賈連光 畢 然 李秋镕

(沈陽建筑大學土木工程學院，沈陽 110168)

實腹梁-柱端板連接在低周往復荷載作用下，端板與梁翼緣之間焊縫、加勁肋與端板間的焊趾均易發(fā)生開裂，嚴重影響連接塑性變形充分發(fā)展并導致滯回性能劣化[1-2]。目前解決連接發(fā)生脆性破壞的設計方法之一為梁腹板削弱型節(jié)點[3-4]，該類節(jié)點與實腹梁式節(jié)點相比，可以減緩節(jié)點域應力集中程度，避免節(jié)點連接處端板或焊縫先于梁截面發(fā)生破壞，使塑性鉸形成在遠離梁柱連接處的梁截面，從而保護節(jié)點域。此外，采用腹板開孔梁便于建筑設備管線的穿越，有節(jié)省空間、降低層高、減少用鋼量等優(yōu)點。

國內外學者對梁腹板開孔型節(jié)點進行了大量研究。Tsavdaridis等對鋼梁上開單孔或連續(xù)孔的連接進行了低周往復荷載試驗，研究表明：此類連接可以使應力從節(jié)點域遷移至開孔處，使結構具有更好的耗能能力和延性性能[5-6]。

Erfani等的研究表明：腹板開孔梁不僅能夠提高鋼框架的抗震性能而且能夠緩解節(jié)點域和梁柱連接處的應力集中現象[7-8]。Chao等研究表明：考慮樓板組合效應后的腹板開孔梁柱連接承載能力提高約10%，但組合效應會使梁下翼緣塑性極限應變增大，對連接的抗震性能有不利影響[9]。賈連光等以試驗為基礎，模擬2層單跨正六邊形孔蜂窩梁鋼框架，研究開孔率、首孔到柱邊距離對鋼框架滯回性能的影響，結果表明考慮樓板組合效應的蜂窩梁鋼框架的初始剛度大，延性和耗能能力也較好[10]。徐瑩璐等研究了鋼梁截面形式為上窄下寬的單軸對稱鋼梁組合節(jié)點的滯回性能，結果表明采用單軸對稱鋼梁截面可以減小組合效應的不利影響，降低梁下翼緣焊縫脆斷風險[11]。張艷霞等考慮焊縫缺陷和高強螺栓的預拉力等因素的影響，分析了蜂窩梁框架連接的耗能能力、延性、承載力和破壞模式，研究結果表明調整梁開孔大小和開孔間距可以改善梁柱連接的耗能能力和延性[12]。

綜上所述，目前對考慮混凝土樓板組合效應的蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點的研究并不多見。將端板連接與蜂窩梁相結合，形成雙板(端板、翼腹板)雙耗能機制的蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點(CBEC)，其破壞形態(tài)和承載性能均與實腹梁連接不同，因此，對4個CBEC邊節(jié)點進行擬靜力試驗，研究開孔形狀、開孔率和混凝土樓板對連接破壞模式、應力遷移特征、彎矩-轉角滯回性能等的影響，以期為蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點的工程應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

共設計4個足尺端板連接蜂窩梁柱邊節(jié)點，柱上下端鉸接，梁端設置為自由端，以滿足反彎點假設，柱頂控制軸壓比為0.2以模擬實際柱的受力情況，在梁端施加豎向循環(huán)荷載。其中柱截面尺寸為WH400×300×12×16，蜂窩梁截面尺寸為WH400×200×8×12，端板尺寸為WH580×300×12?；炷翉姸鹊燃墳镃30，樓板有效寬度取850 mm，厚度取100 mm，縱向受力鋼筋選用HRB400，直徑間距為10@100，橫向分布鋼筋選用HPB300，直徑間距為6@100。采用直徑為19 mm的圓柱頭栓釘連接件，縱向間距為150 mm，橫向間距為110 mm，經驗算滿足抗剪要求。在梁上加載點處設置加勁肋，端板與蜂窩梁采用全熔透對接焊縫相連，在端板與實腹柱采用10個10.9級M22高強度摩擦型螺栓連接。端板設置12 mm厚度加勁肋，以增大節(jié)點剛度、減小端板厚度，降低用鋼量[13]。試件參數和編號見表1，幾何尺寸與構造見圖1。按照GB/T 2975—1988《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》[14]的要求，實測鋼材和混凝土的材性性能見表2和表3。

表1 試件參數Table 1 Specimen parameters

表2 混凝土材料性能Table 2 Material properties of concrete

表3 鋼材材料性能Table 3 Material properties of steel

圖1 試件幾何尺寸與構造 mmFig.1 Geometry sizes and details of specimens

1.2 試驗裝置與加載制度

試驗裝置如圖2所示。試件固定在5 MN自反力架上，柱頂通過球鉸與千斤頂相連，施加1 MN軸壓力并在試驗過程中保持不變。設置水平支撐約束其水平位移，并施加豎向荷載。柱底通過球鉸與剛性地梁固定鉸接。加載點位于梁自由端距離端板1 800 mm處，通過伺服液壓作動器施加低周往復荷載，在梁自由端設置側向支撐以保證加載過程中梁的平面外穩(wěn)定。

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test devices

根據JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[15]規(guī)定，采用荷載-位移雙控制方式進行加載。加載制度見圖3。首先預載10 kN，檢查試驗裝置及儀表是否正常工作，之后以10 kN為增量每級循環(huán)一圈進行加載，直到試件進入屈服階段。屈服后采用位移控制的方式加載，3Δy前每級循環(huán)三周，3Δy后每級循環(huán)兩周，每級荷載第一周加載到峰值荷載后持載2 min，當荷載下降到峰值荷載的85%以下，試驗結束。

圖3 試驗加載制度Fig.3 Test loading system

1.3 測點布置與量測

如圖4所示，柱翼緣和端板分別設置10個應變片，測量端板和柱翼緣的彎曲變形；柱腹板節(jié)點域粘貼5個應變花以檢測節(jié)點域的剪切變形；在梁上下翼緣、近柱端梁腹板以及蜂窩孔角處設置若干應變片和應變花，用以測量梁各位置的應變變化情況；在近柱端的縱向鋼筋預埋5個應變片，在混凝土樓板下側粘貼3個型號為120～100 AA應變片，用以測量相應位置截面應變。在柱頂和柱腳布置位移計以監(jiān)測柱端的轉動；在端板與梁翼緣布置相互垂直的位移計以測量其轉角；在孔Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和加載點處布置位移計以測量相應測點的位移。

圖4 試驗儀表及應變片布置Fig.4 Arrangements of test instruments and strain gauges

2 試驗現象及破壞形態(tài)

對比4個試件的破壞形態(tài)可以看出，開孔率和開孔形狀會影響節(jié)點的破壞形式。采用適當的開孔率會使破壞位置從端板向梁截面轉移，從而避免傳統(tǒng)實腹式節(jié)點的節(jié)點域過早發(fā)生端板彎曲破壞或焊縫開裂的脆性破壞。

R65最終破壞形態(tài)如圖5a所示。由測點處應變可知，屈服順序依次為柱腹板、孔Ⅰ、孔Ⅱ和梁翼緣。加載至40 mm時，梁翼緣有輕微彎曲變形，腹板屈曲。80 mm時，孔Ⅰ孔角撕裂延伸至梁翼緣并形成明顯塑性鉸，孔Ⅱ孔角輕微撕裂。由于腹板削弱較大，孔Ⅰ處應力集中顯著，而端板和柱翼緣應力水平相對較低，因此試驗過程中端板和柱翼緣始終處于彈性階段，端板與柱翼緣無明顯變形且貼合緊密。

C-R65最終破壞形態(tài)如圖5b所示。屈服順序與R65不同的是，C-R65的柱翼緣和端板最后幾乎同時屈服。80 mm時，近柱端混凝土被壓碎向上隆起，孔Ⅰ孔角輕微撕裂同時腹板鼓曲并形成塑性鉸。100 mm時，端板與柱翼緣間縫隙加大，孔Ⅰ孔角撕裂嚴重但未延伸至梁翼緣，孔Ⅱ孔角輕微撕裂，梁翼緣與端板焊縫開裂。可見，樓板組合作用對試件的破壞形態(tài)有一定的影響。

C-R60最終破壞形態(tài)如圖5c所示。屈服順序依次為孔Ⅰ、孔Ⅱ、柱腹板、梁翼緣、端板以及柱翼緣。加載至64 mm時，混凝土樓板裂縫寬度增加且不斷有碎渣掉落，端板與柱翼緣彎曲變形加大。加載至94 mm，端板上部與柱翼緣縫隙約7 mm，下部與柱翼緣不可恢復縫隙約4 mm。與C-R65破壞形態(tài)不同，C-R60由于腹板削弱程度較小，應力依然集中在端板和柱翼緣處，開孔未能起到轉移塑性鉸的作用，試件破壞仍然發(fā)生在連接處。

C-C65最終破壞形態(tài)如圖5d所示。屈服順序依次為鋼筋、梁翼緣、柱腹板、孔Ⅰ、端板和柱翼緣。加載至64 mm時，混凝土板與柱翼緣分離并出現兩道貫通裂縫。95 mm時，端板縱向加勁肋焊縫開裂，端板與柱翼緣間縫隙達15 mm。試驗過程中孔Ⅱ及其上方梁翼緣始終處于彈性階段。與C-R65的開孔率雖然相同，但破壞形態(tài)差異較大，因為正六邊形孔角比圓形孔更易發(fā)生應力集中現象，更有利于塑性鉸的形成。

— — C-R60;···C-R65;—·— R65;---C-C65。圖6 荷載-位移骨架曲線Fig.6 Load-displacement skeleton curves

3 試驗結果和分析

試驗主要結果匯總于表4，由幾何作圖法確定屈服點，以混凝土板受拉為正向加載方向。從圖6中可以看出各試件正向承載能力差異明顯，由高到低依次為C-C65、C-R60、C-R65和R65。由于混凝土板對受壓承載能力貢獻較大，負向加載時樓板組合作用對試件承載能力的影響遠大于開孔率和開孔形狀的影響，因此各試件負向承載力幾乎相同。

表4 試驗主要結果Table 4 Main results of tests

由圖7可見：各試件的剛度退化明顯，初始剛度由高到低依次為C-R60、C-C65、C-R65和R65，由此可知，樓板的組合作用、開孔率和開孔形狀對初始剛度均有一定影響。樓板的組合作用有效約束連接的變形，對初始剛度的提高作用顯著，且在試件屈服后其剛度退化有一定的減緩，在正彎矩作用下的剛度退化減緩更為明顯。開孔率越大初始剛度則越小，開孔率相同條件下，圓形孔較正六邊形孔的初始剛度更高。

-C-R60；-C-R65;-R65;-C-C65。圖7 剛度退化曲線Fig.7 Stiffness degradation curves

3.1 孔型對CBEC節(jié)點抗震性能的影響

由圖8a，比較C-C65與C-R65的破壞形態(tài)，因C-R65的六邊形孔較圓形孔更易出現應力集中現象，從而使孔角進入塑性階段并在梁截面形成塑性鉸。C-R65的耗能來源于端板、柱翼腹板和在孔Ⅰ處梁翼腹板形成的塑性鉸，而C-C65僅依靠柱翼緣和端板耗能，因此C-R65的滯回曲線更加飽滿，由表4可知，耗能能力較C-C65有30.6%的提高。由于C-C65隨加載方向改變端板的變形有一部分的恢復，且梁截面變形較小仍保持較高的抗彎承載力，而C-R65梁截面塑性變形較大且由于孔角撕裂使其抗彎承載力進一步降低，因此C-C65的正向受彎承載力高于C-R65約14.9%，但由于混凝土樓板組合作用，二者負向受彎承載力差別不大，此處以混凝土板受拉為正向加載方向。由滯回曲線可以看出：C-R65循環(huán)至最后一級荷載時，在未加載至設定位移時，位移不再增加而彎矩值急劇下降，這是由于梁塑性鉸變形過大，導致孔Ⅱ對應混凝土板下方出現較寬裂縫，樓板失去承載能力的同時鋼梁嚴重變形，構件喪失承載能力表現為滯回曲線出現垂直線段。而C-C65混凝土樓板裂縫集中在節(jié)點域和梁柱連接處，對鋼梁的抗彎承載力仍起到一定加強作用，因此C-C65的負向延性系數比C-R65提高約36%。

a—孔型的影響;b—開孔率的影響;c—樓板的影響。圖8 各試件彎矩-轉角曲線對比Fig.8 Comparisons of bending moment-angle hysteresis curves

分析孔型對端板與柱翼緣應變的影響，由于中間螺栓處的應變值較小，此處不做分析。從圖9a、c可以看出：兩個試件中端板的四個測點均達到屈服且測點2處應變值最大。與C-R65不同的是，C-C65的柱翼緣在測點2和測點5均發(fā)生屈服，且C-C65端板應變值普遍高于C-R65，這與上述結論一致，可以說明在開孔率相同的條件下，六邊形孔能夠緩解應力在梁柱連接處的分布情況，有利于應力從連接處向開孔處遷移，避免節(jié)點域過早屈服而破壞。

a—C-R65;b—R65;c—C-C65;d—C-R60。圖9 各試件端板-柱翼緣應變對比Fig.9 Comparisons of strains between end plate and column flange of each specimen

3.2 開孔率對CBEC節(jié)點抗震性能的影響

C-R65和C-R60的破壞形態(tài)有明顯區(qū)別，C-R65在梁翼腹板形成塑性鉸而發(fā)生梁鉸破壞，C-R60由于腹板削弱不足未能發(fā)揮轉移塑性鉸的作用，發(fā)生端板塑性鉸耗能破壞。由圖8b滯回曲線對比可知，兩者滯回曲線形狀相同，呈梭形，C-R60的正向峰值荷載略高于C-R65，但負向峰值荷載差別不大，C-R65的滯回曲線更加飽滿，耗能系數較C-R60提高32.7%。在試件屈服之前，負向加載時兩者滯回曲線幾乎重合，這是由于混凝土樓板受壓時對試件承載能力貢獻較大，此時較小的開孔率變化對試件承載性能影響相對較??；正向加載時，混凝土受拉過早出現裂縫，混凝土退出工作，此時開孔率的大小影響試件的承載性能，因此正向曲線有明顯差異。

分析開孔率對端板與柱翼緣應變的影響。從圖9a、d可以看出:因混凝土樓板對連接上部的加強作用緩解了連接上部應力集中程度，當負向加載時，測點5位置螺栓和柱翼緣承受較大拉力，因此C-R65和C-R60的柱翼緣均只有測點5達到屈服。與C-R65不同的是，C-R60柱翼緣的其他測點均接近屈服應變，而C-R65其他測點應變遠小于屈服應變，這說明適當增加開孔率可以改善連接處應力分布，使應力由連接處向開孔處遷移。兩個試件端板測點均達到屈服，但C-R60測點1和測點4的應變極值遠大于C-R65，說明適當提高開孔率可以降低端板與柱翼緣的應力應變極限值。

3.3 樓板對CBEC節(jié)點抗震性能的影響

C-R65與R65均發(fā)生了梁翼腹板塑性鉸耗能破壞。樓板的組合效應使構件更晚進入屈服階段，在破壞形態(tài)上，R65的孔角撕裂更嚴重，裂縫延伸至梁翼緣，C-R65的梁腹板鼓曲更為明顯。由表4和圖8c可知:C-R65的正負向抗彎承載力比R65提高了25.9%和37.9%，耗能提高16.5%，延性提高30.7%，極限轉角提高40.9%。

分析樓板組合作用對端板與柱翼緣應變的影響。比較圖9a、b可知:R65的端板和柱翼緣均處于彈性狀態(tài)，極限應變值遠小于屈服應變，端板應變值略大于柱翼緣，測點1、5應變值接近屈服應變。C-R65的端板各測點均達到屈服應變，可見樓板的組合作用不僅影響端板和柱翼緣連接處峰值應變的位置，同時對各測點應變值的大小影響顯著。從試件破壞形態(tài)和應變曲線可以看出，當開孔率相同時，有樓板試件的應力由連接處向開孔處的遷移程度有所降低，在樓板組合作用范圍內，試件的應力更偏向均勻分布，降低了端板或開孔處應力集中程度；而無樓板的試件，開孔處截面相對更加薄弱，應力由連接處向開孔處遷移程度更高，表現為柱翼緣和端板處應力較小，而開孔處的應力集中程度較高，開孔處破壞更嚴重。因此，樓板對應力由端板-柱翼緣連接處向開孔處遷移的效應有一定削弱作用。

4 CBEC組合節(jié)點抗彎承載力計算

對于CBEC節(jié)點，區(qū)別于實腹梁式節(jié)點，其破壞位置除了連接處焊縫斷裂、端板彎曲破壞、螺栓失效等外，還有可能發(fā)生梁空腹鉸破壞，而發(fā)生何種破壞模式由節(jié)點各組件承載力之中最小值控制。對于梁鉸破壞模式，即連接承載力高于組合梁時，組合節(jié)點的承載力由蜂窩組合梁控制。

在組合框架中，梁柱連接節(jié)點區(qū)混凝土板一般位于負彎矩區(qū)。采用ASCE標準中對腹板開洞組合梁的設計方法[16]對試件C-R65的負向極限承載力進行驗算。以截面參數相同的實腹式梁為計算依據，當實腹式組合梁塑性中和軸在樓板內，組合梁開孔處截面抗彎承載力為：

(1)

其中T′=fyAsn

Asn=As-h0tw+2Ar

式中:T′為鋼梁的拉力；fy為設計強度；Asn為開孔梁截面與加勁肋面積之和；Ar為孔周加勁肋截面積；As為未開孔梁全截面面積；h0為開孔高度；hs、tw分別為梁高和腹板厚度；e為洞口偏心距；hc、xc分別為混凝土板厚度和受壓高度；Fc為混凝土壓力;fc為圓柱體的軸心抗壓強度；be為組合梁有效寬度。

當實腹式組合梁塑性中和軸在鋼梁內，組合梁開孔處截面抗彎承載力分以下兩種情況計算：

當Fc+2fyAf≥T′時，開孔中心組合梁截面的抗彎承載力為：

(2)

式中：bf為鋼梁翼緣的寬度；x為塑性中和軸到鋼梁上翼緣表面的距離。

當Fc+2fyAf

(3)

式中:Af為鋼梁翼緣面積;x為塑性中和軸到鋼梁上翼緣表面的距離。

經計算，C-R65的蜂窩組合梁在負彎矩作用下的塑性中和軸位于鋼梁截面，且滿足Fc+2fyAf≥T′，將各參數代入式(2),計算得到開孔率為65%的蜂窩組合梁負彎矩作用下極限抗彎承載力Mu=424.9 kN·m，與試驗值432 kN·m相比誤差為1.7%，吻合較好。

5 結束語

1)采用合理的腹板開孔參數及構造，可以使端板連接節(jié)點的破壞模式從脆性破壞轉變?yōu)榱旱乃苄糟q耗能破壞，除了端板和螺栓外又增加一個耗能的來源，使塑性鉸從端板連接處向開孔削弱處偏移，達到控制塑性鉸和提高節(jié)點抗震性能的目的。

2)孔型對有樓板試件的破壞形態(tài)和各性能指標影響較大，六邊形孔和圓形孔試件分別發(fā)生梁鉸耗能破壞和端板彎曲破壞，圓孔試件受彎承載力比正六邊型孔試件高14.9%，但耗能降低30.6%。

3)開孔率對有樓板試件的破壞形態(tài)影響較大，分別發(fā)生梁鉸破壞(開孔率65%)和端板彎曲破壞(開孔率60%)，開孔率提高5%其耗能系數提高32.7%。適當提高開孔率有利于應力由端板連接處向開孔處遷移，降低端板與柱翼緣的應力應變極限值。

4)樓板的組合效應使構件較晚進入屈服階段，減輕孔角撕裂的程度并減緩其向翼緣的延伸。在承載能力、耗能、延性和轉動能力方面都高于無混凝土樓板試件?？箯澇休d力提高25%以上，耗能和延性分別提高16.5%和30.7%，極限轉角提高40.9%，但樓板會減弱應力由端板連接處向開孔處的遷移效應。

5)對于梁鉸破壞形式的組合節(jié)點，節(jié)點的極限承載力由蜂窩組合梁控制。采用ASCE中對腹板開洞組合梁的承載力計算方法所得結果與試驗值吻合較好，誤差為1.7%。