波纹腹板H型钢将平腹板改为波纹腹板，从而能以较薄的腹板厚度，获得较大的平面外刚度及较高的抗剪切屈曲承载能力[1-2]，且局部承压承载力[3]和抗疲劳强度[4-6]也有所提高，因此，该类型钢具有较高的承载能力及经济优势。近年来，波纹腹板H型钢得到了广泛应用，尤其是作为多高层钢结构的主梁，具有明显的经济优势[1]。研究结果已经对波纹腹板钢构件的力学性能有了较深入的了解[7-8]，相关规程也已发布并投入使用[9]，但还未发现专门研究此类钢梁连接节点性能的报道。连接在钢结构中占有很重要的地位[10]，其特性直接影响钢结构的安全性、可靠性与经济性[11]。梁柱刚接节点作为多高层钢结构中的主要连接形式，其静力性能与滞回性能至关重要[12-13]。波纹腹板H型钢用作多高层钢结构中的主梁，其与H型钢柱的连接节点性能对其在多高层钢结构中的应用影响显著。由于腹板波折，传统的梁柱刚接节点的构造形式不能直接应用于波纹腹板H型钢梁与柱的连接，因此有必要针对波纹腹板钢梁，提出这种新型梁构件的梁柱刚接节点的构造形式，并进行力学性能研究。试验与有限元研究是节点力学性能研究的主要手段[14-15]，有限元软件ABAQUS在对钢结构节点的模拟中较为常用。笔者提出了2种波纹腹板钢梁与H型钢柱刚接节点的构造形式，并进行了试验研究与有限元分析，在波纹腹板H型钢梁设计方法的基础上，与传统梁柱刚接节点的设计方法对比，验证传统梁柱刚接节点的设计方法是否适用于波纹腹板H型钢梁柱刚接节点。
传统的多高层钢结构H型钢梁柱刚接节点的构造方式为梁翼缘与柱采用全熔透焊缝连接，梁腹板与柱采用摩擦型高强度螺栓连接[4]。由于波纹腹板钢梁的腹板为波折形状，故不适用于这种构造做法。为解决此问题，在传统梁柱刚接节点做法的基础上，在波纹腹板H型钢梁端焊接端板，并借助高强螺栓、连接板及平腹板H型钢梁段实现梁柱的刚接。根据具体连接方式不同，分为2种构造形式，如图 1所示。2种节点的梁翼缘与梁端板均通过全熔透对接焊缝焊接，波纹腹板与梁端板通过双面角焊缝焊接，节点1连接板与梁端板通过双面角焊缝连接，平腹板梁段翼缘与梁端板通过全熔透对接焊缝焊接，腹板与连接板通过高强螺栓连接，平腹板梁段翼缘与钢柱通过全熔透对接焊缝连接，腹板与柱翼缘通过双面角焊缝连接；节点2平腹板梁段翼缘与梁端板通过全熔透对接焊缝连接，腹板与梁端板通过双面角焊缝连接，连接板与柱翼缘通过双面角焊缝连接，平腹板梁段翼缘与柱翼缘通过全熔透对接焊缝焊接，腹板与连接板通过高强螺栓连接。
用于试验的波纹腹板H型钢型号为CWA500-200×10，即梁翼缘宽200 mm、厚10 mm，梁腹板高500 mm、厚2 mm，腹板采用的波形如图 2所示。平腹板H型钢梁段的截面尺寸为520 mm×250 mm×10 mm×12 mm，H型钢柱的截面尺寸为500 mm×250 mm×10 mm×22 mm。
各节点的连接构造参数如表 1所示。除高强螺栓外，所有钢材均采用Q235钢。
试验的加载使用液压千斤顶，装置主要包括：龙门架、水平反力加载架、侧向支撑、液压千斤顶、应变及位移测量系统等。
试验采用柱水平放置、梁垂直放置的形式加载。在柱的两端使用通过丝杠固定在底槽中的压梁将柱固定，水平反力架将柱两端顶紧，防止滑动。为了限制构件平面外失稳，对试件施加了侧向支撑。试验的加载装置如图 3所示。
量测装置主要包括位移计和应变片，分别用来测量节点的位移及构件各截面的应力分布状况。位移计和应变片的布置如图 4所示。
试验采用千斤顶静力加载，直至试件破坏。
拉伸试件为矩形试样，按照《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》（GB/T 2975-1998）从同批钢材中切取，然后根据《金属拉伸试验试样》（GB 6397-86）的规定加工成材性试件，加载按照《金属拉伸试验方法》（GB 228-87）的规定进行，测量了钢材的材料性质，包括屈服强度 $\sigma _\text{y}$ 、屈服应变 $\epsilon _\text{y}$ 和伸长率。由于节点1与节点2非同批制作，故分别取样测试。材性试验结果如表 2所示。
2个节点的破坏模式均为波纹腹板H型钢梁腹板整体剪切屈曲，如图 5所示。节点1荷载达到140 kN左右时，荷载位移曲线进入非线性阶段，波纹腹板屈服，荷载达到165 kN时，波纹腹板发生整体剪切屈曲，承载力下降至峰值的60%左右。节点2荷载达到150 kN左右时，荷载位移曲线进入非线性阶段，波纹腹板屈服，荷载达到200 kN时，波纹腹板发生整体剪切屈曲，承载力下降至峰值的70%左右。加载过程中2节点无肉眼可见的破坏，波纹腹板与端板间的双面角焊缝无破坏，梁翼缘与端板间的坡口熔透焊缝无破坏，平腹板梁段与梁端板、柱翼缘之间的连接均无破坏。
1）波纹腹板与端板间角焊缝附近应力分布
将波纹腹板与端板间角焊缝附近的17、18、19号点所测得的剪应变与距离端板200 mm处的波纹腹板上20、21、22号点所测得的剪应变进行对比，得到如图 6所示曲线。由图 6可见，各点在线弹性阶段的剪应变随剪力变化基本一致，可知焊缝附近截面与梁截面的剪应力分布一致，均为沿截面均匀分布[5]。取线弹性阶段的截面平均剪应力实测值与理论值比较，如图 7所示。由图 7可知，焊缝附近截面在弹性阶段，腹板的平均剪应力试验值与理论值很接近，因此可以认为在波纹腹板钢梁与端板的连接中，波纹腹板与端板连接的双面角焊缝承受全部剪力，剪力沿截面均匀分布。
2）连接板应力分布
在与梁端板连接的连接板上布置了3个应变片检测梁连接板的应力分布状况，剪应变与截面剪力的变化曲线如图 8所示。从图 8中可以看出，连接板上各点在荷载作用范围内仍处于弹性阶段，连接板中点的剪应变要明显大于上下各1/4处点的剪应变。计算各点的剪应力得如图 9曲线。
腹板平均剪应力理论值按照公式 $\tau =\frac{VS}{It_\text{w}}$ 计算，计算 $I、S$ 时所考虑的截面为连接板与外伸梁段截面组成的组合截面，考虑全截面共同受剪而计算出的剪应力值。从图 8中可以看出，使用该公式计算出的剪应力理论值与实测的剪应力试验值符合较好。
3）平腹板梁段与柱翼缘连接附近应力分布
在平腹板梁段与柱翼缘焊缝附近设置3个测点，剪应变与截面剪力的变化曲线如图 10所示。
从图 10中可以看出，平腹板上各点在荷载作用范围内仍处于弹性阶段，平腹板中点的剪应变要明显大于上下各1/4处点的剪应变。计算各点的剪应力得如图 11曲线。
26号点与27号点的剪应力理论值按照公式 ${\tau =}\frac{VS}{It_\text{w}}$ 求得。从图 11中可以看出，使用该公式计算出的剪应力理论值与实测的剪应力试验值符合较好。
将波纹腹板与端板间角焊缝附近的17、18、19号点所测得的剪应变与距离端板200 mm处的波纹腹板上20、21、22号点所测得的剪应变进行对比，得到如图 12所示曲线。
由图 6可见，各点在线弹性阶段的剪应变随剪力变化基本一致，可知焊缝附近截面与梁截面的剪应力分布一致，均为沿截面均匀分布。取线弹性阶段的截面平均剪应力实测值与理论值比较如图 13所示。
由图 13可见，在弹性阶段，焊缝附近截面腹板的平均剪应力试验值与理论值接近，因此可以认为在波纹腹板钢梁与端板的连接中，波纹腹板与端板连接的双面角焊缝焊缝承受全部剪力，剪力沿截面均匀分布。
2）平腹板梁段与梁端板连接附近应力分布
在平腹板梁段与柱翼缘焊缝附近设置3个测点，剪应变与截面剪力的变化曲线如图 14所示。
从图 14中可以看出，平腹板上各点在荷载作用范围内仍处于弹性阶段，平腹板中点的剪应变要明显大于上下各1/4处点的剪应变。计算各点的剪应力得如图 15曲线。
24号点与25号点的剪应力理论值按照公式 ${\tau =}\frac{VS}{It_\text{w}}$ 求得，从图 15中可以得到，使用该公式计算出的剪应力理论值与实测的剪应力试验值符合较好。
3）连接板应力分布
在与柱翼缘连接的连接板上布置了3个应变片检测梁连接板的应力分布状况，剪应变与截面剪力的变化曲线如图 16所示。
从图 16中可以看出，连接板上各点在荷载作用范围内仍处于弹性阶段，连接板中点的剪应变要明显大于上下各1/4处点的剪应变。计算各点的剪应力得如图 17曲线。
26号点与27号点的剪应力理论值按照公式 ${\tau =}\frac{VS}{It_\text{w}}$ 求得，计算I、S时所考虑的截面为连接板与外伸梁段截面组成的组合截面，考虑全截面共同受剪而计算出的剪应力值。从图 17中可以得到，使用该公式计算出的剪应力理论值与实测的剪应力试验值符合较好。
采用有限元计算软件ABAQUS/Standard对节点进行了建模、分析与计算。
钢材的应力-应变关系均采用双折线模型，根据材性实验得到的弹性模量、屈服强度和抗拉强度及所对应的应变建立。根据高强度螺栓制造商提供的产品质量保证书，试验中所用10.9级高强度摩擦型螺栓M16：屈服强度fby=991 MPa，极限抗拉强度取fbu=1 192 MPa，伸长率14.5%，断面收缩率52%。由于试验中测得的弹性模量值离散性很小，所有材料的弹性模量均取 $E=2.06×10^5 \text{MPa}，$ 泊松比均取0.3。每个高强螺栓的初始预拉力根据《钢结构设计规范》（GB 50017）中规定选取，各接触面的抗滑移系数取为0.40。
在建立模型过程中，节点的所有组成部分均采用实体单元C3D8（8节点六面体二次积分单元），划分单元结果如图 18所示，螺栓单元划分如图 19所示。
模型边界条件与试验一致，柱在压梁部位施加位移约束，梁施加面外位移约束。
对试验进行的分析计算中，均进行位移加载。加载过程中各子步的荷载通过读取加载点节点的反力获得。高强度螺栓均施加预拉力。梁连接板与柱连接板之间、螺栓头与梁连接板之间、螺帽与柱连接板之间、螺杆与螺孔之间均创建接触对。由于接触问题为大变形问题，在创建分析步时设置几何非线性Nlgeom为on。
对于节点1，试验测得节点极限承载弯矩为315.7 kN·m，有限元计算得到节点极限承载弯矩为344.9 kN·m。对于节点2，试验测得节点极限承载弯矩为340.3 kN·m，有限元计算得到节点极限承载弯矩为362.9 kN·m。加载点处通过实验实测的和有限元计算得到的节点弯矩-转角曲线如图 20所示。有限元分析的节点破坏模式与试验相同，均为波纹腹板的整体屈曲破坏，节点的破坏现象如图 21所示。从图中可以看出，节点1的有限元计算结果在线性阶段与试验结果吻合较好，初始刚度、极限承载弯矩及转角比较接近，但极限承载弯矩大小存在一定误差，有限元计算的极限承载弯矩结果较试验值偏高，其原因主要是试验中由于施工误差的存在，高强螺栓预拉力及接触面可能与规定值之间存在误差，而且柱两端的转动也难以完全避免，使得试验值偏小。节点2在线性阶段初始阶段与试验结果吻合较好，初始刚度比较接近，但试验曲线较早进入非线性阶段，除与节点1试验相同的原因外，还因为试验中实测节点2的梁腹板厚薄并不完全均匀一致，局部区域腹板厚度低于2 mm，存在一定的初始缺陷，存在初始缺陷的位置腹板过早屈服，导致试验值刚度较小。
由有限元计算结果与试验结果的对比可知，有限元模型能够较精确地模拟刚接节点的受力，为了研究常用的构造端板、连接板厚度及螺栓直径是否适用于波纹腹板H型钢梁柱刚接节点及波纹板断点对波纹腹板H型钢梁柱刚接节点的力学性能的影响，因此使用有限元软件对节点1进行参数分析，参数选取见表 3。其中端板厚度取值为梁翼缘厚度的0.6~1.2倍，作为常用的构造端板厚度。梁连接板厚度取值为6~18 mm，作为常用的构造连接板厚度。螺栓取M20和M16作为常用的高强螺栓。B3与B4的端板和梁连接板厚度相同，螺栓直径相同，仅改变腹板与端板焊接处波纹断点的位置，由于实际应用中波纹板断点随机，此处取极端情况波段中间点作为对比。计算结果与试验结果的对比见图 22。从图 22中可以得知，当端板和连接板厚度在常用构造厚度内变化，螺栓取常用直径时，模型的峰值荷载、初始刚度及达到峰值荷载时的位移没有明显变化，因此常用的端板、连接板和螺栓构造方式适用于波纹腹板H型钢梁柱刚接节点。腹板与端板焊接处波纹的位置也不影响波纹腹板H型钢梁柱刚接节点的力学性能。
进行了2个波纹腹板H型钢梁柱刚接节点的静力试验，并将试验结果与实用设计公式的计算结果进行了对比，验证了现有的实用设计公式在设计波纹腹板H型钢梁柱刚接节点时的可靠性。使用有限元分析软件ABAQUS对节点进行有限元分析，并将有限元分析结果与试验结果进行对比，验证了有限元分析结果的可靠性，在此基础上对节点进行了参数分析，研究了端板厚度、连接板厚度与波纹断点对节点承载力的影响，得到在一定范围内改变端板厚度、梁连接板厚度及改变腹板截断位置，均对节点的极限承载力、初始刚度、达到极限承载力时的位移没有明显影响。现有的实用设计公式可用于设计波纹腹板H型钢梁柱刚接节点。
2013, Vol. 35 Issue (4): 47-54, 78
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2013, Vol. 35 Issue (4): 47-54, 78
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