張錫治，章少華，徐盛博，李青正，李星乾

端板與柱間灌漿層對(duì)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)抗震性能影響的試驗(yàn)研究

張錫治1, 2，章少華3，徐盛博3，李青正3，李星乾3

(1. 天津大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院，天津 300072；2. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué))，天津 300072；3. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072)

為研究端板與柱間灌漿層對(duì)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，以端板與柱間灌漿層厚度、灌漿層強(qiáng)度以及螺栓預(yù)拉力為主要研究參數(shù)，進(jìn)行了4個(gè)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)試件的低周反復(fù)加載試驗(yàn)．基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，研究了各試件的破壞形態(tài)、滯回性能、承載能力、剛度退化規(guī)律、延性、耗能能力和變形組成等．試驗(yàn)結(jié)果表明：強(qiáng)柱弱梁型端板連接RCS節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)為梁鉸破壞機(jī)制，灌漿層出現(xiàn)壓碎脫落現(xiàn)象，整個(gè)受力過(guò)程中鋼梁端板、灌漿層和柱面之間連接緊密，未出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，端板和RCS節(jié)點(diǎn)之間的連接和傳力可靠，表現(xiàn)出良好的受力性能．各試件滯回曲線呈梭形，梁端塑性鉸充分耗散能量，具有較好的抗震性能；反復(fù)荷載作用下端板與柱間灌漿層的損傷累積導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)延性和耗能能力降低，其降低幅度隨灌漿層損傷程度增加而增大；各試件剛度退化規(guī)律基本一致，灌漿層的損傷累積導(dǎo)致剛度退化加劇；節(jié)點(diǎn)的變形主要來(lái)自鋼梁的變形，在整個(gè)加載過(guò)程中，各試件端板連接變形較小，在極限位移角時(shí)，試件RCS1、RCS3和RCS4由端板連接變形引起的位移所占比例分別為1.5%、1.8%和2.7%．各試件彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線呈現(xiàn)出明顯的非線性特征，試件RCS1～RCS4按剛度分類均屬于半剛接節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度隨灌漿層厚度增加而提高，但提高幅度有限．

RCS節(jié)點(diǎn)；端板連接；灌漿層；抗震性能；彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系；半剛接節(jié)點(diǎn)

鋼筋混凝土柱-鋼梁(RCS)混合框架充分利用和發(fā)揮了鋼和混凝土構(gòu)件各自優(yōu)勢(shì)，是一種經(jīng)濟(jì)、高效和耗能性能優(yōu)良的結(jié)構(gòu)體系[1-3]．近年來(lái)，為解決傳統(tǒng)RCS節(jié)點(diǎn)施工復(fù)雜及質(zhì)量不易保證等問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了若干RCS節(jié)點(diǎn)連接形式[4]．其中端板連接RCS節(jié)點(diǎn)以其施工便捷和連接質(zhì)量可靠等優(yōu)勢(shì)受到了國(guó)內(nèi)外研究人員的廣泛關(guān)注，并對(duì)其受力性能展開(kāi)了相關(guān)研究．Park等[5-6]對(duì)8個(gè)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬分析，指出該類型節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能，端板與預(yù)制柱間初始間隙對(duì)節(jié)點(diǎn)初始剛度影響較大，建議通過(guò)增加螺栓預(yù)拉力和端板剛度來(lái)提高節(jié)點(diǎn)剛度．Wu等[7-8]通過(guò)2個(gè)足尺試件的擬靜力試驗(yàn)，研究了端板連接RCS節(jié)點(diǎn)在中高地震烈度區(qū)的抗震性能，指出該類型節(jié)點(diǎn)具有足夠的承載能力、延性和耗能能力，螺栓預(yù)拉力能提高節(jié)點(diǎn)受力性能．李賢等[9]對(duì)2個(gè)采用狗骨式削弱鋼梁的端板連接RCS節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，梁端狗骨式削弱區(qū)形成塑性鉸，節(jié)點(diǎn)具有較好的延性和耗能能力.張誠(chéng)紫等[10]和李升才等[11]通過(guò)對(duì)7個(gè)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究，提出了端板連接RCS節(jié)點(diǎn)受剪承載力計(jì)算公式，給出了合理的端板螺栓排列形式．何益斌等[12]進(jìn)行了5個(gè)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)的擬靜力試驗(yàn)，指出該類型節(jié)點(diǎn)屬于半剛性節(jié)點(diǎn)，增加端板厚度和螺栓直徑可提高節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度．郭子雄等[13]對(duì)采用端板連接的RCS節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，指出鋼梁端板加勁肋可使梁端塑性鉸外移，節(jié)點(diǎn)連接質(zhì)量可靠，具有較好的抗震性能．

端板連接RCS節(jié)點(diǎn)在現(xiàn)場(chǎng)拼裝時(shí)，構(gòu)件加工負(fù)誤差和構(gòu)件安裝精度限制會(huì)導(dǎo)致端板與柱面間存在間隙，其寬度一般在15mm左右．為避免拼裝間隙對(duì)節(jié)點(diǎn)的不利影響，工程中通常在端板和柱面間灌注高強(qiáng)灌漿料(見(jiàn)圖1)．

由前述分析可知，現(xiàn)有研究工作主要針對(duì)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理、抗震性能和承載能力，尚未見(jiàn)到關(guān)于端板與柱間灌漿層對(duì)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)抗震性能影響的研究．為此，本文通過(guò)4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究端板與柱間灌漿層厚度、灌漿層強(qiáng)度及螺栓預(yù)拉力對(duì)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，以期為此類節(jié)點(diǎn)在抗震設(shè)防地區(qū)的應(yīng)用提供參考．

圖1?端板連接RCS節(jié)點(diǎn)工程實(shí)例

1?試驗(yàn)概況

1.1?試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)選取邊框架在水平荷載作用下梁柱反彎點(diǎn)間T形梁柱單元作為試驗(yàn)構(gòu)件．試驗(yàn)共設(shè)計(jì)和加工了4個(gè)端板連接RCS節(jié)點(diǎn)試件，編號(hào)為RCS1～RCS4．試件尺寸及配筋見(jiàn)圖2，各試件尺寸及梁柱截面尺寸均相同，其中柱反彎點(diǎn)之間的距離為2800mm，梁端加載點(diǎn)至柱中心線的距離為1800mm；柱截面尺寸為450mm×450mm；鋼梁截面為H400×150×8×14；外伸端板尺寸為680mm×220mm×30mm；在各試件鋼梁端部均設(shè)有豎向三角形加勁板．螺栓采用10.9級(jí)M30高強(qiáng)度螺栓，長(zhǎng)度為650mm，每個(gè)試件梁柱連接處設(shè)置4排螺栓，每排2個(gè)．灌漿層澆筑時(shí)，與其接觸的外伸端板及柱表面均未進(jìn)行粗糙處理．各試件試驗(yàn)軸壓比為0.10，施加豎向軸力為667kN．試驗(yàn)中考察的主要參數(shù)為灌漿層厚度、灌漿層強(qiáng)度及螺栓預(yù)拉力．各試件均按“強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)節(jié)點(diǎn)及強(qiáng)剪弱彎”原則設(shè)計(jì)，其中鋼梁依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[14]進(jìn)行設(shè)計(jì)，柱及節(jié)點(diǎn)依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]進(jìn)行設(shè)計(jì)．試件主要參數(shù)見(jiàn)表1．

表1?試件主要參數(shù)

Tab.1?Main parameters of specimen

注：e為螺栓有效截面面積；u為螺栓抗拉強(qiáng)度．

1.2?材料材性

鋼筋和鋼材實(shí)測(cè)性能指標(biāo)見(jiàn)表2，高強(qiáng)螺栓實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變曲線及破壞模式見(jiàn)圖3．柱混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)C40，實(shí)測(cè)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值為43.3MPa；灌漿層強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)為C60和C90，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度分別為64.6MPa和88.4MPa，見(jiàn)表1．

表2?鋼材力學(xué)性能

Tab.2?Mechanical properties of steel

注：、分別為鋼筋或螺栓直徑、鋼材厚度；y、u分別為屈服和抗拉強(qiáng)度；為伸長(zhǎng)率．

圖3?高強(qiáng)螺栓應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1.3?加載裝置及加載方案

試驗(yàn)加載裝置如圖4所示．柱底和柱頂采用鉸支座，在鋼梁兩側(cè)設(shè)置面外支撐以避免加載過(guò)程中鋼梁出現(xiàn)面外變形．試驗(yàn)過(guò)程中，豎向荷載通過(guò)液壓千斤頂作用于柱頂，并保持恒定；梁端加載點(diǎn)通過(guò)1000kN作動(dòng)器逐級(jí)施加反復(fù)荷載．參照J(rèn)GJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[16]采用力-位移混合控制加載，試件屈服(以鋼梁翼緣應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變?yōu)闃?biāo)志)前，采用力控制并分級(jí)加載，荷載增量為20kN，每級(jí)荷載循環(huán)1次；試件屈服后進(jìn)入位移控制階段，采用屈服位移進(jìn)行整倍加載，即按照1y、2y、3y、…進(jìn)行加載，每級(jí)循環(huán)2次．當(dāng)荷載下降至峰值荷載的85%以下時(shí)認(rèn)為試件破壞，加載結(jié)束．

圖4?試驗(yàn)加載裝置

1.4?量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)量測(cè)及觀測(cè)內(nèi)容主要有梁端加載點(diǎn)的荷載和位移、梁豎向位移、梁柱間相對(duì)位移、節(jié)點(diǎn)區(qū)變形、端板連接變形、柱側(cè)向位移、節(jié)點(diǎn)區(qū)箍筋及縱筋應(yīng)變、鋼梁應(yīng)變以及端板應(yīng)變，柱混凝土裂縫開(kāi)展及裂縫寬度等．試驗(yàn)數(shù)據(jù)通過(guò)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集和記錄．具體的位移計(jì)和應(yīng)變片布置見(jiàn)圖5．

圖5?測(cè)點(diǎn)布置

2?試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

為在試驗(yàn)加載過(guò)程中確定鋼筋混凝土柱裂縫的開(kāi)展位置和寬度，在柱表面繪制100mm×100mm網(wǎng)格．層間位移角定義為梁端加載點(diǎn)豎向位移與梁端加載點(diǎn)至柱中線距離的比值．以下對(duì)各試件試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞特征進(jìn)行描述并分析其破壞機(jī)理．

對(duì)于試件RCS1，當(dāng)加載至4y(＝0.9%)時(shí)，下柱柱頂出現(xiàn)水平彎曲裂縫；隨著加載繼續(xù)，下柱柱頂區(qū)域不斷出現(xiàn)新的彎曲裂縫，原有裂縫不斷延伸和開(kāi)展；當(dāng)加載至6y(＝1.3%)時(shí)，節(jié)點(diǎn)區(qū)出現(xiàn)剪切斜裂縫，同時(shí)柱身水平彎曲裂縫開(kāi)始斜向發(fā)展；當(dāng)加載至11y(＝2.4%)時(shí)，梁端下翼緣出現(xiàn)輕微屈曲；當(dāng)加載至13y(＝3.0%)時(shí)，梁端上翼緣開(kāi)始屈曲，繼續(xù)加載，鋼梁塑性變形加劇，荷載逐漸下降．試件最終破壞形式為鋼梁發(fā)生彎曲，梁端出現(xiàn)塑性鉸破壞，塑性鉸距柱面距離約為340mm，柱身裂縫以水平彎曲裂縫為主，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)僅有少量輕微的交叉斜裂縫. 試件RCS1最終破壞模式見(jiàn)圖6(a)．

對(duì)于試件RCS2，當(dāng)加載至2y(＝0.5%)時(shí)，下柱柱頂出現(xiàn)水平彎曲裂縫；加載至5y(＝1.1%)時(shí)，灌漿層下部區(qū)域兩側(cè)出現(xiàn)斜向裂縫，底部有輕微壓碎現(xiàn)象；繼續(xù)加載，下柱柱頂區(qū)域不斷出現(xiàn)新的彎曲裂縫，原有裂縫不斷延伸和開(kāi)展，灌漿層下部區(qū)域兩側(cè)裂縫增多；在6y(＝1.3%)時(shí)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)剪切斜裂縫，柱身裂縫開(kāi)始斜向發(fā)展；加載至8y(＝1.8%)時(shí)，底部灌漿層局部壓碎并脫落，在9y(＝2.0%)時(shí)，底部灌漿層最大脫落高度約為8mm；加載至10y(＝2.2%)時(shí)，鋼梁下翼緣與端板連接焊縫斷裂，試驗(yàn)終止，此時(shí)試件RCS2的破壞形式見(jiàn)圖6(b).

對(duì)于試件RCS3，當(dāng)加載至2y(＝0.5%)時(shí)，下柱柱頂出現(xiàn)水平彎曲裂縫；隨著加載繼續(xù)，新的水平彎曲裂縫不斷在下柱柱頂區(qū)域形成，在4y(＝0.9%)時(shí)，灌漿層下部區(qū)域兩側(cè)出現(xiàn)斜向裂縫；繼續(xù)加載，灌漿層下部區(qū)域兩側(cè)裂縫增多，在6y(＝1.3%)時(shí)，灌漿層底部出現(xiàn)局部壓碎脫落；加載至9y(＝2.0%)時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)剪切斜裂縫，柱身裂縫開(kāi)始斜向發(fā)展；加載至11y(＝2.4%)時(shí)，梁端下翼緣出現(xiàn)輕微屈曲，底部灌漿層壓碎脫落高度約為12mm；繼續(xù)加載，鋼梁塑性變形發(fā)展，灌漿層底部呈塊狀脫落，在13y(＝3.0%)時(shí)，底部灌漿層脫落高度已達(dá)到20mm，鋼梁翼緣和腹板屈曲明顯．試件最終破壞形態(tài)為鋼梁發(fā)生彎曲，梁端出現(xiàn)塑性鉸破壞，塑性鉸距柱面距離約為330mm，柱身裂縫以水平彎曲裂縫為主，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)僅有少量輕微的交叉斜裂縫，底部灌漿層側(cè)面最大脫落高度約為45mm，平均脫落高度約為30mm．試件RCS3最終破壞模式見(jiàn)圖6(c).

對(duì)于試件RCS4，當(dāng)加載至3y(＝0.7%)時(shí)，下柱柱頂出現(xiàn)水平彎曲裂縫；加載至4y(＝0.9%)時(shí)，灌漿層下部區(qū)域兩側(cè)出現(xiàn)斜向裂縫；隨著加載繼續(xù)，下柱柱頂區(qū)域原有裂縫不斷延伸和開(kāi)展，并不斷有新裂縫出現(xiàn)；加載至6y(＝1.3%)時(shí)，底部灌漿層出現(xiàn)輕微壓碎；加載至8y(＝1.8%)時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)剪切斜裂縫，底部灌漿層被壓裂成多個(gè)塊狀體，底部?jī)蓚?cè)灌漿層脫落，在9y(＝2.0%)時(shí)，底部?jī)蓚?cè)灌漿層脫落高度達(dá)到90mm；當(dāng)加載至12y(＝2.7%)時(shí)，底部約90mm高度范圍內(nèi)灌漿層全部脫落，螺栓外露，此時(shí)鋼梁下翼緣屈曲明顯；繼續(xù)加載，鋼梁塑性變形發(fā)展，灌漿層損傷發(fā)展變緩．試件最終破壞形式為鋼梁發(fā)生彎曲，梁端出現(xiàn)塑性鉸破壞，塑性鉸距柱面距離約為340mm，柱身裂縫以水平彎曲裂縫為主，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)僅有少量輕微的交叉斜裂縫，底部灌漿層側(cè)面最大脫落高度約為90mm，平均脫落高度約為80mm．試件RCS4最終破壞模式見(jiàn)圖6(d)，圖7給出了試件RCS4灌漿層的損傷發(fā)展?過(guò)程．

由上述各試件的破壞過(guò)程和破壞形態(tài)可知，除因焊縫斷裂導(dǎo)致試驗(yàn)終止的試件RCS2外，其他試件梁端塑性變形發(fā)展充分，均發(fā)生梁鉸破壞機(jī)制，灌漿層有局部壓碎脫落現(xiàn)象，梁端塑性鉸距柱面距離約為340mm．在反復(fù)荷載作用下，鋼梁翼緣傳遞的壓力通過(guò)外伸端板經(jīng)灌漿層傳遞至節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，外伸端板上下區(qū)域的較大壓力使得灌漿層邊緣承擔(dān)較大的局部壓應(yīng)力，由于灌漿層邊緣缺少有效側(cè)向約束，隨著荷載的增加，灌漿層邊緣逐漸開(kāi)裂、壓碎和脫落；相比之下，灌漿層中部區(qū)域側(cè)向約束較好且壓應(yīng)力較小，因此其損傷程度較?。傮w來(lái)說(shuō)，雖然設(shè)置灌漿層的試件出現(xiàn)了開(kāi)裂和壓碎脫落現(xiàn)象，但整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中鋼梁端板、灌漿層和柱面之間連接緊密，未出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)連接可靠，實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)節(jié)點(diǎn)及強(qiáng)剪弱彎”的抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)．

圖6?試件破壞形態(tài)

圖7?試件RCS4灌漿層損傷發(fā)展

3?試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1?滯回曲線

圖8為各試件的荷載-位移(-)滯回曲線．由圖可知，除因焊縫斷裂導(dǎo)致加載終止的試件RCS2外，其他試件的滯回曲線均呈典型的梭形，表明試件具有較強(qiáng)的耗能能力．試件屈服前，滯回曲線狹窄細(xì)長(zhǎng)，殘余變形小，耗能較少；試件屈服后，隨著柱中裂縫的開(kāi)展以及鋼梁塑性變形的發(fā)展，曲線所包圍的面積逐漸增大，耗能逐漸增加；峰值荷載后，梁端塑性鉸逐漸形成，滯回曲線面積繼續(xù)增大，呈梭形，卸載后的殘余變形隨位移幅值的增加而增大，試件剛度退化明顯．對(duì)比試件RCS1、RCS3和RCS4滯回曲線的飽滿程度可知，試件RCS1的飽滿程度最好，試件RCS3、RCS4次之，說(shuō)明灌漿層的損傷對(duì)節(jié)點(diǎn)的耗能能力有不利影響，灌漿層的損傷越嚴(yán)重則節(jié)點(diǎn)的耗能能力越差．

圖8?試件滯回曲線

3.2?骨架曲線

各試件骨架曲線如圖9所示．主要階段試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3，其中cr為開(kāi)裂荷載，取加載過(guò)程中第1條裂縫出現(xiàn)時(shí)的荷載值，y和y分別為屈服荷載和屈服位移，u為極限位移，m為峰值荷載，m/y為強(qiáng)屈比，為延性系數(shù)，t為總累積耗能，e為峰值荷載時(shí)的等效黏滯阻尼系數(shù)．

由圖9和表3可知，①在加載初期，各試件的骨架曲線基本重合，試件初始剛度受灌漿層厚度、強(qiáng)度以及螺栓預(yù)拉力的影響不明顯；整個(gè)受力階段，各試件骨架曲線變化趨勢(shì)相似，均有較平緩的下降段．②增大灌漿層厚度可提高試件的屈服荷載和峰值荷載，但提高幅度不大，試件RCS4屈服荷載和峰值荷載分別較試件RCS1提高5.9%和5.3%，試件RCS3屈服荷載和峰值荷載分別較試件RCS1提高10.6%和8.8%．③試件RCS1、RCS3和RCS4的強(qiáng)屈比在1.17～1.19之間，表明試件具有較好的屈服后彈塑性變形能力，有利于耗能．

圖9?試件骨架曲線

3.3?剛度退化

采用割線剛度來(lái)評(píng)估試件加載過(guò)程中的剛度退化，各試件剛度退化曲線如圖10所示，割線剛度計(jì)算式為

表3?主要階段試驗(yàn)結(jié)果

Tab.3?Test results at main stages

式中：K為第級(jí)加載時(shí)試件的割線剛度；P為第級(jí)加載時(shí)最大荷載；Δ為第級(jí)加載時(shí)最大荷載對(duì)應(yīng)的位移．各試件特征點(diǎn)處的剛度見(jiàn)表4，表中0、y、m和u分別為初始剛度、屈服剛度、峰值剛度和極限剛度．

圖10?剛度退化曲線

表4?試件特征點(diǎn)剛度

Tab.4?Characteristic point stiffnesses of specimens

由圖10和表4可知，①試件RCS1～RCS4剛度退化規(guī)律基本一致，加載初期的剛度退化迅速，加載后期因鋼梁的屈曲和塑性發(fā)展，剛度退化趨于平緩，至后期4條曲線基本重合．②屈服荷載時(shí)，試件RCS1的剛度約為初始剛度的36%，試件RCS3和RCS4的剛度分別為初始剛度的34%和28%；峰值荷載時(shí)，試件RCS1的剛度下降至初始剛度的20%，而試件RCS3和RCS4的剛度已分別下降至初始剛度的19%和16%，分析其原因?yàn)楣酀{層的損傷導(dǎo)致試件剛度退化加快；破壞荷載時(shí)，試件RCS1、RCS3和RCS4維持了約10%的初始剛度，表明試件在破壞后仍具有一定的抗倒塌能力．③增加灌漿層厚度提高了試件的初始剛度，但提高幅度不明顯，相比試件RCS1，RCS4和RCS3的初始剛度分別提高約1.1%和12.7%．

3.4?延性及耗能能力

采用位移延性系數(shù)來(lái)評(píng)價(jià)試件的變形能力[17]，即

＝u/y(2)

式中：u為試件極限位移，取骨架曲線中荷載下降至峰值荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移；y為試件屈服位移，采用Park法[18](圖11(a))確定．

采用累積耗能和等效黏滯阻尼系數(shù)e來(lái)評(píng)估試件的耗能能力，其中累積耗能為極限位移前各滯回環(huán)所圍面積之和；等效黏滯阻尼系數(shù)e(圖11(b))的計(jì)算式為

各試件位移延性系數(shù)、總累積耗能t和等效黏滯阻尼系數(shù)e見(jiàn)表3．各試件累積耗能曲線對(duì)比如圖12所示．由表3和圖12可知，①試件RCS1和RCS3的延性系數(shù)分別為3.14和3.08，均大于3，而試件RCS4的延性系數(shù)為2.58，小于3，表明端板連接RCS節(jié)點(diǎn)在設(shè)置灌漿層的情況下，其延性有一定程度的降低，降低幅度與灌漿層損傷程度有關(guān)．相比試件RCS1，試件RCS3的延性系數(shù)降低約2%，而試件RCS4的延性系數(shù)降低約18%，其原因?yàn)殡S著灌漿料強(qiáng)度的提高，灌漿層材料的脆性變大，加上灌漿層邊緣缺少有效側(cè)向約束，導(dǎo)致灌漿層損傷加重，試件延性降低．②在加載過(guò)程中，試件的累積耗能隨著位移的增加逐步增大，試件RCS1、RCS3和RCS4的總累積耗能分別為245.9kN·m、216.1kN·m和186.2kN·m.試件RCS3和RCS4的總耗能分別為試件RCS1總耗能的87.9%和75.7%．可見(jiàn)，相對(duì)于設(shè)置灌漿層的試件，未設(shè)置灌漿層試件的耗能性能更好，其原因是反復(fù)荷載作用下灌漿層的損傷累積導(dǎo)致試件的耗能性能降低. ③已有研究結(jié)果表明[19]，峰值荷載時(shí)，型鋼混凝土節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)在0.3左右，鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)在0.1左右．試件RCS1、RCS3和RCS4在峰值荷載時(shí)的等效黏滯阻尼系數(shù)介于鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)和型鋼混凝土節(jié)點(diǎn)之間，表明端板連接RCS節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力.

圖11?延性及耗能指標(biāo)計(jì)算示意

圖12?累積耗能對(duì)比

3.5?應(yīng)變分析

圖13為試件RCS4鋼梁上翼緣應(yīng)變曲線．由圖可知，應(yīng)變滯回曲線接近于理想彈塑性工作狀態(tài)，鋼梁翼緣應(yīng)變值超過(guò)屈服應(yīng)變，形成梁端塑性鉸，這與試驗(yàn)中觀察到的鋼梁翼緣屈曲區(qū)域集中于鋼梁端部相吻合．

圖14給出了試件RCS4端板的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)位置和應(yīng)變分布情況．由圖可知，在整個(gè)加載過(guò)程中端板的應(yīng)變發(fā)展較小，基本處于彈性狀態(tài)；端板應(yīng)變最大值出現(xiàn)在靠近梁翼緣處，其應(yīng)變發(fā)展較快，而靠近螺栓處的端板應(yīng)變較小，在加載后期仍處于較低水平．

圖15給出了試件RCS4中柱端角部縱筋以及節(jié)點(diǎn)區(qū)箍筋的應(yīng)變曲線．由圖可知，在整個(gè)加載過(guò)程中柱端縱筋及節(jié)點(diǎn)區(qū)箍筋的應(yīng)變較小，至試件破壞時(shí)仍未達(dá)到屈服，表明加載過(guò)程中柱未發(fā)生較大破壞，這與試驗(yàn)中觀察到的柱破壞形態(tài)相吻合，實(shí)現(xiàn)了預(yù)期的“強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)節(jié)點(diǎn)及強(qiáng)剪弱彎”設(shè)計(jì)目標(biāo)．

圖13?試件RCS4鋼梁上翼緣應(yīng)變曲線

圖14?試件RCS4端板應(yīng)變分布

圖15?試件RCS4縱筋及箍筋應(yīng)變曲線

3.6?變形組成分析

端板連接RCS節(jié)點(diǎn)在水平荷載作用下的層間位移角由節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切轉(zhuǎn)角j、柱彎曲轉(zhuǎn)角c、端板連接轉(zhuǎn)角ep和梁彎曲轉(zhuǎn)角b4部分組成[13]，其中節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切轉(zhuǎn)角j計(jì)算式為

式中：4和5分別為圖5(a)中位移計(jì)D4和D5測(cè)得的數(shù)據(jù)；j和j的取值見(jiàn)圖16．

柱彎曲轉(zhuǎn)角c計(jì)算式為

式中：b和f分別為梁截面高度和梁翼緣厚度；8和9分別為設(shè)置在梁翼緣中心高度處位移計(jì)D8和D9 (見(jiàn)圖5(a))測(cè)得的柱水平位移(見(jiàn)圖16)．

端板連接轉(zhuǎn)角ep計(jì)算式為

式中ep為柱面與端板在鋼梁翼緣中心處的相對(duì)位移，通過(guò)圖5(a)中位移計(jì)D6～D9測(cè)量的位移6～9計(jì)算得到．

梁彎曲轉(zhuǎn)角b可通過(guò)從層間位移角中扣除其他部分得到．

圖16?節(jié)點(diǎn)變形示意

圖17給出了試件RCS1、RCS3和RCS4的變形組成隨層間位移角的變化．由圖可知，由于3個(gè)試件均發(fā)生梁鉸破壞機(jī)制，故梁變形引起的位移所占比例最大．在＝2.0%時(shí)，試件RCS1、RCS3和RCS4由梁變形引起的位移所占比例分別為70.4%、72.1%和70.6%．隨著梁端塑性鉸的形成和發(fā)展，梁變形引起的位移所占比例逐漸增加，達(dá)到極限位移角時(shí)，試件RCS1、RCS3和RCS4由梁變形引起的位移所占比例分別為87.1%、82.2%和83.1%，可見(jiàn)試件的變形主要來(lái)自于鋼梁變形．隨著層間位移角的增加，節(jié)點(diǎn)剪切變形和柱變形引起的位移所占比例逐漸減少，在極限位移角時(shí)，試件RCS1由節(jié)點(diǎn)剪切變形和柱變形引起的位移所占比例分別為6.7%和4.7%，試件RCS3由節(jié)點(diǎn)剪切變形和柱變形引起的位移所占比例分別為11.5%和4.6%，試件RCS4由節(jié)點(diǎn)剪切變形和柱變形引起的位移所占比例分別為9.2%和4.9%．在整個(gè)加載過(guò)程中，各試件端板連接變形引起的位移所占比例較?。跇O限位移角時(shí)，試件RCS1、RCS3和RCS4由端板連接變形引起的位移所占比例分別為1.5%、1.8%和2.7%，表明螺栓預(yù)拉力達(dá)到螺栓抗拉強(qiáng)度的0.7倍及以上時(shí)，即使灌漿層出現(xiàn)損傷，鋼梁端板與柱面在受力過(guò)程中仍能保持緊密連接，能可靠地傳遞梁端彎矩和剪力．

圖17?各試件變形組成

3.7?彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系

節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角定義為柱中心線與鋼梁中心線之間夾角的變化量．節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角主要由節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切變形引起的轉(zhuǎn)角和梁柱間相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)引起的轉(zhuǎn)角兩部分組成，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角的測(cè)量可采用梁柱相對(duì)變形法[12]．節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切變形引起的轉(zhuǎn)角由節(jié)點(diǎn)區(qū)斜向位移計(jì)D5測(cè)量得到，梁柱間相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)由布置在鋼梁上翼緣與柱面間的斜向位移計(jì)D3測(cè)得．采用式(7)即可求得其轉(zhuǎn)角．

式中：d為位移計(jì)D3或D5測(cè)得的數(shù)據(jù)；和的取值如圖5(a)所示；計(jì)算節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切變形引起的轉(zhuǎn)角時(shí)，式(7)中和分別用j和j代替．

圖18給出了各試件的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線．由圖可知，①各試件彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線呈現(xiàn)出明顯的非線性特征．②根據(jù)歐洲規(guī)范[20]的節(jié)點(diǎn)分類方法，試件RCS1～RCS4按剛度分類均屬于半剛接節(jié)點(diǎn)．③設(shè)置灌漿層試件的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度略高于未設(shè)置灌漿層的試件，節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度隨灌漿層厚度的增加而提高，但提高幅度不大．④對(duì)比試件RCS1～RCS4，螺栓預(yù)拉力超過(guò)螺栓抗拉強(qiáng)度0.6倍以后，進(jìn)一步增加螺栓預(yù)拉力對(duì)節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的提高不明顯．

圖18?試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

4?結(jié)?論

(1) 除試件RCS2出現(xiàn)焊縫斷裂破壞外，強(qiáng)柱弱梁型端板連接RCS節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)均為梁鉸機(jī)制破壞．端板與柱間灌漿層在反復(fù)荷載作用下出現(xiàn)不同程度損傷，其中灌漿層強(qiáng)度最高的試件RCS4的損傷程度最嚴(yán)重．

(2) 鋼梁端板與柱面在整個(gè)加載過(guò)程中連接緊密，在灌漿層出現(xiàn)損傷后仍未出現(xiàn)明顯的分離現(xiàn)象，端板連接變形較小，端板連接RCS節(jié)點(diǎn)能可靠地傳遞梁端彎矩和剪力，連接性能良好，與灌漿層接觸的鋼梁端板和柱表面可不進(jìn)行粗糙處理．端板加勁肋的存在使得梁端塑性鉸外移，塑性鉸距柱面的距離約為340mm．

(3) 反復(fù)荷載作用下灌漿層的損傷累積導(dǎo)致試件的延性和耗能能力降低，其降低幅度隨灌漿層損傷程度的增加而增大．相比無(wú)灌漿層試件RCS1，試件RCS3的延性系數(shù)和總耗能分別降低約2%和12%，試件RCS4的延性系數(shù)和總耗能分別降低約18%和24%.

(4) 梁變形引起的位移在強(qiáng)柱弱梁型端板連接RCS節(jié)點(diǎn)總位移中所占比例最大，在極限層間位移角時(shí)，梁變形引起的位移所占比例超過(guò)80%．相比之下，端板連接變形較小，可以忽略不計(jì)．

(5) 試件按剛度分類均屬于半剛接節(jié)點(diǎn)；增加灌漿層厚度可提高節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，但提高幅度不大；反復(fù)荷載作用下灌漿層的損傷累積導(dǎo)致試件的剛度退化加劇．

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Experimental Study on Influence of a Grout Layer Between an End-Plate and a Column on Seismic Behavior of End-Plate-Connection RCS Joints

Zhang Xizhi1, 2，Zhang Shaohua3，Xu Shengbo3，Li Qingzheng3，Li Xingqian3

(1. Architectural Design & Research Institute of Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

To study the influence of a grout layer between an end-plate and a column on seismic behavior of end-plate-connection RCS joints，we conducted a test in which four end-plate-connection RCS joints were put under cyclic loads with grout layers of different thicknesses and strengths between an end-plate and a column with pretension in a bolt．Based on experimental data，we analyzed failure modes，hysteresis behavior，bearing capacity，stiffness degradation law，ductility，energy dissipation capacity，and deformations of the joints．The test results indicate that end-plate-connection RCS joints that are designed according to the strong column-weak beam concept show a typical plastic-hinge failure mode at the end of the steel beam．Partial crushing of the grout layer was observed during the test．Throughout the test period，the connection among the end-plate，grout layer，and column was tight and no slippage was observed．The connection and transmission forces of the end-plate-connection RCS joints were reliable and showed good structural behavior．Each specimen exhibited good seismic behavior and had shuttle-shaped hysteresis curves．The plastic-hinge deformation at the end of the beam resulted in good energy dissipation capacity．The accumulation of damage to the grout layer between the end-plate and the column under cyclic loads resulted in reduced ductility and energy dissipation at the joints，and when damage to the ground layer was considerably serious，the ductility and energy dissipation of the joints decreased rapidly．Stiffness degradations of each specimen were almost the same，and the accumulation of damage to the grout layer accelerated the stiffness degradation of the joints．Deformations of the joints were mainly caused by the steel beam，and the rotation of the end-plate was small throughout the test period．When rotation failures occurred in specimens RCS1，RCS3，and RCS4，the ratios of the deformation caused by the rotation of the end-plate to the total deformation were 1.5%，1.8% and 2.7%，respectively．The bending moment-rotation curves of each specimen show obvious nonlinear characteristics. Specimens RCS1—RCS4 are categorized as having semi-rigid connections．The initial rotational stiffness of joints improves when the thickness of the grout layer increases，but the range of improvement is limited．

RCS joint；end-plate-connection；grout layer；seismic behavior；moment-rotation relationship；semi-rigid connections

TU398.9

A

0493-2137(2020)07-0674-11

10.11784/tdxbz201906045

2019-06-20；

2019-08-02.

張錫治（1967—??），男，博士，研究員，zxzyjs@126.com.

章少華，zshyz99@126.com.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51578369)；天津市科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(17ZXCXSF00080).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.51578369)，the Tianjin Science and Technology Program (No.17ZXCXSF00080).

(責(zé)任編輯：樊素英)