節(jié)點(diǎn)區(qū)外包鋼套預(yù)制混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)研究

張錫治 劉健敏

（1.天津大學(xué)建筑設(shè)計(jì)規(guī)劃研究總院有限公司，天津 300072；2.濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津大學(xué)，天津 300072；3.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072）

0 引 言

鋼筋混凝土柱-鋼梁（RCS）混合框架結(jié)構(gòu)充分發(fā)揮鋼筋混凝土柱抗壓性能好、鋼梁抗彎承載力高的特點(diǎn)，應(yīng)用越來(lái)越多［1］。異形柱肢寬與墻厚相同，解決了室內(nèi)露柱問(wèn)題，給用戶(hù)良好的使用感受［2］，因此鋼筋混凝土異形柱-鋼梁體系有很大的應(yīng)用空間。

異形柱較窄的肢寬導(dǎo)致了節(jié)點(diǎn)抗剪承載力不足，因此在地震作用下異形柱節(jié)點(diǎn)抗震性能薄弱問(wèn)題較為突出。目前，國(guó)內(nèi)大量學(xué)者對(duì)各類(lèi)異形柱節(jié)點(diǎn)開(kāi)展了大量的試驗(yàn)和理論研究。戎賢等［3］研究了X形配筋增強(qiáng)異形柱邊節(jié)點(diǎn)的抗震性能，結(jié)果表明在異形柱核心區(qū)加入X形配筋能有效延緩節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫開(kāi)展，改善節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)，提高邊節(jié)點(diǎn)的抗震性能。張錫治等［4］提出一種混凝土異形柱-鋼梁裝配式框架節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行受剪性能試驗(yàn)研究，受剪性能試驗(yàn)表明，節(jié)點(diǎn)區(qū)設(shè)置X形鋼筋或X形鋼板能有效提升節(jié)點(diǎn)抗剪承載力，改善節(jié)點(diǎn)抗震性能。陳宗平等［5］研究了型鋼混凝土異形柱-鋼梁空間邊節(jié)點(diǎn)在不同配鋼形式、加載角度和軸壓比下的抗震性能，結(jié)果表明實(shí)腹式配鋼試件承載能力最大，剛度退化最輕，角度為45o的試件節(jié)點(diǎn)抗剪承載力最大，提高軸壓比能增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的受剪承載力和耗能能力。薛建陽(yáng)等［6］研究了矩形鋼管混凝土異形柱-鋼梁框架節(jié)點(diǎn)的抗震性能和破壞特征，結(jié)果表明，試件的破壞模式為節(jié)點(diǎn)區(qū)柱腹板的剪切破壞和柱腹板焊縫破壞，試件滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn)，節(jié)點(diǎn)域的變形和耗能能力較強(qiáng)。劉景琛等［7］對(duì)4個(gè)異形鋼管混凝土柱-鋼梁框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究其抗震性能。結(jié)果表明，4個(gè)試件滯回曲線(xiàn)均較飽滿(mǎn)，耗能能力較好，十字形柱外環(huán)板節(jié)點(diǎn)的抗震性能優(yōu)于十字形豎向肋板節(jié)點(diǎn)。苗紀(jì)奎等［8］提出一種方鋼管混凝土柱-鋼梁外肋環(huán)板節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，分析了外肋環(huán)板節(jié)點(diǎn)梁翼緣受拉模型的傳力機(jī)理，提出了基于屈服線(xiàn)理論的節(jié)點(diǎn)承載力公式。文獻(xiàn)［3-7］對(duì)各種形式的異形柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)，但在提高裝配效率和減少成本方面仍需完善。

為提高異形柱節(jié)點(diǎn)的裝配效率并降低成本，本文基于鋼筋混凝土異形柱-鋼梁體系的優(yōu)勢(shì)，結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)化模具、工業(yè)化生產(chǎn)的理念，提出一種節(jié)點(diǎn)區(qū)外包鋼套預(yù)制混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)（圖1）。本文對(duì)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造進(jìn)行優(yōu)化，并基于塑性鉸線(xiàn)法［8］改進(jìn)肋板承載力公式得出適用于本文節(jié)點(diǎn)的承載力公式，為實(shí)際工程應(yīng)用提供參考。隨后基于選定的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造進(jìn)行梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能研究，分析此類(lèi)節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

圖1 外包鋼套的預(yù)制混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)Fig.1 Precast concrete special-shaped column-steel beam connection with steel jacket

1 試驗(yàn)概述

1.1 試件設(shè)計(jì)

梁在豎向荷載的作用下，梁柱節(jié)點(diǎn)一般同時(shí)受到剪力和彎矩的共同作用，其中彎矩荷載M可等效為梁端上下翼緣的一對(duì)力偶F，表現(xiàn)為在梁端上翼緣位置處受到拉力F的作用，下翼緣受到壓力作用。在實(shí)際工程中，由于受到梁端腹板等構(gòu)件的影響，荷載的傳遞及分配難以直觀(guān)考察。因此，以梁翼緣受拉模型為研究對(duì)象，本文設(shè)計(jì)了6個(gè)單向拉伸試件（J1—J6），研究節(jié)點(diǎn)區(qū)外包鋼套厚度和外包鋼套內(nèi)的構(gòu)造如錨固鋼筋截面面積、設(shè)置對(duì)拉鋼筋等因素對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力和破壞模式的影響。隨后在拉伸試驗(yàn)基礎(chǔ)上，對(duì)選定外包鋼管構(gòu)造的梁柱節(jié)點(diǎn)試件（KZ）進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)。

試件尺寸如圖2所示，試件節(jié)點(diǎn)區(qū)外包鋼套由4塊鋼板焊接而成，其中2塊為冷彎成型的L形鋼板，并在節(jié)點(diǎn)區(qū)陰角處的外包鋼套內(nèi)焊接錨固鋼筋。待外包鋼套制作完成后插入縱筋綁扎鋼筋籠，隨后一同放入模板內(nèi)澆筑混凝土。預(yù)制混凝土異形柱完成后，H型鋼牛腿通過(guò)豎向肋板與外包鋼套焊接，最后鋼梁通過(guò)栓焊的方式與鋼牛腿連接。鋼試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。本次試驗(yàn)所用鋼板、鋼筋依據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)》（GB/T 228—2010）［9］進(jìn)行測(cè)試，實(shí)測(cè)鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。制作試件時(shí)預(yù)留了標(biāo)準(zhǔn)混凝土試塊6塊，試驗(yàn)當(dāng)天測(cè)得平均抗壓強(qiáng)度為39.5 MPa。

表1 鋼試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

表2 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of steel properties

圖2 試件尺寸詳圖（單位：mm）Fig.2 Details of specimens（Unit：mm）

1.2 加載裝置及量測(cè)內(nèi)容

拉伸試驗(yàn)與抗震性能試驗(yàn)均在天津國(guó)能環(huán)保設(shè)備的工廠(chǎng)內(nèi)進(jìn)行，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片如圖3所示。拉伸試驗(yàn)初始加載采用荷載控制，每5 min增加一級(jí)荷載，每級(jí)荷載增量為100 kN，每級(jí)荷載加載完畢需持荷3 min保證試件受力平衡。當(dāng)荷載位移曲線(xiàn)出現(xiàn)拐點(diǎn)后采用位移控制，每級(jí)位移增量為1.5 mm，直至試件破壞。抗震性能試驗(yàn)使用荷載-位移混合控制的方式加載，試驗(yàn)加載初期時(shí)，采用荷載分級(jí)加載，每級(jí)荷載往復(fù)1次，試驗(yàn)中觀(guān)察P-Δ曲線(xiàn)判定試件屈服點(diǎn)，試件屈服后采用位移分級(jí)加載，每級(jí)位移往復(fù)2次，當(dāng)試件承載力下降至85%或試件破壞無(wú)法繼續(xù)加載時(shí)，此時(shí)停止試驗(yàn)。

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Test setup

單向拉伸加載試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖4（a）所示。低周反復(fù)加載試件測(cè)點(diǎn)布置如圖4（b）所示，位移計(jì)W1用來(lái)測(cè)量梁端位移；位移計(jì)W2、W3測(cè)量節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切變形；位移計(jì)W4、W5測(cè)量梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角情況；W6、W7分別測(cè)量柱端的豎直、水平位移，理想狀態(tài)下兩者位移應(yīng)該為零。

圖4 試件測(cè)點(diǎn)布置Fig.4 Layout of measurement points of specimens

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

為方便描述試件的試驗(yàn)現(xiàn)象，本文對(duì)試件相關(guān)區(qū)域的命名如圖5所示。

圖5 相關(guān)區(qū)域命名Fig.5 Related area naming

2.1 單向拉伸試驗(yàn)

本次單向拉伸試驗(yàn)共出現(xiàn)肋板與外包鋼套處焊縫破壞、肋板與鋼牛腿翼緣處焊縫破壞、錨固鋼筋拉斷三種破壞模式。

2.1.1 肋板與外包鋼套處焊縫破壞

以試件J2為例，在加載前期，荷載位移曲線(xiàn)呈線(xiàn)性，當(dāng)荷載繼續(xù)增大至664 kN，荷載位移曲線(xiàn)出現(xiàn)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，但試件無(wú)明顯變化，隨著荷載繼續(xù)增大，當(dāng)荷載達(dá)到691 kN時(shí)，由于焊縫質(zhì)量問(wèn)題，肋板與外包鋼管焊縫破壞，導(dǎo)致鋼牛腿翼緣將外包鋼管翼緣處撕裂，荷載迅速下降，停止試驗(yàn)。破壞模式如圖6（a）所示。

2.1.2 肋板與鋼牛腿翼緣處焊縫破壞

以試件J3為例，在加載前期，荷載位移曲線(xiàn)呈線(xiàn)性，當(dāng)荷載繼續(xù)增大至655 kN，荷載位移曲線(xiàn)出現(xiàn)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，但試件無(wú)明顯變化，隨著荷載繼續(xù)增大，當(dāng)荷載達(dá)到822 kN時(shí)，由于焊縫質(zhì)量問(wèn)題，肋板與鋼牛腿翼緣處雙面角焊縫破壞，導(dǎo)致鋼牛腿翼緣將外包鋼管翼緣處撕裂，荷載迅速下降，停止試驗(yàn)。破壞模式如圖6（b）所示。

圖6 單向拉伸試件破壞模式Fig.6 Failure modes of monotonic tensile specimens

2.1.3 錨固鋼筋拉斷

以試件J6為例，在加載前期，荷載位移曲線(xiàn)呈線(xiàn)性，當(dāng)荷載繼續(xù)增大至641 kN，荷載位移曲線(xiàn)出現(xiàn)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，但試件無(wú)明顯變化，隨著荷載繼續(xù)增大，當(dāng)荷載達(dá)到828 kN時(shí)，錨固鋼筋達(dá)到強(qiáng)度極限被拉斷，繼而外包鋼管變形嚴(yán)重，荷載迅速下降，停止試驗(yàn)。破壞模式如圖6（c）所示。

在設(shè)計(jì)試件時(shí)，預(yù)計(jì)試件出現(xiàn)兩種破壞模式，一種破壞模式如試件J6，錨固鋼筋達(dá)到強(qiáng)度極限被拉斷，內(nèi)部的構(gòu)造措施破壞導(dǎo)致外包鋼管變形過(guò)大繼而節(jié)點(diǎn)破壞；另一種破壞模式為錨固鋼筋等構(gòu)造措施滿(mǎn)足強(qiáng)度要求，而外包鋼管柱翼緣撕裂或者肋板達(dá)到強(qiáng)度極限拉斷而破壞。但試驗(yàn)由于焊縫質(zhì)量、試驗(yàn)設(shè)備等原因，試件J1—J5均未達(dá)到極限承載力便已破壞或停止加載。

2.2 低周往復(fù)加載試驗(yàn)

為方便描述，本次試驗(yàn)定義正向加載為千斤頂推出。低周往復(fù)加載試件破壞模式如圖7所示。試件在前兩級(jí)往復(fù)荷載加載中無(wú)明顯現(xiàn)象，混凝土異形柱未出現(xiàn)裂縫。在第三級(jí)往復(fù)荷載（135 kN）時(shí)，混凝土異形柱節(jié)點(diǎn)區(qū)附近出現(xiàn)一條細(xì)微斜裂縫。在第四級(jí)往復(fù)荷載（180 kN）時(shí)，原本斜裂縫長(zhǎng)度有所增加且其附近出現(xiàn)數(shù)條新裂縫。在第五級(jí)往復(fù)荷載（225 kN）時(shí)，發(fā)現(xiàn)試件滯回曲線(xiàn)斜率有所降低，結(jié)合鋼梁應(yīng)變判斷試件此時(shí)進(jìn)入屈服，此時(shí)位移計(jì)W1讀數(shù)為20 mm，此后以20 mm位移為倍數(shù)進(jìn)行位移分級(jí)加載。試件在第一級(jí)位移（20 mm）循環(huán)下，柱腹板處的裂縫繼續(xù)斜向延伸，出現(xiàn)數(shù)條斜向裂縫，長(zhǎng)度約為300 mm。在第二級(jí)位移（40 mm）循環(huán)下，柱腹板1處的斜向裂縫繼續(xù)延伸，在往復(fù)加載的作用下出現(xiàn)交叉；柱腹板2處由于翼緣肢的作用，所以并未出現(xiàn)交叉裂縫；且外包鋼管與混凝土交界處出現(xiàn)明顯的混凝土脫落。在第三級(jí)位移（60 mm）循環(huán)下，梁端出現(xiàn)塑性鉸，第二次反向加載中鋼梁下翼緣被拉斷。

圖7 低周往復(fù)加載試件破壞模式Fig.7 Failure modes of cyclic loading specimen

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 單向拉伸試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1.1 承載力與荷載-位移曲線(xiàn)

本次單向拉伸試驗(yàn)各試件的荷載位移曲線(xiàn)如圖8，試件的屈服荷載采用整體屈服點(diǎn)法［10］得到，即以初始線(xiàn)性段的延長(zhǎng)線(xiàn)與斜率近似常數(shù)的非線(xiàn)性段的切線(xiàn)相交，此對(duì)應(yīng)的荷載定義為屈服荷載。單向拉伸試件屈服荷載如表3所示。試件J1與J2，試件J3與J4荷載位移曲線(xiàn)幾乎一致，表明節(jié)點(diǎn)區(qū)有無(wú)設(shè)置對(duì)拉鋼筋對(duì)于試件的受拉性能幾乎無(wú)影響，應(yīng)變分析中對(duì)拉鋼筋應(yīng)變較小也正好佐證了這一結(jié)論。對(duì)比試件J6、J1、J3（錨固鋼筋總截面面積分別為 314 mm2、452 mm2、615 mm2）可見(jiàn)，試件J6由于錨固鋼筋強(qiáng)度不足，錨固鋼筋拉斷導(dǎo)致外包鋼管變形過(guò)大而破壞，節(jié)點(diǎn)屈服承載力低于其它兩個(gè)試件。錨固鋼筋截面面積越小，試件的初始剛度越小。對(duì)比試件J3與J5可見(jiàn)，試件屈服荷載隨外包鋼管厚度增大而增大。

表3 單向拉伸試件屈服荷載Table 3 Bearing capacity of typical points of monotonic tensile specimens

圖8 單調(diào)拉伸試件荷載-位移曲線(xiàn)Fig.8 Load-displacement curves of monotonic tensile specimens

3.1.2 單向拉伸試件應(yīng)變分析

以J1為例分析鋼牛腿應(yīng)變和肋板應(yīng)變變化規(guī)律，鋼牛腿應(yīng)變橫向分布如圖9（a）所示，肋板應(yīng)變分布如圖9（b）所示。從圖9（a）中可以看出，加載初期時(shí)，接近外包鋼管翼緣端的鋼牛腿應(yīng)變分布較為均勻，邊緣側(cè)應(yīng)變略大于中間，隨著荷載的增加，邊緣側(cè)應(yīng)變?cè)龇^大，后期時(shí)鋼牛腿翼緣邊緣測(cè)點(diǎn)應(yīng)變遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于中間測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變，中間與邊緣側(cè)的應(yīng)變相差逐漸變大，表明鋼牛腿的翼緣在單向拉伸作用下受力出現(xiàn)不均勻現(xiàn)象，且后期不均勻性越來(lái)越明顯。這是由于隨著荷載的增加，柱翼緣外包鋼管逐漸受拉發(fā)生較大變形，最終導(dǎo)致外包鋼管與異形柱的混凝土逐漸發(fā)生分離，外包鋼管受拉外凸變形，此時(shí)鋼牛腿翼緣的荷載主要傳遞至兩側(cè)肋板。

圖9 試件J1鋼板應(yīng)變分布Fig.9 Strain distribution of specimen J1

從圖9（b）中可以看出，在加載初期時(shí)，肋板各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變相差不大，隨著荷載的增大，肋板中間的測(cè)點(diǎn)50的應(yīng)變?cè)龇^大，此處有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，在試件達(dá)到屈服荷載（668 kN）時(shí)，測(cè)點(diǎn)50的應(yīng)變超過(guò)鋼材的拉伸屈服應(yīng)變（1 927με），說(shuō)明節(jié)點(diǎn)屈服始于肋板的屈服。應(yīng)力由肋板向柱外包鋼管傳遞的過(guò)程中，在肋板與柱外包鋼管的交界處開(kāi)始出現(xiàn)應(yīng)力擴(kuò)散，導(dǎo)致最終傳遞至測(cè)點(diǎn)51的應(yīng)變小于測(cè)點(diǎn)50的應(yīng)變。

3.2 低周往復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1 滯回曲線(xiàn)與骨架曲線(xiàn)

本次試驗(yàn)試件KZ的滯回曲線(xiàn)及骨架曲線(xiàn)如圖10所示。由圖10可知，在試件加載初期時(shí)，由于試件基本處于彈性階段，荷載-位移曲線(xiàn)斜率基本不變，卸載后殘余變形很小。隨著荷載繼續(xù)增大，試件節(jié)點(diǎn)區(qū)附近出現(xiàn)斜裂縫，卸載后殘余變形有所增加。進(jìn)入位移分級(jí)加載階段后，鋼梁進(jìn)入屈服階段，荷載-位移曲線(xiàn)斜率明顯減小，并且由于裂縫開(kāi)張閉合及外包鋼管與混凝土出現(xiàn)一定相對(duì)滑移，滯回環(huán)開(kāi)始出現(xiàn)捏縮效應(yīng)，滯回曲線(xiàn)呈弓形。隨著試驗(yàn)繼續(xù)加載，殘余變形隨之增大，試件滯回曲線(xiàn)的捏縮效應(yīng)更為顯著，最后試件梁端出現(xiàn)塑性鉸，鋼梁翼緣拉斷破壞，滯回曲線(xiàn)較為飽滿(mǎn)。

圖10 低周往復(fù)加載試件滯回及骨架曲線(xiàn)Fig.10 Hysteretic loops and skeleton curves of cyclic loading specimen

3.2.2 承載力與抗震性能特征參數(shù)

試件KZ承載力與抗震性能特征參數(shù)如表4所示。試件KZ采用Park［11］法計(jì)算屈服荷載，采用能量耗散系數(shù)E反映試件的耗能能力，采用位移延性系數(shù)μr描述試件延性。由圖11可知，在前期力循環(huán)加載階段試件耗能能力較小，隨著荷載增加，試件KZ耗能能力顯著增加，這是由于通過(guò)鋼梁屈服形成塑性鉸有效地增強(qiáng)了耗能能力，能量耗散系數(shù)最大值達(dá)到1.4，明顯高于普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的耗能系數(shù)0.5～0.7，由此可以看出試件KZ具有良好的耗能能力。試件KZ由于加工制作等初始缺陷，試件出現(xiàn)鋼梁翼緣拉斷導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)破壞，所以試件KZ位移延性系數(shù)較低。

圖11 能量耗散系數(shù)-位移曲線(xiàn)Fig.11 Energy dissipation coefficient-displacement curve

表4 低周往復(fù)加載試件抗震性能特征參數(shù)Table 4 Seismic performance characteristic parameters of cyclic loading specimen

采用割線(xiàn)剛度Ki分析試件的剛度退化特性，由圖12可知，試件在反復(fù)荷載作用下具有一定的剛度維持能力，前期試件剛度退化不明顯，試件屈服后剛度退化顯著增大，試件屈服時(shí)剛度約為初始剛度80%，峰值荷載時(shí)剛度約為初始剛度50%。

圖12 割線(xiàn)剛度退化曲線(xiàn)Fig.12 Secant stiffness degradation curve

3.2.3 節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切變形與梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角

通過(guò)測(cè)量試件KZ節(jié)點(diǎn)核心區(qū)腹板肢對(duì)角線(xiàn)長(zhǎng)度的變化計(jì)算得到剪切角［12］，繪制出荷載-剪切角骨架曲線(xiàn)如圖13所示。由圖13可知，在整個(gè)加載過(guò)程中，節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切變形均較小，基本呈線(xiàn)性變化，峰值荷載時(shí)剪切角γ達(dá)到最大值0.003 2 rad。試件KZ剪切角值較小，這是由于試件為梁鉸破壞，且節(jié)點(diǎn)區(qū)的外包鋼管大幅地提升了節(jié)點(diǎn)的剛度與強(qiáng)度。

圖13 荷載-剪切角骨架曲線(xiàn)Fig.13 Load-shear angle skeleton curve

對(duì)于本次試驗(yàn)而言，梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角由三部分組成：①鋼梁在荷載下的變形；②混凝土異形柱的變形；③節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切變形。試件KZ的荷載-梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角骨架曲線(xiàn)如圖14所示，由圖14可知，在試件荷載循環(huán)加載階段，荷載與梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角大致呈線(xiàn)性關(guān)系，隨著荷載繼續(xù)增加，當(dāng)試件屈服進(jìn)入塑性階段后，梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角顯著增大，θ最大值為0.017 5 rad。而試件KZ的最大剪切角γ為0.003 2 rad，約為最大梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角θ的18%，表明試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的抗剪強(qiáng)度和剛度均較大，梁柱轉(zhuǎn)角變形主要源于鋼梁變形，這也與試驗(yàn)現(xiàn)象相符。

圖14 荷載-梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角骨架曲線(xiàn)Fig.14 Load-beam column relative angular skeleton curve

3.2.4 低周往復(fù)加載試件應(yīng)變分析

圖15（a）為試件KZ鋼梁翼緣應(yīng)變變化規(guī)律，從圖15（a）中可以看出，在加載初期時(shí)，測(cè)點(diǎn)42、43、44應(yīng)變相差不大，橫向分布較為均勻，在試件屈服后，測(cè)42、44的應(yīng)變迅速增大，測(cè)點(diǎn)43的應(yīng)變?cè)龇^小，試件破壞時(shí)，測(cè)點(diǎn)43應(yīng)變也只接近屈服值，此時(shí)鋼梁的應(yīng)力沿橫向分布極不均勻，表現(xiàn)為中間小兩端大。圖15（b）為外包鋼管H3測(cè)點(diǎn)荷載-剪切應(yīng)變曲線(xiàn)，曲線(xiàn)大致呈線(xiàn)性，最大剪切應(yīng)變?yōu)? 980με，說(shuō)明外包鋼管能有效地承擔(dān)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪力，并且試件梁端破壞時(shí)節(jié)點(diǎn)區(qū)還未屈服，6 mm厚度的外包鋼管滿(mǎn)足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)要求。

圖15 試件KZ鋼板應(yīng)變分布Fig.15 Strain distribution of specimen KZ

4 節(jié)點(diǎn)承載力與傳力機(jī)理分析

節(jié)點(diǎn)屈服機(jī)制如圖16、圖17所示，節(jié)點(diǎn)傳力機(jī)理如圖18所示。

圖16 外包鋼套翼緣屈服機(jī)制1［8］Fig.16 Yield mechanism 1 of steel jacket

圖17 外包鋼套翼緣屈服機(jī)制2Fig.17 Yield mechanism 2 of steel jacket

圖18 節(jié)點(diǎn)傳力機(jī)理Fig.18 Load-transferring mechanism of joint

文獻(xiàn)［8］基于塑性鉸線(xiàn)法給出了肋板節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算公式，其外包鋼管屈服機(jī)制如圖16所示。實(shí)際上本試驗(yàn)試件的鋼梁翼緣與柱等寬，并且外包鋼管只在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)布置，因此改進(jìn)后的外包鋼管翼緣的屈服機(jī)制如圖17所示，在此基礎(chǔ)上得到適用于本文節(jié)點(diǎn)的承載力公式。

鋼牛腿翼緣傳遞的拉力由肋板和外包鋼管翼緣承擔(dān)，承載力分別為Pb和Pe。

式中：tb為肋板的厚度；hb為肋板的寬度；fyb為肋板的屈服強(qiáng)度。

式中：Mp為外包鋼管翼緣單位長(zhǎng)度屈服彎矩（Mp=fyt2/4）；X由Pe最小條件確定，t為外包鋼管厚度，ty為鋼牛腿翼緣厚度；d為外包鋼管翼緣內(nèi)邊緣長(zhǎng)度（d=D-2t）；D為外包鋼管翼緣外邊緣長(zhǎng)度。

節(jié)點(diǎn)屈服承載力Py如下式：

式中，α為共同工作系數(shù)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果取為0.8。

為驗(yàn)證節(jié)點(diǎn)承載力公式的準(zhǔn)確性，將鋼材材性試驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)及試件參數(shù)代入公式（3），得到節(jié)點(diǎn)屈服承載力理論值，將節(jié)點(diǎn)屈服承載力理論值與試驗(yàn)值列入表5。

表5 屈服承載力理論值與試驗(yàn)值Table 5 Theoretical and experimental values of yield bearing capacity kN

由表5可知，對(duì)于試件J1—J4（外包鋼管厚度皆為6 mm），4個(gè)試件的屈服承載力試驗(yàn)值幾乎一致，且與理論值吻合較好（誤差小于6%），說(shuō)明只要錨固鋼筋等構(gòu)造措施滿(mǎn)足強(qiáng)度要求，試件承載計(jì)算公式具有較高精度。錨固鋼筋的抗拉承載力為總截面面積乘以其抗拉強(qiáng)度，建議錨固鋼筋承載力不小于Py/3（Py為節(jié)點(diǎn)屈服承載力），由此可以在設(shè)計(jì)時(shí)確定錨固鋼筋數(shù)量及直徑，避免錨固鋼筋破壞導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)破壞。

5 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)外包鋼套預(yù)制混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的單向拉伸試驗(yàn)和低周往復(fù)加載試驗(yàn)，得出如下幾點(diǎn)結(jié)論：

（1）外包鋼管內(nèi)部陰角處焊接錨固鋼筋能有效地防止外包鋼管陰角處變形，避免由于外包鋼管變形過(guò)大導(dǎo)致的節(jié)點(diǎn)破壞，而設(shè)置對(duì)拉鋼筋對(duì)于防止外包鋼管陰角處變形并無(wú)效果。

（2）錨固鋼筋等構(gòu)造措施滿(mǎn)足強(qiáng)度要求時(shí)，本文提出的肋板承載計(jì)算公式具有較高精度，建議錨固鋼筋承載力不小于Py/3（Py為節(jié)點(diǎn)屈服承載力），由此可以在設(shè)計(jì)時(shí)確定錨固鋼筋數(shù)量及直徑，避免錨固鋼筋破壞導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)破壞。

（3）低周往復(fù)加載試件滯回曲線(xiàn)較為飽滿(mǎn)呈弓形。其能量耗散系數(shù)最大值為1.4，峰值荷載時(shí)剛度約為初始剛度的50%，具有良好的耗能能力和剛度維持能力。

（4）低周往復(fù)加載試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切變形較小，梁柱轉(zhuǎn)角變形主要源于鋼梁變形，外包鋼套能有效提升節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪強(qiáng)度及剛度，實(shí)現(xiàn)“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)原則。