防止生锈在试件表面涂抹40 μm防锈漆，且实验室加载装置夹持端咬合力变弱，导致试验加载过程各试件发生不同程度的滑移，故CP1X、CP2X及CP3X的位移值偏差过大，无法进行对比研究。下面对不同变量试件的极限荷载进行分析。
表3 试验结果与有限元分析力学性能对比
Table 3 Comparisons of mechanical properties between test and finite element analysis results kN
编号试验有限元试件破坏位置CP1X333.57330.96加强板端部角焊缝CP2X339.18331.12梁翼缘板CP3X412.51398.64梁翼缘板
第一组为加强板厚度不同的试验试件CP1X和CP2X，对应的有限元模型为CP1和CP2，加强板厚度分别为6，8 mm。由表3可知：试验中CP1X和CP2X试件的极限荷载分别为333.57，339.18 kN，两者相差不大；有限元模型中，两者通过数值分析得到的极限荷载分别为330.96，331.12 kN，数值较为接近，与试验结果相似。为弥补试验数据受试件数量限制的缺憾，在有限元模型中额外建立了3种加强板厚度不同的模型进行对比分析，模型参数和数值模拟结果如表2及图6所示。由表2可知：加强板厚度不同的有限元模型力学性能相差不大，其中加强板厚度为4 mm的CP0模型与加强板厚度为12 mm的CP5模型极限位移值分别为15.19，14.00 mm，两者相差8.5%，极限荷载分别为330.71，331.10 kN，数值极为接近；而加强板厚度达到8 mm之后的试件CP2、CP4和CP5的极限位移和极限荷载数值趋于稳定。可见，当加强板厚度较薄时，模型的极限位移略高；当厚度增加到一定程度后，模型计算结果基本不变。
第二组为钢材材料强度不同的试验试件CP2X和CP3X，对应的有限元模型为CP2和CP3。结合表2及表3可知：试件CP2X与CP3X的极限荷载分别为339.18，412.51 kN，相差21.6%，有限元模型CP2和CP3的极限荷载分别为331.12，398.64 kN，承载能力提高了20.4%；有限元模型CP2和CP3极限位移分别为14.00，8.47 mm，塑性变形能力降低了39.5%。可见，随着材料强度的提高，试件的承载能力提高而塑性变形能力降低。
a—CP1X； b—CP2X； c—CP3X； d—CP0； e—CP1；f—CP2； g—CP3； h—CP4； i—CP5。
图6 试件及有限元模拟荷载-位移曲线
Fig.6 Load-displacement curves obtained by specimens and finite element simulation
综合试验数据及模拟分析结果可知：盖板加强型节点局部试件在单向拉伸荷载作用下，加强板厚度变化对试件变形能力影响有限，当厚度较薄时，试件变形能力较高，但当厚度增加到一定程度后，改变厚度对试件影响不大；提高试件的材料强度可以提高试件的承载能力,但会降低其塑性。
3.2 截面应变对比分析
针对断裂可能性较高的焊缝位置，本文设置了两个应力区域，试验测点布置如图3所示，试件各应变数据如图7和图8所示。
由图7可知：在区域1即梁柱对接焊缝处，各试件在加载初期应变变化较为均匀，截面应变分布近似为一条直线；随着荷载增加，CP1X试件在区域1上的应变数值出现了明显的跳跃式增长，这可能是因为该试件角焊缝处存在的加工缺陷，导致角焊缝过早开裂，从而影响了对接焊缝处的应变发展；CP2X试件一侧的应变增长过快而另一侧和中部应变数值的增长较为缓慢，这可能是因为试验中期梁翼缘的颈缩变形从而导致对接焊缝处应变发展不均匀；CP3X试件分布较为均匀，且采用Q345钢材，强度高于CP1X和CP2X的Q235钢材，故CP3X在区域1上的应变数值在400 kN以后才达到应变片采集极限。
由图8可知:在区域2即加强板端部角焊缝处，3个试验试件的应变分布呈现出两种特征，第一种特征对应CP1X试件，加载初期，区域各截面应变分布较为均匀，随着荷载继续增加，应变呈现出一边大、另一边小的斜坡式分布，这是因为加强板端部角焊缝开始出现断裂；第二种特征对应CP2X和CP3X试件，加载初期，应变分布比较均匀，随荷载增加，区域上应变大致呈现出两边大、中间小的V形分布，原因是由于梁翼缘颈缩引起构件不均匀变形。不同的断裂位置使得区域2截面应变分布有所差别。综合试件区域1及区域2应变数据可知，区域1应变数值明显小于区域2，即加强板端部角焊缝处变形较对接焊缝处更为显著。
a—CP1X； b—CP2X； c—CP3X。
图7 试件沿区域1应变分布
Fig.7 Strain distributions of specimens in area 1
a—CP1X； b—CP2X； c—CP3X。
图8 试件沿区域2应变分布
Fig.8 Strain distributions of specimens in area 2
3.3 断裂指标对比分析
在有限元模型中选取焊缝相应位置的两个区域对试验结果进行断裂指标对比分析，深入研究加强板厚度变化对试件焊缝断裂性能的影响，有限元研究区域如图9所示。结合已有研究结果[2]，选取应力三轴度(Rσ)、等效塑性应变指数(PI)和开裂指数(RI)作为节点断裂评估指标[11]，断裂评估指标数据如图10和图11所示。
图9 研究区域示意
Fig.9 Schematic diagram of research area
a—应力三轴度； b—等效塑性应变指数； c—开裂指数。
图10 有限元模型区域1断裂评估指标
Fig.10 Evaluation index of fracture of finite element models in area 1
a—应力三轴度； b—等效塑性应变指数； c—开裂指数。
图11 有限元模型区域2断裂评估指标
Fig.11 Evaluation index of fracture of finite element models in area 2
由图10可知：以加强板厚度为变量的5个数值分析模型在区域1上的应力三轴度数值在0.7左右上下浮动；等效塑性应变指数和开裂指数分布均表现为两边大、中间小的特点，且峰值远小于断裂阈值。综合分析区域1上的各个断裂指标可知，5个模型沿区域1(对接焊缝处)的断裂风险较低，说明加强板厚度变化对模型的对接焊缝处断裂可能性影响不大。
由图11可知：以加强板厚度为变量的5个数值分析模型沿区域2上的应力三轴度数值随着加强板厚度增加而降低，且区域两端的数值小于中间；等效塑性应变指数和开裂指数数值分布为两边大、中间小，且数值显著高于断裂阈值，开裂风险较高；加强板厚度为4 mm的CP0模型的各项断裂指标均高于其余模型，且其余模型各项指标数值接近。由上述分析可知，5个模型沿区域2(加强板端部焊缝处)的断裂风险较高，且当加强板厚度过小时会增大角焊缝断裂的可能性，当厚度达到一定范围值后，加强板厚度变化对角焊缝处断裂性能影响不大。
综合试验数据及模拟分析结果可知：盖板加强型节点局部试件在单向拉伸作用下，加强板端部角焊缝处断裂风险较大；当加强板厚度较薄时，局部构件开裂风险较大，当厚度达到一定数值后，厚度变化对角焊缝处断裂性能的影响不再明显；加强板厚度变化对对接焊缝断裂性能影响不大；提高材料强度可以提高试件承载能力但会降低试件的塑性变形能力。
4 结束语
1)在单向拉伸荷载作用下，盖板加强型节点局部试件破坏形态主要分为加强板端部角焊缝断裂和梁翼缘板颈缩断裂两种。
2)当加强板厚度较小时，试件塑性变形较大，当厚度增加到一定数值后，试件的变形和承载能力基本不再变化；提高试件的材料强度可以提高试件的承载能力但会降低试件塑性变形能力。
3)试件加强板端部角焊缝处断裂风险较大；当加强板厚度较小时，加强板端部角焊缝断裂可能性较高，当厚度达到一定数值后，加强板厚度变化对角焊缝处断裂性能影响甚微；加强板厚度变化对试件对接焊缝断裂性能影响不大。
综上所述，盖板加强型节点局部构件在单向拉伸荷载作用下，破坏位置均远离梁柱翼缘焊接区域，与足尺模型试验结果相符；加强板端部角焊缝的断裂风险远高于梁柱对接焊缝，与数值模拟结果相同。针对加强板端部角焊缝易发生脆性破坏的特点，实际施工操作中应确保此处角焊缝焊接质量，并且在后期维护保养中特别重视此处的焊缝状态，及时采取加固措施应对可能产生的缺陷，防止焊缝断裂引起的结构破坏。
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