劉學(xué)春，IM MYONG HAK，陳學(xué)森，余少樂(lè)，潘鈞俊

(1 北京工業(yè)大學(xué)，北京市高層和大跨度預(yù)應(yīng)力鋼結(jié)構(gòu)工程技術(shù)研究中心， 北京 100124； 2 中國(guó)建筑第八工程局有限公司， 上海 200135)

0 引言

鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)在抗震設(shè)計(jì)中至關(guān)重要,其在地震作用下可能遭受局部破壞[1]。1994年美國(guó)北嶺地震[2]和1995年日本阪神地震[3]中，鋼結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了很多局部破壞現(xiàn)象，一些梁柱節(jié)點(diǎn)發(fā)生脆性破壞，如焊縫處斷裂，影響了整個(gè)結(jié)構(gòu)的抗震性能。為了減少傳統(tǒng)螺栓焊接節(jié)點(diǎn)的脆性破壞，許多學(xué)者對(duì)這些梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了研究，提出了多種具有良好抗震性能的新型節(jié)點(diǎn)[4-6]。近年來(lái)，由于鋼結(jié)構(gòu)加工方便、施工迅速、屈服機(jī)制靈活、延性性能好的優(yōu)點(diǎn)，鋼結(jié)構(gòu)的發(fā)展越來(lái)越快，同時(shí)螺栓連接在施工現(xiàn)場(chǎng)的應(yīng)用也越來(lái)越廣泛。李啟才等[7]研究了帶懸臂梁梁柱連接節(jié)點(diǎn)的性能，結(jié)果表明，螺栓連接節(jié)點(diǎn)的延性優(yōu)于焊接節(jié)點(diǎn)的延性，滑移屈曲和法蘭屈曲有利于提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力。王湛等[8]研究了帶懸臂梁段連接的梁柱節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，建立了節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度模型。張愛林等[9]研究了帶Z字形懸臂梁端梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，提出了彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系模型和節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化計(jì)算公式。

采用外部加勁措施代替柱內(nèi)隔板，可降低施工難度，提高安裝效率。陳志華等[10]對(duì)內(nèi)隔板節(jié)點(diǎn)和外肋環(huán)板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了研究，推導(dǎo)了節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度計(jì)算公式，所提出的公式能夠準(zhǔn)確地評(píng)價(jià)板區(qū)的抗剪強(qiáng)度。喬崎云等[11]對(duì)外環(huán)板式高低梁-方鋼管柱節(jié)點(diǎn)的彈塑性剪切承載力進(jìn)行了研究，提出了節(jié)點(diǎn)的彈塑性剪切承載力計(jì)算方法。劉學(xué)春等[12-14]提出了多種模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系，并對(duì)體系中的螺栓節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了大量研究。研究表明，各種節(jié)點(diǎn)均具有良好的延性性能和耗能能力，可通過(guò)翼緣與蓋板之間的滑動(dòng)耗能，抗震性能優(yōu)良。異形鋼柱具有避免室內(nèi)暴露、提高柱弱軸向受力性能等優(yōu)點(diǎn)，具有良好的發(fā)展前景。然而，對(duì)異形鋼柱節(jié)點(diǎn)的相關(guān)研究還不多見。張愛林等[15]研究了T形截面異形鋼柱與鋼梁節(jié)點(diǎn)的抗震性能，研究結(jié)果表明，節(jié)點(diǎn)具有良好的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力、延性性能和耗能能力。

在本文提出一個(gè)Z字形梁柱連接節(jié)點(diǎn)，由一個(gè)帶Z字形懸臂梁的L形鋼管混凝土柱和一個(gè)H型鋼梁組成。對(duì)兩組試件，即無(wú)加勁肋的CFSC-NS組節(jié)點(diǎn)試件和帶梁翼緣加勁肋的CFSC-S組節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行試驗(yàn)分析。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)了3個(gè)無(wú)加勁肋的CFSC-NS組節(jié)點(diǎn)試件和3個(gè)帶梁翼緣加勁肋的CFSC-S組節(jié)點(diǎn)試件，各試件參數(shù)設(shè)計(jì)如表1所示。梁柱連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造見圖1，L形鋼管混凝土柱截面尺寸如圖2所示，內(nèi)部澆筑強(qiáng)度等級(jí)為C40的自密實(shí)混凝土；H型鋼梁截面為H194×150×6×9；懸臂梁段采用焊接工字形鋼，截面尺寸為197×150×6×12；垂直加勁肋、上下部翼緣加勁肋及腹板處拼接板等組件尺寸見圖2，所有鋼材的牌號(hào)均為Q345B。L形鋼管混凝土柱取上下層反彎點(diǎn)之間的距離，長(zhǎng)度3 300mm；H型鋼梁取半跨，長(zhǎng)度1 950mm；采用10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓，螺栓孔為標(biāo)準(zhǔn)孔，直徑22mm。按與鋼梁等強(qiáng)原則設(shè)計(jì)兩個(gè)基準(zhǔn)試件的螺栓數(shù)目，試件詳圖如圖2所示。

圖1 梁柱連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造示意

圖2 試件幾何尺寸及構(gòu)造

試件參數(shù) 表1

1.2 材料性能測(cè)試

按照《金屬材料 拉伸試驗(yàn)第一部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)[16]的規(guī)定，制作與試件同一批次的鋼板材性試件和混凝土立方體抗壓試件，鋼材的材料參數(shù)如表2所示。試件螺栓采用M20 S10.9級(jí)高強(qiáng)螺栓。

鋼材材料參數(shù) 表2

1.3 試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)加載示意及裝置如圖3所示。柱兩端鉸接，柱頂通過(guò)液壓千斤頂施加1 000kN的恒定軸壓力；梁端通過(guò)液壓伺服系統(tǒng)施加水平低周往復(fù)荷載。在試件的柱端和梁端附近施加側(cè)向約束，以限制試件的側(cè)向屈曲變形。

圖3 試驗(yàn)加載示意及裝置圖

本節(jié)試驗(yàn)采用美國(guó)規(guī)范 AISC/ANSI 341-10[17]中的層間位移角控制加載方式，加載制度如圖4所示。當(dāng)梁端荷載下降到峰值荷載的85%以下時(shí)停止加載，終止試驗(yàn)。

圖4 加載制度

1.4 應(yīng)變片及位移計(jì)布置

應(yīng)變片布置見圖5。位移計(jì)布置見圖6。在鋼梁和懸臂梁段的翼緣和腹板、拼接板、上下部翼緣加勁肋、垂直加勁肋等部件上布置應(yīng)變片，以測(cè)量拼接區(qū)域的板件以及節(jié)點(diǎn)應(yīng)力較大部位的應(yīng)變，編號(hào)S代表測(cè)量上下部翼緣加勁肋、垂直加勁肋和腹板處拼接板處應(yīng)變的應(yīng)變片，編號(hào)C代表測(cè)量懸臂梁段應(yīng)變的應(yīng)變片，編號(hào)B代表測(cè)量鋼梁應(yīng)變的應(yīng)變片。

圖5 應(yīng)變片布置圖

圖6 位移計(jì)布置圖

CFSC-NS組試件試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞過(guò)程 表3

在加載位置布置位移計(jì)W1，以測(cè)量梁端位移；在拼接區(qū)相對(duì)滑移的板件上布置位移計(jì)W2和位移計(jì)W3，以測(cè)量拼接區(qū)梁上下翼緣的相對(duì)水平滑移量。因本文研究重點(diǎn)是拼接區(qū)抗震性能。因?yàn)樵嚰摴芑炷林膭偠认啾蠕摿簞偠却?，故沒有在鋼柱上布置測(cè)點(diǎn)。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

2.1 CFSC-NS組試件

表3為CFSC-NS組試件的試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞過(guò)程的描述。從表3中可以看出，CFSC-NS組試件的主要破壞特征為鋼梁上翼緣局部屈曲，鋼梁上翼緣在最外排螺栓孔處或鋼梁與拼接板連接處開裂(圖7(b))。CFSC-NS2在懸臂梁段腹板與下翼緣處的焊縫發(fā)生開裂(圖7(c))，是因?yàn)樵撛嚰丛O(shè)腹板、拼接板傳遞剪力，導(dǎo)致懸臂梁段和鋼梁翼緣同時(shí)受到拉壓和剪力的復(fù)合作用，焊縫受力過(guò)大被拉斷。

圖7 CFSC-NS組試件破壞形式

CFSC-NS2和CFSC-NS3的破壞早于CFSC-NS1，這說(shuō)明還是腹板處拼接連接能夠有效地傳遞拼接區(qū)的剪力和部分彎矩，延緩試件的破壞，而僅靠拼接區(qū)疊放翼緣方式傳遞彎矩和剪力，效果不理想。CFSC-NS3的破壞早于CFSC-NS2，是因?yàn)槁菟〝?shù)量少的試件，在相同位移加載下，外荷載小，螺栓和板件間的承壓力較小。

2.2 CFSC-S組試件

CFSC-S組試件試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞過(guò)程見表4，試件破壞形式見圖8。

圖8 CFSC-S 組試件破壞形式

CFSC-S組試件試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞過(guò)程 表4

分析CFSC-S組試件的試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形式可知，CFSC-S組試件主要破壞特征為靠近節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼梁上下翼緣發(fā)生較大局部屈曲變形；CFSC-S1和CFSC-S2在鋼梁下翼緣最外排螺栓孔處和相應(yīng)位置腹板處開裂(圖8(a),(b))，CFSC-S3沒有開裂，只有上下部翼緣加勁肋與柱焊接處柱表面出現(xiàn)起皮、稍微鼓起現(xiàn)象(圖8(c))。CFSC-S2的破壞早于CFSC-S1，說(shuō)明增大翼緣加勁肋的厚度導(dǎo)致拼接區(qū)過(guò)強(qiáng)，加速鋼梁破壞。焊接垂直加勁肋能夠有效地保護(hù)柱子，避免“強(qiáng)梁弱柱”的發(fā)生。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

圖9為試件荷載-位移滯回曲線，由圖9可知，由于滑移的影響，荷載-位移滯回曲線中間有平滑段，試件可以通過(guò)滑移耗能，從而提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能。CFSC-NS組試件中，CFSC-NS1的峰值荷載明顯高于沒有腹板處拼接板的CFSC-NS2，這是因?yàn)闆]有腹板處拼接板的節(jié)點(diǎn)翼緣承擔(dān)拼接區(qū)剪力引起的附加彎矩，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)過(guò)早地破壞，極限承載力也低；隨著翼緣高強(qiáng)螺栓數(shù)量的增加，正向峰值荷載稍微提高，負(fù)向峰值荷載稍微降低，翼緣高強(qiáng)螺栓的增加并沒有改變這一情況。CFSC-S組試件中，隨著上下部翼緣加勁肋厚度的增加，峰值荷載變化不大，這是因?yàn)樯舷虏恳砭壖觿爬咻^厚，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)極限承載力的變化幅度較小，所以翼緣加勁肋厚度到一定值后，改變厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響較?。挥写怪奔觿爬叩腃FSC-S1的峰值荷載稍微高于沒有垂直加勁肋的CFSC-S3，這是因?yàn)榇怪奔觿爬呖梢约訌?qiáng)節(jié)點(diǎn)域，從而提高節(jié)點(diǎn)極限承載力。對(duì)比兩組試件，有翼緣加勁肋、無(wú)腹板處拼接板的CFSC-S1的峰值荷載明顯高于沒有上下部翼緣加勁肋、有腹板處拼接板的CFSC-NS1。這說(shuō)明上下翼緣加勁肋能夠替代腹板處拼接板的連接。

圖9 試件荷載-位移滯回曲線

3.2 性能指標(biāo)

滑移荷載Ps、滑移位移Δs為試件開始出現(xiàn)明顯滑移時(shí)的荷載和位移，利用骨架曲線，通過(guò)通用屈服彎矩法確定屈服荷載Py、屈服位移Δy，峰值荷載Pu為加載過(guò)程中極限荷載，極限位移Δu為荷載下降到85%峰值荷載時(shí)的位移。延性系數(shù)μ=Δu/min{Δs，Δy}，層間位移角θu=Δu/L，L為梁端加載點(diǎn)到柱中心線間的距離，取1 950mm。各試件的性能指標(biāo)見表5。由表5可知，CFSC-NS組試件中，正向荷載加載時(shí)，CFSC-NS1的極限荷載與屈服荷載相比于CFSC-NS2分別提升了33.86%，68.83%，腹板處拼接板能夠提高節(jié)點(diǎn)的承載能力。CFSC-NS3的滑移荷載比CFSC-NS2提升了19%，增加翼緣高強(qiáng)螺栓數(shù)量能夠提高節(jié)點(diǎn)的滑移荷載，延性系數(shù)稍微降低。CFSC-S組試件中，上下部翼緣加勁肋厚度對(duì)承載能力和延性性能的影響較小，垂直加勁肋可以提高節(jié)點(diǎn)的承載能力。對(duì)比兩組試件，上下部翼緣加勁肋能夠提高節(jié)點(diǎn)的承載能力，有效地傳遞拼接區(qū)的剪力，可以替代腹板的連接。各試件延性系數(shù)均大于4，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能。各試件層間位移角θu均大于0.04，滿足最低抗震性能限值要求[18]，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)具有良好的延性。

主要性能指標(biāo) 表5

3.3 耗能能力

圖10 前8級(jí)加載的耗能能量

圖11 荷載-位移曲線示意圖

試件，說(shuō)明增加翼緣處加勁肋對(duì)試件的耗能能力有大幅度的提升；CFSC-S1與CFSC-S2相比，增加翼緣處加勁肋厚度的CFSC-S2過(guò)早破壞，總耗能比CFSC-S1降低了26.2%；CFSC-S1與CFSC-S3相比，去掉垂直加勁肋，對(duì)試件的耗能能力影響不大。由表6可知，每個(gè)試件的能量耗散系數(shù)均隨著荷載的增加而增大，說(shuō)明各試件在加載過(guò)程中耗能能力逐漸提高；帶翼緣加勁肋試件加載到梁端位移39mm后，能量耗散系數(shù)均超過(guò)1，帶翼緣加勁肋試件具有良好的耗能能力。

試件能量耗散指標(biāo) 表6

3.4 應(yīng)變分析

如圖12所示，圖中水平虛線表示Q345B鋼材的屈服應(yīng)變?chǔ)舮(±1.92×10-3)。由圖12可知，在梁端位移達(dá)到58.5mm之前，大部分測(cè)點(diǎn)均未超過(guò)屈服應(yīng)變；梁端位移58.5mm后CFSC-NS組試件滑移階段懸臂梁段根部焊縫處四角開始屈服；彈塑性階段懸臂梁段根部焊縫處與翼緣、腹板處屈服區(qū)域進(jìn)一步變大。最后，鋼梁上翼緣在最外排螺栓孔處全截面達(dá)到極限應(yīng)變。CFSC-NS2和CFSC-NS3同CFSC-NS1類似，CFSC-NS1，CFSC-NS3鋼梁上翼緣最外排螺栓孔處開裂。CFSC-S1滑移階段鋼梁上翼緣在上部翼緣加勁肋最外側(cè)開始屈服，鋼梁翼緣和腹板在拼接區(qū)外側(cè)屈服區(qū)域變大，上部翼緣加勁肋與鋼梁上翼緣焊接處最外側(cè)與柱子焊接處屈服區(qū)域變大，下部翼緣加勁肋與柱子焊接處、懸臂梁段下翼緣在垂直加勁肋最外側(cè)位置開始屈服。最后，鋼梁下翼緣在最外排螺栓孔處全截面達(dá)到極限應(yīng)變，相應(yīng)截面腹板處大部分位置達(dá)到極限應(yīng)變。CFSC-S2破壞模式與CFSC-S1類似，CFSC-S3在上下部翼緣加勁肋外側(cè)位置應(yīng)變較高，試驗(yàn)中CFSC-S1和CFSC-S2鋼梁在下翼緣最外排螺栓孔處和相應(yīng)位置腹板處開裂。

圖12 試件應(yīng)變變化曲線

3.5 剛度退化

采用割線剛度表征節(jié)點(diǎn)試件在低周往復(fù)加載過(guò)程中的剛度退化，按照《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[19]的計(jì)算方法得到的各試件的割線剛度Km與位移關(guān)系曲線如圖13所示。剛度退化的主要原因是由板件滑移與試件部分截面的塑性發(fā)展以及破壞位置的損傷累積。由圖可見，各加載初期試件處于彈性階段，試件進(jìn)入滑移階段后，剛度退化明顯加快；試件進(jìn)入強(qiáng)化階段后剛度退化速度減緩。CFSC-NS組試件的剛度退化明顯低于CFSC-S組試件，說(shuō)明有翼緣處加勁肋的CFSC-S組試件節(jié)點(diǎn)具有更高的連接剛度。

圖13 剛度退化曲線

4 結(jié)論

(1)試驗(yàn)中各節(jié)點(diǎn)發(fā)展了彈性階段、滑移階段、承載力強(qiáng)化階段和承載力退化階段，各試件延性系數(shù)均大于4，各節(jié)點(diǎn)具有良好的延性能力。

(2)沒有設(shè)置加勁肋的節(jié)點(diǎn)中，腹板處拼接板能夠提高節(jié)點(diǎn)的屈服荷載和峰值荷載；增加翼緣高強(qiáng)螺栓數(shù)量，能夠提高節(jié)點(diǎn)的滑移荷載，但是延性性能有所降低。

(3)設(shè)置翼緣加勁肋的節(jié)點(diǎn)中，垂直加勁肋可以提高節(jié)點(diǎn)的屈服荷載和峰值荷載；增加翼緣高強(qiáng)螺栓數(shù)量，能夠提高節(jié)點(diǎn)的承載能力，但是延性性能有所降低；上下部翼緣加勁肋厚度、腹板處有無(wú)拼接板和隔板對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響較小。

(4)沒有加勁肋的節(jié)點(diǎn)梁翼緣螺栓孔處破壞較嚴(yán)重；加加勁肋后，梁翼緣螺栓預(yù)緊力破壞減??；增加加勁肋高度，對(duì)于梁翼緣螺栓預(yù)緊力的變化趨勢(shì)影響較小。