葉全喜，王元清，林 櫻，王中興，舒 暢，張 楓，李桐棟

(1.河北水利電力學院土木工程學院，河北 滄州 061001；2.清華大學土木工程系，北京 100084；3.天津大學建筑工程學院，天津 300350；4.中國五洲工程設計集團有限公司，北京 100053；5.深圳金鑫綠建股份有限公司，深圳 518117；6.河北省巖土工程安全與變形控制重點實驗室，河北 滄州 061001)

傳統(tǒng)矩形柱的截面寬度往往遠大于內(nèi)墻寬，這使得室內(nèi)會出現(xiàn)陽角、柱楞，尤其用于住宅時，會嚴重影響房間的布置效果及空間利用率.異形柱可以在不改變柱子截面面積的前提下，調(diào)整柱子寬度，使柱肢寬度與墻體相近，從而避免陽角、柱楞帶來的問題.窄截面的矩形鋼管混凝土柱作為異形柱的一種類似形式，其截面寬度可以小于或等于內(nèi)墻寬，做到“藏柱于墻”，而且其外部鋼管與內(nèi)部混凝土的相互約束作用能提高柱子的整體受力性能，進而實現(xiàn)應用小截面提供較大軸向及彎剪性能的目的[1].但由于窄截面鋼管混凝土柱截面寬度較小，其梁柱節(jié)點若采用傳統(tǒng)內(nèi)隔板連接構造，其焊接施工非常困難且不利于混凝土澆筑；若采用傳統(tǒng)外環(huán)板連接構造，其用鋼量及尺寸較大的問題仍無法解決，且外環(huán)板凸角明顯，影響建筑美觀.

針對以上問題，國內(nèi)外學者提出多種改進的節(jié)點構造方案.按傳力構件與外鋼管的相對位置可主要分為：1)傳力構件在外鋼管內(nèi)部，包括穿心式連接[2-7]、內(nèi)隔板三邊焊接一邊不焊[8]或連接、貫通式連接[9-11]、十字形上內(nèi)隔板與帶T形加勁肋的下內(nèi)隔板混用[12]或連接、半內(nèi)隔板-T型錨固件式連接[13]等形式.2)傳力構件在外鋼管外部，包括外貼T型加勁肋式連接[14]、三角形加勁板式連接[15]等形式.其中穿心式連接構造可以通過穿心構件直接將外荷載傳遞到節(jié)點核心區(qū)，同時滿足鋼管柱空間充裕不影響混凝土澆筑的要求，是一種非常適合于窄截面鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點的構造形式.

本文在現(xiàn)有研究基礎上，提出一種適用于裝配式鋼結構住宅的豎向穿心板式窄截面鋼管凝土柱-鋼梁栓接節(jié)點，該節(jié)點既可避免室內(nèi)柱子凸角的出現(xiàn)，又能實現(xiàn)自身的快速施工裝配、合理傳力.本研究闡述了該節(jié)點的構造組成，并在其單調(diào)加載試驗基礎上對其承載性能及加載過程進行詳細的試驗及有限元對比分析.

1 節(jié)點構造及裝配制作過程

該豎向穿心板式栓接節(jié)點 (vertical through diaphragm bolted joint,VTDBJ)的構造如圖1所示，節(jié)點主要由窄截面的鋼管混凝土柱子部分、鋼梁及高強螺栓組成.

VTDBJ裝配制作過程為：

步驟1將豎向穿心板對穿鋼管混凝土柱兩短邊柱壁的預留孔，并與孔壁及事先焊接在兩短邊柱壁的蓋板焊接在一起組成柱子部分，柱子部分的制作全部在工廠完成，為方便裝配施工，上下蓋板間距略大于梁高3 mm，柱壁焊接單剪切板.

步驟2柱子部分運抵施工現(xiàn)場后，將鋼梁插入一側的上下蓋板之間，用高強螺栓將梁翼緣及腹板分別與蓋板、剪切板連接在一起，柱內(nèi)現(xiàn)場澆筑混凝土形成VTDBJ.

2 節(jié)點試驗概況

2.1 試件尺寸及材性

本文采用Q345鋼材設計了一個足尺的十字形VTDBJ試件，并對其進行單調(diào)加載試驗.VTDBJ試件的柱子截面為220 mm×440 mm×12 mm，長度2 800 mm；梁截面均為170 mm×350 mm×6 mm×10 mm、長度為2 300 mm，梁端加載點到柱子中心的距離為2 330 mm；豎向穿心板為梯形，尺寸為540(800)mm×98 mm×30 mm；剪切板為矩形，尺寸為10 mm×105 mm×260 mm；梁上下翼緣各采用6個10.9級M24高強螺栓，腹板采用3個10.9級M20高強螺栓，其余具體尺寸如圖2所示.試件各鋼結構部分按文獻[16]的規(guī)定進行材性試驗，材性參數(shù)如表1所示.鋼管內(nèi)混凝土采用C40級，按文獻[17]進行試驗得到混凝土抗壓強度fak為54.2 MPa.

圖2 VTDBJ尺寸(單位：mm)Fig.2 Dimensions of VTDBJ (unit:mm)

表1 試件材性參數(shù)Table 1 Material parameters of specimens

2.2 試驗方案

試件加載裝置如圖3所示：鋼管混凝土柱上、下各安裝一個鉸接柱靴來模擬上、下柱反彎點的邊界條件，柱靴由左右2個水平千斤頂固定，上部千斤頂按軸壓比0.3對鋼管混凝土柱施加恒定軸力，南北2個豎向MTS執(zhí)行器連接梁端進行加載，在2個鋼梁端部采用側向約束防止梁端在加載過程中的平面外失穩(wěn).

圖3 試驗加載示意圖Fig.3 Diagram of the test setup

2.3 加載制度

單調(diào)加載：MTS執(zhí)行器以2 mm/s的速度加載，南北2個梁端分別向下、向上加載，每加載5 cm暫停加載并觀察現(xiàn)象，直至加載到梁端豎向荷載降至峰值荷載的85%或節(jié)點破壞嚴重、加載位移過大不宜繼續(xù)加載為止.

3 有限元模型

3.1 有限元模型的建立

應用ABAQUS有限元軟件建立VTDBJ模型如圖4所示，各組成部分單元類型均采用C3D8R.為提高運算精度及運算效率，以試驗破壞模式為參考，對節(jié)點關鍵部位的網(wǎng)格細化，忽略上下蓋板間距大于梁高引起的安裝縫，上下蓋板間距與梁按等高處理.為防止加載點處應力集中，在梁端加載點處綁定剛性墊塊，通過設置剛性墊塊的邊界條件來模擬試驗時梁端的側向約束.F為柱頂軸向壓力，與試驗中柱頂軸力相同，按0.3倍軸壓比施加于柱頂，δ為梁端豎向加載位移，分析時施加在剛性墊塊中心處.

節(jié)點加載過程分為3個部分：1)高強螺栓施加預緊力.2)柱子施加軸力.3)梁端施加位移荷載.其中，高強螺栓預緊力采用ABAQUS中的bolt功能施加，先對螺栓施加很小的預緊力(10 kN)，使計算容易通過，再按文獻[18]規(guī)定對M24及M20高強螺栓分別施加225、155 kN的預緊力，然后使用固定當前長度功能鎖定螺栓預緊力在當前長度.

3.2 接觸關系設置

有限元模型中梁上翼緣與上蓋板、梁下翼緣與下蓋板、梁腹板與剪切板間的接觸關系在法線方向設置為硬接觸，切線方向設置為摩擦.各摩擦面均按噴砂處理，由于噴砂質量對摩擦因數(shù)有很大影響，因此為準確模擬該節(jié)點的試驗加載過程，摩擦因數(shù)取值以圖5中節(jié)點力矩平衡為依據(jù)，節(jié)點試驗得到的荷載-位移曲線數(shù)據(jù)為基礎進行計算.螺栓和與其接觸的各板件間均設置為硬接觸，柱子外鋼管與內(nèi)部混凝土間在切線方向設置為摩擦，摩擦因數(shù)參考文獻[19]取0.6，在法線方向設置為硬接觸.穿心板與柱子外鋼管間采用綁定功能模擬焊接，其與內(nèi)部混凝土的包裹關系采用嵌入功能模擬.

由圖5可知，當外荷載N在連接處形成的彎矩值M達到高強螺栓提供的抗滑移彎矩時節(jié)點產(chǎn)生滑移，由節(jié)點力矩平衡可得

M=Nl=M1+M2

(1)

(2)

3.3 節(jié)點有限元模型尺寸及材性參數(shù)

有限元模型各組成部分尺寸與試驗試件取值一致.有限元模型中的各部分的材性數(shù)據(jù)均以2.1節(jié)材性試驗參數(shù)為基礎，鋼材按雙折線模型輸入.

4 加載過程及計算結果分析

4.1 加載過程

圖6為不同位移下VTDBJ試驗及有限元分析的狀態(tài)對比.試驗分析時VTDBJ南北2個鋼梁的加載方向相反，南部鋼梁加載方向與有限元分析相同，梁端向下加載，梁下翼緣受壓、上翼緣受拉，為方便對比，選取試驗加載的整體圖、南部連接節(jié)點放大圖及有限元分析節(jié)點放大圖如圖6所示.

當試驗加載的梁端豎向位移達到約14.52 mm時，南部連接開始滑移，試驗加載的梁端豎向位移達到18.61 mm左右時，北部連接開始滑移，有限元分析的梁端豎向位移達到15.78 mm左右時，有限元節(jié)點開始滑移.當梁端豎向位移達到約110 mm時，試驗分析的南北2個鋼梁及有限元分析的鋼梁在加載平面內(nèi)發(fā)生較大的整體彎曲變形，且其受壓翼緣均開始出現(xiàn)微弱的屈曲變形.在豎向位移荷載達到140 mm時，試驗分析的南北2個鋼梁受壓翼緣均發(fā)生嚴重的屈曲破壞，靠近受壓翼緣一側的腹板產(chǎn)生較大的剪切變形，發(fā)生鼓曲現(xiàn)象，此時試驗停止，有限元分析加載至140 mm時結果與試驗南部鋼梁相似，其受壓下翼緣也發(fā)生了較大的屈曲變形，靠近下翼緣的腹板也發(fā)生明顯的鼓曲現(xiàn)象.由以上試驗及有限元分析的狀態(tài)對比可知，VTDBJ有限元分析與試驗破壞過程吻合較好.

4.2 計算結果分析

4.2.1 荷載位移曲線分析

VTDBJ試驗及有限元分析的荷載-位移曲線及其具體參數(shù)如圖7、表2所示，由圖7及表2可知，試驗及有限元分析的加載過程均可分為彈性階段、滑移階段、強化階段、破壞階段4個階段(圖7以有限元分析為例，對4個階段進行了標注)；試驗及有限元分析的荷載-位移曲線總體趨勢吻合較好，各階段對應荷載相差不大；強化階段有限元分析曲線相對試驗曲線更加飽滿平滑，這主要是由于有限元分析的邊界條件、初始狀態(tài)(未考慮安裝縫等因素對結構承載性能的影響)、材性參數(shù)設置等更加理想所致；加載初期試驗及有限元分析的3條曲線剛度相差很小，其后VTDBJ試驗北部連接的加載剛度相對變化較大、破壞階段有限元分析的極限位移小于試驗值，這只要是由于場地條件的限制使得節(jié)點北部連接的側向約束并未放置到梁端部，在彈性階段北部連接的梁端便發(fā)生了一定的扭轉，且其扭轉量隨加載位移的增大而增大所致.圖7、表2中Test-S表示試驗南部連接，Test-N表示試驗北部連接，F(xiàn)EA表示有限元模型.

圖7 節(jié)點荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of joint

表2 不同階段位移范圍Table 2 Range of displacements in different stages

對比圖7、表2可知，VTDBJ試驗及有限元分析的各階段加載特征基本一致，說明該節(jié)點試驗的具體加載過程可通過VTDBJ有限元分析詳細反映.

1)0—1(加載位移為0～15.78 mm)為彈性階段，該階段鋼梁及螺栓連接部分整體發(fā)生彈性受彎變形，節(jié)點剛度保持不變.此階段有限元與試驗南連接節(jié)點的剛度相差很小，北連接節(jié)點由于存在一定的扭轉，使得加載剛度在該階段后期變小.

2)1—2(加載位移為15.78～46.66 mm)為滑移階段，整個滑移階段可為分2個部分，每部分滑移都是以螺栓滑動開始，螺栓逐漸傾斜直至螺桿與螺孔接觸后擠緊為止，這主要是由加載過程中上下翼緣及腹板處的高強螺栓連接滑移不同步造成.因為彈性階段曲線的剛度不同，所以曲線中初始滑移位移有一定差異，但初始滑移荷載相差不大.

第1部分加載位移(15.78～25.08 mm)為上翼緣螺栓連接率先發(fā)生滑移階段，此時下翼緣及腹板螺栓連接不發(fā)生滑移；第2部分加載位移(25.08～42.66 mm)為上翼緣螺栓連接滑移結束后，下翼緣及腹板螺栓節(jié)點發(fā)生滑移過程.此過程中上翼緣螺栓螺桿繼續(xù)與孔壁擠壓，孔壁進入屈服狀態(tài).

3)2—3(加載位移42.66～100.42 mm)為下翼緣螺桿連接滑移結束后的強化階段，該階段上下翼緣螺桿與螺孔壁擠壓明顯，螺孔周圍進入塑性區(qū)域逐漸加大、腹板的剪切變形逐漸加大，腹板螺栓連接在此階段緩慢發(fā)生滑移，下翼緣受壓發(fā)生的屈曲變形逐漸加大.

4)3—4(加載位移101.42～140 mm)為節(jié)點的破壞階段，該階段梁下翼緣受壓發(fā)生的屈曲變形逐漸嚴重，與受壓翼緣相鄰的腹板逐漸發(fā)生嚴重的鼓曲破壞.

4.2.2 接觸壓力變化分析

圖8為節(jié)點加載全過程接觸壓力曲線，由圖8可知，從高強螺栓施加預緊力到最終的梁端加載，梁腹板-剪切板、梁上翼緣-下蓋板及梁下翼緣-下蓋板間的接觸壓力都呈現(xiàn)相似的變化趨勢.

圖8 節(jié)點加載全過程接觸壓力曲線Fig.8 Curves of contact pressure of VTDBJ in loading process

1)螺栓施加預緊力很小的階段(10 kN)3對接觸面的壓力都非常小.

2)當按規(guī)范要求施加指定的預緊力(225、155 kN)時，3對接觸面的壓力都呈現(xiàn)線性增長并最終趨于穩(wěn)定.

3)在有限元固定當前長度及柱子施加軸壓階段，3對接觸面的壓力幾乎沒有變化.

4)在梁端加載過程中，梁上翼緣與上蓋板、梁腹板與剪切板間的接觸壓力先逐漸減小后趨于穩(wěn)定，梁下翼緣與下蓋板間的接觸壓力則是先逐漸增大后逐漸減小再趨于穩(wěn)定，其中梁上翼緣與上蓋板間接觸壓力損失最大，由開始的1 358 kN(每個高強螺栓大約產(chǎn)生壓力225 kN，6個高強螺栓約產(chǎn)生壓力1 350 kN)減小到590 kN左右,這主要是因為梁端向下加載時，上翼緣和上蓋板間有脫離的趨勢，下翼緣和下蓋板間有壓緊的趨勢，又由于豎向穿心板對蓋板的約束作用，因此連接上翼緣和上蓋板的高強螺栓承受拉剪組合作用，高強螺栓中施加的預緊力被抵消一部分，造成板件間的接觸壓力減小，同時下翼緣對下蓋板的壓緊趨勢使得該對板件間的接觸壓力增大，但當上翼緣開始滑移時，整個節(jié)點的受力狀態(tài)發(fā)生改變，下翼緣與下蓋板間的接觸壓力開始減小，但減小幅度不大；梁腹板與剪切板間的接觸壓力僅有很小的減小幅度，這是因為該處的螺栓連接部位僅有很小的剪切變形所致；3對接觸壓力最終都趨于平衡，是因為此時下翼緣受壓發(fā)生屈曲變形，荷載不能再有效的向連接部位傳遞所致.

4.2.3 節(jié)點延性分析

節(jié)點延性系數(shù)β計算公式為

(3)

式中：θu為節(jié)點極限彎矩對應的轉角；θy為節(jié)點屈服時對應的轉角.當節(jié)點有明顯滑移過程時，其理論的各轉角關系可由圖9得到，其中：θp為節(jié)點的塑性轉角；θs為節(jié)點的滑移轉角；K0為節(jié)點初始剛度；Mu為節(jié)點抗彎承載力；Ms為節(jié)點抗滑移承載力滑移.節(jié)點卸載時的剛度與初始加載剛度相同，由圖9中幾何關系可知θy、θp、β計算公式分別為

圖9 節(jié)點各轉角幾何關系示意圖Fig.9 Schematic diagram of geometric relationship of drift angles

θy=θu-θp

(4)

(5)

(6)

(7)

由試驗及有限元分析結果、式(1)～(5)可得節(jié)點延性系數(shù)及各轉角如表3所示，由表3可知，南北2個方向節(jié)點及有限元模型單調(diào)加載的位移延性系數(shù)都大于6，滿足文獻[19]關于節(jié)點可用于抗震區(qū)和延性性能良好的要求、所有節(jié)點塑性轉角均滿足歐洲規(guī)范EC8[20]關于塑性轉角大于0.035 rad的要求，說明該種節(jié)點均具有較強的塑性轉動能力.

表3 節(jié)點各轉角參數(shù)Table 3 Moment parameters of joints

4.2.4 節(jié)點剛度評價

按照歐洲規(guī)范EC3[21]的評價方法，對VTDBJ的剛度進行分類評價.以轉動剛度為標準：1)名義鉸接K0≤0.5EIb/Lb.2)剛性連接K0≥8EIb/Lb，無側移框架；K0≥25EIb/Lb，有側移框架.3)半剛性連接不滿足1)和2)條件的連接.其中：EIb為梁的抗彎剛度，Lb為梁的跨度.

以強度為標準：1)名義鉸接Mu≤0.25Mbp.2)全強度連接Mu≥Mbp.3)部分強度連接不滿足1)和2)條件的連接.其中：Mu為節(jié)點抗彎承載力，Mbp為節(jié)點的塑性受彎承載力.

由表4可知，VTDBJ試驗及有限元分析所得的初始轉動剛度相差不大，均略大于11倍的EIb/Lb，有限元分析所得節(jié)點初始轉動剛度比試驗值略大，主要是由于有限元分析的各種條件均為理想的狀態(tài)，而試驗構件的加工存在一定的初始缺陷、試件裝配過程及試件的邊界條件設置均存在一定的誤差所致.

表4 節(jié)點剛度參數(shù)Table 4 Parameters of joint stiffness

①α為節(jié)點初始剛度與EIb/Lb的比值.

本節(jié)點適用于多高層裝配式鋼結構住宅，可按有側移框架設計，按轉動剛度標準分類，VTDBJ屬于半剛性連接節(jié)點.VTDBJ試驗及有限元分析的Mu均大于Mbp，說明節(jié)點強度得到充分利用，按強度標準分類可知該種穿心板式節(jié)點屬于全強度連接.

5 結論

通過對所提出的豎向穿心板式鋼管混凝土柱-鋼梁栓接節(jié)點承載性能的試驗及有限元對比分析，得到以下結論：

1)VTDBJ具有構造簡單、裝配便捷、易于澆筑混凝土、傳力明確等優(yōu)點，是一種非常適合應用于裝配式鋼結構住宅的節(jié)點形式.

2)VTDBJ試驗及有限元分析的加載過程均可分為4各階段：彈性階段、滑移階段、強化階段、破壞階段.

3)VTDBJ均屬于半剛性連接，通過穿心板對拼接處鋼梁的加強作用實現(xiàn)節(jié)點塑性鉸的外移，最終在連接區(qū)外側發(fā)生梁翼緣及腹板的失穩(wěn)破壞，實現(xiàn)強節(jié)點弱構件的設計原則.

4)按實際摩擦因數(shù)建立VTDBJ有限元模型，其模擬分析與試驗總體加載過程吻合較好，破壞模式一致，因此可通過該有限元模型詳細研究相關試驗的加載受力過程.

5)VTDBJ試驗及有限元分析的延性系數(shù)大于6、塑形轉角大于0.035 rad，滿足相關規(guī)范的要求.節(jié)點在單調(diào)荷載作用下表現(xiàn)出較強的塑形轉動能力，該節(jié)點屬于可用于抗震區(qū)、具有很好的延性性能的節(jié)點.