戎 賢， 陳 磊,2， 張健新

(1. 河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院， 天津 300401； 2. 同圓設(shè)計院集團(tuán)有限公司， 山東 濟(jì)南 250101)

鋼管混凝土能充分結(jié)合鋼和混凝土兩種材料的優(yōu)勢，具有承載力高、耐火性好、延性好以及施工方便等優(yōu)點[1-2].隨著住宅產(chǎn)業(yè)化的提出，以鋼管混凝土柱與工字型鋼梁形成的裝配式結(jié)構(gòu)體系在實際工程中得到了更多的應(yīng)用和發(fā)展.而節(jié)點作為影響裝配式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)整體抗震性能的關(guān)鍵部位，它的發(fā)展一直制約著裝配式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步應(yīng)用，因此需要對節(jié)點性能進(jìn)行更深入的研究[3].

陳以一等[4]分別對帶貫通隔板和內(nèi)隔板的方鋼管混凝土節(jié)點進(jìn)行了擬靜力試驗，結(jié)果表明帶貫通隔板節(jié)點的抗震性能良好，能夠滿足工程設(shè)計要求.張愛林等[5]研究了樓板對鋼管混凝土全螺栓節(jié)點的影響，結(jié)果表明組合節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度、承載力優(yōu)于無樓板節(jié)點.Miao等[6]對帶貫通隔板的鋼管混凝土柱梁節(jié)點進(jìn)行了擬靜力試驗，設(shè)計了4個足尺構(gòu)件，結(jié)果表明隔板貫通節(jié)點具有穩(wěn)定的滯回性能以及良好的耗能能力，符合抗震設(shè)計要求.Wang 等[7]對鋼管混凝土柱-鋼梁全螺栓連接節(jié)點進(jìn)行了擬靜力試驗，結(jié)果表明鋼管混凝土柱的截面形狀為圓形和方形時均具有良好的抗震性能，全螺栓連接的節(jié)點具有較好的延性，滿足結(jié)構(gòu)抗震要求.Li 等[8]對方鋼管混凝土柱-H型鋼梁節(jié)點的3種連接方式的力學(xué)性能、破壞形式以及應(yīng)變發(fā)展規(guī)律進(jìn)行了試驗和理論研究，結(jié)果表明3種連接方式都具有良好的抗震性能，可以應(yīng)用于抗震設(shè)防地區(qū).

研究表明，傳統(tǒng)栓焊節(jié)點以及全螺栓連接節(jié)點均具有較好的抗震性能，但全螺栓節(jié)點對于施工精度要求較高，施工中經(jīng)常出現(xiàn)因制作誤差而導(dǎo)致裝配困難的情況[9-11].而在1994年美國北嶺以及1995年日本阪神發(fā)生的地震中發(fā)現(xiàn)，柱梁栓焊節(jié)點的破壞位置一般發(fā)生在梁下翼緣焊縫附近[12].為消除栓焊節(jié)點下翼緣這種缺陷的影響，同時滿足裝配式施工中的精度要求，陳志華提出了鋼管混凝土柱梁下栓上焊節(jié)點，并對其抗震性能進(jìn)行了擬靜力試驗[3].

本文提出的帶外肋環(huán)板和貫通隔板的新型裝配式鋼管混凝土柱梁下栓上焊節(jié)點，核心區(qū)只設(shè)置一道隔板，更加便于混凝土澆筑和振搗，上翼緣通過外環(huán)板的焊接與柱進(jìn)行連接，并在柱和外環(huán)板上設(shè)置了貼板用以傳遞荷載，下翼緣與貫通隔板之間、腹板與連接板之間通過摩擦型高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接.本文通過對該新型節(jié)點施加低周往復(fù)荷載試驗來研究其抗震性能，并將其與全螺栓連接節(jié)點的抗震性能進(jìn)行對比，為今后這種新型節(jié)點的應(yīng)用與研究提供參考.

1 試驗概況

1.1 構(gòu)件設(shè)計及裝配

本構(gòu)件的設(shè)計選取了結(jié)構(gòu)的中層中柱節(jié)點，梁長為1.8 m，下栓上焊節(jié)點的上下柱高分別為1.595，1.295 m，全螺栓節(jié)點的上下柱高分別為1.600，1.290 m，如圖1所示.其中柱采用方形冷彎空心鋼管，梁采用工字型鋼.為了研究節(jié)點具體構(gòu)造對節(jié)點抗震性能的影響，構(gòu)件主要變化參數(shù)選為貼板尺寸、梁截面尺寸以及上翼緣連接方式，構(gòu)件具體參數(shù)見表1.

表1 構(gòu)件主要參數(shù)Table 1 Main parameters of specimens

構(gòu)件的制作以及焊接均是在專業(yè)鋼構(gòu)件工廠完成，鋼材型號均為Q345，混凝土的澆筑、養(yǎng)護(hù)及構(gòu)件的裝配在裝配式工廠進(jìn)行.鋼管內(nèi)混凝土的標(biāo)號為C50，采用的是商品混凝土一次性澆筑，澆筑完成后，在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)了28 d.構(gòu)件養(yǎng)護(hù)完成后，在現(xiàn)場進(jìn)行了裝配.梁上翼緣與外環(huán)板之間的焊接采用對接坡口焊(見圖2a)，焊條型號采用E50.梁腹板與連接板、下翼緣與隔板及全螺栓節(jié)點上翼緣與外環(huán)板之間均采用10.9級高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，螺栓直徑為M20與M24.根據(jù)規(guī)范計算得到M20與M24終擰扭矩值分別為560 N·m和760 N·m，初擰扭矩值取為終擰扭矩值的一半，初擰后1 h進(jìn)行終擰，成品構(gòu)件圖如圖2b所示.

在構(gòu)件裝配過程中發(fā)現(xiàn)，由于加工誤差以及運輸過程中構(gòu)件的碰撞，存在螺栓孔不對齊以及梁出現(xiàn)輕微扭曲等問題，因此在對全螺栓節(jié)點JD4進(jìn)行裝配過程中，需要耗費大量精力對構(gòu)件進(jìn)行調(diào)直和擴(kuò)孔.而下栓上焊節(jié)點的上翼緣采用了對接坡口焊的形式，焊接的施工精度要求較低，從而顯著減小了加工誤差等問題造成的裝配困難，相對于全螺栓節(jié)點裝配速度明顯增快.由此說明相比于全螺栓節(jié)點，下栓上焊節(jié)點在施工過程中具有施工速度快、安裝精度要求低的優(yōu)點.

1.2 材性試驗

根據(jù)規(guī)范規(guī)定，加工過程中預(yù)留了同批次不同厚度的鋼材用于材性試驗，每種厚度的鋼材制作了3個標(biāo)準(zhǔn)板件，總共有7組21個構(gòu)件，用同批次混凝土制作了3個邊長150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，并與構(gòu)件在相同的養(yǎng)護(hù)條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù).材性試驗在實驗室萬能試驗機(jī)上進(jìn)行，試驗過程如圖3所示，通過引伸計測量鋼材的彈性模量，測得的鋼材與混凝土材料性能指標(biāo)如表2與表3所示.

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel

表3 混凝土力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of concrete

1.3 加載制度及量測

試驗裝置如圖4所示，主要包括數(shù)據(jù)采集儀器、加載裝置、反力墻和反力架等.在柱頂放置了1 000 kN液壓千斤頂施加豎向軸力，并在柱的底端放置了球鉸支座，梁的兩端為自由端，各放置了1個100 t的作動器，并施加反對稱豎向荷載.梁端的豎向荷載和位移數(shù)值由梁端作動器內(nèi)置的荷載和位移傳感器進(jìn)行采集.

試驗采用先力控制后位移控制的加載制度：1)在未施加梁端豎向荷載前，采用液壓千斤頂在柱頂緩慢施加軸壓至770 kN；2)構(gòu)件屈服前，采用荷載控制，并采用20 kN級差進(jìn)行分級加載，加載速度控制在40 kN/min，每級荷載只循環(huán)一次.通過試驗中主要破壞點的應(yīng)變與由鋼材的材性試驗數(shù)據(jù)計算出的構(gòu)件屈服應(yīng)變進(jìn)行比較，初步判斷構(gòu)件是否屈服；屈服后采用位移控制加載，位移值取構(gòu)件屈服時對應(yīng)的梁端豎向位移Δy，并以0.5Δy為極差控制加載，加載速度控制在20 mm/min，在試驗過程中發(fā)現(xiàn)構(gòu)件在循環(huán)過程中強(qiáng)度降低很小，因此對每級荷載只循環(huán)2次[13].加載過程中，當(dāng)梁端荷載下降到極限荷載的85%或者構(gòu)件的破壞現(xiàn)象較為明顯時，構(gòu)件破壞，結(jié)束試驗[14].

2 試驗現(xiàn)象

構(gòu)件JD1梁端位移在2.5Δy前，并無明顯試驗現(xiàn)象.當(dāng)加載至2.5Δy時，左梁和右梁上翼緣均發(fā)生鼓曲，左右兩側(cè)下翼緣與隔板發(fā)生輕微錯動.當(dāng)加載至3Δy時，梁左連接板與柱壁連接處焊縫產(chǎn)生裂紋，且左右兩側(cè)上翼緣鼓曲持續(xù)增加.當(dāng)加載至4.5Δy時，梁左與梁右上翼緣焊縫附近出現(xiàn)裂縫，梁左連接板與柱壁連接處焊縫以及梁右外環(huán)板變截面處焊縫旁邊均出現(xiàn)裂縫(見圖5a).當(dāng)加載至5Δy時，梁左連接板與柱壁連接處裂縫寬度不斷增加，梁左與梁右上翼緣焊縫處的裂縫幾乎全部貫穿(見圖5b)，構(gòu)件破壞，試驗結(jié)束.

構(gòu)件JD2、JD3與JD1的破壞過程基本一致，只是破壞特征有所差異.JD2與JD3梁端位移在2.5Δy前，并無明顯試驗現(xiàn)象.當(dāng)加載至3Δy時，隔板與鋼梁下翼緣均產(chǎn)生5 mm左右滑動痕跡，其中JD2梁右貫通隔板與柱連接的焊縫處出現(xiàn)裂縫，JD3梁右上翼緣焊縫處出現(xiàn)鼓曲和裂縫.當(dāng)加載至3.5Δy時，2個節(jié)點左右兩側(cè)上翼緣均發(fā)生鼓曲，其中JD2正面貼板與柱連接處焊縫開裂，JD3梁右上翼緣焊縫處裂縫貫通，右側(cè)連接板與柱壁連接處焊縫產(chǎn)生微小裂縫，且柱壁鼓起.當(dāng)加載至4Δy時，JD2梁右貫通隔板與柱連接的焊縫處徹底斷開(見圖6a)，梁右上翼緣焊縫處開裂，JD3左側(cè)隔板變截面處出現(xiàn)頸縮(見圖6b)，右側(cè)連接板與柱壁焊縫持續(xù)開裂，柱壁局部外鼓(見圖6c)，左右兩側(cè)上翼緣焊縫徹底拉斷(見圖6d)，JD3構(gòu)件破壞，停止加載.當(dāng)JD2加載至4.5Δy時，梁左上翼緣焊縫處裂縫全部貫通，右側(cè)上翼緣焊縫中間出現(xiàn)裂縫，構(gòu)件破壞，試驗結(jié)束.

全螺栓構(gòu)件JD4與下栓上焊構(gòu)件的破壞過程和破壞現(xiàn)象差異較為明顯.JD4梁端位移在2.5Δy前，并無明顯試驗現(xiàn)象.當(dāng)加載至2.5Δy時，梁兩側(cè)上下翼緣螺栓連接處產(chǎn)生輕微滑移.當(dāng)加載至5.5Δy時，柱下連接板處兩側(cè)均出現(xiàn)輕微鼓曲，梁兩側(cè)上下翼緣螺栓連接處產(chǎn)生明顯滑移(見圖7a)，達(dá)10 mm以上.當(dāng)加載至6Δy時，梁左右貫通隔板在與柱連接的焊縫處均產(chǎn)生較大裂縫，梁右上翼緣發(fā)生屈曲.當(dāng)加載至6.5Δy時，梁右貫通隔板在與柱連接的焊縫處裂縫全部貫穿(見圖7b)，構(gòu)件破壞，試驗結(jié)束.

3 試驗結(jié)果分析

3.1 梁端荷載-位移曲線

根據(jù)作動器內(nèi)置的位移和荷載傳感器所記錄的數(shù)據(jù)，可以繪出JD1～JD4的滯回曲線如圖8所示(由于左右梁端荷載、位移等數(shù)據(jù)基本一致，因此滯回曲線、骨架曲線、耗能分析等抗震性能分析只取用了右側(cè)梁端數(shù)據(jù))，分析滯回曲線可以得出：

1) 隨著梁端荷載及位移的逐級增加，JD1～JD4翼緣和腹板的螺栓均出現(xiàn)一定滑移，體現(xiàn)出輕微的“捏縮”.其中JD2與JD3在加載后期焊縫附近發(fā)生突然斷裂，使得滯回曲線出現(xiàn)了向下的突變.其中作動器由于受到自身質(zhì)量、裝配誤差等因素的影響，存在一個10 mm左右向下的殘余變形，因此在同一級加載過程中，下推時的正向位移要顯著大于上拉時的負(fù)向位移.

2) 各節(jié)點構(gòu)件在破壞前，每次同級加載循環(huán)，梁端荷載比較接近，說明在往復(fù)荷載作用下，節(jié)點強(qiáng)度退化不明顯；隨著梁端荷載及位移的逐級增加，鋼管混凝土柱梁節(jié)點屈服的范圍逐漸增大，滯回曲線的切線斜率逐漸變小，說明構(gòu)件剛度在逐漸退化.

3) 當(dāng)構(gòu)件進(jìn)入破壞階段后，承載力逐級顯著下降，直到構(gòu)件破壞，在整個過程中構(gòu)件的殘余變形也在不斷增加.

4) 相對于JD1，JD2與JD3滯回曲線的飽滿度無明顯提高.JD4是全螺栓連接節(jié)點，沒有梁上翼緣的焊接約束后，螺栓滑移的現(xiàn)象相對于其他3個節(jié)點更加嚴(yán)重，滯回曲線的“捏縮”也更加顯著.

3.2 骨架曲線及延性

圖9為JD1～JD4的梁端荷載-位移骨架曲線對比，通過切線法可以計算得出構(gòu)件的屈服點，各構(gòu)件的屈服荷載Py、極限荷載Pu、破壞荷載Pmax、屈服位移Δy、極限位移Δu、破壞位移Δmax及延性如表4所示,分析圖9和表4可知：

表4 構(gòu)件骨架曲線特征值Table 4 Characteristic values of skeleton curves of specimens

1) 與JD1相比，JD2峰值荷載正向加載時提高了11%，負(fù)向加載時降低了4.8%；JD3峰值荷載正向加載時提高了50.5%，負(fù)向加載時提高了41.9%.說明增加梁截面尺寸能有效提高梁端承載力，而增加貼板厚度對梁端承載力的提高作用并不顯著.

2) 相比于下栓上焊節(jié)點JD1～JD3的曲線，全螺栓節(jié)點JD4曲線上升和下降段較為平緩，且破壞位移明顯提高，表現(xiàn)出良好的變形能力.

3) 4個節(jié)點下推時的延性系數(shù)明顯小于上拉時的延性系數(shù)，JD2和JD3兩個節(jié)點的延性均小于JD1，全螺栓節(jié)點JD4的延性系數(shù)小于JD1，但顯著大于JD2和JD3.整體來看，下栓上焊節(jié)點與全螺栓節(jié)點的延性處于中等延性水平，表現(xiàn)出較好的塑性變形能力.

3.3 耗能分析

耗能能力通常用等效黏滯阻尼系數(shù)來表示，表5給出了JD1～JD4在破壞位移時的等效黏滯阻尼系數(shù)，圖10給出了4個構(gòu)件的等效黏滯阻尼系數(shù)變化曲線，其中he表示等效黏滯阻尼系數(shù)，Δ/Δy表示加載位移與屈服位移之比，從中可以看出：

表5 破壞位移時等效黏滯阻尼系數(shù)Table 5 Equivalent viscous damping coefficient under failure displacement

1) 構(gòu)件加載初期，構(gòu)件的變形處于彈性變形階段，此時吸收的能量少，梁端豎向荷載做功所產(chǎn)生的大部分能量都在卸載的過程釋放掉，因此此時的等效黏滯阻尼系數(shù)較小.隨著荷載的增加，當(dāng)節(jié)點到達(dá)彈塑性階段后，等效黏滯阻尼系數(shù)呈現(xiàn)不斷增大的趨勢，但JD1，JD2，JD3的增長速率更快.

2) JD2與JD3的等效黏滯阻尼系數(shù)比JD1有明顯增加，說明JD2與JD3由于增加了貼板厚度以及梁截面尺寸從而增大了節(jié)點剛度，耗能能力有所提高.JD4的等效黏滯阻尼系數(shù)低于JD1，說明下栓上焊節(jié)點的耗能能力比全螺栓節(jié)點有所提高.

3) 下栓上焊節(jié)點JD1、JD2與JD3在破壞位移時的等效黏滯阻尼系數(shù)he=0.263～0.307，而相同情況下鋼筋混凝土構(gòu)件的等效黏滯阻尼系數(shù)僅為0.1，加入型鋼后會達(dá)到0.3左右.下栓上焊節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)達(dá)到鋼筋混凝土構(gòu)件的2到3倍，并接近型鋼混凝土構(gòu)件.

3.4 剛度退化

通常采用環(huán)線剛度來表示構(gòu)件的剛度退化，JD1～JD4的剛度退化曲線如圖11所示.由圖可知：JD1，JD2以及JD3由于上下翼緣并不對稱，在推拉方向剛度退化曲線也不對稱，JD4由于上下翼緣都是螺栓對稱布置，剛度退化曲線較為對稱.4個構(gòu)件初始階段剛度變化較明顯，多次循環(huán)后，節(jié)點屈服，剛度變化逐漸趨于緩和.JD3的環(huán)線剛度正反向加載時均顯著大于JD1，JD2的環(huán)線剛度正向加載時大于JD1，負(fù)向加載時小于JD1，說明增加梁截面尺寸更有利于提高構(gòu)件的剛度，延緩剛度退化.全螺栓連接的構(gòu)件JD4剛度退化曲線相對于其他3個下栓上焊構(gòu)件，曲線更加持續(xù)、均勻，表現(xiàn)出較好的穩(wěn)定性.

3.5 承載力退化

通常用承載力退化系數(shù)來衡量承載力的退化，承載力退化曲線如圖12所示.從圖中可以看出，構(gòu)件破壞時承載力有明顯降低，在破壞前JD1～JD4的承載力退化系數(shù)均大于0.85.說明同等位移下，循環(huán)到第2次時峰點的荷載與1次時峰點的荷載相比幾乎不降低，即下栓上焊及全螺栓節(jié)點在地震作用下承載力退化程度都比較小，有穩(wěn)定的承載性能.

3.6 抗彎極限承載力分析

由于本文構(gòu)件的破壞形式均為焊縫附近發(fā)生破壞，因此在理論計算過程中不考慮螺栓和板材的擠壓破壞以及螺桿的剪切破壞，僅計算正向加載時下栓上焊節(jié)點由于焊縫發(fā)生破壞時的抗彎極限承載力.將其簡化為翼緣受彎、腹板受剪的構(gòu)件，由此得節(jié)點可以承受的最大彎矩為

Mu=fu·b·t1·(h-t1)

(1)

式中：b為梁翼緣的寬度；t1為H型鋼梁翼緣板厚；fu為鋼材的極限抗拉強(qiáng)度；h為鋼梁的高度.

鋼材強(qiáng)度采用材性試驗中所測得的強(qiáng)度，JD1和JD3構(gòu)件鋼材的極限抗拉強(qiáng)度fu=537 MPa，另有b=150 mm，t1=9 mm，h=300 mm.JD2構(gòu)件鋼材的極限抗拉強(qiáng)度fu=540 MPa，另有b=175 mm，t1=11 mm，h=350 mm.根據(jù)式(1)計算得JD1與JD3的最大彎矩為

Mu=fu·b·t1·(h-t1)=537×150×9×
291=211 kN·m

JD2的最大彎矩為

Mu=fu·b·t1·(h-t1)=540×175×11×
339=352 kN·m

試驗中構(gòu)件的抗彎承載力可以按照梁端荷載乘力臂的方法算得，力臂的值為加載中心點到焊縫處的距離，3個構(gòu)件的力臂值為1.45 m.JD1～JD3三個構(gòu)件正向加載時的極限抗彎承載力分別為217，330，237 kN·m，與JD1比較來說，JD2與JD3的極限抗彎承載力分別提高了9.22%和52.07%.相對于極限抗彎承載力的理論計算結(jié)果，JD1與JD3的試驗值比理論值分別提高了2.84%，12.32%，JD2的試驗值比理論值降低了6.67%，差異值在可接受范圍之內(nèi).而理論值和試驗值之間的差異有高有低的原因，主要由于JD1與JD3在理論計算過程中未考慮貼板厚度的影響，而在試驗過程中貼板厚度的增加對于正向加載時的梁端承載力有一定提高，因此JD3的試驗值要大于理論值.而JD2在增大梁截面尺寸后，由于梁端上翼緣焊縫處受焊接質(zhì)量與應(yīng)力集中等因素的影響，在梁端荷載顯著增加的情況下焊縫處出現(xiàn)過早斷裂的現(xiàn)象，使得試驗值要小于理論計算值.

4 結(jié) 論

1) 構(gòu)件的變形都主要發(fā)生在梁端，說明下栓上焊與全螺栓節(jié)點均滿足“強(qiáng)柱弱梁”的抗震設(shè)計準(zhǔn)則，均能有效減少核心區(qū)受到的破壞.受到焊接質(zhì)量的影響，貫通隔板焊縫處的強(qiáng)度顯著降低并產(chǎn)生了應(yīng)力集中，導(dǎo)致JD2與JD4隔板焊縫處產(chǎn)生較大裂縫.因此在施工過程中要嚴(yán)格控制焊接質(zhì)量，避免因焊接缺陷導(dǎo)致結(jié)構(gòu)過早破壞.

2) 試驗構(gòu)件的滯回曲線飽滿，體現(xiàn)出良好的抗震性能，試驗過程中均出現(xiàn)一定程度的螺栓滑移，使滯回曲線出現(xiàn)輕微的“捏縮”.

3) 通過對比分析試驗參數(shù)可以看出：相比于JD1，JD2在增加貼板厚度后峰值荷載、剛度及耗能能力等抗震性能指標(biāo)變化較小，JD3在增加梁截面尺寸后峰值荷載正向加載時提高了50.5%，負(fù)向加載時提高了41.9%，剛度及耗能能力也有明顯提高，說明增加梁截面尺寸能更有效增強(qiáng)構(gòu)件的抗震性能.相對于極限抗彎承載力的理論計算結(jié)果，JD1與JD3試驗值分別提高了2.84%，12.32%，JD2的試驗值降低了6.67%，理論值與試驗值差異在可接受范圍之內(nèi).

4) 下栓上焊節(jié)點的延性、耗能能力、承載力退化、剛度退化等抗震性能指標(biāo)均接近甚至超過全螺栓節(jié)點，表現(xiàn)出良好的抗震性能，可以應(yīng)用于抗震設(shè)防地區(qū).