葉全喜， 李桐棟， 王元清， 林 櫻， 趙亞男， 舒 暢， 張 楓

(1.清華大學(xué)土木工程系，土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100084；2.河北水利電力學(xué)院土木系，河北 滄州 061001；3.河北省巖土工程安全與變形控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河北 滄州 061001;4.中國五洲工程設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司， 北京 100053； 5.深圳金鑫綠建股份有限公司， 深圳 518117)

鋼管混凝土柱作為鋼筋混凝土柱與鋼骨混凝土柱的改進(jìn)形式，可通過外部鋼管與內(nèi)部混凝土的相互約束作用，實(shí)現(xiàn)較高的穩(wěn)定及承載性能[1]. 鋼管混凝土柱的截面形式靈活多樣，可保持截面積不變，僅通過改變外鋼管的截面形式滿足建筑布局的各種需求. 窄截面的鋼管混凝土柱作為其中的一種特殊形式，其截面寬度通常與內(nèi)墻寬相近(大約200 mm)，可有效避免傳統(tǒng)矩形柱由于截面寬度過大造成室內(nèi)出現(xiàn)凸角、影響房間布置效果的問題.

傳統(tǒng)鋼管混凝土柱- 鋼梁節(jié)點(diǎn)可參照《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[2]推薦的構(gòu)造形式選用，但對窄截面的鋼管混凝土柱而言，其梁柱節(jié)點(diǎn)若采用傳統(tǒng)內(nèi)隔板連接構(gòu)造，內(nèi)隔板的焊接施工將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(gòu)造，其用鋼量及尺寸較大，且外環(huán)板凸角明顯，影響建筑美觀. 目前，國內(nèi)外學(xué)者針對上述問題提出多種梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式. Sheet等[3]對采用穿芯鋼棒連接的鋼管混凝土柱- 鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行循環(huán)荷載試驗(yàn). Ding等[4]提出一種穿心螺栓與穿心板混合使用的鋼管混凝土柱- 鋼梁節(jié)點(diǎn)，并對其力學(xué)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究. Elremaily等[5]、Azizinamini等[6]提出一種梁貫通的鋼管混凝土柱- 鋼梁節(jié)點(diǎn)，給出該節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)方法，并對節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究. 凡紅等[7]、童敏[8]對雙側(cè)板貫穿式方鋼管混凝土柱- 鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究. Kim等[9]對采用水平隔板和垂直隔板構(gòu)造的半內(nèi)隔板式鋼管混凝土柱- 鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn). Shin等[10]對采用T形加勁肋的鋼管混凝土柱- 鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究. 鄭龍等[11]對鋼管混凝土柱- 鋼梁穿心螺栓外伸端板式節(jié)點(diǎn)進(jìn)行單調(diào)加載試驗(yàn)研究，研究該種節(jié)點(diǎn)的破壞變形、承載能力等性能. 劉學(xué)春等[12]提出一種上下柱法蘭連接的L形鋼管混凝土柱-H型鋼梁全螺栓裝配節(jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造方式可有效解決內(nèi)隔板焊接困難的問題. Liu等[13]提出一種雙側(cè)板連接的墻式鋼管混凝土柱- 工字梁節(jié)點(diǎn)，并對其抗震性能進(jìn)行試驗(yàn)研究. Zhang等[14]提出一種通過三角形加勁肋傳力的Z字形裝配式鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)，并對其設(shè)計(jì)原理、抗震性能進(jìn)行理論及試驗(yàn)研究.

以上各種構(gòu)造中，穿心式連接構(gòu)造具有荷載傳遞路徑清晰，穿心構(gòu)件可直接將外荷載傳遞到節(jié)點(diǎn)核心區(qū)、占據(jù)鋼管內(nèi)空間較小，不影響混凝土澆筑的優(yōu)點(diǎn)，是一種非常適合在窄截面鋼管混凝土柱- 鋼梁節(jié)點(diǎn)中應(yīng)用的構(gòu)造形式. 豎向穿心板式連接節(jié)點(diǎn)[15]就是其中一種非常典型的構(gòu)造形式，通常將其沿窄截面鋼管混凝土柱截面的長邊方向布置，但對于角柱這種需要沿柱截面的2個水平方向同時布置節(jié)點(diǎn)時，其構(gòu)造便難以滿足上述穿心式連接的優(yōu)勢需求.

為了實(shí)現(xiàn)在窄截面鋼管混凝土柱中與豎向穿心板式連接構(gòu)造合理布置、快速施工裝配、便于混凝土澆筑及合理有效傳力等功能，提出一種沿窄截面柱子截面短邊布置的水平穿心板式連接節(jié)點(diǎn)，并對其抗震性能行試驗(yàn)研究[16]. 本文主要介紹該節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造布置形式，并對其加載過程、破壞模式及力學(xué)性能進(jìn)行試驗(yàn)及有限元單調(diào)加載的對比分析.

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造及裝配制作過程

該水平穿心板式栓接節(jié)點(diǎn) (horizontal through diaphragm bolted joint，HTDBJ) 的構(gòu)造如圖1(a)所示，節(jié)點(diǎn)主要由窄截面的鋼管混凝土柱子、鋼梁、單剪切板、加勁板、水平穿心板、高強(qiáng)螺栓組成.

圖1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造組成

由圖1(b)可知，窄截面鋼管混凝土柱截面的2個水平方向可分別布置2種穿心板式的連接方式：豎向穿心板式連接，沿柱子截面長邊方向布置[15]；水平穿心板式連接，沿柱子截面短邊布置.

HTDBJ的制作、裝配步驟為：

步驟1水平穿心板采用偏心布置的方式，沿短邊柱壁內(nèi)側(cè)，緊貼豎向穿心板、對穿外鋼管柱兩長邊柱壁，并與其焊接固定. 這樣的構(gòu)造便于外鋼管內(nèi)的混凝土澆筑、攪拌. 單剪切板在上下水平穿心板中間位置與長邊柱壁焊接固定，加勁板與下水平穿心板及長邊柱壁焊接固定，并承擔(dān)豎向施工荷載. 節(jié)點(diǎn)所有的焊接工作均在工廠完成.

步驟2焊接好的試件運(yùn)抵施工現(xiàn)場后，采用高強(qiáng)螺栓將鋼梁翼緣與水平穿心板、鋼梁腹板與單剪切板連接在一起.

步驟3外鋼管內(nèi)澆筑C40混凝土，最終形成HTDBJ.

2 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)概況

2.1 試件尺寸及材性

本文采用Q345鋼材設(shè)計(jì)了1個足尺的十字形HTDBJ試件，并對其進(jìn)行單調(diào)加載試驗(yàn). HTDBJ試件的柱子截面為220 mm×440 mm×12 mm；梁截面為170 mm×350 mm×6 mm×10 mm，梁端加載點(diǎn)到柱子中心的距離為2 530 mm；水平穿心板為矩形鋼板，尺寸為800 mm×170 mm×12 mm；其余尺寸見圖2. 試件各鋼結(jié)構(gòu)部分按文獻(xiàn)[17]的規(guī)定進(jìn)行材性試驗(yàn)，材性參數(shù)見表1. 鋼管內(nèi)混凝土采用C40級，按文獻(xiàn)[18]進(jìn)行試驗(yàn)測得的混凝土抗壓強(qiáng)度fck為54.2 MPa.

表1 試件材性參數(shù)

圖2 HTDBJ尺寸(單位：mm)

2.2 試驗(yàn)方案

試件加載裝置見圖3：鋼管混凝土柱上下各安裝1個鉸接柱靴模擬上下柱反彎點(diǎn)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，南北的2個豎向MTS執(zhí)行器連接梁端進(jìn)行上下加載，在南部鋼梁端部設(shè)置側(cè)向約束，在北部梁中間位置設(shè)置側(cè)向約束(受場地限制，側(cè)向約束只能放在梁中部位置)防止加載過程中梁的平面外失穩(wěn).

圖3 試驗(yàn)加載示意圖

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，南北兩梁端分別向上、向下加載，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(diǎn)破壞嚴(yán)重、加載位移過大不宜繼續(xù)加載為止.

3 有限元模型

圖4為節(jié)點(diǎn)的簡化變形圖，如圖4所示，通常高強(qiáng)螺栓連接節(jié)點(diǎn)梁端的豎向位移S包括：節(jié)點(diǎn)域剪切變形產(chǎn)生的豎向位移S1、節(jié)點(diǎn)整體轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的豎向位移S2、梁的彎曲變形產(chǎn)生的豎向位移S3、高強(qiáng)螺栓連接部分轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的豎向位移S4. 本試驗(yàn)中鋼管混凝土柱端按軸壓比0.3施加200 t的軸向壓力，測得的S1及S2均非常小，可以忽略不計(jì). 因此本文中節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)所得S中只包括S3、S4. 又由于HTDBJ為十字形節(jié)點(diǎn)，其整體結(jié)構(gòu)關(guān)于柱子左右對稱，因此HTDBJ有限元模型可采用半部結(jié)構(gòu)的方式建立，按向上和向下2種加載方式即可模擬試驗(yàn)構(gòu)件的加載過程.δ為梁端施加的豎向位移荷載.

圖4 節(jié)點(diǎn)變形示意圖

3.1 有限元模型的建立

應(yīng)用ABAQUS有限元軟件建立HTDBJ模型如圖5所示，各組成部分單元類型均采用C3D8R. 為提高運(yùn)算精度及運(yùn)算效率，以試驗(yàn)破壞模式為參考，對節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵部位的網(wǎng)格細(xì)化，忽略上下水平穿心板間距大于梁高引起的安裝縫，上下水平穿心板間距與梁按等高處理. 為防止加載點(diǎn)處應(yīng)力集中，在梁端及柱頂加載點(diǎn)處均綁定剛性墊塊.F為柱頂軸向壓力，與試驗(yàn)中柱頂軸力相同，按0.3倍軸壓比施加于柱頂剛性墊塊中心；有限元分析時δ施加在剛性墊塊中心處.

圖5 HTDBJ有限元模型

3.2 邊界條件設(shè)置

HTDBJ邊界條件設(shè)置與試驗(yàn)相同，見圖5.

通過設(shè)置柱子頂部及底部的邊界條件模擬柱靴的鉸接作用，柱子頂部僅允許沿其軸向的平動及加載平面內(nèi)繞X軸的轉(zhuǎn)動；柱子底部僅允許發(fā)生加載平面內(nèi)繞X軸的轉(zhuǎn)動. 通過設(shè)置剛性墊塊加載點(diǎn)的邊界條件模擬試驗(yàn)時梁端的側(cè)向約束，允許梁端發(fā)生加載平面內(nèi)水平、豎直向的平動及加載平面內(nèi)繞X軸的轉(zhuǎn)動. 其中，UX、UY、UZ分別表示沿坐標(biāo)軸X、Y、Z的平動；UrY、UrZ分別表示沿坐標(biāo)軸Y、Z的轉(zhuǎn)動.

3.3 接觸關(guān)系設(shè)置

有限元模型中梁上翼緣與上穿心板、梁下翼緣與下穿心板、梁腹板與剪切板間的接觸關(guān)系在法線方向設(shè)置為硬接觸，切線方向設(shè)置為摩擦. 高強(qiáng)螺栓與各個接觸板件間的接觸關(guān)系在法線方向設(shè)置為硬接觸. 柱子外鋼管與內(nèi)部混凝土間在切線方向設(shè)置為摩擦，摩擦因數(shù)取0.6[19]、在法線方向設(shè)置為硬接觸. 穿心板與柱子外鋼管間采用綁定模擬焊接，其與內(nèi)部混凝土的包裹關(guān)系采用嵌入功能模擬.

由于試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)中各摩擦接觸面均進(jìn)行噴砂處理，但噴砂質(zhì)量對摩擦因數(shù)有很大影響，因此，為準(zhǔn)確模擬該節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)加載過程，摩擦因數(shù)參考文獻(xiàn)[15]取值，依據(jù)節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)得到荷載- 位移曲線滑移段數(shù)據(jù)，按力矩平衡關(guān)系計(jì)算得到擦面摩擦因數(shù)為0.345，小于文獻(xiàn)[20]規(guī)定的0.5，說明各接觸面的噴砂效果不佳.

3.4 節(jié)點(diǎn)有限元模型材性參數(shù)

HTDBJ有限元模型各組成部分的材性數(shù)據(jù)均以2.1節(jié)材性試驗(yàn)參數(shù)為基礎(chǔ)，鋼材按雙折線模型輸入. 混凝土采用ABAQUS自帶的塑性損傷模型，其參數(shù)參考文獻(xiàn)[19]及混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果取值.

4 加載過程、破壞模式分析

4.1 加載過程分析

試驗(yàn)分析時HTDBJ南北兩鋼梁的加載方向相反：南部連接梁端向上加載，梁上、下翼緣分別受壓、受拉，有限元模型鋼梁按向上加載與之對應(yīng)；北部鋼梁的梁端向下加載，梁上下翼緣分別受拉受壓，有限元模型鋼梁按向下加載與之對應(yīng). 選取試驗(yàn)加載的整體圖、南北部連接節(jié)點(diǎn)放大圖及有限元分析節(jié)點(diǎn)放大圖，見圖6，對比不同位移幅值下HTDBJ試驗(yàn)及有限元分析的變形狀態(tài).

圖6 HTDBJ不同位移下的變形狀態(tài)

當(dāng)試驗(yàn)加載的梁端豎向位移達(dá)到14.72 mm左右時，南部連接開始滑移，并且此時南部梁端出現(xiàn)很小的扭轉(zhuǎn)，由于梁端與側(cè)向約束間距離較小，梁端與側(cè)向約束發(fā)生摩擦發(fā)出輕微的咔咔聲，對應(yīng)有限元分析的梁端豎向位移達(dá)到15.18 mm左右時，有限元節(jié)點(diǎn)開始滑移. 由于北部梁端的側(cè)向約束布置位置遠(yuǎn)離梁端，因此在加載初期梁端便開始出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)，梁中部與側(cè)向約束發(fā)生摩擦，試驗(yàn)加載的梁端豎向位移達(dá)到15.81 mm左右時，北部連接開始滑移，對應(yīng)有限元分析的梁端豎向位移達(dá)到16.12 mm左右時，有限元節(jié)點(diǎn)開始滑移. 當(dāng)梁端豎向位移達(dá)到110 mm左右時，試驗(yàn)分析的南北兩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，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(dá)到160 mm時，試驗(yàn)分析的南北兩鋼梁受壓翼緣均發(fā)生明顯的屈曲破壞，靠近受壓翼緣的腹板發(fā)生鼓曲，北部梁端扭轉(zhuǎn)作用更加明顯，此時由于加載位移較大，繼續(xù)加載存在加大的危險，因此試驗(yàn)停止. 有限元分析加載至160 mm時，結(jié)果與試驗(yàn)現(xiàn)象相似，由于有限元梁端的邊界條件設(shè)置理想，無扭轉(zhuǎn)發(fā)生，因此無論向上、向下加載，其受壓翼緣的屈曲變形均較試驗(yàn)更加嚴(yán)重，此外有限元分析中靠近受壓翼緣的腹板也發(fā)生明顯的鼓曲現(xiàn)象. 由以上試驗(yàn)及有限元分析的狀態(tài)對比可知，HTDBJ有限元分析與試驗(yàn)破壞過程吻合較好.

4.2 破壞模式分析

以HTDBJ梁端向下加載為例對該節(jié)點(diǎn)破壞模式進(jìn)行分析，HTDBJ翼緣截面受力見圖7. 此時梁上翼緣受拉、下翼緣受壓，受拉翼緣連接存在2個最不利削弱截面1-1、2-2，在拉力作用下，2個截面均可能出現(xiàn)受拉塑性破壞；受壓翼緣連接區(qū)域與相鄰梁翼緣相比，具有很大的加強(qiáng)作用，所以只可能發(fā)生連接區(qū)域外的翼緣屈曲破壞及相鄰腹板鼓曲破壞. 因此，HTDBJ可能出現(xiàn)的破壞模式包括：梁受壓翼緣的屈曲破壞、與受壓翼緣相鄰腹板的鼓曲破壞、梁受拉翼緣連接中最外側(cè)螺孔削弱截面1-1及最內(nèi)側(cè)螺孔削弱截面2-2的受拉塑性破壞.

圖7 HTDBJ翼緣截面受力分析

梁端向上加載時，梁上翼緣受壓、下翼緣受拉，相應(yīng)受拉翼緣連接的削弱截面1-1及受壓翼緣的破壞模式不變，由于加勁板對下水平穿心板有一定的加強(qiáng)作用，相應(yīng)受拉翼緣連接的削弱截面2-2不會出現(xiàn)受拉塑性破壞，此時HTDBJ破壞模式只包括：梁受壓翼緣的屈曲破壞、與受壓翼緣相鄰腹板的鼓曲破壞、梁受拉翼緣連接中最外側(cè)螺孔削弱截面1-1的受拉塑性破壞.

HTDBJ北部連接(梁端向下加載)的試驗(yàn)及有限元分析破壞模式對比見圖8(a). 試驗(yàn)及有限元分析的破壞模式基本一致：受拉翼緣連接的1-1截面對應(yīng)的梁翼緣、2-2截面對應(yīng)的上水平穿心板均發(fā)生明顯的“頸縮”式塑性變形，1-1截面的梁翼緣螺栓孔呈橢圓形. 這主要是由于本試驗(yàn)中水平穿心板的厚度大于梁翼緣的厚度，同時梁受彎變形時，上翼緣與上水平穿心板間有脫離的趨勢，所以在1-1截面處，梁翼緣拉彎作用下更容易發(fā)生塑性變形，在2-2截面處，雖然梁翼緣厚度小于水平穿心板厚，但梁腹板對翼緣起到加勁肋的作用，因此上水平穿心板相對更易發(fā)生塑性變形破壞，受壓翼緣連接外側(cè)的梁翼緣屈曲破壞、相鄰腹板鼓曲破壞，試驗(yàn)及有限元分析的破壞模式與理論分析一致.

圖8 HTDBJ試驗(yàn)及有限元破壞模式對比

HTDBJ南部連接(梁端向上加載)的試驗(yàn)及有限元分析破壞模式對比見圖8(b). 當(dāng)梁端向上加載時，試驗(yàn)及有限元分析與理論分析相符，只發(fā)生梁受壓翼緣的屈曲破壞、與受壓翼緣相鄰腹板的鼓曲破壞，梁受拉翼緣連接中，梁翼緣最外側(cè)螺孔削弱截面1-1的受拉塑性破壞.

由上述HTDBJ的破壞模式可知，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造、節(jié)點(diǎn)中構(gòu)件截面尺寸等對節(jié)點(diǎn)的破壞模式均存在一定的影響，設(shè)計(jì)時可根據(jù)實(shí)際需求對構(gòu)造、截面尺寸進(jìn)行調(diào)整，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)符合設(shè)計(jì)需求的破壞模式.

5 計(jì)算結(jié)果分析

5.1 荷載- 位移曲線分析

通常全螺栓連接的梁柱節(jié)點(diǎn)在加載過程中會出現(xiàn)明顯的滑移現(xiàn)象，其荷載- 位移曲線會呈現(xiàn)明顯的滑移段，而且節(jié)點(diǎn)滑移之前曲線呈現(xiàn)線彈性，節(jié)點(diǎn)滑移后，由于螺桿與螺孔擠壓頂緊，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入強(qiáng)化階段，曲線呈非線性增長，達(dá)到最大值，此后節(jié)點(diǎn)屈曲破壞，曲線逐漸下降.

HTDBJ為全螺栓連接節(jié)點(diǎn)，其加載過程也應(yīng)大致符合上述規(guī)律. HTDBJ南北2個連接的試驗(yàn)及有限元分析的荷載- 位移曲線見圖9，由圖9可知，南北2個連接的試驗(yàn)及有限元分析加載曲線整體吻合較好，4條曲線均存在明顯的彈性、滑移、強(qiáng)化階段，因此4條曲線均可按加載過程大致分為彈性階段—滑移階段—強(qiáng)化階段—破壞階段. 前3個階段在試驗(yàn)及有限元分析的荷載- 位移曲線中表現(xiàn)得均很明顯，在破壞階段，南北連接有限元分析的荷載- 位移曲線有明顯下降段，而試驗(yàn)區(qū)曲線下降幅度很小，這與圖6的試驗(yàn)與有限元分析的最終破壞程度相符，這是因?yàn)槟媳?個連接在加載后期均發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)，梁端荷載不能有效地傳遞到連接區(qū)域，連接區(qū)域的破壞程度相對較小所致.

圖9 HTDBJ荷載- 位移曲線對比圖

圖10為HTDBJ南北2個連接試驗(yàn)及有限元分析的加載過程對比圖. 以有限元分析為例對其荷載- 位移曲線進(jìn)行階段標(biāo)注劃分，并給出試驗(yàn)及有限元加載過程中各階段的位移、荷載范圍，見表2.

圖10(a)為北部連接加載的試驗(yàn)及有限元分析的荷載- 位移曲線，由圖10(a)和表2可知，加載初期梁端開始出現(xiàn)較小的扭轉(zhuǎn)，側(cè)向約束與梁中部發(fā)生擠壓，曲線出現(xiàn)很小的轉(zhuǎn)折，其剛度略有增加，但整體與有限元分析曲線吻合較好. 在滑移階段，二者吻合較好，滑移荷載相差不大. 在強(qiáng)化階段末期(130 mm左右)，試驗(yàn)梁端扭轉(zhuǎn)作用開始逐漸變大，試驗(yàn)加載曲線略有上升后緩慢下降.

圖10(b)為南部連接加載的試驗(yàn)及有限元分析的荷載- 位移曲線，由圖10(b)和表2可知，梁端在滑移開始前出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)，側(cè)向約束與梁端發(fā)生擠壓，曲線呈現(xiàn)較小的彎折，其剛度略有增大. 在滑移階段，試驗(yàn)與有限元分析曲線吻合較好，滑移荷載相差不大. 在強(qiáng)化階段末期(120 mm左右)，與北部連接相似，由于試驗(yàn)梁端扭轉(zhuǎn)作用開始加大，梁端與側(cè)向約束間擠壓更加嚴(yán)重，試驗(yàn)曲線略有上升后開始緩慢下降.

圖10 南北兩連接的荷載- 位移曲線

表2 不同階段位移及荷載范圍

5.2 節(jié)點(diǎn)剛度評價

按照歐洲規(guī)范EC3[21]的評價方法，對HTDBJ的剛度進(jìn)行分類評價. 以轉(zhuǎn)動剛度為標(biāo)準(zhǔn)：1) 名義鉸接，K0≤0.5EIb/Lb. 2) 剛性連接，K0≥8EIb/Lb，無側(cè)移框架；K0≥25EIb/Lb，有側(cè)移框架. 其中：K0為節(jié)點(diǎn)初始剛度；EIb為梁的抗彎剛度；Lb為梁的跨度；Mu為節(jié)點(diǎn)抗彎承載力. 3) 半剛性連接，不滿足條件1)和2)的連接.

由表3可知，HTDBJ試驗(yàn)及有限元分析所得的初始轉(zhuǎn)動剛度均大于10倍的EIb/Lb，且有限元分析所得節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動剛度與試驗(yàn)值相差不大，說明有限元分析在彈性段與試驗(yàn)吻合較好.

表3 節(jié)點(diǎn)剛度參數(shù)

本節(jié)點(diǎn)適用于多高層裝配式鋼結(jié)構(gòu)住宅，可按有側(cè)移框架設(shè)計(jì)，按轉(zhuǎn)動剛度標(biāo)準(zhǔn)分類，HTDBJ屬于半剛性連接節(jié)點(diǎn).

5.3 節(jié)點(diǎn)延性分析

節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)β計(jì)算公式為β=θu/θy，其中：β為節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)，θu為節(jié)點(diǎn)極限彎矩對應(yīng)的轉(zhuǎn)角，θy為節(jié)點(diǎn)屈服時對應(yīng)的轉(zhuǎn)角. 當(dāng)節(jié)點(diǎn)有明顯滑移過程時，其理論的各轉(zhuǎn)角關(guān)系參考文獻(xiàn)[16]取值.

①α為節(jié)點(diǎn)初始剛度與EIb/Lb的比值.

由試驗(yàn)及有限元分析結(jié)果可得節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)及各轉(zhuǎn)角，見表4，由表4可知，南北2個方向節(jié)點(diǎn)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(xiàn)[22]關(guān)于節(jié)點(diǎn)可用于抗震區(qū)、延性性能良好的要求，所有節(jié)點(diǎn)塑性轉(zhuǎn)角均滿足歐洲規(guī)范EC8[23]關(guān)于塑性轉(zhuǎn)角大于0.035 rad的要求，說明該種節(jié)點(diǎn)均具有較強(qiáng)的塑性轉(zhuǎn)動能力.

表4 節(jié)點(diǎn)各轉(zhuǎn)角參數(shù)

對比表4中試驗(yàn)及有限元分析所得數(shù)據(jù)可知，試驗(yàn)中南北2個連接由于在加載后期均發(fā)生明顯扭轉(zhuǎn)，因此其極限彎矩轉(zhuǎn)角比有限元分析要大，相應(yīng)的塑形轉(zhuǎn)角、延性系數(shù)也比有限元分析所得數(shù)值大，南部連接向上加載與北部連接向下加載相比，無論試驗(yàn)還是有限元分析，所得數(shù)據(jù)均偏小，說明加載方向?qū)TDBJ延性存在一定的影響，這主要是由于節(jié)點(diǎn)構(gòu)造不對稱所致，因此建議在HTDBJ水平穿心板上部也焊接加勁板，使得該節(jié)點(diǎn)成為對稱構(gòu)造.

6 結(jié)論

1) HTDBJ構(gòu)造能與豎向穿心板式連接構(gòu)造在窄截面鋼管混凝土柱中共同使用，具有構(gòu)造簡單、裝配便捷、易于澆筑混凝土、傳力明確等優(yōu)點(diǎn).

2) HTDBJ均屬于半剛性連接，其試驗(yàn)及有限元分析的加載過程均可分為彈性階段、滑移階段、強(qiáng)化階段、破壞階段.

3) 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造、截面尺寸等因素對HTDBJ延性及破壞模式均有一定的影響，設(shè)計(jì)時可根據(jù)實(shí)際需要調(diào)整構(gòu)造及截面尺寸，以實(shí)現(xiàn)設(shè)計(jì)所需的破壞模式.

4) HTDBJ試驗(yàn)及有限元分析的延性系數(shù)大于6、塑形轉(zhuǎn)角大于0.035 rad，滿足相關(guān)規(guī)范的要求.