李幗昌 姬達(dá)倉(cāng) 邱增美

(沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院， 沈陽(yáng) 110168)

裝配式建筑作為一種具有全壽命周期意義的綠色建筑，在保證結(jié)構(gòu)體系具有良好的性能基礎(chǔ)上，能夠?qū)崿F(xiàn)結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)、資源合理化分配和構(gòu)件機(jī)械化安裝[1]。

近年來(lái)，碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(CFRP)因其彈性好、適合工業(yè)化、熱膨脹系數(shù)小等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于新建結(jié)構(gòu)的加固和組合結(jié)構(gòu)當(dāng)中。李幗昌將工字形CFRP內(nèi)置于鋼管混凝土柱中，提出一種新型組合構(gòu)件，并對(duì)其力學(xué)性能進(jìn)行大量研究，提出了構(gòu)件的承載力計(jì)算方程以及實(shí)用設(shè)計(jì)方法[2-4]。目前，對(duì)此類組合結(jié)構(gòu)的研究主要停留在構(gòu)件層次，尚無(wú)內(nèi)置工字形CFRP型材梁柱節(jié)點(diǎn)的研究。

在高層建筑中，梁柱節(jié)點(diǎn)作為重要的傳力部位，其力學(xué)性能和構(gòu)造措施一直是國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的重點(diǎn)。國(guó)內(nèi)外歷次災(zāi)后調(diào)查報(bào)告顯示：傳統(tǒng)的栓焊混合連接沒(méi)有出現(xiàn)預(yù)期的塑性鉸破壞，而是在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)焊縫脆性斷裂現(xiàn)象[5]。為解決上述問(wèn)題，專家學(xué)者們提出多種梁柱節(jié)點(diǎn)形式，按構(gòu)造可分為：套筒式節(jié)點(diǎn)[6]、連接轉(zhuǎn)換件節(jié)點(diǎn)[7]、單邊螺栓節(jié)點(diǎn)[8]和外伸短梁節(jié)點(diǎn)[9]等。楊松森等提出一種外套筒外伸端板連接節(jié)點(diǎn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：外套筒能增加節(jié)點(diǎn)域柱壁剛度，節(jié)點(diǎn)裝配化程度高，但對(duì)拉螺栓的“對(duì)拉效應(yīng)”降低了節(jié)點(diǎn)的耗能能力[6]。王修軍等對(duì)外環(huán)板高強(qiáng)螺栓連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：此類節(jié)點(diǎn)傳力可靠，延性較好，破壞模態(tài)為梁端產(chǎn)生塑性鉸[10]。陳學(xué)森等對(duì)側(cè)面開(kāi)窗、正面開(kāi)窗和中間截?cái)嗟姆戒摴苤馍於税骞?jié)點(diǎn)展開(kāi)試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：采用3種不同制作工藝的節(jié)點(diǎn)變形能力較強(qiáng)，其抗震性能均滿足要求，但節(jié)點(diǎn)變形較大時(shí)，存在補(bǔ)窗焊縫開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)[11]。Goswami等提出一種斜肋板式加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)，通過(guò)對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)：相較于內(nèi)隔板節(jié)點(diǎn)，新型節(jié)點(diǎn)斜肋板的設(shè)置能降低方鋼管柱上的應(yīng)力，使塑性鉸外移[12]。Ye等提出兩種螺栓連接式隔板貫通式節(jié)點(diǎn)，試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：橫向和豎向貫通隔板的設(shè)置使塑性鉸外移至梁端，實(shí)現(xiàn)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)，但鋼管內(nèi)部設(shè)置隔板會(huì)影響混凝土的澆筑[13]。Cao等提出一種下貫上環(huán)式節(jié)點(diǎn)，試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：試件失效模式均為梁端形成塑性鉸，滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)原則[14]。綜上所述，外環(huán)板連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造簡(jiǎn)單，力學(xué)性能優(yōu)越，能使塑性鉸有效外移，保護(hù)梁端焊縫。但環(huán)板中部開(kāi)口尺寸與鋼管截面尺寸匹配較難，且現(xiàn)場(chǎng)施工安裝精度要求高。

基于上述研究現(xiàn)狀，本文提出一種內(nèi)置工字形CFRP型材方鋼管混凝土柱-鋼梁外環(huán)蓋板節(jié)點(diǎn)。新型外環(huán)蓋板節(jié)點(diǎn)解決了單邊螺栓節(jié)點(diǎn)在鋼管側(cè)壁開(kāi)孔對(duì)節(jié)點(diǎn)域造成削弱的問(wèn)題，節(jié)點(diǎn)域剛度大；避免了全螺栓連接節(jié)點(diǎn)由于螺栓滑移而造成的滯回曲線捏縮問(wèn)題，耗能性能優(yōu)越；解決了套筒式節(jié)點(diǎn)因套筒與鋼管之間存在縫隙而引起的安裝精度問(wèn)題，施工方便，裝配化程度高。為研究新型外環(huán)蓋板節(jié)點(diǎn)的抗震性能，本文基于非線性分析軟件ABAQUS，對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬，并通過(guò)參數(shù)分析進(jìn)一步探究蓋板厚度、蓋板寬度、鋼管徑厚比和CFRP配置率對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，以期給出該類型節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)建議。

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造與設(shè)計(jì)

1.1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

新型外環(huán)蓋板式節(jié)點(diǎn)的整體構(gòu)造如圖1所示，鋼梁與鋼管柱通過(guò)可拆卸式外環(huán)蓋板連接而成。外環(huán)蓋板由蓋板和角鋼通過(guò)高強(qiáng)螺栓組裝而成，蓋板和角鋼通過(guò)角焊縫與鋼管壁進(jìn)行連接。新型節(jié)點(diǎn)在具有良好力學(xué)性能的同時(shí)，解決了普通外環(huán)板節(jié)點(diǎn)在進(jìn)行環(huán)板安裝時(shí)因環(huán)板開(kāi)口尺寸過(guò)小而無(wú)法進(jìn)入鋼管中部以及尺寸過(guò)大造成的安裝不便等問(wèn)題，實(shí)現(xiàn)了可拆卸式連接，具體安裝流程如圖2所示。其中，鋼梁翼緣與蓋板采用三面圍焊的角焊縫進(jìn)行連接、鋼梁腹板與鋼管壁通過(guò)豎向焊縫進(jìn)行連接。

圖1 外環(huán)蓋板式節(jié)點(diǎn)構(gòu)造Fig.1 Structure of outer-ring cover plate joint

圖2 安裝流程Fig.2 Installation flow

1.2 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)原理

節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)原理如圖3所示，梁端外荷載在鋼梁某點(diǎn)處產(chǎn)生的彎矩M與該點(diǎn)到梁端的距離呈正相關(guān)。若鋼梁截面無(wú)變化，則鋼梁抗彎承載力Mu不變，原塑性鉸應(yīng)產(chǎn)生在M/Mu值的最大處，即節(jié)點(diǎn)核心區(qū)。通過(guò)設(shè)置外環(huán)蓋板，對(duì)鋼梁進(jìn)行加強(qiáng)，則蓋板處鋼梁抗彎承載力Mu得以顯著提高，從而降低M/Mu的比值，使得塑性鉸由節(jié)點(diǎn)核心區(qū)轉(zhuǎn)移至梁端，實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移。

圖3 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)原理Fig.3 Joint design schematic diagram

1.3 試件尺寸設(shè)計(jì)

基于規(guī)范[15-17]以蓋板厚度、蓋板寬度、鋼管徑厚比和CFRP配置率為參數(shù)共設(shè)計(jì)13個(gè)數(shù)值模型，具體參數(shù)見(jiàn)表1。其中，選取SJ-1作為典型試件進(jìn)行分析，具體尺寸如圖4所示：方鋼管柱高3 000 mm，截面尺寸為300 mm×300 mm×10 mm；鋼梁長(zhǎng)度為1 500 mm，截面尺寸為HN400 mm×200 mm×8 mm×13 mm；工字形CFRP長(zhǎng)度為3 000 mm，截面尺寸為120 mm×100 mm×12 mm×12 mm；角鋼長(zhǎng)度為1 020 mm，截面尺寸為L(zhǎng)110×10；蓋板厚度為10 mm，截面尺寸為360 mm×520 mm；高強(qiáng)螺栓螺桿長(zhǎng)20 mm，直徑為22 mm，螺帽厚度為12 mm，直徑為44 mm，螺孔為標(biāo)準(zhǔn)圓孔，直徑為24 mm。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

a—整體； b—正視； c—俯視； d—側(cè)視。圖4 試件SJ-1三視圖 mmFig.4 Three views of specimen SJ-1

2 有限元模型建立

2.1 材料本構(gòu)關(guān)系

混凝土本構(gòu)關(guān)系采用考慮鋼管約束效應(yīng)的鋼管混凝土模型，鋼材本構(gòu)關(guān)系采用五段線模型[18]。螺栓采用10.9級(jí)M22摩擦型高強(qiáng)螺栓，預(yù)緊力為190 kN?；炷翉?qiáng)度等級(jí)為C60，鋼管強(qiáng)度等級(jí)為Q460，角鋼、蓋板和鋼梁強(qiáng)度等級(jí)為Q355。CFRP型材采用層合板方式建模，根據(jù)Tsai-Wu失效準(zhǔn)則來(lái)判斷單元失效及剛度退化。

2.2 建?；拘畔?/h3>

模型各部件之間的界面模型如圖5所示，其中，根據(jù)接觸面類型的不同，摩擦系數(shù)取值不同：參考現(xiàn)有研究成果，鋼管與混凝土摩擦系數(shù)取0.6[18]；螺帽與鋼板之間采用噴砂處理，摩擦系數(shù)取0.45[15]。在梁端荷載作用下，螺桿與孔壁發(fā)生擠壓與分離，因此法向采用硬接觸。CFRP型材與混凝土界面無(wú)滑移，故采用綁定(Tie)約束。蓋板、角鋼、鋼梁和鋼管柱之間采用綁定(Tie)約束來(lái)模擬焊縫連接。

圖5 各部件界面模型示意Fig.5 Schematic diagrams of interface model of each component

工字形CFRP型材采用連續(xù)殼單元(SC8R)，其余各部件均采用三維實(shí)體單元(C3D8R)，其中螺栓非本文研究重點(diǎn)，采用簡(jiǎn)化建模方式，建立忽略螺紋結(jié)構(gòu)的三維實(shí)體模型。節(jié)點(diǎn)模型選自平面框架中“十字形”中柱節(jié)點(diǎn)，柱頂和柱底選自上下柱的反彎點(diǎn)處，因此采用固定較約束。其中，柱頂還需釋放Z向位移，便于施加軸壓比為0.2的軸向荷載。梁端限制Y方向位移，防止發(fā)生平面外的失穩(wěn)。具體邊界條件和網(wǎng)格劃分如圖6所示。

圖6 邊界條件和網(wǎng)格劃分Fig.6 Boundary conditions and meshing

本文節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)為梁端塑性鉸破壞，因此采用梁端加載的加載方式有利于研究節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能。加載制度采用規(guī)范[19]推薦的變層間位移角的位移加載方式，層間位移角與梁端位移的轉(zhuǎn)化公式為：θ=Δ/Lb，θ為層間位移角，Δ為梁端豎向位移，Lb為梁長(zhǎng)，具體加載制度如圖7所示。

圖7 加載制度Fig.7 Loading system

2.3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述有限元建模方法的準(zhǔn)確性，基于已有試驗(yàn)報(bào)道[2，20]，對(duì)試件JD-1、AS-8進(jìn)行模型復(fù)現(xiàn)，結(jié)果如圖8～10所示。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)：兩者破壞模態(tài)相似，曲線吻合較好，因此本文采用的有限元建模方法能較好地模擬此類節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能。

圖8 JD-1破壞模態(tài)Fig.8 JD-1 failure mode

圖9 JD-1滯回曲線Fig.9 Hysteresis curves of JD-1

圖10 AS-8荷載位移曲線Fig.10 Load-displacement curves of AS-8

3 有限元分析結(jié)果

3.1 傳力機(jī)理

3.1.1拉(壓)力傳遞路徑

圖11為各部件沿X軸方向的應(yīng)力分布矢量，由圖可得：地震作用下，鋼梁端部產(chǎn)生的彎矩轉(zhuǎn)化為上下翼緣的拉(壓)力向節(jié)點(diǎn)核心區(qū)進(jìn)行傳遞：一部分由鋼梁翼緣經(jīng)鋼管壁傳遞至核心混凝土，另一部分通過(guò)焊縫傳遞至蓋板；傳遞至蓋板處時(shí)，拉(壓)力分為兩部分繼續(xù)傳遞：一部分由蓋板直接傳遞至鋼管壁，進(jìn)而傳遞至核心混凝土，另一部分通過(guò)高強(qiáng)螺栓傳遞至角鋼，由角鋼直接傳遞至對(duì)側(cè)鋼梁。

a—鋼管； b—蓋板； c—鋼梁； d—角鋼。圖11 各部件S11應(yīng)力分布矢量 MPaFig.11 S11 stress distribution vector diagrams of each component

3.1.2剪力傳遞路徑

圖12為各部件沿Z軸方向應(yīng)力分布矢量，由圖可得：作用在梁端的剪力主要沿著鋼梁腹板向節(jié)點(diǎn)核心區(qū)傳遞，傳遞至蓋板處時(shí)，經(jīng)由蓋板與鋼管連接焊縫傳遞至鋼管，進(jìn)而向柱頂和柱底傳遞。

a—鋼梁； b—蓋板； c—鋼管。圖12 各部件S33應(yīng)力分布矢量 MPaFig.12 S33 stress distribution vector diagrams of each component

綜上，新型外環(huán)蓋板式節(jié)點(diǎn)傳力路徑如圖13所示。

M為梁端彎矩，N為翼緣壓力，T為翼緣拉力，V為腹板剪力。圖13 節(jié)點(diǎn)傳力路徑Fig.13 Force transfer path of the joint

3.2 屈服機(jī)制

圖14為鋼梁塑性鉸區(qū)10個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變-位移曲線，由圖可得：當(dāng)梁端加載位移達(dá)到節(jié)點(diǎn)屈服位移33 mm時(shí)，鋼梁上翼緣中部測(cè)點(diǎn)YN2、YN3和下翼緣中部測(cè)點(diǎn)YN6、YN7率先達(dá)到鋼材屈服應(yīng)變，鋼梁翼緣中部首先進(jìn)入屈服。隨著梁端荷載增加，鋼梁上翼緣兩側(cè)測(cè)點(diǎn)YN5、YN8和下翼緣兩側(cè)測(cè)點(diǎn)YN1、YN4相繼達(dá)到屈服應(yīng)變，屈服區(qū)域由翼緣中部向兩側(cè)擴(kuò)展，繼而腹板測(cè)點(diǎn)FN1、FN2達(dá)到屈服，屈服區(qū)域由翼緣擴(kuò)展至鋼梁腹板，最終鋼梁全截面屈服。

圖14 各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化曲線Fig.14 Strain curves of each measuring point

3.3 破壞模態(tài)

圖15為節(jié)點(diǎn)在往復(fù)荷載作用下Mises應(yīng)力云圖和等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。由圖可得：蓋板加強(qiáng)區(qū)邊緣處應(yīng)力較大，翼緣和腹板屈曲變形嚴(yán)重，等效塑性應(yīng)變分布較為集中，塑性鉸在此處形成，達(dá)到預(yù)期設(shè)計(jì)目的。圖16為混凝土約束區(qū)域劃分示意，由圖可得：節(jié)點(diǎn)核心區(qū)發(fā)生鼓曲變形，主要由于工字形CFRP改變了核心混凝土應(yīng)力分布，對(duì)核心區(qū)混凝土產(chǎn)生二次約束，強(qiáng)約束區(qū)混凝土變形受到限制，弱約束區(qū)混凝土變形較大，因而對(duì)鋼管壁產(chǎn)生擠壓作用，鋼管壁向外鼓曲變形。

a—節(jié)點(diǎn)Mises應(yīng)力云圖; b—節(jié)點(diǎn)PEEQ云圖。圖15 試件SJ-1破壞模態(tài) MPaFig.15 Failure modes of specimen SJ-1

a—節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鋼管破壞模態(tài); b—混凝土橫截面應(yīng)力分布。圖16 約束區(qū)域劃分 MPaFig.16 Constraint region division

3.4 滯回曲線和骨架曲線

圖17是試件SJ-1的滯回曲線，由圖可得：節(jié)點(diǎn)滯回曲線飽滿呈梭形，正負(fù)向?qū)ΨQ，耗能能力較強(qiáng)。節(jié)點(diǎn)屈服之前，曲線呈線性發(fā)展，卸載后無(wú)塑性變形累積，滯回曲線近似呈線形；節(jié)點(diǎn)屈服之后，鋼梁翼緣開(kāi)始產(chǎn)生輕微屈曲，卸載后有塑性變形累積，滯回曲線由線形變?yōu)闂l狀，節(jié)點(diǎn)耗能能力有所增加；峰值荷載過(guò)后，鋼梁翼緣屈曲加劇，承載力開(kāi)始下降，殘余變形急劇增加，滯回環(huán)呈飽滿的梭形，耗能能力較強(qiáng)。我國(guó)GB 50010—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]規(guī)定：多高層鋼結(jié)構(gòu)房屋在罕遇地震下彈塑性層間位移角應(yīng)小于0.02 rad，如圖17中紅線所示?？梢园l(fā)現(xiàn)：層間位移角在達(dá)到0.02 rad的限值時(shí)，節(jié)點(diǎn)承載力尚未達(dá)到最大值，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)具有較高的強(qiáng)度儲(chǔ)備，且節(jié)點(diǎn)極限轉(zhuǎn)角為0.054 rad，滿足美國(guó)AISC抗震規(guī)范[19]中對(duì)于節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角不小于0.03 rad的延性要求。

圖17 SJ-1滯回曲線Fig.17 Hysteresis curves of SJ-1

圖18為節(jié)點(diǎn)的骨架曲線，將骨架曲線分為彈性階段(OA)、彈塑性階段(AB)和破壞階段(BC)。

圖18 SJ-1骨架曲線Fig.18 Skeleton curves of SJ-1

彈性階段(OA)：此階段各部件發(fā)生彈性變形，卸載后無(wú)殘余變形累積，曲線正負(fù)向剛度對(duì)稱，呈線性發(fā)展。

彈塑性階段(AB)：此階段各部件開(kāi)始產(chǎn)生塑性變形，卸載后的殘余變形逐漸增大，曲線呈非線性發(fā)展。隨著梁端位移進(jìn)一步增加，蓋板加強(qiáng)區(qū)邊緣處以及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鋼管壁出現(xiàn)塑性應(yīng)變，并逐漸擴(kuò)大，且蓋板加強(qiáng)區(qū)邊緣處鋼梁上下翼緣開(kāi)始出現(xiàn)輕微屈曲。B點(diǎn)時(shí)，蓋板加強(qiáng)區(qū)邊緣處塑性應(yīng)變區(qū)域面積達(dá)到最大，承載力達(dá)到峰值，塑性鉸初步形成。

破壞階段(BC)：B點(diǎn)過(guò)后，隨著梁端位移繼續(xù)增加，鋼梁上下翼緣屈曲變形加劇，等效塑性應(yīng)變區(qū)域進(jìn)一步增大，曲線出現(xiàn)負(fù)斜率，鋼梁承載力呈下降趨勢(shì)，下降至峰值荷載的85%時(shí)，定義節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞。

3.5 耗能能力

圖19為節(jié)點(diǎn)等效黏滯阻尼系數(shù)變化關(guān)系曲線，由圖可得：節(jié)點(diǎn)屈服之前，各部件發(fā)生彈性變形，滯回環(huán)近似呈線形，等效黏滯阻尼系數(shù)在0.1以內(nèi)，且增長(zhǎng)較慢，耗能能力較弱；節(jié)點(diǎn)屈服之后，各部件進(jìn)入彈塑性階段，卸載后有塑性變形累積，滯回環(huán)由線形變至飽滿的梭形，鋼梁塑性鉸區(qū)域逐漸擴(kuò)展，通過(guò)鋼梁翼緣和腹板的屈曲變形進(jìn)行耗能，等效黏滯阻尼系數(shù)增長(zhǎng)較快，節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，等效黏滯阻尼系數(shù)增長(zhǎng)至0.37。

圖19 SJ-1等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.19 Equivalent viscous damping coefficients of SJ-1

3.6 剛度劃分

本文采用歐洲規(guī)范EC3[21]對(duì)新型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行剛度劃分，具體劃分方法見(jiàn)表2。結(jié)果表明：新型節(jié)點(diǎn)既能承擔(dān)一定的彎矩，又可發(fā)生一定的轉(zhuǎn)動(dòng)，屬于半剛性連接。其中，節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度計(jì)算式[21]為：

表2 節(jié)點(diǎn)剛度劃分Table 2 Joint stiffness division

(1)

式中：Me為M-θ曲線彈性段彎矩；θe為彈性段彎矩對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角。

4 影響參數(shù)分析

4.1 蓋板厚度

圖20為Tp組各試件破壞模態(tài)，由圖可得：隨著蓋板厚度的增加，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)處應(yīng)力和變形均有所減小，塑性鉸逐漸遠(yuǎn)離節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，范圍逐漸擴(kuò)大，破壞更容易產(chǎn)生在梁端。

a—SJ-1； b—SJ-2； c—SJ-3； d—SJ-4。圖20 Tp組試件應(yīng)力云圖 MPaFig.20 Stress nephogram of group Tp specimens

圖21～22為Tp組各試件骨架曲線和峰值荷載對(duì)比?？梢园l(fā)現(xiàn)：各試件的骨架曲線走勢(shì)與典型試件基本相同；隨著蓋板厚度的增加，初始剛度分別增加3.98%、5.76%、8.13%，峰值荷載提高9.20%、9.55%、12.58%，當(dāng)蓋板厚度由10 mm增加至13 mm時(shí)，峰值荷載增長(zhǎng)最為顯著；當(dāng)蓋板厚度過(guò)大時(shí)，塑性鉸距梁端距離增大，屈服區(qū)域逐漸擴(kuò)展至整個(gè)鋼梁，且易造成蓋板和鋼管壁連接處焊縫厚度過(guò)大，焊縫的焊接質(zhì)量難以保證，因此建議蓋板厚度取0.7～1.2倍鋼梁翼緣厚度。

圖21 Tp組骨架曲線Fig.21 Skeleton curves of group Tp specimens

圖22 Tp組峰值荷載Fig.22 Peak load of group Tp specimens

4.2 蓋板寬度

圖23為W組各試件破壞模態(tài)，由圖可得：隨著蓋板寬度的增加，各試件塑性鉸區(qū)域逐漸擴(kuò)大，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)處應(yīng)力和變形逐漸減小。

a—SJ-5； b—SJ-6； c—SJ-7； d—SJ-1。圖23 W組試件應(yīng)力云圖 MPaFig.23 Stress nephogram of group W specimens

圖24～25為W組各試件骨架曲線和峰值荷載對(duì)比，由圖可得：隨著蓋板寬度的增加，初始剛度分別增加2.24%、4.31%、5.45%，增長(zhǎng)較小，峰值荷載分別提高4.61%、9.46%、5.21%。當(dāng)蓋板寬度較短時(shí)，鋼梁變形受到限制，不能使塑性鉸有效地外移；但蓋板寬度較長(zhǎng)時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)所受剪力較大，易發(fā)生剪切破壞。因此在滿足規(guī)范[15]對(duì)于螺栓孔間距要求下，建議蓋板寬度取0.7～0.9倍鋼梁高度。

圖24 W組骨架曲線Fig.24 Skeleton curves of group W specimens

圖25 W組峰值荷載Fig.25 Peak loads of group W specimens

4.3 鋼管徑厚比

通過(guò)改變鋼管壁厚實(shí)現(xiàn)徑厚比的變化。圖26為Tc組試件的破壞模態(tài)，由圖可得：鋼管徑厚比對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)影響較大，隨著鋼管徑厚比的增加，鋼管截面抗彎剛度增大，核心混凝土受到鋼管的約束作用增強(qiáng)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的應(yīng)力和變形逐漸減小。

a—SJ-8； b—SJ-1； c—SJ-9； d—SJ-10。圖26 Tc組試件應(yīng)力云圖 MPaFig.26 Stress nephogram of group Tc specimens

圖27～28為Tc組骨架曲線和峰值荷載對(duì)比，由圖可得：隨著鋼管壁厚的增加，初始剛度分別增加7.4%、14.2%、20.24%，峰值荷載提高0.56%、4.01%、7.39%，說(shuō)明鋼管壁厚對(duì)節(jié)點(diǎn)初始剛度影響較大。但峰值荷載過(guò)后，由于鋼管壁厚較大的試件梁柱抗彎剛度差值較大，鋼梁屈曲更為嚴(yán)重，因此承載力下降較快，剛度退化速率較快，延性較差。且鋼管壁厚較大時(shí)，無(wú)法充分發(fā)揮核心混凝土和內(nèi)部工字形CFRP型材的作用，因此，基于經(jīng)濟(jì)因素，建議鋼管徑厚比取30～50。

圖27 Tc組骨架曲線Fig.27 Skeleton curves of group Tc specimens

圖28 Tc組峰值荷載Fig.28 Peak loads of group Tc specimens

4.4 CFRP配置率

圖29為不同CFRP配置率下各試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞模態(tài)，由圖可得：隨著CFRP配置率的增大，CFRP分擔(dān)荷載比例增加，鋼管和混凝土分擔(dān)荷載比例減小，且鋼管混凝土柱抗剪能力提高，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)力和變形減小。圖30為不同CFRP配置率下節(jié)點(diǎn)骨架曲線，由圖可得：隨著CFRP配置率增加，節(jié)點(diǎn)承載力略有提高，但提高幅度較小，原因在于：軸向荷載較小時(shí)，CFRP損傷程度較低，沒(méi)有產(chǎn)生明顯變形。當(dāng)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造符合規(guī)范[17]的抗震要求時(shí)，其承載力與延性僅取決于鋼梁，CFRP配置率對(duì)其力學(xué)性能影響較小。因此，基于經(jīng)濟(jì)因素，CFRP配置率滿足框架結(jié)構(gòu)中柱自身承載能力和變形能力即可。

a—SJ-1； b—SJ-11； c—SJ-12； d—SJ-13。圖29 ρ組試件應(yīng)力云圖 MPaFig.29 Stress nephogram of group ρ specimens

圖30 ρ組骨架曲線Fig.30 Skeleton curves of group ρ specimens

5 結(jié)束語(yǔ)

1)新型外環(huán)蓋板式節(jié)點(diǎn)各部件均可預(yù)制，現(xiàn)場(chǎng)施工速度快，裝配化程度高。外環(huán)蓋板可使塑性鉸有效外移，實(shí)現(xiàn)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)。

2)新型節(jié)點(diǎn)傳力可靠，其傳力機(jī)制為：拉(壓)力主要由鋼梁上下翼緣向節(jié)點(diǎn)核心區(qū)進(jìn)行傳遞，剪力主要由鋼梁腹板向節(jié)點(diǎn)核心區(qū)傳遞。節(jié)點(diǎn)屈服始于鋼梁上下翼緣中部，并由中部向兩側(cè)擴(kuò)展，最后擴(kuò)展至腹板，繼而全截面屈服。

3)新型節(jié)點(diǎn)主要通過(guò)塑性鉸區(qū)鋼梁翼緣和腹板屈曲變形進(jìn)行耗能，滯回環(huán)面積較大，無(wú)捏攏現(xiàn)象，表明節(jié)點(diǎn)抗震性能優(yōu)越。節(jié)點(diǎn)極限轉(zhuǎn)角為0.053 rad，滿足美國(guó)AISC抗震規(guī)范要求?；跉W洲規(guī)范(EC3)，判定新型外環(huán)蓋板節(jié)點(diǎn)為半剛性節(jié)點(diǎn)。

4)本文所分析參數(shù)中，鋼管徑厚比對(duì)節(jié)點(diǎn)初始剛度影響較大，但蓋板厚度對(duì)峰值荷載影響較大，建議蓋板厚度取0.7～1.2倍翼緣厚度，蓋板寬度取0.7～0.9倍鋼梁高度，鋼管徑厚比取30～50，CFRP配置率滿足框架結(jié)構(gòu)中柱自身承載能力和變形能力要求即可。