全尺寸鋼梁柱剛性連接節(jié)點的土木工程系，結(jié)構(gòu)工程與振動教育部，中國城建建筑，中國加蓋板型節(jié)點和梁翼緣削弱型節(jié)點的梁端塑性轉(zhuǎn)角符合抗震延性框架的設(shè)計要：鋼梁柱剛性連接節(jié)點；延性；塑性轉(zhuǎn)角；試驗研前在1994年的北嶺和1995年的阪神中許多鋼框架的梁柱連接節(jié)點能夠強作用的新型連接節(jié)點試驗也在廣泛開展[7,8,9,12,13]盡管這種脆性試驗過試10TS1~TS10的全尺寸鋼梁柱剛性連接節(jié)點試，中國100084； 的示意圖如圖1所示。箱型柱截面為550mm×550mm，板厚30mm，在箱型截面20mm588mm，翼緣寬300mm，翼緣和腹板厚度分別為20mm12mm對于試件TS-1，TS-4，TS-5，TS-6，TS-7，TS-8和TS-108mm。TS-1TS-2，使用的是標準剛性連接節(jié)點，其中基準試件TS-1為栓焊連接節(jié)點試件，而TS-2其中，TS-3為全焊連接節(jié)點，且其翼緣加寬。TS-4和TS-5用寬度比梁翼緣略小的錐形蓋板通過角焊縫焊在梁翼緣上。TS-4排螺栓連接剪切板和梁腹板，而TS-5僅用單排螺栓連接。TS-9為梁底加腋的全焊節(jié)點。第三組試件包括TS-6，TS-8和TS-10，為翼緣削弱型節(jié)點試件。試件TS-6TS-8的梁翼緣用直線進行切割削弱，TS-6和TS-8TS-1020mm第四組試件TS-7為梁柱貫通型節(jié)點試件廣泛應(yīng)用于其梁翼緣通邊板加強。1TS-2，TS-3和TS-9975mm的短25mmE5015焊條，自動焊采用H08MnA焊條。所有焊縫經(jīng)超聲波檢查后都能達到一級焊縫質(zhì)量的標Q345410.5N/mm2533.8N/mm22所示。試件TS-2，TS-3和TS-96mm×23mmTS-7和其余試10mm×100mm10mm×42mm，布置在梁翼緣下側(cè)。試驗裝1870mm。數(shù)據(jù)記1650mm（稱為梁端位移測點，另一測點距231000mm。另外，采用幾臺位移傳感器測量柱與測試板的相對位移。試件任梁翼緣和腹板的應(yīng)變通過應(yīng)變片測量，試件TS-1的位移傳感器和應(yīng)變片位置如3TS-2和TS-360mm器位置與TS-1基本相同。用計算機系統(tǒng)記錄所有的測試數(shù)據(jù)。加載過ANSYS程序進行非線性有限元分析[3]。在試驗分析中試件采用殼體單元進行模型化，材料非線性采用vonMises屈服準則，并用一種理想化的彈塑2×105kN/mm2，屈服1.5δy，2.0δy，2.5δy，3.0δy等。破壞過程和破壞形破壞過力相對較大。圖497的最大應(yīng)力不在梁端翼緣處。盡管試件TS-3加寬了梁端翼緣，但由于焊縫455所示。在圖中，nUn倍的梁端TS-2，TS-4和TS-9TS-9TS-4TS-5外其余試件剪切板與之間出現(xiàn)明顯滑移，尤其是TS-5因為僅布置了單排螺栓，其滑移更嚴重。破壞形16所示。TS-1由于加載設(shè)備的能力限制，當正32mmTS-640mm時，由于梁變形過大不能繼續(xù)加載。TS-3，TS-5和TS-10負向加載到破壞后不能正向加載，TS-9正向加載到破壞后不能負向加載。滯回性滯回曲M-θp7所示。圖中，M指梁端彎矩，M=VH，θp指梁的距離；θ和θe分別為梁端轉(zhuǎn)角和與θp對應(yīng)的梁端彈性轉(zhuǎn)角θ=δ/h，θe=δe/h；167梁端彎矩（M）—梁端轉(zhuǎn)角（p）滯回曲線2試件承載力的實測值和計算值δ和θe分別為梁端水平位移和與δ對應(yīng)的的梁端彈性水平位移，h為梁端水平位總體上，各試件的滯回曲線都比較飽滿。TS-4和TS-5因加載過程較長，滯強表2列出了各試件的屈服強度和極限強度的實驗值和計算值V-δ滯回曲Vyt，以試件所能承受的最大水平力作Vyc和極限強度計算值Vuc通過非線性60mm所對應(yīng)的與標準試件TS-1相比，狗骨型節(jié)點試件TS-6和TS-8的屈服強度分別降低了6.3%和14.9%，極限強度分別降低了17.3%和29.5%。因此，削減梁翼緣明顯塑性轉(zhuǎn)動能表3列出了實測彈性極限位移δy、極限位移δu、彈性極限轉(zhuǎn)角θy、極限轉(zhuǎn)角θu、塑性極限轉(zhuǎn)角θpu和梁的轉(zhuǎn)角延性系數(shù)μ。θpu=θu-θeu，μ=θu-θeu，θeu為極限轉(zhuǎn)角θu20%時對應(yīng)的梁端位移。TS-4和梁柱節(jié)點貫通型試件TS-70.02弧度；0.02,0.030.04標準全焊節(jié)點試件TS-2TS-38由于構(gòu)件的不均勻性，TS-8和TS-10北嶺后鋼結(jié)構(gòu)規(guī)定抗震設(shè)計中梁柱連接節(jié)點的塑性轉(zhuǎn)角應(yīng)不低于0.03弧度（AISI,1997）[2]。試驗結(jié)果表明，梁翼緣加蓋板型節(jié)點和梁翼緣削梁翼緣和腹板的應(yīng)力梁腹板正應(yīng)力8TS-2和TS-360mm250mm8中，T-1A試件TS-1TS-2外其余試件的腹板8也表明梁腹板的實測中和軸位置略高于或低于過重心的理論中和軸位置，這說明梁腹板承擔了部分彎矩。梁腹板剪應(yīng)力梁翼緣正應(yīng)力10所示。圖中，橫軸表示應(yīng)變片位置到柱頂9TS-1，TS-2TS-10的最大正應(yīng)力出現(xiàn)在首先屈服的翼緣底部。在梁翼緣TS-4和TS-5，蓋板上TS-6TS-8370mm230mm處，塑性鉸位于翼緣削弱處。TS-7和TS-9的最大應(yīng)力也在梁端以外，并且首先將屈418mm，24mm和達到極限位移時塑性鉸到梁端的距離。結(jié)果表明，加蓋板型節(jié)點試件的破壞機性和變形能力降因素的影響，使得試件梁端部翼緣發(fā)生脆性破壞。410結(jié)論和建結(jié)TS-1；加蓋板型和狗骨型節(jié)點試件的梁端塑性轉(zhuǎn)角都大于0.03弧度，符合抗建參考文AkiyamaH(2000)“EvaluationofFracturalModeofFailureinSteelStructuresFollowingKobeLessons，J.ConstructionofSteelResearch，55（1：21-227.ofSteelConstruction. (1998)“ANSYSBerteroVV，AndersonJCandKrawinklerH(1994)，“PerformanceofSteelBuildingsStructuresDuringtheNorthridgeEarthquake，”EERCReport.Berkeley:UniversityofCalifornia，Berkeley.FEMA(20000，mendedSeismicDesignCriteriaforNewSteelMoment-FrameBuildings，F(xiàn)ederalEmergenceManagenentAgency.GatesWEandMorden（1996. RelatedtoWeldedSteelMomentFramesFollowingtheNorthridgeEarthquakeTheStructuralDesignofTallBuildings，5(1):29-44.LuLW,RiclesJM,MaoCS,andFisherJW(2000).“CriticalIssuesinAchievingConnections”Research,55:325-341.DK(1998,Earthquake6：249-behavior”.Journal124(11):1236-1244.NakashimaM,BruneauM.Preliminaryreconnaissancereportofthe1995Hyogoken-Nanbuearthquake[R].ArchitecturalInstituteofJapan,Tokyo,1995.PopovPE,YangTSandChangSP(1998),“DesignofSteelMRFConnectionsEarthquakeEngineeringEngelhardtMD（1998）,“SabolTA.Reinfo