T型鋼連接鋼框架抗震性能研究

黃強，王新武，高鑫，時強

(1.洛陽理工學院 土木工程學院，河南 洛陽 471023；2.河南理工大學 土木工程學院，河南 焦作 454150)

0 引 言

鋼結構裝配式住宅建設是一種新型的建造方式[1]。2019年10月1日起實施的《裝配式鋼結構住宅建筑技術標準》JGJ/T469—2019使鋼結構裝配式住宅發展迎來空前機遇[2]。2020年初新型冠狀病毒給人民生活帶來巨大沖擊。在抗擊病毒過程中，建設單位僅用10天即建造完成3.4萬平方米武漢火神山醫院，裝配式鋼結構建筑的施工效率和中國速度再次令世界驚嘆。

梁柱節點是影響結構整體抗震性能最重要的因素之一[3-5]。在裝配式鋼框架結構體系中，梁柱由連接件和高強螺栓連接，這種節點不僅可以發生相對轉動，而且還可以傳遞一定的彎矩[6-7]，受力特征介于剛接和鉸接之間，稱之為半剛性節點。

W.F.Chen[8]在半剛性節點研究方面做了大量卓有成效的工作，收集了豐富的半剛性連接節點研究試驗數據；石文龍[9]對平齊端板連接節點進行了擬靜力試驗研究，推導了節點承載力和剛度的計算式；王新武[10]完成了20個足尺鋼框架梁柱連接節點的擬靜力試驗，試驗表明半剛性梁柱連接節點的鋼框架有較好的抗震性能，其中T型鋼半剛性連接方式在提高節點承載力方面有著明顯的作用；C.S.Gildon等[11]對2個弱軸平面節點開展了擬靜力試驗研究，結果表明,這種節點的塑性轉角達到了0.03 rad;J.Witteveen等[12]采用試驗方法研究了半剛性節點的破壞模式，分析了節點域螺栓、端板、柱腹板和柱翼緣等各組件的承載力。基于大量的試驗研究成果，EC3規范提出了組件法，即分析梁柱節點內力的傳遞路徑，進而確定所有組件的承載力和剛度。美國AISC規范以節點經歷極限彎矩之后，彎矩承載力降低至極限彎矩的20%所對應的轉角達到或大于0.03 rad，即認為該節點延性良好。我國GB50017-2017對梁柱半剛性節點進行了說明，規定極限彎矩承載力應滿足的條件，但沒有給出具體的彎矩-轉角曲線計算方法。

目前，半剛性連接節點的抗震性能試驗研究，受試驗條件等多種因素影響，多采用梁段加載模式，忽略了框架柱側向變形引起的P-δ二階效應對節點受力特性的影響。同時，鋼框架不同位置梁柱節點的試驗對比分析較少。

本文選取平面框架兩個不同位置的剖分T型鋼連接梁柱節點，以連接件厚度為參數，采用柱端加載模式進行擬靜力試驗研究，以期得到剖分T型鋼連接的邊柱節點和中柱節點的抗震性能和在低周往復荷載作用下的破壞機理。

1 試驗概況

1.1 試驗目的

對1∶ 1的足尺剖分T型鋼半剛性連接平面鋼框架中的邊柱節點和中柱節點進行擬靜力試驗，研究節點的抗震性能。

1.2 材性試驗

按照國家規范《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》GB/T2975-2018和《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》GB/T228.1-2010規定，在相同批次的鋼材中截取標準尺寸試件，并對試件表面進行拋光除銹處理。將試件安裝在600 kN電子萬能試驗機上，進行單軸拉伸試驗，測定鋼材的屈服強度、抗拉強度和伸長率等，材性試驗結果見表1。

表1 鋼材材性試驗結果

1.3 試件設計

試驗節點類型為邊柱節點和中柱節點，如圖1所示，根據《鋼結構設計標準》GB50017-2017和《建筑抗震設計規范》GB50011-2010的設計要求

圖1 節點模型圖

對試驗的梁、柱、T型件進行設計。節點中梁選用鋼材為HN350，柱子選用鋼材為HW300。T型鋼連接框架節點由梁、柱、T型件組成，使用10.9級M22高強螺栓進行連接，各構件截面尺寸見表2。螺栓預緊力通過扭矩扳手施加，螺栓預緊力大小為190 kN。

表2 構件截面尺寸

2 試驗加載和測量方案

2.1 加載方式

圖2為框架在水平荷載作用下的變形圖，試驗取反彎點之間的梁柱為加載模型。以柱端加載方式進行試驗[12-13]。為更好反映真實結構的受力方式，在梁端采用滑動支座進行約束，柱腳處設置滾排，模擬真實柱腳約束。豎向作動器對柱施加軸向荷載，通過水平方向作動器，在柱腳處施加往復荷載。節點的受力簡圖見圖3，試驗現場見圖4，試驗梁端和柱腳約束見圖5。

圖2 框架在水平荷載作用下的變形圖

圖3 柱端加載模型

圖4 試驗現場圖

圖5 邊界約束

2.2 加載方案

首先通過豎向作動器對柱頂施加200 kN軸壓，然后對梁端進行約束，在±20 kN以內進行水平方向預加載，檢查試件接觸是否良好。正式開始時，根據《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101-2015),采用力和位移混合控制加載制度，試件屈服以前，采用力控制方法，分級加載,在試件接近屈服時，減小加載級差，直至試件屈服。

試件的屈服位移如表3所示。試件屈服后，加載制度采用位移控制，位移步長為1倍的屈服位移，在柱端施加相應水平位移，進行低周往復荷載試驗，每級位移循環加載3次，直到出現較大位移或節點發生破壞，試驗停止[9]。試件的加載方案如圖6所示。本次試驗中，SJ節點加載至18倍屈服位移時試驗終止，MJ節點加載至8倍屈服位移時試驗結束。

表3 試件屈服位移表

2.3 測量方案

在T型鋼連接件和梁翼緣上選取多個關鍵點黏貼應變片，測量加載過程中節點的應變響應。在柱腳處布置位移計，該位移計的讀數作為加載過程中的位移控制依據；在梁、柱連接位置處布置拉線位移計，用于量測梁柱相對轉角θ。圖7為節點位移計布置圖。

圖7 節點位移計布置圖

梁柱節點相對轉角通過拉線位移計測量。按式(1)計算[13]

式中：disp為位移計讀數;a、b分別為位移計到柱翼緣處、梁翼緣處之間的距離。

3 結果與分析

3.1 試驗現象

圖8(a)為SJ-1試件破壞模式圖，梁上翼緣與柱連接的T型件發生過大塑性變形。圖8(b)為SJ-2試件破壞模式圖，梁下翼緣與柱連接的T型件發生斷裂破壞。兩個邊柱節點試件試驗現象相似，表4為SJ-1試件的試驗現象，加載初期，兩個邊柱節點試件處于彈性階段，加載過程中觀察不到明顯變化。隨著荷載增大，T型件翼緣腹板焊接區域開始屈服，發生較明顯的變形。

表4 SJ-1試件試驗現象

圖8 試件邊柱節點試件破壞模式

圖9(a)為MJ-1試件破壞模式圖，梁上翼緣與柱連接的T型件(圖示1區)發生斷裂破壞。圖9(b)為MJ-2試件破壞模式圖，梁上翼緣與柱連接的T型件發生較大的塑性變形(圖示1區和3區)，且柱發生較大的塑性變形。兩個中柱節點試件的試驗現象相似，表5為MJ-1試件的試驗現象。觀察可知，節點破壞時，柱軸線仍基本保持為直線；試件破壞時，柱的軸線不再是一條直線，而是變形為一條曲線，圖9(b)變形最為明顯，說明連接件厚度對T型鋼連接梁柱節點的破壞模式影響較為明顯。

表5 試件MJ-1試驗現象

圖9 試件中柱節點試件破壞模式

3.2 滯回曲線

圖10是SJ-1和SJ-2試件的彎矩-轉角滯回曲線，彎矩由試驗采集到的梁端支座約束反力轉化為節點區域的梁端彎矩，轉角為梁柱相對轉角，由拉線位移計采集到的梁柱相對位移按2.3節式(2)換算得到。

SJ-1試件滯回曲線具有菱形特征[10]，滯回曲線形狀飽滿；SJ-2試件滯回曲線呈弓形，滯回曲線受到螺栓滑移影響，具有捏縮效應。兩個試件的滯回曲線在加載前期形狀相似，說明SJ-1試件在試驗終止時仍具有一定承載力，連接件厚度小，破壞提前。

圖11～12分別是MJ-1試件和MJ-2試件左側和右側的彎矩-轉角關系滯回曲線，兩個試件滯回曲線均呈“菱形”特征，滯回曲線飽滿，MJ-2試件滯回曲線較MJ-1試件滯回曲線包括面積更大，說明連接件厚度對中柱節點滯回性能影響明顯，厚度越大，破壞延遲，節點耗能越大。

3.3 骨架曲線

圖13～14分別是邊柱節點試件和中柱節點試件的彎矩-轉角骨架曲線，試件變形具有明顯的彈性階段和塑性階段。表6為各試件的骨架曲線分析表，結合圖13～14和表6分析可知，加載初期，邊柱節點試件和中柱節點試件均處于彈性階段；隨著加載繼續，T型連接件翼緣產生較大屈服變形。連接件厚度對試件極限承載力和初始剛度具有較明顯的影響，隨連接件厚度增加，節點抗側剛度增大，極限承載力提高。對于邊柱節點，SJ-2試件極限彎矩承載力較SJ-1試件正向提高49.9%，負向提高69.6%；對于中柱節點，MJ-2試件極限彎矩承載力較MJ-1試件正向提高30.9%，負向提高23.4%。邊柱節點MJ-2試件的極限彎矩承載力較中柱節點試件正向提高27.1%，負向提高52.1%?！督ㄖ拐鹪O計規范》(GB50011-2010)中，多、高層鋼結構層間位移角限值為1/50，對應的梁柱轉角應為0.02 rad，傳統焊接節點，由于焊縫破壞，要達到0.02 rad的轉動變形是比較困難的。本文4個試件中，最小極限轉角為0.056 5 rad，表現出較好的轉動能力，有益于結構耗能。

圖13 試件邊柱節點彎矩-轉角骨架曲線

圖14 試件中柱節點彎矩-轉角骨架曲線

表6 骨架曲線分析表

3.4 剛度退化曲線

本文采用割線剛度定義試件的轉動剛度，根據同一級荷載下正負方向彎矩承載力絕對值之和與對應峰值轉角絕對值之和的比值計算。表7為各試件初始轉動剛度表。將試件剛度進行歸一化，隨荷載等級增加，試件轉動剛度在初始轉動剛度的基礎上發生退化。圖15～16分別為邊柱節點試件和中柱節點試件的剛度退化曲線。分析可知：連接件厚度對節點初始剛度影響較明顯，其中邊柱節點SJ-2試件較SJ-1試件初始剛度提高了57.3%，中柱節點MJ-2試件較MJ-1試件初始剛度平均提高44.5%。中柱節點的初始剛度較邊柱節點高。

圖15 試件邊柱節點剛度退化曲線

圖16 試件中柱節點剛度退化曲線

表7 各試件初始剛度表

3.5 延性系數

結構側移延性系數μΔ是結構屈服后的后期變形能力的重要衡量指標，采用極限轉角Δu與屈服轉角Δy的比值描述。

(3)

屈服轉角Δy由通用屈服荷載法[18]確定，如圖17所示。

圖17 通用屈服荷載法

由式(3)計算結構延性系數,結果如表8所示，分析可知，隨著連接件厚度增加，節點的側移延性系數減小。

表8 側移延性系數表

3.6 耗能分析

表9為邊柱節點試件和中柱節點試件的耗能系數和等效黏滯阻尼系數。分析可知：邊柱節點SJ-1試件和SJ-2試件的最終耗能系數分別為2.18和2.75，而中柱節點MJ-1試件和MJ-2試件的最終耗能系數分別為1.36和1.69，說明連接件厚度和節點位置對其耗能系數影響較大，即影響節點耗能能力。邊柱節點SJ-1試件和SJ-2試件的等效黏滯阻尼系數為0.35，0.42，而中柱節點MJ-1試件和MJ-2試件的等效黏滯阻尼系數分別為0.22和0.26，邊柱節點較中柱節點高59.0%，說明連接件厚度和節點位置對其等效黏滯阻尼系數亦有影響。

表9 試件各階段耗能系數和等效黏滯阻尼比

4 結 論

(1)破壞模式為T型鋼連接件斷裂或過大的塑性變形，連接件剛度越小，越容易發生斷裂破壞，不利于節點延性發展。

(2)邊柱節點試件和中柱節點試件滯回曲線飽滿，說明采用T型連接的梁柱邊柱節點和中柱節點均具有穩定的滯回性能。

(3)連接件厚度和節點位置對試件極限承載力、初始剛度、累計耗能均具有影響明顯，連接件厚度越大，試件抗震性能越好，由于受力狀態不同，邊柱試件的極限承載力高于中柱節點，但初始轉動剛度較中柱節點試件低。

(4)4個節點試件極限轉角最小為0.056 5 rad，遠高于現行抗震規范中0.02 rad的限值，且超過了美國FEMA標準要求的0.03 rad，說明采用T型鋼連接的梁柱節點具有較高的延性。