張艷霞，劉梓洋，徐 斌，孫 宇

(1. 北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；2. 北京建筑大學(xué)北京未來城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心，北京 100044；3. 中設(shè)安泰(北京)工程咨詢有限公司，北京 100044)

隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)和城市人口的迅速發(fā)展，高層和超高層建筑在現(xiàn)代城市建設(shè)中仍然發(fā)揮著重要的作用。矩形鋼管混凝土柱因其承載力高、抗震性能好、耐火性能較好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，在高層和超高層建筑中得到廣泛的應(yīng)用。但由于超高層地下部分框架梁因防腐防潮等問題往往采用混凝土結(jié)構(gòu)。在矩形鋼管柱截面較大，無(wú)法下插到地下結(jié)構(gòu)的混凝土柱內(nèi)的情況下，往往是較大截面的矩形鋼管混凝土柱在地下室內(nèi)與混凝土梁相交，形成了矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁連接節(jié)點(diǎn)，然而矩形鋼管混凝土柱與混凝土梁的連接節(jié)點(diǎn)一直是組合結(jié)構(gòu)中設(shè)計(jì)和施工的難點(diǎn)之一。該類連接節(jié)點(diǎn)目前常用連接節(jié)點(diǎn)有兩種：一是矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁焊接牛腿式連接節(jié)點(diǎn)，該連接節(jié)點(diǎn)現(xiàn)場(chǎng)焊接量大，拖延施工進(jìn)度，無(wú)法達(dá)到節(jié)能環(huán)保的目的；二是矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁套筒牛腿式連接節(jié)點(diǎn)，該連接節(jié)點(diǎn)對(duì)套筒精度要求較高，現(xiàn)場(chǎng)補(bǔ)做的套筒不易保證焊接質(zhì)量。且二者在節(jié)點(diǎn)域處混凝土縱筋斷開，傳力不直接。國(guó)內(nèi)外專家針對(duì)矩形鋼管混凝土柱與混凝土梁的連接節(jié)點(diǎn)也做了一些研究。Alostaz和Yousef[1]研究了鋼管混凝土的連接問題，主要考慮其連接件的抗彎強(qiáng)度，分析和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明僅與管壁相連的連接件附近會(huì)產(chǎn)生較大的管壁變形，使用外隔板改善了簡(jiǎn)單的連接性能，但其性能受隔板幾何形狀的影響。王秀麗等[2]提出了新型方鋼管混凝土柱-混凝土梁新型連接節(jié)點(diǎn)。該種新型連接節(jié)點(diǎn)受力可靠，施工便捷，適用于實(shí)際工程。曲慧和王文達(dá)[3]對(duì)兩種新型鋼管混凝土柱-混凝土梁連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元模擬研究。對(duì)兩種類型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了理論計(jì)算，并對(duì)之前的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。他們提出適用于鋼管混凝土柱-外環(huán)板式鋼梁和鋼筋環(huán)繞式鋼筋混凝土梁連接節(jié)點(diǎn)的相似模型，模擬結(jié)果與之前試驗(yàn)研究結(jié)果一致。趙毅和徐禮華[4]提出勁性環(huán)梁式鋼管混凝土節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)承載力大，滿足設(shè)計(jì)要求。李正良等[5]提出新型裝配式方鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁組合框撐體系，該體系保證了“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的理想失效路徑并保護(hù)了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的完整性。林彥和周學(xué)軍[6]提出了外伸內(nèi)隔板鋼筋截?cái)嗍焦?jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)有利于變截面的上下柱連接并能夠有效地保護(hù)變截面處柱節(jié)點(diǎn)域。Dang等[7]研究了鋼管混凝土柱與鋼筋混凝土梁的錯(cuò)列平面外連接問題，對(duì)4種SOC-TCB進(jìn)行了反復(fù)荷載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明節(jié)點(diǎn)剪切變形很小，在鋼筋混凝土梁處形成塑性鉸，但由于縱筋錨固長(zhǎng)度不足，鋼筋混凝土梁發(fā)生錨固破壞。王琨等[8]建立了預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁-鋼管混凝土疊合柱框架中節(jié)點(diǎn)精細(xì)化數(shù)值有限元模型，基于參數(shù)分析結(jié)果，提出了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受剪承載力計(jì)算公式可供工程設(shè)計(jì)參考。李楊等[9]研究鋼-混凝土雙面組合作用梁框架節(jié)點(diǎn)的抗震性能，通過改變下部混凝土板厚度和傳力方式，研究下部混凝土板不同厚度和不同傳力方式對(duì)雙面組合作用梁力學(xué)性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)與普通鋼-混凝土單面組合作用梁框架節(jié)點(diǎn)相比，鋼-混凝土雙面組合作用梁十字形框架節(jié)點(diǎn)具有更高的承載力和剛度，適用于荷載較大的結(jié)構(gòu)，下部混凝土板采用預(yù)制法制作和螺栓連接更加方便、可靠。以上研究依然存在混凝土縱筋在節(jié)點(diǎn)域斷開，現(xiàn)場(chǎng)焊接縱筋的問題。

北京CBD核心區(qū)Z13項(xiàng)目是由一幢高層辦公塔樓、一幢一層高的裙房以及五層地下停車層場(chǎng)組成。塔樓結(jié)構(gòu)高度為180 m，共42層，標(biāo)準(zhǔn)層結(jié)構(gòu)層高為4.35 m。該項(xiàng)目采用混凝土核心筒-鋼梁矩形鋼管混凝土柱外框-單向伸臂和腰桁架-端部躍層支撐框架組成的混合結(jié)構(gòu)體系。地下部分采用矩形鋼管混凝土柱與混凝土梁連接節(jié)點(diǎn)，結(jié)合該項(xiàng)目需求提出了矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)(后文簡(jiǎn)稱穿筋節(jié)點(diǎn))，該連接節(jié)點(diǎn)通過梁上受力鋼筋穿過鋼管混凝土柱，同設(shè)置的暗梁共同承受剪力，通過加厚節(jié)點(diǎn)域矩形鋼管柱壁板的方法，達(dá)到節(jié)點(diǎn)傳力簡(jiǎn)便直接、強(qiáng)化節(jié)點(diǎn)域及避免現(xiàn)場(chǎng)焊接的目標(biāo)。本文設(shè)計(jì)了不同配筋率的矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)作用下的模型試驗(yàn)。研究試件節(jié)點(diǎn)的滯回性能、骨架曲線、破壞形態(tài)、耗能能力和延性等力學(xué)性能。并與傳統(tǒng)的矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁焊接牛腿式連接節(jié)點(diǎn)和套筒牛腿式連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行性能對(duì)比。同時(shí)在試驗(yàn)基礎(chǔ)上，對(duì)矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)矩形鋼管混凝土受力性能進(jìn)行理論受力分析，提出可靠地受彎承載力設(shè)計(jì)公式，并依照暗梁承擔(dān)剪力給出合理的暗梁優(yōu)化設(shè)計(jì)建議。

1 矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)在工廠將型鋼暗梁焊接在鋼柱壁板上，暗梁上下翼緣焊有栓釘。梁縱向鋼筋在現(xiàn)場(chǎng)穿過鋼管柱預(yù)留孔洞穿過鋼柱，節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼管柱壁板根據(jù)穿孔造成的截面損失加厚。矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)示意圖如圖1所示。

圖1 矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)示意圖Fig.1 Schematic diagram of steel bar-pierced joint of RC beam and rectangular concrete-filled steel tubular column

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試件設(shè)計(jì)和制作

選取Z13項(xiàng)目中外框架地下鋼管混凝土-混凝土梁節(jié)點(diǎn)，如圖2所示。該節(jié)點(diǎn)矩形鋼管混凝土柱截面為1100 mm×1100 mm×36 mm，混凝土梁截面為500 mm×650 mm。對(duì)該節(jié)點(diǎn)進(jìn)行0.5倍縮尺，設(shè)計(jì)了三種不同配筋率的矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)SPBTC1-3(梁縱筋穿過鋼管柱)，暗梁同工程設(shè)計(jì)一致按承擔(dān)全部剪力考慮，同時(shí)將穿筋節(jié)點(diǎn)和另外兩種構(gòu)造形式的節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比，設(shè)計(jì)了矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁焊接牛腿式連接節(jié)點(diǎn)BWBTC(梁縱筋焊接于暗梁)和矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁套筒牛腿式連接節(jié)點(diǎn)SBBTC(縱筋套筒焊接于鋼管柱)，五個(gè)構(gòu)件矩形鋼管混凝土柱截面為550 mm×550 mm×18 mm，混凝土梁截面為250 mm×325 mm，每個(gè)十字節(jié)點(diǎn)兩側(cè)梁長(zhǎng)均為2400 mm，柱高均為3000 mm。試件尺寸如表1所示，三種做法的矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁連接節(jié)點(diǎn)配筋率均為1.25%，三種做法對(duì)比圖如圖3所示。三個(gè)矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)的配筋率分別為：0.99%、1.25%、1.87%。試驗(yàn)中矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁試件混凝土全部采用C35級(jí)，鋼筋采用HRB400級(jí)，鋼材采用Q345B級(jí)。試件滿足標(biāo)準(zhǔn)及規(guī)程[10 ? 12]規(guī)定構(gòu)造要求。

圖2 施工現(xiàn)場(chǎng)Fig.2 Construction site

圖3 三種不同類型節(jié)點(diǎn)試件Fig.3 Three different types of node test pieces

表1 試件信息Table 1 Test piece information

按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081?2002)[13]對(duì)混凝土試塊進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)，得到立方體抗壓強(qiáng)度平均值為fcu,m=37 MPa。按照《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分: 室溫試驗(yàn)方法》(GB/T228.1?2010)[14]，在試驗(yàn)同期使用北京建筑大學(xué)實(shí)驗(yàn)室的萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)試件使用鋼筋及鋼材進(jìn)行材料力學(xué)性能試驗(yàn)。鋼筋力學(xué)性能如表2，鋼材力學(xué)性能如表3所示。

表2 鋼筋力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel bars

表3 材性試樣單軸拉伸試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Uniaxial tensile test results of material samples

2.2 試驗(yàn)加載裝置

矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)低周往復(fù)加載試驗(yàn)在北京建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，試驗(yàn)設(shè)計(jì)如圖4所示。試驗(yàn)試件安裝完成，如圖5所示。

圖4 試驗(yàn)裝置圖Fig.4 Test device diagram

圖5 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.5 Test site map

2.3 加載制度

加載制度參考文獻(xiàn)[15 ? 16]，試驗(yàn)采用《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101?2015)[17]中規(guī)定的力和位移協(xié)同控制的加載制度，如圖6所示。試驗(yàn)初期先采用力控制，規(guī)定東梁向上加載，西梁向下加載為正向加載；東梁向下加載，西梁向上加載為負(fù)向加載。預(yù)估構(gòu)件的屈服荷載，采用25%屈服荷載逐級(jí)遞增進(jìn)行加載，每級(jí)荷載加載一圈，直至試件屈服。當(dāng)試件由彈性階段進(jìn)入塑性階段時(shí)，即節(jié)點(diǎn)屈服時(shí)，將梁端的位移定為屈服位移Δ。此時(shí)采用位移控制加載，每級(jí)加載位移為Δ倍數(shù)，每級(jí)加載三圈，直至構(gòu)件承載力下降到極限承載力的85%以下或構(gòu)件變形太大時(shí)，停止加載。

圖6 加載制度示意圖Fig.6 Schematic diagram of loading system

2.4 測(cè)量?jī)?nèi)容及方法

通過位移計(jì)在梁加載端進(jìn)行位移測(cè)量，利用作動(dòng)器對(duì)實(shí)際作用在試件上的荷載進(jìn)行測(cè)量，通過在試件表面繪制網(wǎng)格線對(duì)試驗(yàn)過程中出現(xiàn)的裂縫進(jìn)行實(shí)時(shí)觀察并測(cè)量，試驗(yàn)選用DH3820高速靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試分析系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)存儲(chǔ)。應(yīng)變片及位移計(jì)位置如圖7～圖10所示。

圖7 縱筋箍筋應(yīng)變片布置圖Fig.7 Arrangement of strain gauges for longitudinal tendons

圖9 混凝土外表面應(yīng)變片布置圖Fig.9 Arrangement of strain gauges on the other surface of concrete

圖10 位移計(jì)布置圖Fig.10 Displacement meter layout

2.5 試驗(yàn)過程及現(xiàn)象

試件SPBTC-1加載至20 kN時(shí)，東梁下表面第一條細(xì)小橫向裂縫，試件進(jìn)入帶裂縫工作階段。當(dāng)荷載加載至24 kN時(shí)，梁上裂縫增多，結(jié)合梁上縱筋應(yīng)變判斷節(jié)點(diǎn)進(jìn)入塑性變形階段，試驗(yàn)轉(zhuǎn)為位移加載控制，以此時(shí)梁端位移Δ=7.5 mm的倍數(shù)逐級(jí)加載。隨位移加載增加，試件的受拉橫向裂縫在東西梁受拉一側(cè)更多位置出現(xiàn)，并且橫向裂縫向梁高所在側(cè)面有較長(zhǎng)延伸。位移加載從3Δ～4Δ時(shí)，東西混凝土梁上下面受拉側(cè)裂縫隨著加載逐級(jí)增多，橫向短裂縫逐漸相連貫穿且集中在牛腿截面處出現(xiàn)，梁側(cè)面豎向裂縫持續(xù)發(fā)展，牛腿截面處豎向裂縫數(shù)量增多，梁側(cè)面上下豎向原有豎向裂縫開始向斜向延長(zhǎng)，在牛腿截面處集中相交。當(dāng)位移加載至5Δ時(shí)，東西梁上下面受拉側(cè)混凝土不再出現(xiàn)新裂縫，多條橫向裂縫相連貫穿，導(dǎo)致部分受拉側(cè)混凝土外表皮脫落，此時(shí)梁端受拉側(cè)混凝土裂縫最大寬度達(dá)到1 mm～2 mm。同時(shí)側(cè)面多條混凝土斜向裂縫繼續(xù)發(fā)展相連，裂縫寬度持續(xù)變寬，靠受拉側(cè)部分混凝土表皮脫落，初步形成塑性鉸。位移加載至7Δ時(shí)，東西梁上下受拉截面橫向貫穿裂縫寬度持續(xù)變大，裂縫最大寬度達(dá)到3 mm，混凝土表皮持續(xù)脫落，同時(shí)側(cè)面混凝土斜向裂縫繼續(xù)變寬，也出現(xiàn)混凝土外表皮脫落現(xiàn)象。當(dāng)位移加載至8Δ時(shí)，東西梁上下受拉截面橫向貫穿裂縫寬度持續(xù)變大，梁受壓側(cè)混凝土被壓碎，梁混凝土表皮、塊體持續(xù)脫落，同時(shí)東西梁側(cè)面混凝土斜向裂縫繼續(xù)變寬，混凝土外表皮脫落。最終，加載至9Δ時(shí)，西梁也出現(xiàn)大塊混凝土剝落現(xiàn)象且由于東梁破壞嚴(yán)重，承載力下降至極限荷載85%，試驗(yàn)結(jié)束，過程如圖11所示。

圖11 試件SPBTC-1Fig.11 Test piece SPBTC-1

其他試件試驗(yàn)現(xiàn)象與試件SPBTC-1相差不大。試件BWBTC加載至30 kN正向第一圈時(shí)，東梁混凝土與鋼柱鉸接面出現(xiàn)第一條細(xì)小橫向裂縫，西梁下面受壓無(wú)橫向裂縫產(chǎn)生；荷載施加到負(fù)向30 kN時(shí)，東梁下面裂縫閉合，西梁混凝土與鋼柱交接面出現(xiàn)第一條細(xì)小橫向裂縫，結(jié)合鋼筋應(yīng)變變化，判斷鋼筋進(jìn)入塑性變形階段，試驗(yàn)轉(zhuǎn)為位移加載控制。位移加載以施加30 kN時(shí)，東西梁位移以Δ=7.45 mm≈7.5 mm的倍數(shù)逐級(jí)加載。加載至5Δ，裂縫數(shù)量增加緩慢，裂縫寬度變大，東西梁上下截面橫向裂縫在牛腿截面處相連貫穿，裂縫開裂最大寬度為1 mm，梁側(cè)面豎向裂縫繼續(xù)向斜向發(fā)展在牛腿截面處集中交叉延續(xù)，初步形成塑性鉸區(qū)域。7Δ～8Δ時(shí)，東西梁上下受拉截面橫向貫穿裂縫寬度持續(xù)變大，裂縫最大寬度達(dá)到3 mm，其中西梁混凝土脫落現(xiàn)象較為嚴(yán)重。位移加載9Δ過程中，位移加載至10Δ時(shí)，西梁下面?zhèn)让嬗写髩K混凝土脫落，東梁也出現(xiàn)大塊混凝土塊剝落現(xiàn)象。由于西梁正負(fù)向承載力下降嚴(yán)重，試驗(yàn)停止，過程如圖12所示。

圖12 試件BWBTCFig.12 Test piece BWBTC

試件SBBTC當(dāng)荷載施加到正向26 kN時(shí)，東梁下面在牛腿截面處出現(xiàn)第一條細(xì)小橫向裂縫，西梁下面受壓無(wú)橫向裂縫產(chǎn)生，此時(shí)節(jié)點(diǎn)進(jìn)入帶裂縫工作階段。荷載施加到負(fù)向26 kN時(shí)，東梁上面在牛腿截面處出現(xiàn)細(xì)小橫向裂縫，東梁下面裂縫閉合，同時(shí)西梁下面在牛腿截面處出現(xiàn)細(xì)小橫向裂縫，結(jié)合鋼筋應(yīng)變變化，判斷鋼筋進(jìn)入塑性變形階段。試驗(yàn)改為位移加載控制，位移加載以施加26 kN荷載時(shí)，東西梁位移以Δ=7.5 mm的倍數(shù)逐級(jí)加載。加載至6Δ時(shí)，裂縫數(shù)量不再增加，裂縫寬度持續(xù)增加，東西梁上下截面橫向裂縫在牛腿截面處相連貫穿，初步形成塑性鉸分區(qū)。加載至8Δ時(shí)，東梁上下受拉截面橫向貫穿裂縫寬度持續(xù)變大，裂縫最大寬度達(dá)到3 mm，梁混凝土表皮持續(xù)脫落，同時(shí)側(cè)面混凝土斜向裂縫繼續(xù)變寬，混凝土外表皮脫落，此時(shí)西梁上面部分混凝土隆起，側(cè)面可清晰看出隆起下部開縫，伴隨側(cè)面混凝土表皮隆起，塑性鉸上半?yún)^(qū)三角形突顯，側(cè)面塑性鉸周圍混凝土開裂達(dá)到4 mm，下側(cè)混凝土表皮有大塊脫落現(xiàn)象。移加載9Δ過程中，西梁受壓側(cè)混凝土在暗梁截面處繼續(xù)被壓碎，西梁側(cè)面暗梁外側(cè)端部截面處混凝土有較大塊體脫落，東梁只有部分混凝土表皮剝落。最終由于西梁正負(fù)向承載力下降嚴(yán)重，試驗(yàn)停止，過程如圖13所示。

圖13 試件SBBTCFig.13 Test piece SBBTC

試件SPBTC-2當(dāng)荷載施加到正向30 kN時(shí)，東梁下面在牛腿截面處出現(xiàn)多條細(xì)小橫向裂縫，同時(shí)梁側(cè)面出現(xiàn)多條豎向裂縫，西梁下面受壓無(wú)橫向裂縫產(chǎn)生，此時(shí)節(jié)點(diǎn)進(jìn)入帶裂縫工作階段。荷載施加到負(fù)向30 kN時(shí)，東梁上面在牛腿截面處出現(xiàn)多條細(xì)小橫向裂縫，東梁下面裂縫閉合，西梁下面在牛腿截面處出現(xiàn)細(xì)小橫向裂縫，同時(shí)梁側(cè)面出現(xiàn)多條豎向裂縫。結(jié)合鋼筋應(yīng)變變化，判斷鋼筋進(jìn)入塑性變形階段，試驗(yàn)轉(zhuǎn)為位移加載控制。位移加載以施加30 kN時(shí)東西梁位移Δ=7.5 mm倍數(shù)逐級(jí)加載。加載至5Δ，裂縫數(shù)量不再增加，裂縫寬度持續(xù)增加，東西梁上下截面橫向裂縫在牛腿截面處相連貫穿，開裂處有些許混凝土表皮脫落，裂縫開裂最大寬度為1 mm。梁側(cè)面豎向裂縫繼續(xù)在牛腿截面處交叉延展，初步形成塑性鉸分區(qū)。位移加載至7Δ時(shí)，東西梁上下受拉截面橫向貫穿裂縫寬度持續(xù)變大，裂縫最大寬度達(dá)到3 mm，梁混凝土表皮持續(xù)脫落，同時(shí)側(cè)面混凝土斜向裂縫繼續(xù)變寬，混凝土外表皮脫落。加載8Δ過程中，東梁下面牛腿截面處受壓混凝土被壓碎，從受壓過程轉(zhuǎn)受拉過程中，有大塊混凝土脫落，東梁側(cè)面牛腿截面處混凝土也有較大塊體脫落，此時(shí)梁端塑性鉸明顯，西梁無(wú)混凝土被壓碎現(xiàn)象，只有裂縫寬度變寬，些許混凝土表皮脫落。在位移加載9Δ過程中，東梁下面牛腿截面處受壓混凝土被壓碎，大塊混凝土脫落，東梁側(cè)面牛腿截面處混凝土也有較大塊體脫落，梁端塑性鉸明顯。由于東梁正負(fù)向承載力下降嚴(yán)重，試驗(yàn)停止，過程如圖14所示。

圖14 試件SPBTC-2Fig.14 Test piece SPBTC-2

試件SPBTC-3當(dāng)荷載施加到正向24 kN時(shí)，東梁下面在牛腿截面處出現(xiàn)多條細(xì)小橫向裂縫，同時(shí)梁側(cè)面出現(xiàn)多條豎向裂縫，西梁下面受壓無(wú)橫向裂縫產(chǎn)生，此時(shí)節(jié)點(diǎn)進(jìn)入帶裂縫工作階段。荷載施加到負(fù)向24 kN時(shí)，東梁上面在牛腿截面處出現(xiàn)多條細(xì)小橫向裂縫，東梁下面裂縫閉合，西梁下面在牛腿截面處出現(xiàn)細(xì)小橫向裂縫，同時(shí)梁側(cè)面出現(xiàn)多條豎向裂縫。結(jié)合鋼筋應(yīng)變變化，判斷鋼筋進(jìn)入塑性變形階段，試驗(yàn)轉(zhuǎn)為位移加載控制。位移加載以施加20 kN時(shí)東西梁位移Δ=7.5 mm的倍數(shù)逐級(jí)加載。加載至5Δ，裂縫數(shù)量不再增加，裂縫寬度持續(xù)增加，東西梁上下截面橫向裂縫在牛腿截面處相連貫穿，開裂處有些許混凝土表皮脫落，裂縫開裂最大寬度為1 mm。梁側(cè)面豎向裂縫繼續(xù)在牛腿截面處相交延展，初步形成塑性鉸分區(qū)。加載至7Δ時(shí)，東西梁上下受拉截面橫向貫穿裂縫寬度持續(xù)變大，裂縫最大寬度達(dá)到3 mm，梁混凝土表皮持續(xù)脫落，同時(shí)側(cè)面混凝土斜向裂縫繼續(xù)變寬，混凝土外表皮脫落。位移加載至8Δ時(shí)，東梁下面?zhèn)让嬗写髩K混凝土剝落，西梁也出現(xiàn)少量混凝土剝落現(xiàn)象。由于東梁正負(fù)向承載力下降嚴(yán)重，試驗(yàn)停止。試驗(yàn)最終破壞照片如圖15所示。

圖15 試件SPBTC-3Fig.15 Test piece SPBTC-3

3 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3.1 滯回曲線

五個(gè)試件東梁滯回曲線對(duì)比圖如圖16和圖17所示。圖中可以看出五個(gè)試件滯回曲線連續(xù)飽滿，耗能充分。由滯回曲線可知，在加載的初始階段，節(jié)點(diǎn)處于彈性狀態(tài)，滯回環(huán)面積很小。荷載恢復(fù)到0 kN時(shí)，殘余變形幾乎不存在。隨著加載的進(jìn)行，梁端荷載及位移不斷增大，節(jié)點(diǎn)耗能能力逐漸增強(qiáng)，滯回環(huán)包圍的面積也越來越大，由于混凝土受壓端的塑性變形，以及受拉端鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)滑移效應(yīng)，曲線呈現(xiàn)出反S形，呈現(xiàn)出了較嚴(yán)重的捏攏現(xiàn)象。在同級(jí)加載下，第二次循環(huán)較第一次循環(huán)的荷載峰值有不同程度的降低情況，表明其由于混凝土破壞、斜裂縫開展及粘結(jié)滑移現(xiàn)象等原因而出現(xiàn)了強(qiáng)度退化的現(xiàn)象。加載末期，滯回曲線呈現(xiàn)出了Z形，說明混凝土梁截面混凝土開始?jí)核椋趬核榛炷潦芾^程中脫落，導(dǎo)致下一級(jí)受壓時(shí)不能提供力矩，承載力下降。滯回曲線正負(fù)不完全對(duì)稱，主要原因是：1)受試件的累計(jì)損傷和殘余變形影響；2)受梁自重及夾具自重影響。

圖16 不同節(jié)點(diǎn)類型試件東梁滯回曲線對(duì)比Fig.16 Comparison of hysteretic curves of east beams of different joint types

圖17 不同配筋率穿筋節(jié)點(diǎn)試件東梁滯回曲線對(duì)比Fig.17 Comparison of hysteretic curves of east beams of reinforced joints with different reinforcement ratios

3.2 骨架曲線

五個(gè)試件東梁骨架曲線對(duì)比圖如圖18和圖19所示。由圖可以看出：

圖18 不同節(jié)點(diǎn)類型試件東梁骨架曲線對(duì)比Fig.18 Comparison of skeleton curves of east beams of different joint types

圖19 不同配筋率穿筋節(jié)點(diǎn)試件東梁骨架曲線對(duì)比Fig.19 Comparison of skeleton curves of east beams of reinforced joints with different reinforcement ratios

1)試件SPBTC-1、試件BWBTC、試件SBBTC極限承載力與極限位移分別為：79.4 kN，67.53 mm、100.3 kN，75.18 mm、81.7 kN，67.64 mm；試件BWBTC極限承載力較試件SPBTC-1和試件SBBTC更大的主要原因是：為滿足焊接要求，暗梁截面尺寸及長(zhǎng)度均大于另外兩個(gè)試件。試件SPBTC與試件SBBTC在試驗(yàn)加載過程中承載力相差不大。

2)試件SPBTC-2、試件SPBTC-3極限承載力和極限位移分別為：113.4 kN，67.64 mm、61.1 kN，60.16 mm，與試件SPBTC-1對(duì)比來看：隨配筋率增加，矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)極限承載力與極限位移均隨之增長(zhǎng)。

五個(gè)節(jié)點(diǎn)在加載前期，節(jié)點(diǎn)均保持彈性狀態(tài)，骨架曲線基本保持直線狀態(tài)，節(jié)點(diǎn)剛度基本保持不變，當(dāng)荷載加載至24 kN左右時(shí)，節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)開裂，此后節(jié)點(diǎn)剛度較彈性階段逐漸下降，骨架曲線呈現(xiàn)出了明顯的塑性特征，梁端位移的增長(zhǎng)速度明顯超過了荷載的增長(zhǎng)速度，荷載逐漸達(dá)到節(jié)點(diǎn)的屈服荷載，隨著加載的繼續(xù)進(jìn)行，鋼筋進(jìn)入強(qiáng)化階段，荷載達(dá)到極限值。荷載達(dá)到峰值之后，由于混凝土梁縱向鋼筋已達(dá)到極限強(qiáng)度，鋼筋混凝土出現(xiàn)粘結(jié)滑移現(xiàn)象，受壓混凝土出現(xiàn)破壞并在受拉加載過程中脫落，節(jié)點(diǎn)在之后的加載中出現(xiàn)了明顯的下降階段。

3.3 剛度退化曲線

五個(gè)試件東梁剛度退化曲線對(duì)比圖如圖20和圖21所示。各試件剛度退化規(guī)律基本一致，在加載初期由于混凝土開裂，剛度退化速度較快，加載中期混凝土不再產(chǎn)生新裂縫，剛度退化速度減緩，加載后期塑性鉸出現(xiàn)并破壞，剛度退化速度又變快。節(jié)點(diǎn)初始平均剛度為試驗(yàn)時(shí)試件開裂前剛度平均值。由圖可知：

圖20 不同節(jié)點(diǎn)類型試件東梁剛度退化曲線對(duì)比Fig.20 Comparison of stiffness degradation curves of east beams of different joint types

圖21 不同配筋率穿筋節(jié)點(diǎn)試件東梁剛度退化曲線對(duì)比Fig.21 Comparison of stiffness degradation curves of east beams of reinforced joints with different reinforcement ratios

1)試件SPBTC-1、試件BWBTC、試件SBBTC初始平均剛度與最終剛度分別為：3.28 kN/mm，1.05 kN/mm、3.56 kN/mm，1.32 kN/mm、3.47 kN/mm，1.12 kN/mm。試件SPBTC-1塑性鉸出現(xiàn)較晚，初始剛度與試件BWBTC、試件SBBTC相差不大，剛度退化幅度最小為2.23 kN/mm，延性最好。

2)試件SPBTC-2、試件SPBTC-3初始平均剛度和最終剛度分別為：4.33 kN/mm，1.47 kN/mm、2.99 kN/mm，0.84 kN/mm，與試件SPBTC-1對(duì)比：隨配筋率增加，穿筋節(jié)點(diǎn)整體剛度增加，剛度退化幅度變大。

3.4 延性及耗能分析

節(jié)點(diǎn)延性是衡量節(jié)點(diǎn)抗震性能的重要指標(biāo)。延性系數(shù)越大，試件延性越好，其在地震中消耗的能量也就越多，抗震能力也就越強(qiáng)。定義延性系數(shù)如式(1)：

式中： Δu為梁端極限位移； Δy為屈服位移。

五個(gè)試件的延性系數(shù)如表4所示。由表4可知：

表4 節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)Table 4 Joint ductility coefficients

1)試件SPBTC-1、試件BWBTC、試件SBBTC延性系數(shù)分別為：2.49、2.23、2.53，說明穿筋節(jié)點(diǎn)較另兩種做法節(jié)點(diǎn)的延性相差不大。

2)試件SPBTC-2、試件SPBTC-3延性系數(shù)分別為：2.34、2.67，說明隨配筋率增加，穿筋節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)減小。

滯回曲線中滯回環(huán)包圍的面積可反映節(jié)點(diǎn)彈塑性耗能的大小。為更合理的評(píng)估鋼筋混凝土梁與矩形鋼管混凝土柱穿筋節(jié)點(diǎn)的耗能能力，采用耗能系數(shù)E來反映節(jié)點(diǎn)的耗能能力。耗能系數(shù)如式(2)：

式中：SABC為A、B、C三點(diǎn)所包圍的弧形陰影面積；SCDA為C、D、A三點(diǎn)所包圍的弧形陰影面積；SOBE為O、B、E三點(diǎn)所包圍的三角形陰影面積；SODF為O、D、F三點(diǎn)所包圍的三角形陰影面積，如圖22所示。

圖22 荷載變形曲線Fig.22 Load deformation curve

為更合理地評(píng)估五個(gè)試件耗能能力，采用《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ/T 101?2015)[17]中推薦的耗能系數(shù)來反映節(jié)點(diǎn)的耗能能力。將試件開裂前的階段定義為初裂階段，試件出現(xiàn)裂縫后，直到試件梁端極限荷載出現(xiàn)的階段定義為通裂階段，試件梁端極限荷載出現(xiàn)后的階段定義為極限階段。表5為5個(gè)試件東梁、西梁耗能系數(shù)平均值。由表5中耗能系數(shù)數(shù)據(jù)可知：

表5 耗能系數(shù)Table 5 Energy dissipation coefficients of east-west beams

1)試件SPBTC-1、試件BWBTC、試件SBBTC極限耗能系數(shù)分別為：0.424、0.421、0.400，說明穿筋節(jié)點(diǎn)較焊接連接節(jié)點(diǎn)和套筒連接節(jié)點(diǎn)具有更好的耗能能力。

2)試件SPBTC-2、試件SPBTC-3極限耗能系數(shù)分別為：0.417、0.454。說明穿筋節(jié)點(diǎn)隨配筋率增加，耗能系數(shù)變小，耗能能力下降。

4 節(jié)點(diǎn)承載力理論分析

根據(jù)工程實(shí)際應(yīng)用及試驗(yàn)分析結(jié)論，對(duì)矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)進(jìn)行節(jié)點(diǎn)受力分析，并給出穿筋節(jié)點(diǎn)受彎承載力和受剪承載力設(shè)計(jì)公式。

4.1 受彎承載力

矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)中混凝土梁在實(shí)際工程中連接主梁與柱，試驗(yàn)過程中在暗梁截面處出現(xiàn)塑性鉸，說明達(dá)到了極限彎矩。

暗梁外截面正截面為雙筋梁正截面，按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010?2010)[10](簡(jiǎn)稱混凝土規(guī)范)中計(jì)算雙筋梁正截面抗彎承載力，利用材性試驗(yàn)測(cè)得材料實(shí)測(cè)強(qiáng)度，根據(jù)不同配筋率對(duì)矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)進(jìn)行抗彎能力計(jì)算，得表6計(jì)算數(shù)據(jù)。

通過表6可知，按照混凝土規(guī)范的抗彎承載力計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算，不同配筋率的矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)計(jì)算值均小于試驗(yàn)值，且相差比例最小為7.48%，最大為9.22%。證明混凝土規(guī)范中的抗彎承載力計(jì)算方法能夠很好地衡量矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)的抗彎承載能力，且可以有足夠的安全儲(chǔ)備。此計(jì)算方法可作為矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)抗彎設(shè)計(jì)依據(jù)。

表6 節(jié)點(diǎn)受彎承載力理論與試驗(yàn)值對(duì)比Table 6 Comparison of bending capacity of joints with experimental values

4.2 受剪承載力

穿筋節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)考慮暗梁承擔(dān)全部剪力，試驗(yàn)中矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)處于受彎破壞狀態(tài)時(shí)，根據(jù)暗梁翼緣、腹板應(yīng)變可換算得到暗梁承擔(dān)的剪力，并計(jì)算暗梁承擔(dān)剪力所占全部剪力百分比。

試驗(yàn)過程中應(yīng)變片測(cè)量所得切應(yīng)變，通過式(3)可求得剪切應(yīng)力：

式中：τ為剪切應(yīng)力；G為切變模量，按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017?2017)[18]近似取80 GPa；γ為剪切應(yīng)變。式(4)有：

對(duì)于工字型截面有式(5)：

式中：τmax為截面剪切應(yīng)力最大值；Iz為截面沿z軸慣性矩；Fs為截面所受剪力；b為翼緣寬度；d為腹板厚度；h為腹板高度；H為截面高度。

根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得剪切應(yīng)力代入換算公式所得計(jì)算值如表7所示。

通過表7數(shù)據(jù)對(duì)比可知，三個(gè)矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)試件暗梁承擔(dān)剪力分別占試驗(yàn)極限荷載69.92%、60.52%及63.56%，說明混凝土梁除暗鋼梁以外的鋼筋混凝土部分能夠承擔(dān)約30%的剪力，今后在設(shè)計(jì)中加以考慮這部分受剪承載力，而不是目前設(shè)計(jì)認(rèn)為暗鋼梁承擔(dān)全部剪力的設(shè)計(jì)方法，從而達(dá)到節(jié)省鋼材的目標(biāo)。為安全設(shè)計(jì)，推薦型鋼牛腿截面按照承擔(dān)梁端剪力80%進(jìn)行設(shè)計(jì)。

表7 試驗(yàn)暗梁受剪承載力與節(jié)點(diǎn)總受剪承載力對(duì)比Table 7 Comparison of experimental shear beam bearing shear force and experimental shear force value

5 節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理分析

工程實(shí)踐中，矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)用于連接柱與主梁，故節(jié)點(diǎn)主要承受荷載是主梁方向傳至節(jié)點(diǎn)的彎矩，其破壞形式為受彎破壞。試驗(yàn)及有限元模擬結(jié)果亦可看出節(jié)點(diǎn)最終破壞形式為受彎破壞，受彎破壞截面位于型鋼牛腿截面處。整個(gè)加載過程中，埋有型鋼牛腿梁段由混凝土梁縱筋、混凝土與型鋼共同承擔(dān)荷載，無(wú)型鋼牛腿梁段僅有混凝土梁縱筋及混凝土承擔(dān)荷載，故型鋼牛腿截面處剛度變化巨大，此截面為混凝土梁上“薄弱截面”。節(jié)點(diǎn)由型鋼牛腿截面處破壞整體過程與普通混凝土雙筋梁受彎破壞形式相同，破壞原理相似。節(jié)點(diǎn)受彎破壞簡(jiǎn)圖如圖23。

圖23 節(jié)點(diǎn)受彎破壞簡(jiǎn)圖Fig.23 Flexural failure diagram

6 結(jié)論

通過矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)的研究得到以下結(jié)論：

(1)矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)在保證施工高效，避免現(xiàn)場(chǎng)焊接的前提下，具有較強(qiáng)的承載能力，能夠滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”及傳遞豎向荷載的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求。

(2)與焊接連接節(jié)點(diǎn)和套筒連接節(jié)點(diǎn)相比，矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)剛度退化幅度更小，延性性能及耗能能力更強(qiáng)且具備較強(qiáng)的承載能力。

(3)隨著配筋率增加，矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)承載力增加，剛度退化幅度增加，延性性能變差，耗能能力減小，符合結(jié)構(gòu)承載力增高，延性下降的特點(diǎn)。

(4)穿筋節(jié)點(diǎn)采用混凝土規(guī)范雙筋梁抗彎承載力公式計(jì)算承載力與試驗(yàn)彎矩值相差比例不超過10%，可以作為矩形鋼管混凝土柱-混凝土梁穿筋節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)依據(jù)，且具有一定安全儲(chǔ)備。

(5)根據(jù)應(yīng)力-應(yīng)變分析，穿筋節(jié)點(diǎn)型鋼暗梁承擔(dān)約70%的剪力，混凝土及鋼筋承擔(dān)約30%的剪力，型鋼暗梁并未設(shè)計(jì)承擔(dān)全部剪力，為偏安全設(shè)計(jì)考慮，推薦型鋼牛腿截面按照承擔(dān)梁端剪力80%進(jìn)行截面設(shè)計(jì)。