劉學春，IM MYONG HAK，陳學森，余少樂，潘鈞俊

(1 北京工業(yè)大學，北京市高層和大跨度預應力鋼結構工程技術研究中心， 北京 100124； 2 中國建筑第八工程局有限公司， 上海 200135)

0 引言

鋼結構梁柱節(jié)點在抗震設計中至關重要,其在地震作用下可能遭受局部破壞[1]。1994年美國北嶺地震[2]和1995年日本阪神地震[3]中，鋼結構出現(xiàn)了很多局部破壞現(xiàn)象，一些梁柱節(jié)點發(fā)生脆性破壞，如焊縫處斷裂，影響了整個結構的抗震性能。為了減少傳統(tǒng)螺栓焊接節(jié)點的脆性破壞，許多學者對這些梁柱節(jié)點進行了研究，提出了多種具有良好抗震性能的新型節(jié)點[4-6]。近年來，由于鋼結構加工方便、施工迅速、屈服機制靈活、延性性能好的優(yōu)點，鋼結構的發(fā)展越來越快，同時螺栓連接在施工現(xiàn)場的應用也越來越廣泛。李啟才等[7]研究了帶懸臂梁梁柱連接節(jié)點的性能，結果表明，螺栓連接節(jié)點的延性優(yōu)于焊接節(jié)點的延性，滑移屈曲和法蘭屈曲有利于提高節(jié)點的耗能能力。王湛等[8]研究了帶懸臂梁段連接的梁柱節(jié)點的初始轉動剛度，建立了節(jié)點的初始轉動剛度模型。張愛林等[9]研究了帶Z字形懸臂梁端梁柱節(jié)點的抗震性能，提出了彎矩-轉角關系模型和節(jié)點簡化計算公式。

采用外部加勁措施代替柱內隔板，可降低施工難度，提高安裝效率。陳志華等[10]對內隔板節(jié)點和外肋環(huán)板節(jié)點進行了研究，推導了節(jié)點的強度計算公式，所提出的公式能夠準確地評價板區(qū)的抗剪強度。喬崎云等[11]對外環(huán)板式高低梁-方鋼管柱節(jié)點的彈塑性剪切承載力進行了研究，提出了節(jié)點的彈塑性剪切承載力計算方法。劉學春等[12-14]提出了多種模塊化鋼結構體系，并對體系中的螺栓節(jié)點進行了大量研究。研究表明，各種節(jié)點均具有良好的延性性能和耗能能力，可通過翼緣與蓋板之間的滑動耗能，抗震性能優(yōu)良。異形鋼柱具有避免室內暴露、提高柱弱軸向受力性能等優(yōu)點，具有良好的發(fā)展前景。然而，對異形鋼柱節(jié)點的相關研究還不多見。張愛林等[15]研究了T形截面異形鋼柱與鋼梁節(jié)點的抗震性能，研究結果表明，節(jié)點具有良好的塑性轉動能力、延性性能和耗能能力。

在本文提出一個Z字形梁柱連接節(jié)點，由一個帶Z字形懸臂梁的L形鋼管混凝土柱和一個H型鋼梁組成。對兩組試件，即無加勁肋的CFSC-NS組節(jié)點試件和帶梁翼緣加勁肋的CFSC-S組節(jié)點試件進行試驗分析。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本文設計了3個無加勁肋的CFSC-NS組節(jié)點試件和3個帶梁翼緣加勁肋的CFSC-S組節(jié)點試件，各試件參數設計如表1所示。梁柱連接節(jié)點構造見圖1，L形鋼管混凝土柱截面尺寸如圖2所示，內部澆筑強度等級為C40的自密實混凝土；H型鋼梁截面為H194×150×6×9；懸臂梁段采用焊接工字形鋼，截面尺寸為197×150×6×12；垂直加勁肋、上下部翼緣加勁肋及腹板處拼接板等組件尺寸見圖2，所有鋼材的牌號均為Q345B。L形鋼管混凝土柱取上下層反彎點之間的距離，長度3 300mm；H型鋼梁取半跨，長度1 950mm；采用10.9級M20高強螺栓，螺栓孔為標準孔，直徑22mm。按與鋼梁等強原則設計兩個基準試件的螺栓數目，試件詳圖如圖2所示。

圖1 梁柱連接節(jié)點構造示意

圖2 試件幾何尺寸及構造

試件參數 表1

1.2 材料性能測試

按照《金屬材料 拉伸試驗第一部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[16]的規(guī)定，制作與試件同一批次的鋼板材性試件和混凝土立方體抗壓試件，鋼材的材料參數如表2所示。試件螺栓采用M20 S10.9級高強螺栓。

鋼材材料參數 表2

1.3 試驗加載方案

試驗加載示意及裝置如圖3所示。柱兩端鉸接，柱頂通過液壓千斤頂施加1 000kN的恒定軸壓力；梁端通過液壓伺服系統(tǒng)施加水平低周往復荷載。在試件的柱端和梁端附近施加側向約束，以限制試件的側向屈曲變形。

圖3 試驗加載示意及裝置圖

本節(jié)試驗采用美國規(guī)范 AISC/ANSI 341-10[17]中的層間位移角控制加載方式，加載制度如圖4所示。當梁端荷載下降到峰值荷載的85%以下時停止加載，終止試驗。

圖4 加載制度

1.4 應變片及位移計布置

應變片布置見圖5。位移計布置見圖6。在鋼梁和懸臂梁段的翼緣和腹板、拼接板、上下部翼緣加勁肋、垂直加勁肋等部件上布置應變片，以測量拼接區(qū)域的板件以及節(jié)點應力較大部位的應變，編號S代表測量上下部翼緣加勁肋、垂直加勁肋和腹板處拼接板處應變的應變片，編號C代表測量懸臂梁段應變的應變片，編號B代表測量鋼梁應變的應變片。

圖5 應變片布置圖

圖6 位移計布置圖

CFSC-NS組試件試驗現(xiàn)象及破壞過程 表3

在加載位置布置位移計W1，以測量梁端位移；在拼接區(qū)相對滑移的板件上布置位移計W2和位移計W3，以測量拼接區(qū)梁上下翼緣的相對水平滑移量。因本文研究重點是拼接區(qū)抗震性能。因為試件鋼管混凝土柱的剛度相比鋼梁剛度大，故沒有在鋼柱上布置測點。

2 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

2.1 CFSC-NS組試件

表3為CFSC-NS組試件的試驗現(xiàn)象及破壞過程的描述。從表3中可以看出，CFSC-NS組試件的主要破壞特征為鋼梁上翼緣局部屈曲，鋼梁上翼緣在最外排螺栓孔處或鋼梁與拼接板連接處開裂(圖7(b))。CFSC-NS2在懸臂梁段腹板與下翼緣處的焊縫發(fā)生開裂(圖7(c))，是因為該試件未設腹板、拼接板傳遞剪力，導致懸臂梁段和鋼梁翼緣同時受到拉壓和剪力的復合作用，焊縫受力過大被拉斷。

圖7 CFSC-NS組試件破壞形式

CFSC-NS2和CFSC-NS3的破壞早于CFSC-NS1，這說明還是腹板處拼接連接能夠有效地傳遞拼接區(qū)的剪力和部分彎矩，延緩試件的破壞，而僅靠拼接區(qū)疊放翼緣方式傳遞彎矩和剪力，效果不理想。CFSC-NS3的破壞早于CFSC-NS2，是因為螺栓數量少的試件，在相同位移加載下，外荷載小，螺栓和板件間的承壓力較小。

2.2 CFSC-S組試件

CFSC-S組試件試驗現(xiàn)象及破壞過程見表4，試件破壞形式見圖8。

圖8 CFSC-S 組試件破壞形式

CFSC-S組試件試驗現(xiàn)象及破壞過程 表4

分析CFSC-S組試件的試驗現(xiàn)象和破壞形式可知，CFSC-S組試件主要破壞特征為靠近節(jié)點區(qū)鋼梁上下翼緣發(fā)生較大局部屈曲變形；CFSC-S1和CFSC-S2在鋼梁下翼緣最外排螺栓孔處和相應位置腹板處開裂(圖8(a),(b))，CFSC-S3沒有開裂，只有上下部翼緣加勁肋與柱焊接處柱表面出現(xiàn)起皮、稍微鼓起現(xiàn)象(圖8(c))。CFSC-S2的破壞早于CFSC-S1，說明增大翼緣加勁肋的厚度導致拼接區(qū)過強，加速鋼梁破壞。焊接垂直加勁肋能夠有效地保護柱子，避免“強梁弱柱”的發(fā)生。

3 試驗結果及分析

3.1 滯回曲線

圖9為試件荷載-位移滯回曲線，由圖9可知，由于滑移的影響，荷載-位移滯回曲線中間有平滑段，試件可以通過滑移耗能，從而提高節(jié)點的抗震性能。CFSC-NS組試件中，CFSC-NS1的峰值荷載明顯高于沒有腹板處拼接板的CFSC-NS2，這是因為沒有腹板處拼接板的節(jié)點翼緣承擔拼接區(qū)剪力引起的附加彎矩，導致節(jié)點過早地破壞，極限承載力也低；隨著翼緣高強螺栓數量的增加，正向峰值荷載稍微提高，負向峰值荷載稍微降低，翼緣高強螺栓的增加并沒有改變這一情況。CFSC-S組試件中，隨著上下部翼緣加勁肋厚度的增加，峰值荷載變化不大，這是因為上下部翼緣加勁肋較厚，導致節(jié)點極限承載力的變化幅度較小，所以翼緣加勁肋厚度到一定值后，改變厚度對節(jié)點極限承載力的影響較??；有垂直加勁肋的CFSC-S1的峰值荷載稍微高于沒有垂直加勁肋的CFSC-S3，這是因為垂直加勁肋可以加強節(jié)點域，從而提高節(jié)點極限承載力。對比兩組試件，有翼緣加勁肋、無腹板處拼接板的CFSC-S1的峰值荷載明顯高于沒有上下部翼緣加勁肋、有腹板處拼接板的CFSC-NS1。這說明上下翼緣加勁肋能夠替代腹板處拼接板的連接。

圖9 試件荷載-位移滯回曲線

3.2 性能指標

滑移荷載Ps、滑移位移Δs為試件開始出現(xiàn)明顯滑移時的荷載和位移，利用骨架曲線，通過通用屈服彎矩法確定屈服荷載Py、屈服位移Δy，峰值荷載Pu為加載過程中極限荷載，極限位移Δu為荷載下降到85%峰值荷載時的位移。延性系數μ=Δu/min{Δs，Δy}，層間位移角θu=Δu/L，L為梁端加載點到柱中心線間的距離，取1 950mm。各試件的性能指標見表5。由表5可知，CFSC-NS組試件中，正向荷載加載時，CFSC-NS1的極限荷載與屈服荷載相比于CFSC-NS2分別提升了33.86%，68.83%，腹板處拼接板能夠提高節(jié)點的承載能力。CFSC-NS3的滑移荷載比CFSC-NS2提升了19%，增加翼緣高強螺栓數量能夠提高節(jié)點的滑移荷載，延性系數稍微降低。CFSC-S組試件中，上下部翼緣加勁肋厚度對承載能力和延性性能的影響較小，垂直加勁肋可以提高節(jié)點的承載能力。對比兩組試件，上下部翼緣加勁肋能夠提高節(jié)點的承載能力，有效地傳遞拼接區(qū)的剪力，可以替代腹板的連接。各試件延性系數均大于4，說明節(jié)點具有良好的延性性能。各試件層間位移角θu均大于0.04，滿足最低抗震性能限值要求[18]，說明節(jié)點具有良好的延性。

主要性能指標 表5

3.3 耗能能力

圖10 前8級加載的耗能能量

圖11 荷載-位移曲線示意圖

試件，說明增加翼緣處加勁肋對試件的耗能能力有大幅度的提升；CFSC-S1與CFSC-S2相比，增加翼緣處加勁肋厚度的CFSC-S2過早破壞，總耗能比CFSC-S1降低了26.2%；CFSC-S1與CFSC-S3相比，去掉垂直加勁肋，對試件的耗能能力影響不大。由表6可知，每個試件的能量耗散系數均隨著荷載的增加而增大，說明各試件在加載過程中耗能能力逐漸提高；帶翼緣加勁肋試件加載到梁端位移39mm后，能量耗散系數均超過1，帶翼緣加勁肋試件具有良好的耗能能力。

試件能量耗散指標 表6

3.4 應變分析

如圖12所示，圖中水平虛線表示Q345B鋼材的屈服應變εy(±1.92×10-3)。由圖12可知，在梁端位移達到58.5mm之前，大部分測點均未超過屈服應變；梁端位移58.5mm后CFSC-NS組試件滑移階段懸臂梁段根部焊縫處四角開始屈服；彈塑性階段懸臂梁段根部焊縫處與翼緣、腹板處屈服區(qū)域進一步變大。最后，鋼梁上翼緣在最外排螺栓孔處全截面達到極限應變。CFSC-NS2和CFSC-NS3同CFSC-NS1類似，CFSC-NS1，CFSC-NS3鋼梁上翼緣最外排螺栓孔處開裂。CFSC-S1滑移階段鋼梁上翼緣在上部翼緣加勁肋最外側開始屈服，鋼梁翼緣和腹板在拼接區(qū)外側屈服區(qū)域變大，上部翼緣加勁肋與鋼梁上翼緣焊接處最外側與柱子焊接處屈服區(qū)域變大，下部翼緣加勁肋與柱子焊接處、懸臂梁段下翼緣在垂直加勁肋最外側位置開始屈服。最后，鋼梁下翼緣在最外排螺栓孔處全截面達到極限應變，相應截面腹板處大部分位置達到極限應變。CFSC-S2破壞模式與CFSC-S1類似，CFSC-S3在上下部翼緣加勁肋外側位置應變較高，試驗中CFSC-S1和CFSC-S2鋼梁在下翼緣最外排螺栓孔處和相應位置腹板處開裂。

圖12 試件應變變化曲線

3.5 剛度退化

采用割線剛度表征節(jié)點試件在低周往復加載過程中的剛度退化，按照《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[19]的計算方法得到的各試件的割線剛度Km與位移關系曲線如圖13所示。剛度退化的主要原因是由板件滑移與試件部分截面的塑性發(fā)展以及破壞位置的損傷累積。由圖可見，各加載初期試件處于彈性階段，試件進入滑移階段后，剛度退化明顯加快；試件進入強化階段后剛度退化速度減緩。CFSC-NS組試件的剛度退化明顯低于CFSC-S組試件，說明有翼緣處加勁肋的CFSC-S組試件節(jié)點具有更高的連接剛度。

圖13 剛度退化曲線

4 結論

(1)試驗中各節(jié)點發(fā)展了彈性階段、滑移階段、承載力強化階段和承載力退化階段，各試件延性系數均大于4，各節(jié)點具有良好的延性能力。

(2)沒有設置加勁肋的節(jié)點中，腹板處拼接板能夠提高節(jié)點的屈服荷載和峰值荷載；增加翼緣高強螺栓數量，能夠提高節(jié)點的滑移荷載，但是延性性能有所降低。

(3)設置翼緣加勁肋的節(jié)點中，垂直加勁肋可以提高節(jié)點的屈服荷載和峰值荷載；增加翼緣高強螺栓數量，能夠提高節(jié)點的承載能力，但是延性性能有所降低；上下部翼緣加勁肋厚度、腹板處有無拼接板和隔板對節(jié)點抗震性能的影響較小。

(4)沒有加勁肋的節(jié)點梁翼緣螺栓孔處破壞較嚴重；加加勁肋后，梁翼緣螺栓預緊力破壞減??；增加加勁肋高度，對于梁翼緣螺栓預緊力的變化趨勢影響較小。