孫海粟，布欣，王新武，門亦昂

(1.洛陽理工學(xué)院 土木工程學(xué)院，河南 洛陽 471023;2.河南省裝配式建筑結(jié)構(gòu)工程技術(shù)研究中心，河南 洛陽 471023；3.河南省新型土木工程結(jié)構(gòu)國際聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，河南 洛陽 471023;4.河南理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，河南 焦作 454000)

0 引 言

梁柱節(jié)點(diǎn)是鋼框架體系中不可缺少的一部分，節(jié)點(diǎn)的受力特性會影響整個結(jié)構(gòu)的抗震性能[1-2]。1994年美國北嶺地震和1995年日本阪神地震之后，對震害現(xiàn)象進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)剛性連接鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)的最大缺陷是易發(fā)生脆性破壞。李峰宇等[3]、郭兵等[4]對端板連接的半剛性節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，表明節(jié)點(diǎn)具有良好的變形能力、耗能能力和抗倒塌能力。A.M.Coelho等[5]通過8個不同厚度的外伸端板連接的梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)外伸端板厚度過大會降低節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動能力，且易發(fā)生脆性斷裂，但可以使節(jié)點(diǎn)的抗彎強(qiáng)度和剛度增強(qiáng);楊文偉等[6]對門式剛架半剛性節(jié)點(diǎn)連接性能進(jìn)行研究，推導(dǎo)了半剛性連接在荷載作用下的內(nèi)力計算式。T型鋼梁接節(jié)點(diǎn)是半剛性梁柱連接節(jié)點(diǎn)的一種[7-8]，連接剛度較大，施工過程中不需要現(xiàn)場施焊，工程質(zhì)量容易保證，王新武等[9-13]對T型鋼連接的鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)和框架做了大量的實(shí)驗(yàn)研究，研究表明，T型鋼連接具有良好的抗震性能。

本文對2個不同翼緣厚度T型鋼連接的框架中柱節(jié)點(diǎn)模型進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究。依據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T101-2015)[14]分別對1∶1足尺梁柱節(jié)點(diǎn)模型試件進(jìn)行低周往復(fù)加載，通過研究節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)，分析節(jié)點(diǎn)的滯回性能和耗能特性，對比不同翼緣厚度的T型鋼連接件對節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計與制作

按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50017-2017)[15]和《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T101-2015)，設(shè)計制作了2個1∶1 T型鋼連接鋼框架中柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，即ZJ-1和ZJ-2，節(jié)點(diǎn)中梁、柱構(gòu)件和T型鋼接連件尺寸詳見表1，試件全部采用熱軋H型鋼。

表1 試件各構(gòu)件的主要參數(shù)

梁柱通過T型鋼連接件和高強(qiáng)螺栓連接，螺栓類型為10.9級M22型螺栓，螺栓孔直徑23.5 mm；共使用螺栓32個，依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ82-2011)[16]采用扭矩扳手對高強(qiáng)螺栓施加190 kN的預(yù)緊力，節(jié)點(diǎn)中的構(gòu)造加勁肋與梁柱焊接連接，節(jié)點(diǎn)模型示意圖如圖1所示。

圖1 試件節(jié)點(diǎn)模型示意圖

試驗(yàn)試件中的梁、柱均采用Q235熱軋H型鋼。按照《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試驗(yàn)制備》(GB/T2975-1998)[17]從加工試件的同一批鋼材中截取進(jìn)行材性試驗(yàn)，試件的具體形狀、尺寸和試驗(yàn)方法依據(jù)《金屬拉伸實(shí)驗(yàn)方法》(GB/T228.1-2010)[18]進(jìn)行。試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

表2 試件主要材料特性

1.2 試驗(yàn)裝置和加載方式

梁柱節(jié)點(diǎn)的擬靜力試驗(yàn)加載方式主要有柱端加載和梁端加載。由于梁端加載忽略了框架結(jié)構(gòu)側(cè)移后柱子的P-Δ效應(yīng)，且柱端加載更符合框架結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下的受力狀態(tài)，因此本次試驗(yàn)選擇柱端加載。圖2為柱端加載模式，采用固定鉸支座約束柱頂，在柱腳施加低周往復(fù)水平推力，梁端采用滑動鉸支座進(jìn)行約束。

根據(jù)圖2，試驗(yàn)加載裝置配備了2個作動器：豎直方向作動器施加軸壓力，模擬柱子的豎向壓力；水平方向作動器對節(jié)點(diǎn)的柱腳部位施加水平往復(fù)荷載。為實(shí)現(xiàn)梁端部和柱端部的邊界約束條件，柱子頂部與豎向作動器采用球鉸連接，連接柱底部采用自行設(shè)計的萬向滑動球鉸；梁端采用水平定向滑動支座模擬梁端邊界條件。試驗(yàn)裝置如圖3所示。為了方便監(jiān)測試驗(yàn)數(shù)據(jù)和描述試驗(yàn)現(xiàn)象，將節(jié)點(diǎn)分為4個區(qū)，如圖4所示。

圖2 試件節(jié)點(diǎn)模型受力分析圖

圖3 試驗(yàn)現(xiàn)場

圖4 試件分區(qū)圖

試驗(yàn)前，先對試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行預(yù)加載，檢測試驗(yàn)裝置是否能夠正常運(yùn)行，預(yù)加載穩(wěn)定后，開始試驗(yàn)。首先,在柱頂部施加600 kN的軸向壓力，且整個試驗(yàn)過程中軸向壓力不變。水平加載采用荷載-位移控制方法，節(jié)點(diǎn)屈服前采用荷載控制加載方式，節(jié)點(diǎn)屈服后加載方式切換成位移控制，以屈服位移的倍數(shù)進(jìn)行低周往復(fù)循環(huán)。每級荷載往復(fù)3周，持續(xù)15 min。節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞，或節(jié)點(diǎn)未破壞但變形過大，節(jié)點(diǎn)承載力降到極限承載力的85%時，試驗(yàn)終止。試驗(yàn)加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度

2 試驗(yàn)現(xiàn)象和節(jié)點(diǎn)破壞形式分析

2.1 ZJ-1的試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞狀態(tài)

ZJ-1的屈服位移Δ=10.94 mm，此時T連接件沒有明顯變形，其與柱和梁連接處緊密無縫。加載到2Δ=21.88 mm時，T連接件與柱連接處未見縫隙。加載到3Δ=32.80 mm時，3區(qū)中T型件與柱翼緣相交處出現(xiàn)約0.5 mm的間隙。加載到4Δ=43.76 mm時，3區(qū)內(nèi)T型件翼緣與柱翼緣相交處間隙進(jìn)一步加大，間隙寬度為2.4 mm，如圖6(a)所示。加載到6Δ=65.64 mm時，1區(qū)內(nèi)T 型件翼緣被拉離柱翼緣間隙達(dá)到4.5 mm。加載到8Δ=87.52 mm，T型鋼連接件發(fā)生斷裂，承載力開始下降，試驗(yàn)終止，1區(qū)中T 型件翼緣被拉離柱翼緣間隙達(dá)到7 mm，間隙長度120 mm，如圖6(b)所示。

圖6 加載過程中ZJ-1的破壞形態(tài)

2.2 ZJ-2的試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞狀態(tài)

試件ZJ-2的屈服位移Δ=19.94 mm。加載到2Δ=3 988 mm時，T連接件與柱連接處未見縫隙。加載至3Δ=59.82 mm時，4區(qū)內(nèi)T型件翼緣與柱翼緣相交處出現(xiàn)細(xì)微間隙，寬0.1 mm。加載至4Δ=79.76 mm時，4區(qū)的縫隙進(jìn)一步增大至0.6 mm，如圖7(a)所示。加載至6Δ=119.64 mm時，4區(qū)內(nèi)T 型件翼緣與柱翼緣間隙達(dá)1.65 mm。加載至8Δ=159.52 mm時，承載力開始下降，降至峰值荷載的85%，試驗(yàn)終止，此時，4區(qū)內(nèi)T型件翼緣與柱翼緣間隙為2.43 mm，見圖7(b)。

圖7 加載過程中ZJ-2的破壞形態(tài)

由以上分析可知，2Δ前T型連接件的變形肉眼無法觀測到，節(jié)點(diǎn)保持較好的彈性變形性能。3Δ后兩個試件的T型連接件開始出現(xiàn)不可恢復(fù)的塑性變形。對比T型件與柱翼緣的間隙發(fā)現(xiàn)：3Δ時ZJ-2的間隙是ZJ-1的20%，4Δ時ZJ-2的間隙是ZJ-1的25%，6Δ時ZJ-2的間隙是ZJ-1的37%，8Δ時ZJ-2的間隙是ZJ-1的35%。

3 節(jié)點(diǎn)抗震性能分析

3.1 節(jié)點(diǎn)滯回性能分析

根據(jù)節(jié)點(diǎn)底部加載點(diǎn)的荷載和位移關(guān)系得到節(jié)點(diǎn)試件ZJ-1和ZJ-2的荷載-位移滯回曲線，如圖8～9所示。從圖8～9可以看出，ZJ-2滯回曲線較為飽滿，從4Δ開始,滯回曲線恢復(fù)至位移0點(diǎn)附近,并出現(xiàn)輕微擬合，這是因?yàn)門型件與柱翼緣的連接處出現(xiàn)間隙，在接近拉力和壓力的交替作用區(qū)間時，T型件與柱子之間的間隙發(fā)生交替開合，形成曲線擬合。ZJ-1的T型件與柱的間隙是ZJ-2的2.8～5倍，因此滯回曲線較為扁平。T型連接件的剛度越大，滯回性能表現(xiàn)的越好，消耗的能量較多。

3.2 節(jié)點(diǎn)骨架曲線分析

將滯回曲線上每個荷載等級正負(fù)兩個方向的極值點(diǎn)依次相連，可得到承載能力的骨架曲線，ZJ-1和ZJ-2的骨架曲線如圖10所示，承載力對比見表3。由圖10可知，ZJ-1的骨架曲線在達(dá)到屈服荷載后，骨架曲線的曲率變化較平緩，承載力仍有明顯的發(fā)展空間，最終極限荷載是屈服荷載的2.5～2.7倍。達(dá)到屈服荷載后，ZJ-2的骨架曲線位移增長速率明顯快于荷載的增加速率，最終極限荷載是屈服荷載的1.36～1.5倍。由表2可知，ZJ-2的翼緣厚度是ZJ-1的1.33倍時，屈服承載力ZJ-2分別是ZJ-1的2.38倍(推)和2.27倍(拉)。極限承載力ZJ-2分別是ZJ-1的1.33倍(推)和1.22倍(拉)，ZJ-2的屈服荷載是ZJ-1的2.3倍。

圖8 ZJ-1滯回曲線

圖9 ZJ-2滯回曲線

圖10 骨架曲線

由此可知，T型件翼緣板厚度的增加比例與極限荷載的增加比例基本相近，但屈服承載力增加比例提高了近1.3倍。

3.3 節(jié)點(diǎn)延性及剛度分析

延性是指結(jié)構(gòu)、構(gòu)件或構(gòu)件的某個截面從屈服開始到達(dá)最大承載能力，或到達(dá)后承載能力還沒有明顯下降期間的變形能力。延性好的結(jié)構(gòu)、構(gòu)件或構(gòu)件的某個截面后期變形能力大，在達(dá)到屈服或最大承載能力狀態(tài)后，仍能吸收一定能量，從而避免脆性破壞。因此延性是衡量結(jié)構(gòu)變形能力的重要指標(biāo)，由延性系數(shù)μ確定，

μ=Δu/Δy，

(1)

式中，Δu，Δy分別為結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的屈服位移和極限位移。

本文采用割線剛度反映結(jié)構(gòu)或試件剛度的退化規(guī)律，

(2)

式中：F+，F(xiàn)-分別為試件在同一滯回環(huán)點(diǎn)的正、負(fù)向水平荷載；Δ+，Δ-分別為試件在同一滯回環(huán)的正、負(fù)向頂點(diǎn)位移。

根據(jù)骨架曲線，分析2個試件正向(推)和負(fù)向(拉)的初始剛度和延性系數(shù)見表4。T型鋼連接件翼緣厚度平均增加29%，ZJ-2的正向初始剛度比ZJ-1高30%，ZJ-2負(fù)向初始剛度較ZJ-1高了24%，ZJ-2的初始剛度比ZJ-1的高約27%，略低于翼緣厚度增加的比例。2個試件的延性系數(shù)均為8，說明延性系數(shù)不會隨著節(jié)點(diǎn)初始剛度的提高發(fā)生變化。

表4 各節(jié)點(diǎn)剛度及延性對比

3.4 節(jié)點(diǎn)耗能性能分析

工程中常用等效黏滯阻尼比he反映結(jié)構(gòu)的耗能能力，he越大說明結(jié)構(gòu)耗能能力越好，說明結(jié)構(gòu)抗震性能越好。he的計算式為

(3)

試件的等效黏滯阻尼系數(shù)ζ詳見表5，等效黏滯阻尼系數(shù)ζ逐級遞增。ZJ-2的初始剛度是ZJ-1的1.27倍，試驗(yàn)結(jié)果表明，ZJ-2的等效黏滯阻尼系數(shù)ζ是ZJ-1的2.10～1.88倍，即ZJ-2的耗能能力提高十分顯著。

圖11 耗能系數(shù)計算簡圖

表5 各節(jié)點(diǎn)耗能特性對比

4 結(jié) 論

(1)半剛性節(jié)點(diǎn)的塑性區(qū)域主要在T型鋼連接件與柱翼緣的交界處，荷載持續(xù)增加的作用下，在交界處產(chǎn)生間隙，直至T型件轉(zhuǎn)角處翼緣被拉斷。

(2)T型連接件的柱側(cè)翼緣和梁側(cè)翼緣厚度增加后，試件的初始剛度會隨之提高。

(3)在初始剛度提高的情況下，試件的屈服強(qiáng)度、屈服位移、極限強(qiáng)度、極限位移均有所增加，且增加比例大于剛度增加比例。

(4)初始剛度提高時，2個試件的延性系數(shù)不變。

(5)增大T型連接件翼緣厚度可提高ZJ-2的耗能能力。