范延靜， 李 彬， 潘建榮，2， 王 鵬，2， 謝華深， 蔡昊龍

（1.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣州 510640； 2.華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國家重點實驗室，廣州 510640）

鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)因其抗震性能優(yōu)良廣泛運用于各類重大建筑工程中. 目前，對鋼管柱-鋼梁節(jié)點的研究主要圍繞傳力機制［1］、構(gòu)造特點［2］、連接形式的優(yōu)化［3］和抗震性能［4］等方面進(jìn)行. 牟犇等［5-6］對外環(huán)板式不等高鋼梁-方鋼管柱節(jié)點進(jìn)行試驗研究，探究其抗震性能及節(jié)點破壞機制. 喬崎云等［7］在此基礎(chǔ)上，結(jié)合屈服線理論，提出外環(huán)板式非等高梁-方鋼管柱節(jié)點剪切承載力計算公式，經(jīng)試驗及有限元模擬驗證該公示計算結(jié)果較為可靠. 劉銘劼等［8］基于試驗及有限元模擬，揭示了圓鋼管柱-鋼梁鑄鋼連接節(jié)點傳力機理并提出承載力計算式. 李心霞等［9］基于變形疊加法，對方鋼管柱-H 形鋼梁鑄鋼節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度進(jìn)行深入研究，推導(dǎo)出適用于節(jié)點簡化模型的初始轉(zhuǎn)動剛度公式. 李國強等［10-11］提出外伸式和平齊式端板單向螺栓鋼管柱-鋼梁節(jié)點的受彎承載力理論計算公式與節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度理論計算公式. 夏軍武等［12］提出了一種新型拼接外套筒式節(jié)點，實現(xiàn)了現(xiàn)場無焊接施工，提高了施工的便利性及安裝效率. 張玉芬等［13］對復(fù)式鋼管外加強環(huán)板節(jié)點進(jìn)行試驗研究，結(jié)果表明該類型節(jié)點核心區(qū)剪切變形對結(jié)構(gòu)變形貢獻(xiàn)比例超過三分之一，故不可忽略. 在Jiang 等［14］對雙內(nèi)插板螺栓連接式方鋼管柱-鋼梁節(jié)點進(jìn)行試驗及有限元分析，發(fā)現(xiàn)該形式節(jié)點能有效降低管壁的應(yīng)力水平，改善節(jié)點應(yīng)力分布. 付波等［15］對柱內(nèi)無隔板的矩形鋼管柱-鋼梁外頂板式新型節(jié)點開展了擬靜力試驗，結(jié)果表明新型節(jié)點滿足規(guī)范中“強節(jié)點弱構(gòu)件”的要求，但在梁翼緣和頂板連接處容易產(chǎn)生裂縫，影響節(jié)點延性及耗能能力. Li等［16］對外隔板式、內(nèi)隔板式、螺栓連接式、鋼梁穿心式和梁端加勁肋式鋼管柱-鋼梁節(jié)點進(jìn)行了試驗研究，結(jié)果表明寬外隔板式與鋼梁穿心貫通式節(jié)點的抗震性能最優(yōu).

綜上，目前研究主要以外加強環(huán)式節(jié)點和螺栓連接式節(jié)點較為深入，而對抗震性能優(yōu)越的穿透式節(jié)點的研究工作較為有限. 因此，本文對5個不同構(gòu)造的全焊接穿透式圓鋼管柱-鋼梁節(jié)點試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗，并結(jié)合ABAQUS有限元分析，探討節(jié)點焊接蓋板、耳板角度和耳板挖孔對耳板穿透式節(jié)點抗震性能的影響，以期為該類型節(jié)點連接設(shè)計提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

依據(jù)耳板尺寸，節(jié)點穿透形式，柱-梁翼緣連接形式及其焊接長度，共設(shè)置5個全焊接穿透式圓鋼管柱-鋼梁節(jié)點試件，編號為SP-1～SP-5，其細(xì)部構(gòu)造及參數(shù)見圖1及表1.

圖1 試件SP-1～SP-5詳細(xì)幾何構(gòu)造尺寸Fig.1 Configuration and sizes of the specimens SP-1-SP-5

本次試驗采用足尺構(gòu)件，鋼柱為Φ273×8的熱軋無縫鋼管，柱高2000 mm；鋼梁為HM194×150×6×9，梁長1200 mm，耳板板厚10 mm. 試件除鋼梁腹板與耳板連接處為一級對接焊縫，其余部件的連接均為角焊縫.

表1 鋼材實測力學(xué)性能Tab.1 Mechanical properties of steel

1.2 試驗裝置與加載制度

試驗在華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國家重點實驗室進(jìn)行，試驗加載裝置如圖2所示. 在梁中間段布置側(cè)向支撐（見圖3），保證加載過程中不會因為平面外失穩(wěn)而破壞. 通過液壓千斤頂施加軸壓比為0.3的軸壓力. 循環(huán)加載以層間位移角控制，加載至節(jié)點失效時終止加載（加載制度見圖4）. 5個節(jié)點試件的位移計及應(yīng)變片布置相同（見圖5、圖6），DT1、DT2和DT3分別用于測量梁端豎向位移、柱底水平位移和柱頂水平位移.

圖2 試驗裝置圖Fig.2 Test setup

圖3 側(cè)向支撐防失穩(wěn)系統(tǒng)Fig.3 Transverse braces system

圖4 加載制度圖Fig.4 Load curves of cyclic loading

圖5 各試件應(yīng)變測點布置及編號Fig.5 Arrangements and numbers of strain measuring points

圖6 位移計布置Fig.6 Arrangements of displacement gauges

2 實驗結(jié)果分析

2.1 試驗現(xiàn)象與破壞模式

加載至0.015 rad時，僅SP-1試件出現(xiàn)梁翼緣與鋼管柱壁焊縫開裂；加載至0.04 rad時，其余試件開始在耳板與鋼梁翼緣焊縫位置開裂. 本次試驗的5個節(jié)點試件共出現(xiàn)了三種破壞模式，分別是鋼管壁焊縫破壞（SP-1）、梁翼緣屈曲破壞（SP-2）、梁與耳板連接焊縫破壞（SP-3～SP-5）.

1）鋼管壁焊縫破壞（SP-1），表現(xiàn)為梁翼緣首先受彎屈服，隨后在梁翼緣與鋼管壁焊接處出現(xiàn)裂縫并逐漸向梁腹板處開展. 繼續(xù)加載至0.04 rad 時，角焊縫完全開裂導(dǎo)致節(jié)點失效，此時梁翼緣與腹板處無明顯屈曲，見圖7（a）.

2）梁翼緣屈曲破壞（SP-2），在加載前期無明顯現(xiàn)象，當(dāng)加載至0.04 rad時，梁翼緣與腹板先后出現(xiàn)屈曲，耳板與鋼梁翼緣焊接處出現(xiàn)裂紋. 繼續(xù)加載至0.06 rad時，梁壓縮翼緣出現(xiàn)明顯屈曲，隨后突然斷裂導(dǎo)致節(jié)點失效，塑性鉸位于梁翼緣近柱端，見圖7（b）.

3）梁與耳板連接焊縫破壞（SP-3～SP-5）模式，較SP-2試件更早出現(xiàn)梁翼緣屈曲，當(dāng)加載至0.04 rad時，梁翼緣出現(xiàn)嚴(yán)重屈曲，翼緣靠近耳板處出現(xiàn)微裂縫. 繼續(xù)加載至0.05 rad時，梁翼緣和腹板處與耳板連接的焊縫貫通斷裂導(dǎo)致節(jié)點失效，塑性鉸外移至耳板與腹板連接處，見圖7（c）.

圖7 試件SP-1～SP-5試驗最終破壞狀態(tài)Fig.7 The final failure modes of the specimens SP-1-SP-5

2.2 滯回性能

對比各試件滯回曲線圖（圖8（a）～（e））可知，5個節(jié)點滯回曲線均呈梭形. 試件SP-1滯回曲線不飽滿，主要是由于梁上荷載集中通過角焊縫傳遞給柱導(dǎo)致焊縫過早出現(xiàn)裂縫，并隨著位移幅值增大迅速開展造成的. 而試件SP-2～SP-5的滯回曲線均較為飽滿，在轉(zhuǎn)角達(dá)到0.04 rad前，具有穩(wěn)定可靠的滯后行為，強度退化為15%. 由此可見，帶耳板的試件滿足ANSI/AISC-341-16對特殊抗彎框架結(jié)構(gòu)撓度的要求，即在層間位移角達(dá)到0.04 rad時，強度退化在20%以內(nèi).

2.3 承載力分析

各試件的骨架曲線如圖8（f）所示，采用等效能量法［17］提取各節(jié)點試件的承載力特征數(shù)值如表2 所示.通過對比試件SP-1與SP-2發(fā)現(xiàn)，增加耳板其峰值位移增加1/2，相應(yīng)峰值荷載增加1倍. 試件SP-3和SP-2的峰值位移、峰值荷載與節(jié)點剛度基本接近，表明改變穿透形式對試件承載能力沒有直接影響. 但是SP-3較SP-2更早發(fā)生破壞，表明其達(dá)到極限承載力后的延性較差. 由試件SP-3～SP-5的結(jié)果對比可知，耳板穿透式節(jié)點鋼梁翼緣與管壁是否焊接、梁翼緣與耳板焊縫長度對承載力影響可忽略不計.

表2 骨架曲線特征點實測值Tab.2 Measured values of characteristic points on skeleton curve

圖8 試件SP-1～SP-5滯回曲線與骨架曲線Fig.8 Hysteretic and skeleton curves of test specimens SP-1-SP-5

2.4 耗能能力

圖9描述了5個節(jié)點等效黏滯阻尼系數(shù)（he）隨層移角增加的情況，在層間位移角為0.04 rad時，帶耳板的試件SP-2～SP-5的he均在0.4以上，表明其具有良好的耗能能力. 因此，耳板的存在可以大大提高穿透式節(jié)點的耗能能力. 對比5個節(jié)點破壞時的累計耗能量（圖10）可知，SP-2～SP-5構(gòu)件破壞時的累計耗能量在50～70 kJ之間，遠(yuǎn)大于SP-1試件. 對比SP-3和SP-4的累計耗能量可知，柱與梁翼緣之間的焊接引起的耗能增加并不明顯.

圖9 試件SP-1～SP-5等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.9 Equivalent damping coefficient curves of specimens SP-1-SP-5

圖10 試件SP-1～SP-5累計耗能量Fig.10 Energy dissipation of specimens SP-1-SP-5

3 有限元分析

3.1 模型驗證

采用ABAQUS 對不同形式的全焊接穿透式圓鋼管柱-鋼梁試件進(jìn)行有限元分析. 其中，混凝土采用參考文獻(xiàn)［18］中本構(gòu)模型，鋼材彈塑性本構(gòu)關(guān)系采用文獻(xiàn)［19］中本構(gòu)模型. 有限元模擬結(jié)果與試驗實測值基本吻合，各類參數(shù)誤差在10%左右（如表3所示）. 其中，SP-1最大位移角誤差近50%，其原因主要是焊接質(zhì)量不足，存在局部薄弱區(qū)導(dǎo)致試件提前發(fā)生破壞而導(dǎo)致的.

表3 有限元結(jié)果與試驗結(jié)果對比Tab.3 Comparisons between the finite element results and the test results

3.2 不同構(gòu)造耳板穿透式節(jié)點抗震性能對比分析

為探究節(jié)點局部加強、柱截面形式、耳板角度及耳板挖孔對耳板穿透式節(jié)點抗震性能的影響，采用ABAQUS軟件對不同構(gòu)造耳板穿透式鋼管柱-鋼梁連接節(jié)點進(jìn)行模擬.

3.2.1 局部焊接蓋板 為延緩鋼梁的焊縫擴展，針對耳板與梁腹板連接進(jìn)行局部加強. 在試件SP-5的基礎(chǔ)上，在鋼梁翼緣焊接尺寸240 mm×50 mm×8 mm 的蓋板，腹板焊接尺寸為140 mm×120 mm×8 mm 側(cè)板（試件SP-5E）. 層間位移角達(dá)到0.02～0.05 rad時，試件SP-5E的鋼梁應(yīng)力分布如圖11所示，加強后的試件在鋼梁上的應(yīng)力分布更加均勻，改善了近管壁處的應(yīng)力集中現(xiàn)象. 對比二者的節(jié)點應(yīng)力云圖及彎矩-轉(zhuǎn)角曲線（見圖12、圖13），局部加強后的節(jié)點試件塑性鉸外移至蓋板與側(cè)板的邊緣處，節(jié)點整體承載力提升10%. 為了充分發(fā)揮耳板穿透式節(jié)點的承載性能，建議在實際工程中，對梁端與耳板連接處進(jìn)行局部加強.

3.2.2 方、圓鋼管柱-鋼梁節(jié)點 參照工程實例，采用尺寸為250 mm×250 mm×8 mm的方鋼管替換節(jié)點SP-5E中的圓鋼管，研究其抗震性能（試件SP-5F）. 試件節(jié)點應(yīng)力云圖及彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖13、圖14所示. 由圖可知，耳板穿透式方鋼管柱-鋼梁節(jié)點與圓鋼管柱-鋼梁節(jié)點鋼管壁整體應(yīng)力水平差別不大，節(jié)點剛度與承載力基本一致，方鋼管管壁受拉側(cè)未發(fā)現(xiàn)明顯平面外變形. 因此，可根據(jù)實際需求，采用等面積、等壁厚的方鋼管柱替代圓鋼管柱.

3.2.3 不同耳板角度的方鋼管柱-鋼梁節(jié)點 在試件SP-5F的基礎(chǔ)上，保持其他參數(shù)不變，分別建立耳板角度為15°、20°、25°、30°、35°、45°的節(jié)點有限元模型，各試件節(jié)點應(yīng)力云圖及彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖15、圖16所示. 通過應(yīng)力圖對比可知，耳板角度設(shè)置對于受壓側(cè)應(yīng)力分布影響不大. 對于受拉側(cè)，耳板角度為15°時，耳板靠近鋼管壁處形成高應(yīng)力區(qū)和塑性鉸；隨著角度的增大，塑性鉸和高應(yīng)力區(qū)從耳板近柱端逐漸外移至焊接蓋板附近，應(yīng)力分布趨于均勻. 對比彎矩轉(zhuǎn)角曲線可知，耳板角度為20°的節(jié)點較15°的峰值彎矩漲幅近40%；而耳板角度大于20°時，不同試件節(jié)點峰值彎矩變化均在10%以內(nèi). 因此，建議外伸耳板角度設(shè)置大于20°為宜.

圖11 鋼梁應(yīng)力分布對比Fig.11 Contrast of stress distributions of steel beam

圖12 SP-5E與SP-5節(jié)點區(qū)域應(yīng)力云圖對比Fig.12 Stress distributions of specimens SP-5E and SP-5

圖13 各試件節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線對比Fig.13 Moment-rotation angle curves of specimens

圖14 SP-5E與SP-5F節(jié)點區(qū)域應(yīng)力云圖分布Fig.14 Stress distributions of specimens SP-5E and SP-5F

圖15 不同耳板角度節(jié)點應(yīng)力云圖對比Fig.15 Stress distributions of specimens with different angles

3.2.4 螺栓連接與全焊接方鋼管柱-鋼梁節(jié) 考慮節(jié)點的施工效率與成本，本文對同類型螺栓連接方鋼管節(jié)點（SP-5G）的抗震性能進(jìn)行分析. 試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線及節(jié)點應(yīng)力云圖如圖16、圖17所示，其相較耳板角度設(shè)置大于20°的全焊接式節(jié)點，峰值彎矩降幅超過20%. 其主要原因是由于螺栓開孔對梁翼緣與耳板有一定的削弱作用，板件孔口邊緣應(yīng)力集中明顯，成為局部薄弱區(qū)，加速了節(jié)點的破壞. 但該連接形式在一定程度上提高了節(jié)點的變形能力；施工工藝簡便，安拆方便，無須現(xiàn)場施焊保證了連接部位質(zhì)量. 因此，在實際工程中，當(dāng)對節(jié)點承載力要求較低時，可采用耳板穿透式螺栓連接節(jié)點代替全焊縫式.

圖16 各試件節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.16 Moment-rotation angle curves of specimens

圖17 SP-5G節(jié)點區(qū)域應(yīng)力云圖Fig.17 Stress distribution of SP-5G

4 結(jié)論

本文通過試驗及有限元對不同構(gòu)造耳板穿透式節(jié)點抗震性能進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論.

1）耳板能有效地降低梁柱連接焊縫處的應(yīng)力集中，并使塑性鉸外移至耳板邊緣，避免梁端與柱連接焊縫破壞，顯著提高了節(jié)點的承載力、延性及耗能能力.

2）耳板穿透式節(jié)點耳板邊緣處易發(fā)生塑性破壞，實際工程中，建議對耳板與梁端連接處采用焊接翼緣蓋板和腹板側(cè)板進(jìn)行局部加強.

3）耳板穿透式方鋼管柱-鋼梁節(jié)點與圓鋼管柱-鋼梁節(jié)點鋼管壁整體應(yīng)力水平差別不大，節(jié)點剛度與承載力基本一致. 因此，可根據(jù)實際需求，采用等面積、等壁厚的方鋼管柱替代圓鋼管柱.

4）耳板角度設(shè)置以20°為分界，大于20°時，增加耳板角度對節(jié)點承載力影響不大. 因此，建議外伸耳板角度設(shè)置大于20°為宜.

5）在實際工程中，當(dāng)對節(jié)點承載力要求較低時，可采用耳板穿透式螺栓連接節(jié)點代替全焊縫式.