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文檔簡介
1、<p> 側(cè)板與梁翼緣對接焊縫對側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)受力性能的影響分析</p><p> 摘要:本文采用ANSYS“生死單元”方法模擬側(cè)板與梁翼緣處的施焊過程,在考慮焊接殘余應(yīng)力的基礎(chǔ)上,對側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的受力性能進(jìn)行研究。文章針對有無考慮焊接殘余應(yīng)力的兩種有限元模型,分析了殘余應(yīng)力對節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布、滯回曲線、延性系數(shù)、塑性轉(zhuǎn)角等特性的影響。結(jié)果表明,焊接殘余應(yīng)力對側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)整體受力性能的影響不明顯,研
2、究內(nèi)容可為工程應(yīng)用和理論分析提供參考。 </p><p> 關(guān)鍵詞:焊接殘余應(yīng)力;側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn);應(yīng)力;延性 </p><p> 中圖分類號:P755.1 文獻(xiàn)標(biāo)識碼:A </p><p> 目前,國內(nèi)外學(xué)者針對鋼框架梁柱改進(jìn)型節(jié)點(diǎn)的研究已取得一定進(jìn)展,研究表明改進(jìn)型節(jié)點(diǎn)可以實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移的目的,有效提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能[1-7]。但多數(shù)成果是在忽略焊接殘余應(yīng)力
3、的基礎(chǔ)上得到的,與實(shí)際受力情況存在一定誤差,為了能夠更加準(zhǔn)確地反映出改進(jìn)型節(jié)點(diǎn)的力學(xué)特征,并就不同位置焊縫對節(jié)點(diǎn)影響強(qiáng)弱進(jìn)行比較,本研究在前期考慮側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)梁柱連接焊縫影響的基礎(chǔ)上[8],針對側(cè)板與梁翼緣之間連接焊縫的殘余應(yīng)力對該類改進(jìn)型連接的受力性能特征進(jìn)行了詳細(xì)的分析,研究結(jié)果對新型節(jié)點(diǎn)的推廣應(yīng)用有實(shí)際意義。 </p><p> 模擬焊接殘余應(yīng)力的節(jié)點(diǎn)有限元模型 </p><p>
4、; 為了能夠充分反映出焊接殘余應(yīng)力對節(jié)點(diǎn)的影響,本文參考試驗(yàn)試件SPS-1(2)[9]分別建立了有限元模型SPB(考慮側(cè)板與翼緣之間焊縫,如圖1)和SPC(不考慮焊接殘余應(yīng)力),各模型具體尺寸、網(wǎng)格劃分如表1、圖2、圖3所示。 </p><p> 圖1SPB模型考慮的焊縫位置 表1模型尺寸 </p><p> 試件編號 加強(qiáng)板規(guī)格 試件區(qū)分 </p><p>
5、 SPB-1 -9˟50 ˟220 僅考慮側(cè)板與梁翼緣焊縫 </p><p> SPB-2 -9˟40 ˟170 僅考慮側(cè)板與梁翼緣焊縫 </p><p> SPC-1 -9˟50 ˟220 不考慮焊縫影響 </p><p> SPC-2 -9&
6、;#735;40 ˟170 不考慮焊縫影響 </p><p> SPS-1 -9˟50 ˟220 試驗(yàn)試件 </p><p> SPS-2 -9˟40 ˟170 試驗(yàn)試件 </p><p> 注:梁截面為HN300×150×6.5×9,柱截面
7、為HW250×250×9×14 </p><p> ?。╝)SPB(C)-1 (b)SPB(C)-2 </p><p> 圖2 節(jié)點(diǎn)的幾何尺寸 圖3 有限元分析模型及網(wǎng)格劃分 </p><p> 焊接溫度場模擬及焊接殘余應(yīng)力分布 </p><p> 在本研究中,采用ANSYS生死單元法模擬實(shí)際焊接過程[10
8、]。設(shè)定每道焊縫的焊接、冷卻時間為均1500秒,圖4以試件SPB-1為例給出了的側(cè)板與梁翼緣之間焊縫的焊接及冷卻過程的溫度場分布。 </p><p> ?。╝)10s (b)100s (c)1000s (d)1500s </p><p> (e)1510s (f)1600s (g)2500s (h)3000s </p><p> ?。╥)3010s (j)3100
9、s (k)4000s (l)4500s </p><p> ?。╩)4510s (n)4600s (o)5500s (p)6000s </p><p> 圖4 SPB-1 焊縫及影響區(qū)隨時間變化溫度場 </p><p> 圖5SPB-1梁翼緣與側(cè)板等效殘余應(yīng)力 </p><p> 在對側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了如圖4所示的焊接過程模擬的基礎(chǔ)上
10、,本研究以SPB-1為例給出了側(cè)板與梁翼緣焊縫等效殘余應(yīng)力的模擬結(jié)果,如圖5所示,從圖中可以看出,焊接殘余應(yīng)力主要集中分布在焊縫及其影響區(qū),隨著離焊縫距離的增加,焊接殘余應(yīng)力迅速減小,在節(jié)點(diǎn)大部分位置焊接殘余應(yīng)力為0。 </p><p> 節(jié)點(diǎn)受力性能影響分析 </p><p> 在考慮側(cè)板與梁翼緣對接焊縫影響的前提下,本研究選用文獻(xiàn)[***]中的材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線及試驗(yàn)加載制度,對
11、側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布、滯回曲線、延性系數(shù)、塑形轉(zhuǎn)角、阻尼系數(shù)等延性特征進(jìn)行了分析、研究,并對SPB系列試件與SPC試件進(jìn)行了對比分析,從而得出側(cè)板與梁翼緣處焊接殘余應(yīng)力對節(jié)點(diǎn)延性特征的影響規(guī)律。 </p><p><b> 應(yīng)力云圖對比 </b></p><p> 為了反映側(cè)板與梁翼緣處焊接殘余應(yīng)力對加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)延性特征的影響,同時節(jié)省文章篇幅,圖6給出了SPB-
12、1、SPC-1有限元模型每隔兩級加載后的應(yīng)力云圖,圖中顯示,SPB與SPC試件的應(yīng)力云圖特征較為相似,尤其在彈性階段,節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力從大小、范圍、分布規(guī)律均無顯著差別;當(dāng)節(jié)點(diǎn)進(jìn)入彈塑性階段和破壞階段后, SPB系列節(jié)點(diǎn)從應(yīng)力分布范圍來說分布較為廣闊,且分布規(guī)律較為復(fù)雜,在焊縫附近應(yīng)力增大,但對節(jié)點(diǎn)應(yīng)力整體分布以及節(jié)點(diǎn)最終的破壞形態(tài)影響不明顯,這說明焊接殘余應(yīng)力僅在一定范圍內(nèi),即焊縫附近對節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生影響,其余位置應(yīng)力分布規(guī)律與未考慮焊接殘應(yīng)力的
13、SPC模型基本一致,因而從應(yīng)力云圖角度分析,焊接殘余應(yīng)力僅會對節(jié)點(diǎn)的局部破壞產(chǎn)生一定的影響,對整體受力影響不明顯。 </p><p> SPB-1 SPC-1 SPB-1 SPC-1 </p><p> (a) 荷載等級一 (b) 荷載等級三 </p><p> SPB-1 SPC-1 SPB-1 SPC-1 </p><p> (c
14、) 荷載等級五 (d) 荷載等級七 </p><p> SPB-1 SPC-1 SPB-1 SPC-1 </p><p> (e) 荷載等級九 (f) 荷載等級十一 </p><p> 圖6 SPB(C)-1應(yīng)力云圖對比分析 </p><p><b> 應(yīng)力路徑對比分析 </b></p><p
15、><b> 圖7 路徑示意圖 </b></p><p> 本研究根據(jù)美國及日本的震后資料以及本團(tuán)隊(duì)的前期的試驗(yàn)現(xiàn)象,找到側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)易發(fā)生破壞的位置,一般在梁柱連接焊縫、側(cè)板端部截面變化處,為了能夠更加清楚地反映節(jié)點(diǎn)危險(xiǎn)位置的應(yīng)力變化規(guī)律,本文針對如圖7所示的三條關(guān)鍵路徑對側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行分析研究,來討論焊接殘余應(yīng)力對節(jié)點(diǎn)不同位置應(yīng)力分布的影響。 </p&g
16、t;<p> (a)路徑一 (b)路徑二 (c)路徑三 </p><p> 圖8SPB(C)-1試件應(yīng)力對比 </p><p> (a)路徑一 (b)路徑二 (c)路徑三 </p><p> 圖9SPB(C)-2試件應(yīng)力對比 </p><p> 由圖8(a)、圖9(a)可以看出,節(jié)點(diǎn)應(yīng)力沿路徑一分布較為復(fù)雜, SPB系
17、列試件的應(yīng)力范圍略廣于SPC系列,在圖10(a)中SPB-2的曲線在側(cè)板與翼緣連接處,即焊縫附近出現(xiàn)了應(yīng)力峰值,但總體來說,側(cè)板與梁翼緣間的焊接殘余應(yīng)力對于路徑一而言影響不大,曲線無明顯規(guī)律可循,僅在側(cè)板、梁翼緣、柱翼緣相交處出現(xiàn)突變。 </p><p> 由圖8(b)、圖9(b)可見,節(jié)點(diǎn)應(yīng)力沿路徑二呈規(guī)律的“幾”字形分布,考慮殘余應(yīng)力影響的SPB系列構(gòu)件的應(yīng)力數(shù)值在側(cè)板與梁翼緣連接處明顯大于SPC構(gòu)件,在梁
18、翼緣中部區(qū)域二者的應(yīng)力曲線幾乎完全重合,這一現(xiàn)象與圖6的應(yīng)力云圖分布規(guī)律相吻合,即焊接殘余應(yīng)力僅在焊縫附近對節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生影響。從數(shù)值來說,節(jié)點(diǎn)沿路徑二的應(yīng)力明顯大于沿路徑一的應(yīng)力。 </p><p> 由圖8(c)、圖9(c)可見,SPB和SPC系列試件的應(yīng)力曲線基本重合,出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于路徑三位于遠(yuǎn)離側(cè)板與梁翼緣焊縫的區(qū)域,受到殘余應(yīng)力的影響較微弱。應(yīng)力曲線在梁柱翼緣根部較小,隨后出現(xiàn)一個明顯的增幅,在側(cè)板
19、端部應(yīng)力出現(xiàn)逐步遞減的趨勢,這一規(guī)律充分說明,無論是否考慮焊接殘余應(yīng)力,側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)都可順利實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移的目的。 </p><p> 側(cè)板與梁翼緣焊縫對節(jié)點(diǎn)延性性能的影響 </p><p><b> (1)滯回曲線 </b></p><p> SPB、SPC和SPS系列模型的滯回曲線及對比曲線如下圖10所示。 </p>
20、<p> ?。╝)SPB-1 (b)SPC-1 (c)SPS-1 (d)SP-1滯回曲線對比 </p><p> ?。╡)SPB-2 (f)SPC-2 (g)SPS-2 (h)SP-2滯回曲線對比 </p><p> 圖10 各構(gòu)件滯回曲線及對比 </p><p> 通過圖10(a)、(b)、(e)、(f)對比分析可以看出,SPB和SPC系列試件的滯回
21、曲線較為飽滿,曲線走勢基本一致,表明節(jié)點(diǎn)具有良好的塑性變形能力,相比之下試驗(yàn)試件SPS的滯回曲線不夠飽滿,這與試驗(yàn)受到很多不確定性因素的影響有關(guān)。圖10(d)、(h)為各試件的滯回曲線對比圖,由圖可見,SPB和SPC系列試件的曲線幾乎完全重合,該現(xiàn)象表明側(cè)板與梁翼緣連接處焊接殘余應(yīng)力對節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響不明顯。 </p><p> ?。?)承載力及延性系數(shù) </p><p> 表2中給出
22、了側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)有限元及試驗(yàn)試件的位移、承載力及延性系數(shù)的具體數(shù)據(jù)。 </p><p> 表2 承載力及延性系數(shù)對比 </p><p> 項(xiàng)目 SP-1 SP-2 </p><p> 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) </p><p> SPB-1 SPC-1 差別 SPS-1 SPB-2 SPC-2 差別 SPS-2 <
23、/p><p> 極限位移△u/mm 56.88 61.5 -8.1% 80.9 56.4 70.4 -24.8% 79.4 </p><p> 極限承載力Pu/kN 147.64 146.41 0.82% 157.2 136.9 151.24 -10.47% 153.72 </p><p> 屈服位移△y/mm 16.26 16.43 -1.04% 23 15.5
24、3 16.87 -8.6% 21.34 </p><p> 屈服荷載Py/kN 121.68 118.6 2.6% 123.7 115.87 125.5 -8.3% 116.4 </p><p> 延性系數(shù)/μ 3.498 3.74 -6.9% 3.52 3.63 4.2 -5.8% 3.72 </p><p> 由表中可見,對于極限承載力來說SPB-1和SP
25、C-1相差0.82%,SPB-2和SPC-2相差10.47%,而對于屈服荷載來說以上兩組試件分別相差2.6%和8.3%,究其原因在于有限元模擬結(jié)果的離散性,以及加強(qiáng)側(cè)板的幾何尺寸差異。有限元模型和試驗(yàn)試件的延性系數(shù)均達(dá)到大于3的抗震要求,說明改進(jìn)型側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能。SPB系列試件的延性系數(shù)小于SPC系列,即焊接殘余應(yīng)力對于節(jié)點(diǎn)的延性有一定的影響,但影響較小,最大差別僅達(dá)到6.9%。 </p><p&g
26、t;<b> ?。?)延性轉(zhuǎn)角 </b></p><p> 通過對表3中模型轉(zhuǎn)角的對比可知,各試件均滿足塑形轉(zhuǎn)角大于3% rad,總轉(zhuǎn)角大于5% rad的抗震要求,且試驗(yàn)試件的數(shù)據(jù)小于有限元模型,而對于有限元模型來說,無論是否考慮焊接殘余應(yīng)力,兩組側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的總轉(zhuǎn)角均未發(fā)生任何變化,塑形轉(zhuǎn)角最大差距也僅有1.34%,因此,焊接殘余應(yīng)力對于側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的延性轉(zhuǎn)角的影響較小。 </
27、p><p> 表3 各構(gòu)件延性轉(zhuǎn)角對比 </p><p> 項(xiàng)目 SP-1 SP-2 </p><p> 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) </p><p> SPB-1 SPC-1 差別 SPS-1 SPB-2 SPC-2 差別 SPS-2 </p><p> 塑性轉(zhuǎn)角θ/%rad 5.238 5.24
28、-0.38% 3.94 5.29 5.22 1.34% 3.92 </p><p> 總轉(zhuǎn)角θ總%rad 6.0 6.0 0% 5.29 6.0 6.0 0% 5.32 </p><p> (4)等效粘滯阻尼系數(shù) </p><p> 表4中給出了各構(gòu)件的等效粘滯阻尼系數(shù)的對比,SP-1系列構(gòu)件考慮焊接殘余應(yīng)力的有限元模型差別達(dá)到10.9%,而SP-2僅為1.8
29、%,這與數(shù)值模擬結(jié)果的離散性以及側(cè)板的幾何形狀有關(guān)。 </p><p> 表4 等效粘滯阻尼系數(shù)對比 </p><p> 項(xiàng)目 SP-1 SP-2 </p><p> 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) 數(shù)模結(jié)果 試驗(yàn)數(shù)據(jù) </p><p> SPB-1 SPC-1 差別 SPS-1 SPB-2 SPC-2 差別 SPS-2 </p>
30、<p> 等效粘滯阻尼系數(shù)he 0.52 0.469 10.9% 0.51 0.522 0.513 1.8% 0.411 </p><p> 通過對考慮焊接殘余應(yīng)力的SPB模型與未考慮焊接殘余應(yīng)力的SPC模型在應(yīng)力云圖、應(yīng)力路徑分布、滯回曲線、承載能力、延性系數(shù)、塑性轉(zhuǎn)角和等效粘滯阻尼系數(shù)等多方面的對比分析可知,側(cè)板與梁翼緣連接焊縫處產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力對于節(jié)點(diǎn)的延性力學(xué)特征影響不明顯。 </p
31、><p><b> 結(jié)論 </b></p><p> (1)有無考慮殘余應(yīng)力均實(shí)現(xiàn)了塑性鉸外移,適當(dāng)?shù)乇Wo(hù)了梁端對接焊縫。 </p><p> ?。?)側(cè)板與梁翼緣對接焊縫對于側(cè)板加強(qiáng)型改進(jìn)節(jié)點(diǎn)的延性力學(xué)特征影響不大。 </p><p> 綜上所述,結(jié)合本研究團(tuán)隊(duì)已經(jīng)取得的研究成果[8]可知,側(cè)板與梁翼緣連接處的焊接殘
32、余應(yīng)力對側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度及延性性能影響不大,但對節(jié)點(diǎn)發(fā)生脆斷可能性的影響較為顯著。 </p><p><b> 參考文獻(xiàn) </b></p><p> [1] AISC, Seismic Provisions for Structural Steel Buildings. 2005 </p><p> [2] 王燕,劉蕓,毛輝.梁端翼緣擴(kuò)
33、翼型節(jié)點(diǎn)抗震性能分析[J].土木建筑與環(huán)境工程,2013,2(35),52-60 </p><p> [3] 劉蕓,王薇,王燕. 鋼框架剛性節(jié)點(diǎn)脆性斷裂性能研究[J]. 工業(yè)建筑,2012,9(42) :145~149. </p><p> [4] 毛輝,王燕.鋼框架梁翼緣擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)受力性能研究[J] .西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào),2010,42(1):36-41. </p>
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