h型钢梁与rhs柱半冈ⅱ性连接节点的性能论文

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1、H型钢梁与RHS柱半冈Ⅱ性连接节点的性能论文.freelm，柱长1800mm。试件示意图详见图2。经有限元分析发现，端板厚度和柱壁厚度以及螺栓抗拉刚度是影响节点刚度的主要因素。当端板厚度和柱壁厚度(采用衬管对节点域进行加强的则为柱壁厚度与衬管厚度之和)增加到梁翼缘厚度的2倍以上之后，节点承载力的增幅已趋于微小，故试件中的端板厚度和带衬管的柱壁厚度都取为梁翼缘厚度的2．5倍，即为20rnm。为确保单个螺栓的抗拉刚度，螺栓仍像H型钢梁与H型钢柱端板栓接节点一样采用高强度螺栓，不过只是适量施加预拉力。梁柱连接处梁截面所能承受的最大弯矩为肘=

2、114．7kNm，可由此计算出梁悬臂端的屈服荷载，．=71．7kN，极限荷载F，。=1．2F=86．02kN。在屈服荷载作用下梁悬臂端的挠度为34．3mm，在塑性状态下为67mm，考虑到材料的强化及试验误差，将该值扩大为2．5倍，得到破坏时梁悬臂端的挠度约为167ram，据此选择千斤顶和位移计的量程。由于节点取自结构的反弯点处，故柱的两端可用铰接支座。为模拟节点的实际受力情况，在柱上端采用量程为100t的千斤顶对其施加轴力。反复加载试验时，采用一台油泵同时控制两台量程为50t的千斤顶，每台千斤顶上放置一个量程为20t的压力传感器以控制

3、施加的荷载的大小。试验加载装置如图3所示。3．2试验加载方式(1)单调静力加载试验加载时，柱子上保持800kN的轴力不变。屈服前荷载等级为15kN，屈服后改为5kN直到破坏；(2)低周反复加栽试验加载时，先在柱子施加轴向荷载800kN。梁两端同时施加等值反向荷载，开始预加反复荷载二次。其目的在于检验各试验设备是否正常工作以及节点连接情况。试验开始时采用荷载控制，分级荷载差值为20kN，接近屈服时为每级10kN，每级荷载循环三次，屈服后采用位移控制，位移差值为屈服位移，每级位移循环三次。3．3试验结果与分析通过上述试验得到梁悬臂端的极限

4、荷载P。梁中点处的极限挠度△。梁柱连接处梁截面的极限弯矩膨。、极限转角口。以及节点的初始转动刚度尺。和节点的破坏形式，各试件的试验结果汇总于表2。各试件的弯矩。转角(骨架)曲线图如图4所示。4试验结果分析与结论(1)H型钢梁与RHS柱的端板栓接节点制作时端板、柱壁和衬管上的螺孔必须同时精确定位；安装时螺栓的预紧力尚宜结合试验确定(预紧力过大可能导致丝扣发生塑性变形或被磨平)。本文在试验过程中没有发现有螺栓被拔出的现象，说明H型钢梁与RHS柱的端板栓接是可行的。(2)采用外衬管与采用内衬管对节点域进行加强的效果(承载能力、初始转动刚度等

5、)基本相当。在实际加工中，采用内衬钢管不仅施工复杂而且不宜对其的焊接质量进行检查，若采用外衬钢管，则施工比较方便可靠，有时柱子也不必断开。(3)H型钢梁与RHS柱端板栓接节点试件5(DHR．D18一BPl2一D20)由于发生整体失稳较早破坏，故其承载能力较小。其它两个端板栓接节点(试件1SHR—EBPl2．D20和试件4DHR．BPl2．D20)的承载能力大致相等，约为焊接连接节点的85％。(4)H型钢梁与RHS柱端板栓接节点的初始转动刚度约为1．0×104kNm／tad，比焊接连接节点的小得多，比H型钢梁与H型钢柱端板栓接节点的初始

6、转动刚度略小(如西安科技大学郭兵得到的试验结果为(1．13～1．75)×104kNm／tadDl)。节点破坏时焊接连接节点的塑性转角均未达到美国FEMA．971171(FederalEmergenceManagementAgency)要求的O．03rad，而端板栓接节点的塑性转角都超过0．03rad，说明端板栓接节点的转动能力大于焊接连接节点。(5)对比试件4(DHR．BPl2．D20)和试件6(DHR．DI．VP)的滞回曲线(图5)，发现端板栓接的节点的滞回曲线比焊接连接的饱满，说明前者的耗能能力比后者的强；从两者的骨架曲线(图6)

7、可以看出，试件4的刚度比试件6的要小，但前者的延性比后者的好，说明端板栓接节点的抗震性能优于焊接连接节点(6)在焊接连接节点中，设置内衬管的节点(试件3SHR．DI．BHP)的初始刚度是没有设置内衬管的节点(试件2SHR．EBPl2一．同济大学出版社，2004。133—134．3郭兵等．多层钢框架中梁柱端板连接的强度和刚度J．建筑结构学报，2004，27(2)．4郭兵等．粱柱端板连接的破坏模式及弯矩转角关系J．土木工程学报，2002，23(5)．5王燕．钢框架粱柱半刚性节点在循环荷载作用下的试验研究JJ．工业建筑，2001，35(12

8、)．