黃強(qiáng)，王新武，高鑫，時(shí)強(qiáng)

(1.洛陽(yáng)理工學(xué)院 土木工程學(xué)院，河南 洛陽(yáng) 471023；2.河南理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，河南 焦作 454150)

0 引 言

鋼結(jié)構(gòu)裝配式住宅建設(shè)是一種新型的建造方式[1]。2019年10月1日起實(shí)施的《裝配式鋼結(jié)構(gòu)住宅建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》JGJ/T469—2019使鋼結(jié)構(gòu)裝配式住宅發(fā)展迎來(lái)空前機(jī)遇[2]。2020年初新型冠狀病毒給人民生活帶來(lái)巨大沖擊。在抗擊病毒過(guò)程中，建設(shè)單位僅用10天即建造完成3.4萬(wàn)平方米武漢火神山醫(yī)院，裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑的施工效率和中國(guó)速度再次令世界驚嘆。

梁柱節(jié)點(diǎn)是影響結(jié)構(gòu)整體抗震性能最重要的因素之一[3-5]。在裝配式鋼框架結(jié)構(gòu)體系中，梁柱由連接件和高強(qiáng)螺栓連接，這種節(jié)點(diǎn)不僅可以發(fā)生相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，而且還可以傳遞一定的彎矩[6-7]，受力特征介于剛接和鉸接之間，稱之為半剛性節(jié)點(diǎn)。

W.F.Chen[8]在半剛性節(jié)點(diǎn)研究方面做了大量卓有成效的工作，收集了豐富的半剛性連接節(jié)點(diǎn)研究試驗(yàn)數(shù)據(jù)；石文龍[9]對(duì)平齊端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，推導(dǎo)了節(jié)點(diǎn)承載力和剛度的計(jì)算式；王新武[10]完成了20個(gè)足尺鋼框架梁柱連接節(jié)點(diǎn)的擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)表明半剛性梁柱連接節(jié)點(diǎn)的鋼框架有較好的抗震性能，其中T型鋼半剛性連接方式在提高節(jié)點(diǎn)承載力方面有著明顯的作用；C.S.Gildon等[11]對(duì)2個(gè)弱軸平面節(jié)點(diǎn)開(kāi)展了擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明,這種節(jié)點(diǎn)的塑性轉(zhuǎn)角達(dá)到了0.03 rad;J.Witteveen等[12]采用試驗(yàn)方法研究了半剛性節(jié)點(diǎn)的破壞模式，分析了節(jié)點(diǎn)域螺栓、端板、柱腹板和柱翼緣等各組件的承載力?；诖罅康脑囼?yàn)研究成果，EC3規(guī)范提出了組件法，即分析梁柱節(jié)點(diǎn)內(nèi)力的傳遞路徑，進(jìn)而確定所有組件的承載力和剛度。美國(guó)AISC規(guī)范以節(jié)點(diǎn)經(jīng)歷極限彎矩之后，彎矩承載力降低至極限彎矩的20%所對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角達(dá)到或大于0.03 rad，即認(rèn)為該節(jié)點(diǎn)延性良好。我國(guó)GB50017-2017對(duì)梁柱半剛性節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了說(shuō)明，規(guī)定極限彎矩承載力應(yīng)滿足的條件，但沒(méi)有給出具體的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線計(jì)算方法。

目前，半剛性連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能試驗(yàn)研究，受試驗(yàn)條件等多種因素影響，多采用梁段加載模式，忽略了框架柱側(cè)向變形引起的P-δ二階效應(yīng)對(duì)節(jié)點(diǎn)受力特性的影響。同時(shí)，鋼框架不同位置梁柱節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)對(duì)比分析較少。

本文選取平面框架兩個(gè)不同位置的剖分T型鋼連接梁柱節(jié)點(diǎn)，以連接件厚度為參數(shù)，采用柱端加載模式進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，以期得到剖分T型鋼連接的邊柱節(jié)點(diǎn)和中柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能和在低周往復(fù)荷載作用下的破壞機(jī)理。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

對(duì)1∶ 1的足尺剖分T型鋼半剛性連接平面鋼框架中的邊柱節(jié)點(diǎn)和中柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

1.2 材性試驗(yàn)

按照國(guó)家規(guī)范《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》GB/T2975-2018和《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》GB/T228.1-2010規(guī)定，在相同批次的鋼材中截取標(biāo)準(zhǔn)尺寸試件，并對(duì)試件表面進(jìn)行拋光除銹處理。將試件安裝在600 kN電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上，進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，測(cè)定鋼材的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率等，材性試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果

1.3 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)類型為邊柱節(jié)點(diǎn)和中柱節(jié)點(diǎn)，如圖1所示，根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》GB50017-2017和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》GB50011-2010的設(shè)計(jì)要求

圖1 節(jié)點(diǎn)模型圖

對(duì)試驗(yàn)的梁、柱、T型件進(jìn)行設(shè)計(jì)。節(jié)點(diǎn)中梁選用鋼材為HN350，柱子選用鋼材為HW300。T型鋼連接框架節(jié)點(diǎn)由梁、柱、T型件組成，使用10.9級(jí)M22高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，各構(gòu)件截面尺寸見(jiàn)表2。螺栓預(yù)緊力通過(guò)扭矩扳手施加，螺栓預(yù)緊力大小為190 kN。

表2 構(gòu)件截面尺寸

2 試驗(yàn)加載和測(cè)量方案

2.1 加載方式

圖2為框架在水平荷載作用下的變形圖，試驗(yàn)取反彎點(diǎn)之間的梁柱為加載模型。以柱端加載方式進(jìn)行試驗(yàn)[12-13]。為更好反映真實(shí)結(jié)構(gòu)的受力方式，在梁端采用滑動(dòng)支座進(jìn)行約束，柱腳處設(shè)置滾排，模擬真實(shí)柱腳約束。豎向作動(dòng)器對(duì)柱施加軸向荷載，通過(guò)水平方向作動(dòng)器，在柱腳處施加往復(fù)荷載。節(jié)點(diǎn)的受力簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖3，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)見(jiàn)圖4，試驗(yàn)梁端和柱腳約束見(jiàn)圖5。

圖2 框架在水平荷載作用下的變形圖

圖3 柱端加載模型

圖4 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖

圖5 邊界約束

2.2 加載方案

首先通過(guò)豎向作動(dòng)器對(duì)柱頂施加200 kN軸壓，然后對(duì)梁端進(jìn)行約束，在±20 kN以內(nèi)進(jìn)行水平方向預(yù)加載，檢查試件接觸是否良好。正式開(kāi)始時(shí)，根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101-2015),采用力和位移混合控制加載制度，試件屈服以前，采用力控制方法，分級(jí)加載,在試件接近屈服時(shí)，減小加載級(jí)差，直至試件屈服。

試件的屈服位移如表3所示。試件屈服后，加載制度采用位移控制，位移步長(zhǎng)為1倍的屈服位移，在柱端施加相應(yīng)水平位移，進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，每級(jí)位移循環(huán)加載3次，直到出現(xiàn)較大位移或節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞，試驗(yàn)停止[9]。試件的加載方案如圖6所示。本次試驗(yàn)中，SJ節(jié)點(diǎn)加載至18倍屈服位移時(shí)試驗(yàn)終止，MJ節(jié)點(diǎn)加載至8倍屈服位移時(shí)試驗(yàn)結(jié)束。

表3 試件屈服位移表

2.3 測(cè)量方案

在T型鋼連接件和梁翼緣上選取多個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)黏貼應(yīng)變片，測(cè)量加載過(guò)程中節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變響應(yīng)。在柱腳處布置位移計(jì)，該位移計(jì)的讀數(shù)作為加載過(guò)程中的位移控制依據(jù)；在梁、柱連接位置處布置拉線位移計(jì)，用于量測(cè)梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角θ。圖7為節(jié)點(diǎn)位移計(jì)布置圖。

圖7 節(jié)點(diǎn)位移計(jì)布置圖

梁柱節(jié)點(diǎn)相對(duì)轉(zhuǎn)角通過(guò)拉線位移計(jì)測(cè)量。按式(1)計(jì)算[13]

式中：disp為位移計(jì)讀數(shù);a、b分別為位移計(jì)到柱翼緣處、梁翼緣處之間的距離。

3 結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖8(a)為SJ-1試件破壞模式圖，梁上翼緣與柱連接的T型件發(fā)生過(guò)大塑性變形。圖8(b)為SJ-2試件破壞模式圖，梁下翼緣與柱連接的T型件發(fā)生斷裂破壞。兩個(gè)邊柱節(jié)點(diǎn)試件試驗(yàn)現(xiàn)象相似，表4為SJ-1試件的試驗(yàn)現(xiàn)象，加載初期，兩個(gè)邊柱節(jié)點(diǎn)試件處于彈性階段，加載過(guò)程中觀察不到明顯變化。隨著荷載增大，T型件翼緣腹板焊接區(qū)域開(kāi)始屈服，發(fā)生較明顯的變形。

表4 SJ-1試件試驗(yàn)現(xiàn)象

圖8 試件邊柱節(jié)點(diǎn)試件破壞模式

圖9(a)為MJ-1試件破壞模式圖，梁上翼緣與柱連接的T型件(圖示1區(qū))發(fā)生斷裂破壞。圖9(b)為MJ-2試件破壞模式圖，梁上翼緣與柱連接的T型件發(fā)生較大的塑性變形(圖示1區(qū)和3區(qū))，且柱發(fā)生較大的塑性變形。兩個(gè)中柱節(jié)點(diǎn)試件的試驗(yàn)現(xiàn)象相似，表5為MJ-1試件的試驗(yàn)現(xiàn)象。觀察可知，節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，柱軸線仍基本保持為直線；試件破壞時(shí)，柱的軸線不再是一條直線，而是變形為一條曲線，圖9(b)變形最為明顯，說(shuō)明連接件厚度對(duì)T型鋼連接梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞模式影響較為明顯。

表5 試件MJ-1試驗(yàn)現(xiàn)象

圖9 試件中柱節(jié)點(diǎn)試件破壞模式

3.2 滯回曲線

圖10是SJ-1和SJ-2試件的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線，彎矩由試驗(yàn)采集到的梁端支座約束反力轉(zhuǎn)化為節(jié)點(diǎn)區(qū)域的梁端彎矩，轉(zhuǎn)角為梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角，由拉線位移計(jì)采集到的梁柱相對(duì)位移按2.3節(jié)式(2)換算得到。

SJ-1試件滯回曲線具有菱形特征[10]，滯回曲線形狀飽滿；SJ-2試件滯回曲線呈弓形，滯回曲線受到螺栓滑移影響，具有捏縮效應(yīng)。兩個(gè)試件的滯回曲線在加載前期形狀相似，說(shuō)明SJ-1試件在試驗(yàn)終止時(shí)仍具有一定承載力，連接件厚度小，破壞提前。

圖11～12分別是MJ-1試件和MJ-2試件左側(cè)和右側(cè)的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系滯回曲線，兩個(gè)試件滯回曲線均呈“菱形”特征，滯回曲線飽滿，MJ-2試件滯回曲線較MJ-1試件滯回曲線包括面積更大，說(shuō)明連接件厚度對(duì)中柱節(jié)點(diǎn)滯回性能影響明顯，厚度越大，破壞延遲，節(jié)點(diǎn)耗能越大。

3.3 骨架曲線

圖13～14分別是邊柱節(jié)點(diǎn)試件和中柱節(jié)點(diǎn)試件的彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線，試件變形具有明顯的彈性階段和塑性階段。表6為各試件的骨架曲線分析表，結(jié)合圖13～14和表6分析可知，加載初期，邊柱節(jié)點(diǎn)試件和中柱節(jié)點(diǎn)試件均處于彈性階段；隨著加載繼續(xù)，T型連接件翼緣產(chǎn)生較大屈服變形。連接件厚度對(duì)試件極限承載力和初始剛度具有較明顯的影響，隨連接件厚度增加，節(jié)點(diǎn)抗側(cè)剛度增大，極限承載力提高。對(duì)于邊柱節(jié)點(diǎn)，SJ-2試件極限彎矩承載力較SJ-1試件正向提高49.9%，負(fù)向提高69.6%；對(duì)于中柱節(jié)點(diǎn)，MJ-2試件極限彎矩承載力較MJ-1試件正向提高30.9%，負(fù)向提高23.4%。邊柱節(jié)點(diǎn)MJ-2試件的極限彎矩承載力較中柱節(jié)點(diǎn)試件正向提高27.1%，負(fù)向提高52.1%?！督ㄖ拐鹪O(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011-2010)中，多、高層鋼結(jié)構(gòu)層間位移角限值為1/50，對(duì)應(yīng)的梁柱轉(zhuǎn)角應(yīng)為0.02 rad，傳統(tǒng)焊接節(jié)點(diǎn)，由于焊縫破壞，要達(dá)到0.02 rad的轉(zhuǎn)動(dòng)變形是比較困難的。本文4個(gè)試件中，最小極限轉(zhuǎn)角為0.056 5 rad，表現(xiàn)出較好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，有益于結(jié)構(gòu)耗能。

圖13 試件邊柱節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線

圖14 試件中柱節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線

表6 骨架曲線分析表

3.4 剛度退化曲線

本文采用割線剛度定義試件的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，根據(jù)同一級(jí)荷載下正負(fù)方向彎矩承載力絕對(duì)值之和與對(duì)應(yīng)峰值轉(zhuǎn)角絕對(duì)值之和的比值計(jì)算。表7為各試件初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度表。將試件剛度進(jìn)行歸一化，隨荷載等級(jí)增加，試件轉(zhuǎn)動(dòng)剛度在初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的基礎(chǔ)上發(fā)生退化。圖15～16分別為邊柱節(jié)點(diǎn)試件和中柱節(jié)點(diǎn)試件的剛度退化曲線。分析可知：連接件厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)初始剛度影響較明顯，其中邊柱節(jié)點(diǎn)SJ-2試件較SJ-1試件初始剛度提高了57.3%，中柱節(jié)點(diǎn)MJ-2試件較MJ-1試件初始剛度平均提高44.5%。中柱節(jié)點(diǎn)的初始剛度較邊柱節(jié)點(diǎn)高。

圖15 試件邊柱節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線

圖16 試件中柱節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線

表7 各試件初始剛度表

3.5 延性系數(shù)

結(jié)構(gòu)側(cè)移延性系數(shù)μΔ是結(jié)構(gòu)屈服后的后期變形能力的重要衡量指標(biāo)，采用極限轉(zhuǎn)角Δu與屈服轉(zhuǎn)角Δy的比值描述。

(3)

屈服轉(zhuǎn)角Δy由通用屈服荷載法[18]確定，如圖17所示。

圖17 通用屈服荷載法

由式(3)計(jì)算結(jié)構(gòu)延性系數(shù),結(jié)果如表8所示，分析可知，隨著連接件厚度增加，節(jié)點(diǎn)的側(cè)移延性系數(shù)減小。

表8 側(cè)移延性系數(shù)表

3.6 耗能分析

表9為邊柱節(jié)點(diǎn)試件和中柱節(jié)點(diǎn)試件的耗能系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)。分析可知：邊柱節(jié)點(diǎn)SJ-1試件和SJ-2試件的最終耗能系數(shù)分別為2.18和2.75，而中柱節(jié)點(diǎn)MJ-1試件和MJ-2試件的最終耗能系數(shù)分別為1.36和1.69，說(shuō)明連接件厚度和節(jié)點(diǎn)位置對(duì)其耗能系數(shù)影響較大，即影響節(jié)點(diǎn)耗能能力。邊柱節(jié)點(diǎn)SJ-1試件和SJ-2試件的等效黏滯阻尼系數(shù)為0.35，0.42，而中柱節(jié)點(diǎn)MJ-1試件和MJ-2試件的等效黏滯阻尼系數(shù)分別為0.22和0.26，邊柱節(jié)點(diǎn)較中柱節(jié)點(diǎn)高59.0%，說(shuō)明連接件厚度和節(jié)點(diǎn)位置對(duì)其等效黏滯阻尼系數(shù)亦有影響。

表9 試件各階段耗能系數(shù)和等效黏滯阻尼比

4 結(jié) 論

(1)破壞模式為T型鋼連接件斷裂或過(guò)大的塑性變形，連接件剛度越小，越容易發(fā)生斷裂破壞，不利于節(jié)點(diǎn)延性發(fā)展。

(2)邊柱節(jié)點(diǎn)試件和中柱節(jié)點(diǎn)試件滯回曲線飽滿，說(shuō)明采用T型連接的梁柱邊柱節(jié)點(diǎn)和中柱節(jié)點(diǎn)均具有穩(wěn)定的滯回性能。

(3)連接件厚度和節(jié)點(diǎn)位置對(duì)試件極限承載力、初始剛度、累計(jì)耗能均具有影響明顯，連接件厚度越大，試件抗震性能越好，由于受力狀態(tài)不同，邊柱試件的極限承載力高于中柱節(jié)點(diǎn)，但初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度較中柱節(jié)點(diǎn)試件低。

(4)4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件極限轉(zhuǎn)角最小為0.056 5 rad，遠(yuǎn)高于現(xiàn)行抗震規(guī)范中0.02 rad的限值，且超過(guò)了美國(guó)FEMA標(biāo)準(zhǔn)要求的0.03 rad，說(shuō)明采用T型鋼連接的梁柱節(jié)點(diǎn)具有較高的延性。