钢框架梁柱节点焊缝损伤性能研究_试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 3 期 2012 年 3 月 Vol. 33No. 3Mar． 2012 007 文章编号 1000-6869 2012 03-0048-08 钢框架梁柱节点焊缝损伤性能研究Ⅰ 试验研究 石永久，熊俊，王元清 清华大学 土木工程系，北京 100084 摘要 选取 20 个钢框架全焊接梁柱节点局部试件进行单向拉伸和拉压循环试验， 记录了试件的破坏模态和应力- 应变曲线， 分析了材料强度、 加载方式、 板件厚度、 宽度等参数对节点局部焊缝性能的影响， 研究了焊缝开裂对节点损伤的影响。试验 表明， 循环加载会显著削弱焊接试件承载能力和变形能力， 导致焊缝的开裂和破坏; 焊缝在循环荷载作用下， 受压的塑性发 展会削弱焊缝延性; 焊缝开裂和板件屈曲是节点损伤的两大主要因素， 焊缝中裂纹发展导致节点承载力下降和刚度损伤; 板件屈服后的局部屈曲对节点的损伤有待进一步研究。 关键词 钢节点;单向拉伸试验;拉压循环试验;焊缝损伤 中图分类号 TU973. 257TU317. 1文献标志码 A Study on damage behavior of weld of beam-to-column connection in steel frame Ⅰexperiment SHI Yongjiu，XIONG Jun，WANG Yuanqing Department of Civil Engineering，Tsinghua University，Beijing 100084，China Abstract20 specimens，originating from welded beam- to- column connections，were tested under monotonic and cyclic loading． The failure modes and deation curves were observed． The effects of material strength，loading regime，beam thickness and width were analyzed． The damage characteristics of weld was paid particular attention to． The experimental results reveal that cyclic loading result in the weld failure which weakens the resistance and deation capacity of welded specimens． The plastic deation weakens the weld ductility． Weld crack and local buckling cause the connection damage． The resistance and stiffness of specimens constantly are weakened while the crack propagation and the influence of post- yield local buckling needs an in- depth research． Keywordssteel connection;monotonic tensile test;cyclic loading test;weld damage 基金项目 国家自然科学基金项目 90815004 ， 国家自然科学基金项目 50778102 。 作者简介 石永久 1962， 男， 黑龙江鸡东人， 工学博士， 教授。E- mail shiyj mail. tsinghua. edu. cn 通讯作者 熊俊 1983 ， 男， 四川乐至人， 工学博士， 助理研究员。E- mail xiongj02 mails. tsinghua. edu. cn 收稿日期 2010 年 8 月 84 0引言 1994 年的美国 Northridge 地震和 1995 年的日本 Kobe 地震中大量多高层钢框架结构在梁柱节点下翼 缘焊缝位置发生断裂破坏 ［1 ］， 促使结构工程界开始 重新认识和研究高层钢结构焊接节点的抗震性能。 为此世界各国相继启动了多个合作研究计划， 美国 联邦应急管理署 FEMA 资助加州结构工程协会 SEAOC 、 应 用 技 术 研 究 会 ATC和 部 分 大 学 CUREE 开展了联合研究计划 SAC Joint Venture 钢 结构焊接节点研究计划 ［2 ］。Krawinkler［3 ］， Fisher［4 ］ 等对钢结构中全焊接和栓焊混合连接节点焊缝性能 进行了研究。但随着高层钢结构节点强度和刚度的 提高， 全尺寸节点模型试验对试验条件要求较高， 开 展大批量的节点足尺试件破坏试验的成本很高。 Fisher 和 Kaufmann 设计了节点局部试件进行单向拉 伸试验， 单独分析节点梁下翼缘焊缝性能。试验结 果表明 ［4- 5 ］， 此类构件破坏形态与整体节点破坏一 致， 但由于试件中板件边缘约束条件与全焊接节点 不同， 在焊缝裂纹分析中， 需考虑梁受弯时焊缝裂纹 尖端的实际受力状态。我国从上世纪 80 ～90 年代开 始进行钢结构节点性能的试验研究， 清华大学、 同济 大学、 重庆大学、 西安建筑科技大学等高校先后开展 了钢梁柱节点的拟静力和拟动力试验研究。同济大 学李国强等 ［6 ］， 清华大学赵大伟［7 ］、 苏迪［8 ］、 奥晓 磊 ［9 ］等进行了不同形式梁柱节点的循环荷载试验， 分析了纯钢和组合节点的抗震性能。但目前国内尚 未有研究者采用局部节点模型研究节点焊缝的损伤 性能。 全焊接或栓焊混合连接节点连接形式， 刚度大， 承载力高， 经济性好， 在我国高层钢框架结构的梁柱 连接中得到了广泛应用。但在大震作用下， 焊接节 点性能的损伤会导致节点刚度、 强度的衰减， 其对结 构整体稳定性的影响尚有待深入探讨。现有研究表 明， 节点性能的损 伤 主 要 反 映 在 裂 纹 发 展 和 断 裂 ［10- 11 ］， 而节点焊缝在循环荷载作用下的开裂是导 致节点损伤的重要因素。国内外学者多侧重于对单 向拉伸作用下焊缝性能的分析， 而对循环荷载作用， 则多从节点整体抗震性能进行研究， 较少涉及局部 焊缝在拉压循环荷载作用下的性能损伤和破坏。本 文以钢框架梁柱全焊接节点局部为研究对象， 完成 了 9 组 20 个节点局部试件的单向拉伸和拉压循环试 验， 分析了材料强度、 加载方式、 板件厚度、 宽度等参 数对节点局部焊缝性能的影响， 并讨论了循环荷载 作用下焊缝损伤破坏的原因。 1试验概况 1. 1试件设计 共设计 9 组材料强度、 几何尺寸、 构造方式不同 的局部节点试件 20 个， 9 个进行单向拉伸试验 SP1A ～ SP9A ， 11 个进行循环荷载试验 SP1B ～ SP9B， SP1C， SP1D 。试件选取钢框架梁柱节点中梁 下翼缘和节点部分区域 图 1， 图 2 。试件尺寸及构 造如图2 所示。试件核心区为 T 字形截面， 梁翼缘与 柱翼缘之间的焊缝采用全熔透坡口焊， 焊接孔采用 直径30 mm 的1/4 圆孔。Q345 钢材采用 E50 型焊条 焊接， Q390、 Q420 钢材采用 E55 型焊条焊接。焊缝 质量等级为 I 级。其余位置采用焊角尺寸为 12 mm 的角焊缝。 a试件选取位置 b试件照片 图 1试件示意图 Fig． 1Specimen 图 2试件尺寸详图 Fig． 2Specimen dimension 试件变化的参数主要为材料强度 Q345， Q390， Q420 、 几何尺寸、 焊接孔构造。各试件参数如表 1 所示。试验实测材料强度如表 2 所示。 1. 2加载方案 试验通过 18 个 10. 9 级 M24 高强螺栓将试件固 定于自平衡反力架上， 采用1 台2 000 kN 拉压千斤顶 加载。试验装置如图 3 所示。 94 表 1试件参数 Table 1Parameter of specimens 试件 编号 梁翼缘宽 b /mm 梁翼缘厚 tf/mm 材料加载方式 SP- 1A10012Q345单调拉伸 SP- 1B10012Q345循环加载Ⅲ SP- 1C10012Q345循环加载Ⅰ SP- 1D10012Q345循环加载Ⅰ SP- 2A10012Q390单调拉伸 SP- 2B10012Q390循环加载Ⅰ SP- 3A10012Q420单调拉伸 SP- 3B10012Q420循环加载Ⅰ SP-4A10012 无垫板Q345单调拉伸 SP-4B10012 无垫板Q345循环加载Ⅱ SP- 5A10010Q345单调拉伸 SP- 5B10010Q345循环加载Ⅰ SP- 6A8012Q345单调拉伸 SP- 6B8012Q345循环加载Ⅰ SP- 7A9012Q345单调拉伸 SP- 7B9012Q345循环加载Ⅰ SP- 8A11012Q345单调拉伸 SP- 8B11012Q345循环加载Ⅰ SP- 9A12012Q345单调拉伸 SP- 9B12012Q345循环加载Ⅲ 表 2材料性能 Table 2Material properties 材料t /mm屈服强度/MPa极限强度/MPa Q34512369. 85531. 69 Q34510438. 04551. 67 Q39012412. 30556. 51 Q42012468. 62600. 86 试验采用单向拉伸和循环加载， 循环加载分 3 种方式。 1 循环加载Ⅰ为标准循环， 根据 JGJ 101 1996建筑抗震试验方法规程 ［12 ］的规定， 采用荷载- 位移双控制的方法， 分为 2 个阶段。第 1 阶段为荷载 控制阶段， 每级荷载以 200 kN 递增， 循环 2 次， 直至 试件屈服; 第 2 阶段采用位移控制， 每级位移增量 2Δ y， 循环 2 次， 直至试件破坏。 2 循环加载Ⅱ为不对称循环加载， 轴拉方向加 载方式与循环Ⅰ相同， 采用荷载- 位移双控制的方法， 屈服前荷载控制， 屈服后采用位移控制; 轴压加载则 采用荷载控制， 每次循环压力控制为 50 kN。每级荷 载或位移循环 2 次。 3 循环加载Ⅲ针对试件屈服后出现整体侧向 失稳的工况， 将加载分为 2 个阶段。第 1 阶段为荷载 控制阶段， 每级荷载以 200 kN 递增， 循环 2 次， 直至 试件屈服; 第 2 阶段拉方向采用位移控制， 每级位移 增量 2Δy， 压方向采用位移控制， 最大位移 4Δy， 循环 2 次。此循环模式是因为试件在受压屈服后出现整 a加载装置 b夹持装置及连接螺栓 图 3试验装置图 Fig． 3Test setup 体侧向偏移， 为防止进一步破坏而设置。 本试验中试件屈服荷载取试件梁翼缘最外侧应 变片应变值达到屈服应变时试件承载力， 极限状态 定义为焊缝断裂或试件丧失承载能力。 1. 3测点布置 图 4 为试件应变及位移测点布置。试验中测点 1- 1 ～1- 5 测量试件梁翼缘应变， 1- 6 ～1- 11 测量柱加劲 肋应变， 1- 12 ～1- 14 测量焊接孔附件梁腹板应变。导 杆引伸计 M1- 1、 M1- 2 测量试件荷载- 位移曲线， 导杆 两端标距180 mm。位移计 T1- 1、 T1- 2 监控侧向位移。 2试验结果 2. 1试验现象及破坏形态 2. 1. 1单调拉伸试验 试验中， 9 个单向拉伸试件破坏模态主要分为在 梁翼缘热影响区拉断和梁腹板与柱间焊缝区开裂， 如图 5 所示。其中 5 个试件腹板焊缝开裂， 4 个试件 翼缘热影响区拉断。试验现象及结果如表 3 所示。 2. 1. 2循环加载试验 试验中， 11个循环加载试件破坏模态分为腹板 05 图 4应变及位移测点布置 Fig． 4Strain gauges and displacement transducer location a腹板焊缝开裂 SP- 2A b翼缘热影响区拉断 SP- 6A 图 5单向拉伸试验两种破坏模态 Fig． 5Failure modes under monotonic loading 表 3单调拉伸试验试件破坏模态及试验现象 Table 3Failure modes and test phenomenon of monotonic tensile tests 试件编号破坏位置试验现象 SP- 1A热影响区热影响区颈缩， 未现明显破坏 SP- 2A腹板焊缝腹板颈缩 SP- 3A热影响区试件翼缘腹板热影响区整齐拉断 SP-4A腹板焊缝未出现颈缩即焊缝开裂 SP- 5A热影响区梁翼缘颈缩 SP- 6A热影响区梁翼缘颈缩 SP- 7A腹板焊缝 梁翼缘颈缩， 腹板焊缝开裂后拉断， 焊缝断口内有焊渣 SP- 8A腹板焊缝未出现颈缩即焊缝开裂 SP- 9A腹板焊缝轻微颈缩 焊缝断裂、 翼缘焊缝断裂和板件局部屈曲 3 种。表 4 归纳了各试件的试验现象。图 6 为有代表性的试件 破坏模态。 2. 2试验结果 2. 2. 1承载力及变形 试验采用导杆引伸计记录试件核心区变形。单 调拉伸试件的试验结果如表 5 所示。循环加载试件 试验结果见表6。 表中， 极限荷载为试件加载过程中 表 4循环荷载试验试件破坏模态及试验现象 Table 4Failure modes and test phenomenon of cyclic loading tests 试件编号破坏位置试验现象 SP- 1B腹板焊缝断裂 试件屈服后整体屈曲， 加载过程中梁翼 缘一侧始终受拉， 一侧拉压循环， 因腹 板焊缝断裂破坏 SP- 1C腹板焊缝断裂 腹板焊缝脆性开裂 SP- 1D腹板焊缝断裂 腹板焊缝裂纹由焊接孔处焊脚产生， 受 压时闭合， 受拉时逐渐发展 SP- 2B腹板焊缝断裂 裂纹由焊接孔处焊脚顶部产生， 随荷载 向焊缝内部发展， 逐渐贯穿焊缝 SP- 3B腹板焊缝断裂 腹板焊缝断裂后继续加载， 在受压时局 部屈曲破坏 SP-4B腹板焊缝断裂 脆性断裂， 伴随巨大响声， 与单向拉伸 试验现象一致 SP- 5B腹板焊缝断裂 裂纹由焊接孔处焊脚顶部产生， 沿焊缝 顶部发展破坏 SP- 6B局部屈曲 试件屈服后第 10 圈受压时梁翼缘板件 屈曲导致破坏， 未见裂缝产生 SP- 7B腹板焊缝断裂 裂纹由焊接孔处焊脚产生， 贯穿焊缝 SP- 8B局部屈曲 试件屈服后第 3 圈受压时梁翼缘板件 屈曲导致破坏， 未见裂缝产生 SP- 9B翼缘焊缝断裂 试件屈服后整体屈曲， 循环中梁翼缘一 侧始终受拉， 一侧拉压循环， 裂缝由拉 压循环侧翼缘产生并发展， 导致破坏 a腹板焊缝断裂 SP- 7B b翼缘焊缝断裂 SP- 9B c试件局部屈曲 SP- 6B d试件局部屈曲 SP- 8B 图 6循环荷载作用下试件破坏模态 Fig． 6Failure modes under cyclic loading 最大荷载， 极限位移定义为试件破坏点对应位移， 试 件平均屈服强度和平均极限强度计算取试件屈服和 极限承载力除以扣除焊接孔后试件净截面面积的平 均强度。 2. 2. 2滞回性能 循环加载试件的滞回曲线如图7 ～9 所示。由图 可见， 循环加载Ⅰ作用下试件滞回曲线基本对称， 曲 线有明显的弹性- 屈服- 强化- 损伤阶段， 随裂缝扩展， 试件损伤进程各不相同。 循环加载Ⅱ作用下， 试件 15 表 5单调拉伸试件试验结果 Table 5Results of monotonic tensile tests 试件 编号 屈服 荷载/ kN 屈服 位移/ mm 极限 荷载/ kN 极限 位移/ mm 平均屈服 强度/ MPa 平均极限 强度/ MPa SP- 1A6680. 308836. 8418. 6553. 3 SP- 2A7510. 128762. 4475. 6548. 9 SP- 3A7990. 3310267. 7500. 6642. 9 SP-4A5840. 368494. 2365. 9532. 0 SP- 5A7030. 128157. 3528. 6612. 8 SP- 6A5670. 187727. 8418. 1569. 3 SP- 7A6810. 188315. 2461. 4563. 0 SP- 8A7510. 128803. 07437. 7512. 8 SP- 9A8190. 109763. 24446. 1531. 6 表 6循环荷载试件试验结果 Table 6Results of cyclic loading tests 试件 编号 总循环/ 圈 塑性 循环/圈 承载力/ kN 平均极限 强度/ MPa 极限 位移/ mm 延性 系数 μ SP- 1B2420732458. 73. 6518 SP- 1C95769482. 50. 623 SP- 1D1612756471. 21. 256 SP- 2B1713957599. 60. 727 SP- 3B117686429. 80. 743 SP-4B3127876548. 95. 8032 SP- 5B1614779585. 72. 3510 SP- 6B1210741546. 51. 336 SP- 7B97738500. 00. 954 SP- 8B63674392. 80. 332 SP- 9B2624900490. 26. 2632 骨架曲线与单向拉伸试件相似。循环加载Ⅲ作用 下， 由于裂缝发展速度较慢， 试件受拉时损伤过程更 为明显。 3试验结果分析 3. 1材料强度的影响 对比试件 SP- 1 ～ SP- 3， 分析材料强度对试件性 能的影响。 3. 1. 1材料强度对试件平均强度的影响 在单调拉伸作用下， 由表 5 可知， 试件平均屈服 强度随材料强度的提高而提高， 但试件平均极限强 度不完全取决于材料强度。使用 Q390 钢材的试件 SP- 2A 极限承载力低于 SP- 1A Q345 钢 0. 8。 3. 1. 2材料强度对试件延性和滞回性能的影响 在循环荷载试验中， 试件滞回圈数和延性系数 是衡量节点延性性能的重要指标。其中， 节点延性 系数 μ 定义为 ［13 ］ μ Δu /Δ y 其中， Δu为试件极限变形， Δy为试件屈服变形。 由表 6 可知， 试件 SP- 1D 塑性循环 12 圈， 延性系 数为 6， 试件 SP- 2B 塑性循环 13 圈， 延性系数为 7。 而试件 SP- 1C 和 SP- 3B 塑性循环圈数较少， 延性系数 为 3。试件 SP- 1D、 SP- 2B 延性较好。由图 7 ～ 9 的滞 回曲线可得出如下结论 1 试件 SP- 1C、 SP- 1D 几何参数相同， 破坏模态 相同， 但滞回曲线有明显差异， 可见同样节点构造， 其 性能受焊接质量、 初始缺陷等影响， 会有较大离散 性。 2 试件 SP- 1D、 SP- 2B 滞回曲线均较为饱满。 试件 SP- 2B 由于材料强度高， 承载力较高， 且其滞回 曲线包络面积更大， 耗能能力强。 3 试件 SP- 3B 在屈服后较早发生了局部屈曲， 滞回曲线面积较小。在循环加载中， 板件屈服后的稳 定性可能会成为高强度钢材发挥性能的制约因素。 3. 2加载方式的影响 通过比较单向拉伸和 3 种循环加载方式试验结 果， 分析不同加载方式对试件性能的影响。 3. 2. 1单向拉伸和循环加载 由表 3、 4 可以看出， 4 个单向拉伸试件在母材热 影响区拉断， 而循环加载试件均为局部屈曲或焊缝 处破坏， 说明循环加载对焊缝更易造成损伤。由表 5、 6 可知， 循环加载会显著削弱试件承载能力和变形 能力。除试件 SP- 2 外， 采用标准循环加载方式的试 件， 其极限强度低于对应同组单向拉伸试件 4 ～ 33， 极限位移为单向拉伸试件的 10 ～ 30， 集中 在 15左右。试件 SP- 1B、 SP-4B、 SP- 9B 采用不同方 式加载， 其承载力和变形能力受影响较小。 3. 2. 2不同循环加载模式 试验中试件 SP-4B 采用循环加载Ⅱ， 试件 SP- 1B， SP- 9B 采用循环加载Ⅲ， 其余试件采用循环加载 Ⅰ。根据试验结果可得如下结论 1 在受拉程度接近的情况下， 受压时的塑性发 展会削弱焊缝延性。试验中， 循环加载Ⅰ采用拉压 对称加载方式， 试件受压时塑性变形程度与受拉时 相同; 循环加载Ⅱ、 Ⅲ均为不对称加载， 循环加载Ⅱ 受压时试件处于弹性阶段， 循环加载Ⅲ限制了塑性 变形最大为 4 倍屈服位移。由表 6 可知， 试件SP- 1B、 SP-4B、 SP- 9B 加载时滞回圈数都超过 24 圈， 延性系 数大于 18， 而其余试件滞回圈数最多 17 圈， 延性系 数最高为 7， 试件延性明显低于 3 个受压塑性发展较 小的试件。图 10 进一步对比了试件 SP- 1A、 SP- 1B、 SP-4B、 SP- 1D 的骨架曲线， 这 4 个试件其他参数相 同， 分别采用 4 种不同加载制度， 其骨架曲线长度 LSP- 1A＞ LSP- 4B＞ LSP- 1B＞ LSP- 1D， 说明应力变化幅越大的 试件， 骨架曲线越短， 延性越差。试件 SP- 1B 的骨架 线相比于 SP- 1D， 损伤下降段更长。而试件 SP- 1A 和 25 图 7循环加载Ⅰ作用下试件荷载- 位移曲线 Fig． 7Hysteretic loops under cyclic loading Ⅰ 图 8循环加载Ⅱ下试件 SP-4B 荷载- 位移曲线 Fig． 8Hysteretic loops under cyclic loading Ⅱ of SP-4B SP-4B 则没有出现明显损伤。 2 由试件 SP-4B 试验结果可知， 较小的压应力 不能改变节点力学性能。循环加载Ⅱ类似加载- 卸载 循环， 由图 11 可知， 试件 SP-4B 骨架曲线与 SP-4A 荷载- 位移曲线基本重合， 说明在此类循环模式下， 试 件性能与单调拉伸接近。对比相同参数循环加载Ⅰ 荷载作用试件 SP- 1D 的滞回曲线 图 7 ， SP- 1D 性能 损伤退化明显， 可知受压程度是循环中导致焊缝损 伤的重要因素。 3 试件中裂缝易由拉压循环区域产生。试件 SP- 9B 在循环荷载作用时， 由于偏心， 一侧受拉压循 环， 一侧始终受拉， 裂纹由受拉压循环侧产生并发 展， 导致试件的破坏 图 6b 。分析其原因可能是由 于低周疲劳应力下， 拉压循环区域应力幅较大。 3. 3试件翼缘宽厚比的影响 试验中选取了 5 种不同宽厚比的试件进行对比 试验， 采用相同加载模式， 试验结果如表 7 所示。 表 7不同宽厚比试件试验结果 Table 7Test results of specimens with different width- thickness ratios 试件 类型 翼缘宽度/ mm 宽厚比 单调强度/ MPa 循环强度/ MPa 循环位移/ mm SP- 6802. 835695471. 33 SP- 7903. 255635000. 95 SP- 11003. 675534760. 94 SP- 81104. 085133920. 33 SP- 91204. 50 注 SP- 1 循环强度、 位移取试件 SP- 1C、 SP- 1D 平均值。 对比 5 种试件在单调和循环荷载作用下的试验 结果 表 5、 6 和图 12 可知， 单向拉伸作用下， 宽厚比 梁宽 越大， 试件平均极限强度越小; 循环荷载作用 35 aSP- 1B bSP- 9B 图 9循环加载Ⅲ作用下试件荷载- 位移曲线 Fig． 9Hysteretic loops under cyclic loading Ⅲ 图 10不同加载制度下的相同几何尺寸 试件骨架线比较 Fig． 10Comparison among backbone curves of same specimens under different loading regimes 下， 宽厚比 梁宽 越大， 试件极限承载力和极限位移 越小 试件 SP- 9B 采用了不同的加载方式， 不计入内 。 4损伤原因分析 从试验现象可以看到， 试件 SP- 6B 和 SP- 8B 在焊 缝开裂前局部板件屈曲破坏， 没有渐近的节点损伤 过程， 其余9 个节点均有明显的损伤退化过程。根据 试件滞回曲线分析可知， 焊缝开裂和板件屈曲是节 点损伤的两大主要因素。 图 11试件 SP-4A 试验曲线与 SP-4B 骨架曲线对比 Fig． 11Backbone curves of SP-4A，SP-4B 图 12不同翼缘宽厚比试件循环荷载下骨架曲线 Fig． 12Backbone curves of specimens with different width- thickness ratios 4. 1焊缝开裂 分析循环荷载作用下 9 个焊缝开裂试件的试验 现象， 可以看到焊缝开裂呈现不同形态 试件 SP- 1C、 SP- 5B 焊缝裂纹快速发展， 导致节点性能下降明显， 很快失效; 试件 SP- 1D、 SP- 2B、 SP- 4B 焊缝开裂后裂 纹稳定， 损伤后承载力保持稳定。由此可以得到如 下结论 1 对于纯钢节点， 在受拉时如果焊缝没有开 裂， 则滞回曲线几乎完全重复上一循环。 2 裂纹开裂导致试件损伤， 如裂纹稳定， 则试 件承载力稳定; 如裂纹逐渐发展， 则承载力呈下降趋 势直至焊缝断裂。 4. 2板件屈曲 试验中， 试件 SP- 3B、 SP- 7B 在受压时滞回曲线存 在明显下降损伤段; 试件 SP- 1B、 SP- 9B 整体屈曲， 随 着板件屈曲程度的增加， 试件性能持续损伤且每循 环损伤程度接近。其中试件 SP- 9B 在最后 3 个滞回 循环时焊缝开裂， 滞回曲线的损伤增大， 呈加速下降 趋势。由此可知， 受压区板件的屈曲是导致节点性 能损伤的因素之一。如果是受控的屈曲过程， 节点 将出现渐进的损伤， 且这一过程可能与焊缝开裂组 合， 导致节点性能的加速折损。 45 我国现行规范通过限制板件宽厚比确保构件局 部稳定性， 对考虑屈曲后强度的板件定义了塑性发 展系数 ［14 ］。但板件接近极限状态时仍会发生局部屈 曲， 对节点有明显削弱， 其机理有待进一步研究。 5结论 1 材料强度对焊接节点的影响受焊接质量、 初 始缺陷等因素影响， 表现出一定的离散性。 2 循环加载会显著削弱焊接试件承载能力和 变形能力， 导致焊缝的开裂和破坏。焊缝在循环荷 载作用下， 受压区的塑性发展会削弱焊缝延性。裂 纹易从焊缝受拉压循环区域产生。 3 焊缝开裂和板件屈曲是节点损伤的两大主 要因素， 焊缝裂纹发展会导致节点承载力和刚度损伤。 4 按照我国现行规范宽厚比限值设计的板件， 在极限状态时仍会发生局部屈曲， 对节点有明显削 弱， 其机理有待进一步研究。 参考文献 ［ 1］ Popov E P， Yang T S， Chang S P． Design of steel MRF connections before and after 1994 Northridge earthquake ［ J］ ． Engineering Structures，1998，20 12 1030- 1038． ［ 2］ SAC．Interimguidelinesuation，repair， modification and design of welded steel moment frame structures［R］ ． SAC- 95- 02． Sacramento，CASAC， 1995 2- 16． ［ 3］ Luis F I，Ricardo A M，Helmut K． Hysteretic models that incorporate strength and stiffness deterioration［ J］ ． EarthquakeEngineeringandStructuralDynamics， 2005， 34 12 1489- 1511． ［ 4］ Fisher John W，Dexter Robert J，Kaufmann Eric J． Fracturemechanicsofweldedstructuralsteel connections［R］ ．BackgroundreportSAC 95- 09． Washington DCSAC， 1995． ［ 5］ Kaufmann E J，Fisher J W． A study of the effects of material and welding factors on moment frame weld joint perance using a small scale tension specimen［ R］ ． Technical report SAC 95- 08． Sacramento，CASAC， 1995 2- 50． ［ 6］ 石文龙，肖勇，李国强，叶志明． 梁柱组合节点的拟 动力试验研究［ J］ ． 地震工程与工程振动，2008，28 6 124- 133．ShiWenlong， XiaoYong， Li Guoqiang， YeZhiming．Pseudo- dynamictestson composite joints with end plate connections［J］ ． Earthquake Engineering and Engineering Vibration， 2008， 28 6 124- 133． in Chinese ［ 7］ 赵大伟，石永久，陈宏． 低周往复荷载下梁柱节点 的试验研究［J］ ． 建筑结构，2000，30 9 3- 6． Zhao Dawei，Shi Yongjiu，Chen Hong． Experimental research on beam- column connections under cyclic loading［ J］ ． Building Structure，2000，30 9 3- 6． in Chinese ［ 8］ 苏迪． 考虑组合效应的钢结构梁柱节点抗震性能研 究［D］ ． 北京清华大学，200536- 62． Su Di． Seismic behavior of beam- column connections in steel structure with composite effect［D］ ． BeijingTsinghua University， 2005 36- 62． in Chinese ［ 9］ 石永久，奥晓磊，王元清，施刚． 中高强度钢材钢框 架梁柱组合节点抗震性能试验研究［ J］ ． 土木工程 学报，2009，42 4 48- 54． Shi Yongjiu，Ao Xiaolei，Wang Yuanqing， Shi Gang．Experimental study on the seismic perance of beam- to- column composite connections in medium- high strength steel frame structures［J］ ． China Civil Engineering Journal， 2009， 42 4 48- 54． in Chinese ［ 10］ 沈祖炎，沈苏． 高层钢结构考虑损伤累积及裂纹效 应的抗震分析［J］ ． 同济大学学报自然科学版， 2002，30 4 393- 398． Shen Zuyan，Shen Su． Eismic analysis of tall steel structures with damage cumulation and fracture effects［J］ ． Journal of Tongji UniversityNatural Science，2002，30 4 393- 398． in Chinese ［ 11］ 刘永明，陈以一，陈扬骥． 考虑钢框架节点局部断 裂的滞回模型［J］ ． 同济大学学报自然科学版， 2002， 31 5 525- 529． Liu Yongming，Chen Yiyi， Chen Yangji． Hysterical model of steel frame connection considering partial fracture ［J］ ．Journal of Tongji UniversityNatural Science，2002，31 5 525- 539． in Chinese ［ 12］ JGJ 1011996建筑抗震试验方法规程［ S］ ． 北京 中 国 建 筑 工 业 出 版 社，1996． JGJ 1011996 Specification of test s for earthquake resistant building［S］ ． BeijingChina Architecture ＆ Building Press， 1996． in Chinese ［ 13］ 韩林海，杨有福． 现代钢管混凝土结构技术［M］ ． 北京 中国建筑工业出版社，2004200- 201． Han Linhai，Yang Youfu．Modern technology of concrete filled steel tubular structures［M］ ．BeijingChina Architecture ＆ Building Press，2004200- 201． in Chinese ［ 14］ GB 500172003钢结构设计规范［ S］ ． 北京 中国 计划出版社，2003． GB 500132003Code for design of steel structures［ S］ ． BeijingChina Planning Press， 2003． in Chinese 55