[分享]过焊孔衬板对梁柱节点断裂性能的试验分析

为研究过焊孔衬板连接焊缝对梁柱连接节点断裂性能的影响，设计了3个栓焊混合连接边柱节点试件进行低周往复加载试验，研究试件的断裂特性及极限承载能力，建立三维有限元计算模型，以Ｉ型裂纹尖端应力强度因子KⅠ和J积分作为评价指标，对比分析了过焊孔衬板连接焊缝对节点断裂性能的影响。研究结果表明：过焊孔衬板带双边焊缝节点试件的延性系数、等效粘滞阻尼系数和极限承载力与带单边焊缝节点试件的对应值相比，分别提高了29%、31%和23%；过焊孔衬板带四边围焊缝节点试件的延性系数、等效粘滞阻尼系数和极限承载力与带单边焊缝节点试件的对应值相比，分别提高了70%、47%和33%。过焊孔衬板采用双边焊和四边围焊可以改善对接焊缝处的应力状态，将应力峰值外移至梁翼缘母材处，减缓对接焊缝的开裂；采用四边围焊对防止对接焊缝端部发生脆性开裂的效果更为明显，可显著降低缺陷尖端处的Ｉ型应力强度因子KⅠ值及JⅠ值。

Three bolted-welded side-column joints are designed to study the influence of welds at the edge of weld backing bar on the fracture properties of beam-to-column joints.A low cycle reversed loading test is carried out to evaluate the fracture and bearing capacity of each specimen.Three-dimensional finite element fracture models are built to analyze the influence of welds at the edge of weld backing bar on the fracture properties of the joints by mode Ⅰ elastic stress intensity factor （KⅠ） and J-integral （JⅠ） at the crack tip.The results indicate that the ductility coefficient，the equivalent viscous damping coefficient and the ultimate bearing capacity of the specimen with two-side welding on backing bars increase by 29%，31%，23% than the specimen with single-side welding on backing bars，respectively.Also the ductility coefficient，the equivalent viscous damping coefficient and the ultimate bearing capacity of the specimen with four-side welding on backing bars increase by 70%，47%，33% than the specimen with single-side welding on backing bars，respectively.The structure of two-side welding of weld backing bars and four-side welding of weld backing bars can change the stress state at the butt weld，and make the stress peak move to beam flange to slow the cracking of butt weld.The structure of four-side welding of weld backing bars is more effective to prevent brittle fracture of the butt weld.And it can significantly reduce mode Ⅰ elastic stress intensity factor （KⅠ） and J-integral （JⅠ） at the crack tip.

梁柱节点；过焊孔；衬板；断裂性能；试验研究；裂纹尖端；应力强度因子

beam-to-column joint；weld access hole；weld backing bar；fracture property；experimental study；crack tip；stress intensity factor

2.1 试验现象及破坏形态

3个试件的破坏形态及破坏特征如图8和表4所示。TS-1试件（衬板单边焊）在第7级加载第1次循环反向加载时（位移向下为正向），衬板外侧的点焊缝首先裂开，加载到梁端位移为-15mm时，梁下翼缘与柱对接焊缝融合处整齐撕裂（图8a）、b）），梁上、下翼缘无屈曲变形、无断裂。TS-2试件（衬板双边焊）在第8级荷载第1次循环反向加载到位移为-37mm时，在梁下翼缘过焊孔趾处首先发生开裂，随后对接焊缝两端开裂，加载过程中梁上、下翼缘没有发生屈曲变形，试件破坏形态如图8c）、d）所示。TS-3试件（衬板四边围焊）在第8级荷载第1次循环时，梁上、下翼缘开始产生屈曲变形，第9级荷载第1次循环时，衬板外侧角焊缝开裂，加载到第9级荷载梁端位移为-60mm时，梁下翼缘钢板产生贯通裂纹，梁腹板北侧对接焊缝无开裂现象（图8e）），与之相连的梁腹板南侧对接焊缝端头区域出现局部开裂（图8f））。经仔细观察发现，梁腹板南侧对接焊缝端头出现局部开裂的原因是对外伸衬板进行切除时未按设计要求，造成衬板端部切割尺寸过量，致使衬板四边角焊缝对梁柱对接焊缝端部的补强作用减弱。从以上3个试件的试验现象及破坏形态可以看出，衬板采用四边围焊与采用单边焊、双边焊相比，其在低周循环荷载作用下的极限承载力及变形能力均有所改善。

图8 试件破坏形态

Fig.8 Failure modes of specimens

2.2 荷载-位移滞回曲线

各试件的荷载-位移曲线如图9所示，由图可以看出，3个试件滞回曲线的外形都呈纺锤状，且有微小捏缩，其原因是作动器与梁端加载点之间存在微小间隙，导致结构试验获取的数据中存在由设备造成的系统误差。其中，TS-3试件的滞回曲线最为饱满，TS-2试件的滞回曲线次之，TS-1试件的滞回环最小，3个试件的承载力及变形能力的大小顺序为TS-3>TS-2>TS-1。

图9 各试件荷载-位移滞回曲线

Fig.9 Load-displacement hysteretic curves of specimens

各试件的试验结果如表5所示，表中的屈服荷载与屈服位移按图10所示计算方法得出：在骨架曲线上由原点O作切线，与过最大荷载点A的水平线交于B点，过B点作水平轴的垂线交曲线于C点，其中C点为屈服点。图11为各试件的骨架曲线。

图10 节点屈服强度计算示意

Fig.10 Calculation schematic of yield strength of joints

图11 试件骨架曲线

Fig.11 Skeleton curves of specimens

2.3 延性及耗能

循环荷载作用下节点的延性反映了节点进入塑性工作阶段后的变形能力，由表6的计算结果可以看出，3个试件的延性系数大小顺序为：TS-1<TS-2<TS-3。采用等效粘滞阻尼系数he来衡量结构构件的耗能能力，由于所得滞回曲线的正反向加载不对称，故根据图12所示的计算模型由式（2）按各试件的滞回包络曲线得到he，如图13所示。采用M—y/M—u表示节点的承载力储备，3个试件的承载力储备情况为：TS-1<TS-2<TS-3。

图12 等效粘滞阻尼系数计算示意

Fig.12 Calculation schematic of equivalent viscous damping coefficient

图13 试件滞回包络线

Fig.13 Hysteresis envelope of specimens

2.4 梁端截面应变分布

由于3个试件的焊缝断裂均发生在梁下翼缘，故取加载点处位移分别为-11.2mm、-15mm、-22.5mm时梁下翼缘受拉的应变数据，研究梁下翼缘对接焊缝热影响区及翼缘过焊孔趾区的应变分布情况。应变分布规律如图14所示，图中路径1由11号、12号、13号应变片组成，位于距离柱翼缘20mm的对接焊缝热影响区处，路径2由14号、15号、16号、17号应变片组成，位于距柱翼缘30mm的梁翼缘板上。对比各试件在加载点位移为-22.5mm时路径1和路径2的应变分布情况发现，TS-1试件路径1处的应变整体高于路径2处的应变；TS-2试件路径2处的应变整体高于路径1处的应变；TS-3试件路径2中间位置处的应变高于路径1中间位置处的应变，这与TS-1试件在对接焊缝热影响区断裂，TS-2试件、TS-3试件首先在翼缘中间过焊孔趾处开裂的破坏模式相吻合。对比分析加载点处位移为-22.5mm时3个试件沿路径1和路径2处的应变分布情况（图15）发现，TS-1试件路径1处的应变高于TS-2和TS-3试件路径1处的应变，由此可见，衬板双边焊和衬板四边围焊的构造可降低对接焊缝处的应力，减缓对接焊缝的开裂。

图14 梁下翼缘路径1、路径2处应变分布

Fig.14 Strain distribution at path 1 and path 2 of lower flange of beam

图15 梁下翼缘关键路径处各试件应变对比

Fig.15 Strain comparison of each specimen at the critical path on lower flange of beam

针对3个试件不同的过焊孔衬板焊接形式，采用ANSYS有限元分析软件建立如图16所示的三维T形件等效断裂分析模型，有限元模型的编号及过焊孔衬板的焊接形式如表7所示，基于断裂力学原理对衬板单边焊、衬板双边焊、和衬板四边围焊3种焊接形式对节点断裂韧性的影响进行量化辅助分析。由于试验中TS-1试件在对接焊缝与梁下翼缘的融合面处被整齐拉断，故在融合面中间位置预设一条长度为4mm沿梁翼缘宽度方向的贯通型人工裂纹，裂纹位置如图17所示。以裂纹尖端的应力强度因子KⅠ和JⅠ作为评价指标，对比衬板单边焊、衬板双边焊、和衬板四边围焊3种形式对改善对接焊缝断裂的影响。通过有限元分析和试验相结合的方式给出最优的过焊孔衬板焊接形式。

图16 有限元模型（单位：mm）

Fig.16 Finite element model （Unit：mm）

图17 有限元模型侧立面图（单位：mm）

Fig.17 Side elevation of finite element model（Unit：mm）

3.1 有限元模型建立

模型选用Solid186单元。裂纹区有限元网格划分如图18所示，TS-1A有限元模型与TS-2A有限元模型在AB连线处衬板与对接焊缝区的网格对应相连以保证传力，而在BC连线处衬板和梁下翼缘的网格独自划分互不相连；TS-3A有限元模型采用四边围焊的构造，由于其存在侧边角焊缝，故在整个AC连线上将所有网格对应相连，用以模拟侧边角焊缝。建模过程为：首先建立如图17所示的二维平面分析模型，然后通过VDRAG命令将其拉伸为如图16所示的三维分析模型。分析过程中约束柱翼缘，给梁翼缘施加单向拉伸面荷载，并通过计算各试件在裂纹尖端处的Ｉ型应力强度因子KⅠ和J积分的大小来对比相同荷载下不同的衬板焊接构造对节点断裂性能的影响。

图18 裂纹区有限元网格划分

Fig.18 Finite element mesh at crack zone

3.2 断裂性能指标及有限元计算原理

3.2.1 应力强度因子

应力强度因子K是一个仅依赖于裂纹几何和荷载条件的反应裂纹尖端弹性应力场强弱的物理量，它可以考虑裂纹顶端应力的1/r1（r1为距裂纹端点的距离）阶奇异性以及外应力和缺陷，起到表征材料与结构断裂现象的作用。应力强度因子与应力和裂纹长度平方根的乘积成正比，应力强度因子值越大，材料发生断裂的可能性越大。针对不同的裂纹模式：张开型（Ｉ型）、滑开型（Ⅱ型）、撕开型（Ⅲ型），其应力强度因子分别记为KⅠ、KⅡ、KⅢ。二维裂纹应力强度因子K在如图19所示的计算坐标系下由下式计算得到：

图19 Griffith裂纹及其计算坐标系

Fig.19 Griffith crack and its calculating coordinate system

3.2.2 J积分

J积分是表征能量的应力应变参量，它考虑的变形仍为小应变，在材料线弹性情形下，其代表裂纹的应变能释放率。J积分的积分路径为围绕裂纹前缘的曲线，起点和终点分别在裂纹的2个表面（图20），是与路径无关的守恒积分。J积分的表达式为：

图20 J积分计算示意

Fig.20 Calculation schematic of J-integral

3.2.3 相互作用积分

ANSYS对裂纹尖端应力强度因子的计算采用相互作用积分法，相互作用积分来源于J积分。由于在线弹性材料中应力、应变和位移满足叠加原理，故相互作用积分法是假定含裂纹弹性体受到真实场（σij，εij，ui）和辅助场（σausij，εausij，uausi）的共同作用，将真实场和辅助场叠加代入式（3）可得：

3.2.4 相互作用积分和应力强度因子的关系

在线弹性断裂力学中，应力强度因子和J积分存在如下关系：

依据式（6）应力强度因子和J积分的关系得到的真实场和辅助场共同作用下的J积分为：

分离出辅助场和真实场所对应的J积分可以得到相互作用积分：

3.2.5有限元计算

本文利用ANSYS有限元分析软件对裂纹尖端应力强度因子和J积分的计算步骤如下：

1） 定义裂纹尖端局部坐标系：LOCAL，KCN，KCS，XC，YC，ZC，THXY，THYZ，THZX，par1，par2。

2） 启动一个新的应力强度因子计算：CINT，NEW，n1（应力强度因子计算的数字标识）；CINT，TYPE，SIFS。启动一个新的J积分计算：CINT，NEW， n1；CINT，TYPE，JINT。

3） 定义裂纹尖端组件和裂纹尖端法向：CINT，CTNC，CK，par1，par2（par1为定义裂纹扩展方向的计算辅助节点，par2为裂纹前端所定义裂纹面上最后节点扩展方向）。

4） 确定计算积分轮廓线：CINT，NCON， n2（积分路径数量）。

5） 定义裂纹尖端对称条件：CINT，SYMM，OFF。

6）计算与结果输出：CINT，LIST；SOLVE；SAVE；FINI；/POST1；PRCINT，1，K1；PRCINT，1，，JINT。

3.3 结果分析

在梁翼缘端部以20MPa为一个荷载级，逐级施加单向拉伸荷载，提取160MPa荷载作用下各模型试件的等效应力云图（图21），计算对应荷载作用下三维贯通型裂纹前缘各点处的Ｉ型应力强度因子KⅠ值和JⅠ值，分析裂纹前缘端部尖端点2处的Ｉ型应力强度因子KⅠ值和JⅠ值随荷载变化的规律，变化规律曲线如图22、图23所示。

由图22、图23可以看出：KⅠ与裂纹尖端处应力σn呈线性增长关系，JⅠ与σn呈幂增长关系。此外，不同的衬板焊接构造形式对KⅠ值和JⅠ值也有较大影响，当荷载一定时，裂纹尖端点2处的KⅠ值和JⅠ值的大小顺序为TS-3A<TS-2A<TS-1A。由此可见，TS-1A试件（衬板单边焊）最容易在对接焊缝与梁翼缘的融合面处发生断裂，TS-2A试件（衬板双边焊）次之，这与试验结果相吻合。

图21 160MPa荷载作用下各试件等效应力云图

Fig.21 Equivalent stress contour of each specimen under 160MPa load

图22 裂纹尖端2处KⅠ随荷载变化规律曲线

Fig.22 Variation curves of KⅠ with load at crack tip 2

图23 裂纹尖端2处JⅠ随荷载变化规律曲线

Fig.23 Variation curves of JⅠ with load at crack tip 2

（1）梁柱过焊孔衬板连接焊缝对节点的极限承载力及耗能能力有一定影响。过焊孔衬板采用双边焊缝节点试件的延性系数、等效粘滞阻尼系数、极限承载力与采用单边焊缝节点试件的对应值相比，分别提高了29%、31%和23%；

过焊孔衬板采用四边围焊缝节点试件的延性系数、等效粘滞阻尼系数、极限承载力与采用单边焊缝节点试件的对应值相比，分别提高了70%、47%和33%。

（2）过焊孔衬板采用双边焊和四边围焊可以改善对接焊缝处的应力状态，将应力峰值外移至梁翼缘母材处，减缓对接焊缝的开裂。

（3）过焊孔衬板采用双边焊或四边围焊对降低对接焊缝断裂韧性有明显效果，四边围焊对防止对接焊缝端部发生脆性开裂更为有效，可以显著减小缺陷尖端处的Ｉ型应力强度因子KⅠ值及JⅠ值。