陳志華，孟凡貴，劉紅波，尚靜媛，崔 萌，閆翔宇

(1.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；2.河北工程大學(xué)土木工程學(xué)院，邯鄲 056038；3.天津津貝爾建筑工程試驗(yàn)檢測(cè)技術(shù)有限公司，天津 300130；4.天津建工科技有限公司，天津 300403)

模塊建筑是一種以房間大小的預(yù)制建筑體為單位，在建筑現(xiàn)場(chǎng)用“搭積木”的方式完整地拼裝、組合起來的新型裝配式建筑形式[1-2].模塊建筑安裝速度快、工程質(zhì)量精良、節(jié)約人力物力、施工過程綠色環(huán)保，在建筑結(jié)構(gòu)中具有十分廣闊的應(yīng)用前景[3-4].模塊單元間節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式和力學(xué)性能對(duì)現(xiàn)場(chǎng)安裝的便捷性和結(jié)構(gòu)的安全性起著關(guān)鍵作用[5-6]，非常值得重點(diǎn)研究與關(guān)注.

目前，國(guó)內(nèi)外常用的鋼模塊連接節(jié)點(diǎn)主要有螺栓連接節(jié)點(diǎn)、鑄鋼連接節(jié)點(diǎn)、焊接連接節(jié)點(diǎn)和預(yù)應(yīng)力連接節(jié)點(diǎn)等形式.

(1) 螺栓連接節(jié)點(diǎn)[7]：如Chen 等[8]提出的梁-梁螺栓連接節(jié)點(diǎn)、Khan 等[9]和Ma 等[10]提出的插件螺栓連接節(jié)點(diǎn)，該類節(jié)點(diǎn)在構(gòu)件端部預(yù)留螺栓孔，通過蓋板和高強(qiáng)螺栓將相鄰兩個(gè)模塊連接在一起，連接可靠度較高，但只適用于建筑外側(cè)，施工洞口使該節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和轉(zhuǎn)動(dòng)剛度削弱.

(2) 鑄鋼連接節(jié)點(diǎn)：如Dhanapal 等[11]和Bowron等[12]提出的鑄鋼件-螺栓連接節(jié)點(diǎn)、Chen 等[13]提出的旋轉(zhuǎn)角件連接節(jié)點(diǎn)，該類節(jié)點(diǎn)通過一個(gè)鑄鋼件以及螺栓將模塊單元連接在一起，具有拆裝方便、避免截面削弱的優(yōu)勢(shì)，但對(duì)安裝誤差的敏感性較大，并對(duì)施工空間要求高.

(3) 焊接連接節(jié)點(diǎn)：如Annan 等[14]提出的全焊節(jié)點(diǎn)和劉明揚(yáng)等[15]提出的內(nèi)套筒焊接節(jié)點(diǎn)，該類節(jié)點(diǎn)通過現(xiàn)場(chǎng)焊接的方式將相鄰模塊單元連接在一起，有著無滑移、對(duì)安裝誤差不敏感的優(yōu)點(diǎn)，但也存在著不可拆卸、焊接質(zhì)量差、施工質(zhì)量不穩(wěn)定、存在殘余應(yīng)力、延性差等問題.

(4) 預(yù)應(yīng)力連接節(jié)點(diǎn)：如Chen 等[16]、Sanches等[17]和Lacey 等[18]提出的預(yù)應(yīng)力拉桿節(jié)點(diǎn)，該類節(jié)點(diǎn)在角柱內(nèi)部從下往上設(shè)置貫通的高強(qiáng)度拉桿或拉索，通過施加預(yù)應(yīng)力將上下布置的模塊單元連接起來，能夠?qū)崿F(xiàn)豎向的良好連續(xù)性，但其抗彎剛度、旋轉(zhuǎn)剛度均較低，抗傾覆性差，不利于抗震設(shè)計(jì)，不適用于高層模塊化建筑.

因此，為確保模塊鋼結(jié)構(gòu)之間連接的整體性、穩(wěn)定性、可靠性，改善模塊鋼結(jié)構(gòu)建筑的整體力學(xué)性能，本文提出了一種新型灌漿插筋式模塊鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)形式，并采用試驗(yàn)的方法，對(duì)節(jié)點(diǎn)柱的軸壓性能、軸拉性能和受彎性能進(jìn)行了深入研究.

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

本文提出的灌漿插筋式模塊鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造如圖1 所示.在水平方向上，該節(jié)點(diǎn)采用一個(gè)“田”字形的水平連接套管和高強(qiáng)螺栓實(shí)現(xiàn)4 個(gè)模塊柱的水平連接；在豎直方向上，該節(jié)點(diǎn)在上段柱和下段柱的端板上分別焊接8 根鋼筋，上段柱和下段柱的鋼筋相互交叉，在節(jié)點(diǎn)中澆筑CGM(cement-based grouting material)灌漿料實(shí)現(xiàn)豎向連接.CGM 灌漿料為水泥基灌漿材料，以高強(qiáng)度材料作為骨料，以水泥作為結(jié)合劑，輔以高流態(tài)、微膨脹、防離析等物質(zhì)配制而成，具有高流動(dòng)性、微膨脹、早強(qiáng)和高強(qiáng)等優(yōu)良特性[19]，可以對(duì)鋼筋起到很好的黏結(jié)作用，實(shí)現(xiàn)鋼模塊間節(jié)點(diǎn)的可靠連接.相較現(xiàn)有的模塊化鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)，此節(jié)點(diǎn)施工簡(jiǎn)單，上、下模塊柱通過鋼筋和灌漿料連接，避免了大面積的焊接，有著安全、便利、經(jīng)濟(jì)等諸多優(yōu)勢(shì).

圖1 灌漿插筋式模塊鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)Fig.1 Grout-reinforced connections of modular steel structures

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試驗(yàn)概況

本文共進(jìn)行了6 組節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，每組構(gòu)件進(jìn)行2 次重復(fù)試驗(yàn)，如表1 所示.試驗(yàn)構(gòu)件鋼材采用Q355B，鋼筋采用HRB500，鋼筋直徑采用14 mm 和18 mm兩種，柱截面尺寸為□200 mm×200 mm×8 mm.其中，C14、C18 為柱的軸壓試驗(yàn)，T14、T18 為柱的軸拉試驗(yàn)，F(xiàn)14、F18 為柱的抗彎試驗(yàn).

表1 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Connection test parameters

圖2 所示為灌漿插筋式模塊鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造.節(jié)點(diǎn)總長(zhǎng)438 mm，兩側(cè)橫隔板厚度為14 mm，下段柱鋼管長(zhǎng)150 mm，上段柱鋼管長(zhǎng)260 mm，上、下兩段鋼管緊密貼合，并采用結(jié)構(gòu)膠密封.

圖2 灌漿插筋式模塊鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造示意(單位：mm)Fig.2 Schematic of the grout-reinforced connections of the modular steel structures(unit：mm)

在上段柱和下段柱的橫隔板上分別焊接8 根鋼筋，上、下柱的鋼筋相互交叉，在節(jié)點(diǎn)中灌筑CGM 灌漿料，澆筑完成后將圓孔焊接補(bǔ)強(qiáng).

2.2 材性試驗(yàn)

2.2.1 鋼 材

根據(jù)《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)相關(guān)規(guī)定，本文采用萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)試驗(yàn)用鋼管和鋼筋分別進(jìn)行3 次重復(fù)拉伸測(cè)試.鋼管和鋼筋的材料性能試驗(yàn)結(jié)果如表2 所示，包括屈服強(qiáng)度fy、極限抗拉強(qiáng)度fu、彈性模量Es.其中，Q355B 表示方鋼管，HRB500-14 表示直徑為14 mm 的鋼筋，HRB500-18 表示直徑為18 mm 的鋼筋.

表2 鋼板和鋼筋的材料性能Tab.2 Material properties of the steel plates and steel bars

2.2.2 灌漿料

本次試驗(yàn)采用的灌漿料類型為Ⅲ類，A60，根據(jù)《水泥基灌漿材料》(JC/T 986—2018)的規(guī)定，測(cè)試了其抗折強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度和彈性模量，測(cè)試結(jié)果如表3 所示.

表3 CGM灌漿料的材料性能Tab.3 Material properties of cement-based grouting material

2.3 試驗(yàn)加載方案

2.3.1 軸壓試驗(yàn)

軸壓試驗(yàn)的加載裝置、試件的尺寸和測(cè)點(diǎn)布置如圖3 所示.節(jié)點(diǎn)總長(zhǎng)438 mm，兩側(cè)各焊接長(zhǎng)300 mm的200 mm×200 mm×8 mm 方鋼管，試件端板厚度為40 mm.柱軸壓試驗(yàn)采用量程為5 000 kN 的電液伺服壓力機(jī)進(jìn)行加載.在上下加載端板之間、節(jié)點(diǎn)處的橫隔板之間分別布置拉線位移計(jì)L1、L2、L3、L4，以測(cè)量軸壓試驗(yàn)過程中的相對(duì)位移；在節(jié)點(diǎn)鋼管上粘貼環(huán)向和軸向的應(yīng)變片以測(cè)量應(yīng)變.

圖3 軸壓試驗(yàn)Fig.3 Axial compression testing

2.3.2 軸拉試驗(yàn)

軸拉試驗(yàn)的加載裝置、試件尺寸和測(cè)點(diǎn)布置如圖4 所示.節(jié)點(diǎn)總長(zhǎng)438 mm，兩側(cè)各焊接長(zhǎng)300 mm 的200 mm×200 mm×8 mm 方鋼管，試件端板厚度為40 mm，端板兩側(cè)再焊接耳板與臥式拉力機(jī)的耳板連接.柱軸拉試驗(yàn)采用量程為3 000 kN 的臥式拉力機(jī)進(jìn)行加載.在上下加載端板之間、節(jié)點(diǎn)處的橫隔板之間分別布置拉線位移計(jì)L5、L6、L7、L8，以測(cè)量軸拉試驗(yàn)過程中的相對(duì)位移；在節(jié)點(diǎn)鋼管的上部和下部分別粘貼豎向的應(yīng)變片以測(cè)量軸向應(yīng)變.

圖4 軸拉試驗(yàn)Fig.4 Axial tension testing

2.3.3 抗彎試驗(yàn)

抗彎試驗(yàn)的加載裝置、試件尺寸和測(cè)點(diǎn)布置如圖5 所示.柱抗彎試件采用4 點(diǎn)加載的方式加載，節(jié)點(diǎn)兩側(cè)各焊接長(zhǎng)1 500 mm 的200 mm×200 mm×8 mm方鋼管.抗彎試驗(yàn)采用千斤頂施加壓力，使用1 000 mm 長(zhǎng)的分配梁將壓力施加在試件上.分配梁與構(gòu)件之間設(shè)置鉸支座，同樣試件兩端也設(shè)置鉸支座.中間純彎段的長(zhǎng)度為900 mm，兩側(cè)剪跨段各為1 230 mm.采用力傳感器記錄千斤頂?shù)暮奢d數(shù)值，采用位移計(jì)測(cè)量試件的豎向位移，采用應(yīng)變片捕捉試件的變形發(fā)展情況.

圖5 抗彎試驗(yàn)Fig.5 Flexural testing

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 軸壓試驗(yàn)

3.1.1 破壞模態(tài)

圖6 所示為軸壓試件的破壞模態(tài).在軸向壓力作用下，節(jié)點(diǎn)柱構(gòu)件均表現(xiàn)為上、下空鋼管的局部屈曲失穩(wěn)破壞，中間節(jié)點(diǎn)未出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象.

圖6 軸壓試件的破壞模態(tài)Fig.6 Failure modes of the axial compression specimens

發(fā)生這種現(xiàn)象的原因如下：節(jié)點(diǎn)處鋼管在軸向壓力作用下的接縫被壓緊，內(nèi)部灌漿料和鋼筋與外部鋼管形成了一個(gè)類似鋼管混凝土的整體構(gòu)件，其抗壓承載力遠(yuǎn)高于上、下兩側(cè)的空鋼管.軸壓試件發(fā)生上、下兩側(cè)空鋼管屈曲破壞，表明此節(jié)點(diǎn)具有較好的抗壓承載能力.

3.1.2 荷載-位移曲線

圖7 表示軸壓試件的荷載-位移曲線，不同鋼筋直徑的柱構(gòu)件的荷載-位移曲線基本一致.鋼筋直徑d ＝14 mm 的構(gòu)件極限荷載 2 次試驗(yàn)分別為2 471.5 kN、2 516.0 kN，對(duì)應(yīng)的整個(gè)柱子位移分別為7.0 mm、5.9 mm，中間節(jié)點(diǎn)位移分別為 0.83 mm、0.72 mm；鋼筋直徑d＝18 mm 的構(gòu)件極限荷載2 次試驗(yàn)分別為2 496.0 kN、2 494.6 kN，對(duì)應(yīng)的整個(gè)柱子位移分別為6.2 mm、6.2 mm，中間節(jié)點(diǎn)位移分別為0.72 mm、0.79 mm.

圖7 軸壓試件的荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves for the axial compression specimens

4 根構(gòu)件之間的軸壓承載力約為鋼管截面屈服承載力的97%，中間節(jié)點(diǎn)位移僅占構(gòu)件整體位移的11%左右，壓力作用下節(jié)點(diǎn)的變形很小.這表明中間節(jié)點(diǎn)的抗壓承載力高于鋼管柱，并且鋼管柱達(dá)到屈服后才出現(xiàn)了屈曲現(xiàn)象.

3.1.3 應(yīng)變分析

圖8 所示為軸壓試件的節(jié)點(diǎn)鋼管表面應(yīng)變，圖中V表示軸向，H表示環(huán)向.在軸壓作用下，中間節(jié)點(diǎn)類似于鋼管混凝土的受力模式，鋼管在水平向(軸向)表現(xiàn)為壓力，環(huán)向表現(xiàn)為壓力，并且隨著鋼筋直徑的增大，鋼筋對(duì)灌漿料的約束越強(qiáng)，鋼管的環(huán)向應(yīng)力減小.

圖8 軸壓試件中鋼的應(yīng)變Fig.8 Strain of steel in axial compression specimens

3.1.4 受力機(jī)理分析

圖9 表示軸壓試件的受力機(jī)理.軸向壓力通過端板傳遞至上、下兩段鋼管柱，進(jìn)一步傳遞至中間節(jié)點(diǎn)處鋼管，上、下柱之間的膠接縫被壓緊.中間節(jié)點(diǎn)類似于鋼管混凝土的受力模式，鋼管在軸向上為壓力，環(huán)向?yàn)槔s束灌漿料，內(nèi)部灌漿料為三向受壓狀態(tài)，并且能夠有效防止鋼管的屈曲變形.因此，中間灌漿插筋式節(jié)點(diǎn)的抗壓承載力遠(yuǎn)高于兩側(cè)鋼管柱，軸壓試件發(fā)生上、下兩側(cè)空鋼管屈曲破壞.

圖9 軸壓試件的受力機(jī)理Fig.9 Mechanical mechanism in axial compression specimens

3.1.5 承載力設(shè)計(jì)方法

在軸向壓力作用下，根據(jù)以上分析可知，灌漿插筋式節(jié)點(diǎn)的抗壓承載力遠(yuǎn)高于兩側(cè)鋼管柱，整個(gè)柱構(gòu)件的承載力由空鋼管柱決定，柱構(gòu)件的承載力的計(jì)算式為

式中：Fc表示柱構(gòu)件在軸向壓力作用下的屈服承載力；A 表示鋼管的有效截面積；fy表示鋼的屈服強(qiáng)度.

3.2 軸拉試驗(yàn)

3.2.1 破壞模態(tài)

圖10 表示軸拉試件的破壞模態(tài).在軸向拉力作用下，試件在節(jié)點(diǎn)的連接膠縫處發(fā)生分離，并且內(nèi)部灌漿料也出現(xiàn)了開裂.剖開鋼管后，觀察到內(nèi)部灌漿料表面出現(xiàn)了如圖10 所示的斜向裂縫.

圖10 軸拉試件的破壞模態(tài)Fig.10 Failure modes of the axial tension specimens

3.2.2 荷載-位移曲線

圖11 為軸拉試件的荷載-位移曲線.鋼筋直徑d＝14 mm 的構(gòu)件的鋼筋直徑較小，在拉伸過程中鋼筋發(fā)生屈服，為延性破壞，因此荷載-位移曲線延性較好，2 次試驗(yàn)的極限荷載為901.8 kN、904.8 kN，對(duì)應(yīng)的整個(gè)柱子的位移為18.0 mm、13.5 mm，中間節(jié)點(diǎn)的位移為15.1 mm、11.6 mm.鋼筋直徑d＝18 mm 的構(gòu)件的鋼筋直徑較大，在拉伸過程中鋼筋發(fā)生屈服，灌漿料發(fā)生開裂，為脆性破壞，因此荷載-位移曲線表現(xiàn)出脆性破壞特征，2 次試驗(yàn)的極限荷載為1 102.7 kN、1 017.0 kN，對(duì)應(yīng)的整個(gè)柱子的位移為 7.4 mm、4.5 mm，中間節(jié)點(diǎn)的位移為4.9 mm、2.1 mm.

圖11 軸拉試件的荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves for the axial tension specimens

鋼筋直徑d＝14 mm 的構(gòu)件的極限承載力約為鋼管極限承載力的28%，鋼筋直徑d＝18 mm 的構(gòu)件約為32%；d＝18 mm 構(gòu)件的極限位移約為d＝14 mm構(gòu)件的40%.這表明隨著鋼筋直徑的增大，試件的極限抗拉承載力增大、延性減小.

3.2.3 應(yīng)變分析

圖12 所示為軸拉試件的節(jié)點(diǎn)鋼管表面應(yīng)變.在拉力作用下橫隔板發(fā)生彎曲，造成節(jié)點(diǎn)鋼管表面的軸向應(yīng)變存在差異，S2＞S1≈S3，并且，下段柱的鋼管表面應(yīng)變差異更為明顯.

圖12 軸拉試件中鋼的應(yīng)變Fig.12 Strain of steel in axial tension specimens

3.2.4 受力機(jī)理分析

圖13 表示軸拉試件的受力機(jī)理.在拉力作用下鋼管膠縫處開裂，橫隔板發(fā)生彎曲，灌漿料表面出現(xiàn)如圖所示的斜向裂縫.如圖13 的1-1 截面所示，拉力通過鋼管傳遞至節(jié)點(diǎn)兩側(cè)橫隔板，橫隔板將拉力傳遞給焊接于橫隔板上的8 根鋼筋；上、下兩側(cè)的鋼筋依靠灌漿料實(shí)現(xiàn)搭接傳遞拉力.如截面2-2 所示，橫隔板在鋼管和鋼筋的拉力作用下發(fā)生彎曲，使得拉力在8 根鋼筋中的分配不均勻.

圖13 軸拉試件的受力機(jī)理Fig.13 Mechanical mechanism in axial tension specimens

3.2.5 承載力設(shè)計(jì)方法

在軸向拉力作用下，根據(jù)以上分析可知，節(jié)點(diǎn)的拉力依靠鋼筋之間的搭接傳遞.因此，抗拉承載力可表示為焊接鋼筋的抗拉承載力，并且需引進(jìn)一個(gè)折減系數(shù)Ψ 以考慮由于橫隔板的彎曲而造成的鋼筋受力不均.軸拉試件承載力Ft計(jì)算式為

式中：Ψ 表示鋼筋受力不均的折減系數(shù)，根據(jù)T14 和T18 試件的試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的Ψ 約為0.9 和0.7；n表示單側(cè)鋼筋數(shù)量；fy,b表示鋼筋的屈服強(qiáng)度；Ab表示鋼筋截面積.

3.3 抗彎試驗(yàn)

3.3.1 破壞模態(tài)

圖14 為抗彎試件的破壞模態(tài).如圖所示，在彎矩作用下，柱子在節(jié)點(diǎn)的連接縫隙處發(fā)生開裂，其余部位未出現(xiàn)明顯變形.在節(jié)點(diǎn)連接縫隙處，內(nèi)部灌漿料形成橫向裂縫.

圖14 抗彎試件的破壞模態(tài)Fig.14 Failure modes of the flexural specimens

3.3.2 荷載-位移曲線

圖15 為抗彎試件的荷載-位移曲線，圖中屈服點(diǎn)采用馮鵬等[20]提出的最遠(yuǎn)點(diǎn)法進(jìn)行定義.

圖15 抗彎試件的荷載-位移曲線Fig.15 Load-displacement curves for the flexural specimens

鋼筋直徑d＝14 mm 的構(gòu)件的鋼筋直徑較小，節(jié)點(diǎn)受彎過程中下方受拉，鋼筋發(fā)生屈服，試件表現(xiàn)出延性破壞，因此荷載-位移曲線延性較好，2 次試驗(yàn)的屈服荷載為 127.7 kN、129.1 kN，對(duì)應(yīng)的彎矩為78.5 kN·m、79.4 kN·m，加載點(diǎn)位移為20.4 mm、22.5 mm；極限荷載為155.8 kN、169.5 kN，對(duì)應(yīng)的彎矩為 95.9 kN·m、104.2 kN·m，加載點(diǎn)位移為42.4 mm、50.9 mm.鋼筋直徑d＝18 mm 的構(gòu)件的鋼筋直徑較大，在拉伸過程中表現(xiàn)為灌漿料的開裂破壞，為脆性破壞，因此荷載-位移曲線的延性較差，其屈服荷載為 162.9 kN、167.2 kN，對(duì)應(yīng)的彎矩為100.2 kN·m、102.8 kN·m，加載點(diǎn)位移為26.1 mm、26.9 mm；極限荷載為195.7 kN、218.9 kN，對(duì)應(yīng)的彎矩為 120.4 kN·m、134.6 kN·m，加載點(diǎn)位移為62.8 mm、64.7 mm.

鋼筋直徑d＝14 mm 的構(gòu)件的屈服承載力和極限承載力約為鋼管承載力的37%；鋼筋直徑d＝18 mm 的構(gòu)件的屈服承載力和極限承載力約為鋼管承載力的47%.d＝18 mm 構(gòu)件的極限位移約為d＝14 mm 構(gòu)件的80%；d＝18 mm 構(gòu)件的極限位移約為d＝14 mm 構(gòu)件的71%.這表明隨著鋼筋直徑的增大，試件的極限抗拉承載力增大、延性減小.

3.3.3 試件整體變形

圖16 所示為抗彎試件整體變形.在4 點(diǎn)彎加載試驗(yàn)中，柱的中間節(jié)點(diǎn)段僅承受彎矩作用，兩端的剪跨段受到剪力與彎矩的共同作用.如圖16 所示，構(gòu)件豎向位移自中部向兩側(cè)逐漸減小，中部的位移最大.隨著鋼筋直徑的增加，試件的屈服位移和極限位移均增大.

圖16 抗彎試件整體變形Fig.16 Overall deformation of the flexural specimens

3.3.4 應(yīng)變分析

圖17 表示柱抗彎試件節(jié)點(diǎn)處鋼管的應(yīng)變隨拉力增長(zhǎng)的變化情況.如圖17(a)和(c)所示，節(jié)點(diǎn)柱構(gòu)件在彎矩作用下，鋼管上部應(yīng)變?yōu)樨?fù)值，承受壓力.如圖17(b)和(d)所示，節(jié)點(diǎn)柱構(gòu)件在彎矩作用下，鋼管下部應(yīng)變?yōu)檎?，承受拉?當(dāng)構(gòu)件達(dá)到屈服承載力時(shí)，上部鋼管各部位均處于彈性狀態(tài)；當(dāng)構(gòu)件達(dá)到極限承載力時(shí)，上部鋼管中間位置處達(dá)到屈服.當(dāng)構(gòu)件達(dá)到屈服承載力和極限承載力時(shí)，下部鋼管各部位均處于彈性狀態(tài).

圖17 抗彎試件中鋼的應(yīng)變Fig.17 Strain of steel in flexural specimens

3.3.5 受力機(jī)理分析

圖18 表示柱抗彎試件的受力機(jī)理，4 點(diǎn)加載使中間節(jié)點(diǎn)處于受彎狀態(tài)，在節(jié)點(diǎn)膠縫截面上形成塑性鉸.上部壓力由鋼管傳遞至橫隔板，并分散至上部鋼管、灌漿料和鋼筋中，鋼管膠接縫壓緊.下部拉力由鋼管傳遞至橫隔板，進(jìn)而傳遞至焊接的鋼筋上，鋼筋之間依靠灌漿料實(shí)現(xiàn)搭接傳遞拉力；在鋼筋雙向拉力的作用下，灌漿料產(chǎn)生了自下而上的斜向裂縫；鋼管膠縫在拉力作用下發(fā)生開裂.

圖18 柱抗彎試件的受力機(jī)理Fig.18 Mechanical mechanism in flexural specimens

3.3.6 承載力設(shè)計(jì)方法

根據(jù)以上分析，節(jié)點(diǎn)在彎矩作用下，上部鋼管、灌漿料和鋼筋承擔(dān)壓力，而下部?jī)H靠鋼筋承擔(dān)拉力.因此，在節(jié)點(diǎn)的塑性鉸區(qū)，中性軸偏上.節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力計(jì)算式為

式中：Ab表示鋼筋截面積；y1和y2分別表示鋼筋距離節(jié)點(diǎn)構(gòu)件幾何中心的距離，分別為21 mm 和63 mm；fy,b表示鋼筋的屈服強(qiáng)度；e 表示節(jié)點(diǎn)構(gòu)件中性軸的偏心距離，根據(jù)F14 和F18 試件的試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的偏心距離分別為12 mm 和30 mm.

4 結(jié) 論

本文提出了一種灌漿插筋式模塊鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)形式，并采用試驗(yàn)和理論分析的方法，對(duì)節(jié)點(diǎn)柱的軸壓性能、軸拉性能和受彎性能進(jìn)行了深入研究，并得到了相應(yīng)的承載力計(jì)算方法，得到了以下結(jié)論.

(1) 在軸向壓力作用下，此節(jié)點(diǎn)上下兩側(cè)空鋼管發(fā)生屈曲破壞，軸壓承載力約為空鋼管截面屈服承載力的97%，表明此節(jié)點(diǎn)具有較好的抗壓承載能力；不同鋼筋直徑的試件的荷載-位移曲線基本吻合，表明節(jié)點(diǎn)的抗壓承載力與鋼筋直徑無關(guān).

(2) 在軸向拉力作用下，柱軸拉試件在節(jié)點(diǎn)的連接縫隙處發(fā)生分離，灌漿料表面呈現(xiàn)了斜向裂縫；在鋼筋直徑為14～18 mm 的范圍內(nèi)，構(gòu)件的極限抗拉承載力為鋼管極限承載力的28%～32%，并且隨著鋼筋直徑的增大，試件的極限抗拉承載力增大、延性減小.

(3) 在彎矩作用下，試件一側(cè)受拉、另一側(cè)受壓，在節(jié)點(diǎn)的連接縫隙處鋼管發(fā)生開裂，受拉區(qū)灌漿料形成斜向裂縫；在鋼筋直徑為14～18 mm 的范圍內(nèi)，構(gòu)件的抗彎承載力為鋼管承載力的37%～47%，并且隨著鋼筋直徑的增大，試件的極限抗拉承載力增大、延性減小，試件的屈服位移和極限位移均增大.