聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究

王浩，趙欣,b，馬國(guó)偉,b

(河北工業(yè)大學(xué) a.土木與交通學(xué)院；b.天津市裝配式建筑與智能建造重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300401)

模塊建筑是建筑工業(yè)化發(fā)展的高級(jí)階段，柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊因其單元輕質(zhì)高強(qiáng)、方便運(yùn)輸?shù)跹b、可實(shí)現(xiàn)一面或多面墻體完全開放等優(yōu)勢(shì)而廣泛應(yīng)用于模塊建筑[1-3]。由模塊柱、底梁和頂梁組成的三維空間結(jié)構(gòu)模塊單元水平、豎向堆疊后，同層模塊單元交匯處的模塊柱組成并柱，上下層模塊交匯處上層底梁與下層頂梁形成疊梁。模塊建筑的快速裝配特征使得柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊單元間只在角部連接，導(dǎo)致并柱與疊梁均只在各自的端部進(jìn)行連接[4]，研究表明，此連接方式的并柱只有部分組合作用[5]，疊梁無組合作用[6-7]或難以達(dá)到協(xié)同工作的理想狀態(tài)[8]，無法充分發(fā)揮材料的性能而造成材料成本的增加和浪費(fèi)。學(xué)者們從改進(jìn)模塊單元和增強(qiáng)構(gòu)件組合性能方面開展了相關(guān)研究。楊尚榮[9]提出單層梁模塊體系及其配套的榫卯螺栓連接節(jié)點(diǎn)并開展了抗震性能研究；Lee等[10]提出弱化頂梁為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件并研究了頂梁托架式連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能；Sharafi等[11]提出榫卯式模塊單元構(gòu)件以形成自鎖結(jié)構(gòu)系統(tǒng)而增強(qiáng)構(gòu)件間協(xié)同性能；Xu等[12-13]提出通過改變雙梁接觸性能提升其組合能力并開展了相關(guān)試驗(yàn)研究；王煒[14]提出異形角柱模塊單元并沿柱高度方向通過螺栓連接增強(qiáng)并柱組合性。以上研究主要集中于改善模塊體系的疊梁共同工作性能，少數(shù)研究兼顧提升并柱、疊梁的組合性能，卻加大了工廠加工及現(xiàn)場(chǎng)裝配難度，筆者提出一種聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)新型體系及其拼裝節(jié)點(diǎn)，通過3個(gè)足尺十字形節(jié)點(diǎn)試件的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，開展中節(jié)點(diǎn)的抗震性能研究。

1 聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系

為充分利用模塊結(jié)構(gòu)集成度高的優(yōu)勢(shì)，有效避免由于疊梁并柱的結(jié)構(gòu)冗余，將模塊單元間隔布置并通過聯(lián)肢單元聯(lián)接各模塊，如圖1(a)所示。模塊單元為傳統(tǒng)柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊單元，聯(lián)肢單元為同時(shí)集成天花板與地板的結(jié)構(gòu)板單元，結(jié)構(gòu)骨架由兩根平行布置的聯(lián)肢梁及橫跨于其間的次梁格柵組成，如圖1(b)所示。聯(lián)肢單元的聯(lián)肢梁直接將荷載傳遞至相鄰模塊單元的模塊柱，從而將圖1(a)中的紅色并柱簡(jiǎn)化為綠色的單柱形式。

圖1 引入聯(lián)肢單元Fig.1 Introduction of coupled

傳統(tǒng)柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊體系的疊梁由具有頂梁和底梁“雙層梁”體系的模塊單元豎向堆疊形成，因此提出弱化模塊單元底梁。具體而言，將模塊單元的頂梁設(shè)置為結(jié)構(gòu)梁，使其同時(shí)承受本層模塊單元的天花板荷載和上層模塊單元的地板荷載；將底梁設(shè)置為非結(jié)構(gòu)梁，保證模塊單元在運(yùn)輸及吊裝過程中的穩(wěn)定性，如圖2(a)所示。改進(jìn)的模塊單元豎向堆疊后避免了紅色疊梁的形成，如圖2(b)所示。

圖2 改進(jìn)模塊單元Fig.2 Improvement of modular

改進(jìn)的模塊單元雙向間隔布置并以聯(lián)肢單元連接后，再逐層布置相同單元，最終形成新型聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系，如圖3所示。聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)改進(jìn)了無組合作用或組合作用不明確的并柱、疊梁傳統(tǒng)模塊體系，從而有效減少了材料的浪費(fèi)，單元交匯處結(jié)構(gòu)構(gòu)件數(shù)量的顯著減少，大大降低了模塊間節(jié)點(diǎn)裝配難度，聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)具有了明確的傳力路徑，模塊梁、聯(lián)肢梁與模塊柱形成框架結(jié)構(gòu)抵抗水平作用。該體系中模塊結(jié)構(gòu)梁與聯(lián)肢梁選取相同截面的H型鋼，且處于同一高度以保證模塊單元與聯(lián)肢單元的結(jié)構(gòu)梁頂、底面完全平齊。并且兩者的結(jié)構(gòu)梁頂面和底面均分別集成相同構(gòu)造的地板與天花板，以保證模塊單元與聯(lián)肢單元部分的協(xié)調(diào)一致性和施工的便利性。該體系采用嚴(yán)格控制焊縫質(zhì)量的工廠焊接和快速高效全栓接的現(xiàn)場(chǎng)裝配方式，具有較高的加工與施工精度要求，可通過采用型材、自動(dòng)化焊接、數(shù)字化開孔及其自定位構(gòu)造等措施滿足其精度要求。受限于道路運(yùn)輸要求、無支撐及非貫通柱等特征，聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)適用于中低層裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑體系。

圖3 聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)Fig.3 Coupled modular steel

2 聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)

圖4為聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系典型單元間裝配示意圖，上下層模塊單元與兩個(gè)聯(lián)肢單元通過聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)連接各單元結(jié)構(gòu)構(gòu)件的端部形成結(jié)構(gòu)整體。模塊單元的模塊梁與模塊柱在工廠焊接連接，現(xiàn)場(chǎng)裝配時(shí)該節(jié)點(diǎn)需在樓板高度處豎向拼接上層模塊單元的模塊柱(以下簡(jiǎn)稱上層模塊柱)與下層模塊單元的模塊柱(以下簡(jiǎn)稱下層模塊柱)以及水平連接聯(lián)肢單元內(nèi)的聯(lián)肢梁。

圖4 聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)單元裝配Fig.4 Unit assembly of coupled modular steel

聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)的實(shí)體構(gòu)造如圖5所示。該節(jié)點(diǎn)連接上層模塊柱、下層模塊柱、模塊梁和聯(lián)肢梁。模塊柱的方鋼管柱、內(nèi)隔板、上蓋板和整體式內(nèi)套筒在工廠焊接加工為一體。內(nèi)隔板所處位置與梁下翼緣對(duì)應(yīng)，其在四邊開V形坡口后采用熔透焊與方鋼管柱壁焊接為一體。上蓋板位于方鋼管柱頂面，方鋼管柱頂壁面開V形坡口并與上蓋板焊接為一體。內(nèi)套筒由四塊鋼板通過角焊縫焊接并將底部開V形坡口與上蓋板頂面焊接，各部件位置關(guān)系如圖5(a)所示。內(nèi)套筒直接焊接至方鋼管柱而形成整體式內(nèi)套筒，降低其現(xiàn)場(chǎng)裝配難度及減少螺栓裝配工作量。該體系的分層裝配特征使得方鋼管柱需在樓板高度處斷開，這為梁柱連接采用高強(qiáng)螺栓提供了操作空間，進(jìn)一步將用于提升節(jié)點(diǎn)性能的內(nèi)隔板以及整體式內(nèi)套筒所需的上蓋板開設(shè)120 mm圓孔，以保留高強(qiáng)螺栓操作空間優(yōu)勢(shì)。模塊梁由H型鋼梁與擴(kuò)翼板組成，聯(lián)肢梁由H型鋼梁與平端板焊接而成，如圖5(b)所示。上層模塊柱與下層模塊柱通過整體式內(nèi)套筒和螺栓實(shí)現(xiàn)豎向拼接，螺栓可采用高強(qiáng)螺栓或?qū)Υ┞菟?，采用高?qiáng)螺栓時(shí)需將螺母提前焊接至整體式內(nèi)套筒內(nèi)側(cè)。聯(lián)肢梁通過角鋼和螺栓實(shí)現(xiàn)與模塊柱的連接，節(jié)點(diǎn)裝配過程如圖5(c)、(d)所示。

圖5 聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)Fig.5 Interior joint of coupled modular steel

3 試驗(yàn)概況

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為研究該節(jié)點(diǎn)的平面內(nèi)受力性能，以某3層聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)為原型，取梁柱反彎點(diǎn)處為試驗(yàn)單元，設(shè)計(jì)制作3個(gè)十字形節(jié)點(diǎn)試件CM1、CM2、CM3，基本參數(shù)如表1所示。試件所用鋼材均為Q355B，方鋼管柱采用□200×200×8，H型鋼梁采用HM194×150×6×9，內(nèi)套筒采用□180×180×12，角鋼采用∟180×90×14，以上尺寸單位均為mm。高強(qiáng)螺栓與對(duì)穿螺栓均采用10.9級(jí)M20。CM3試件的加厚核心區(qū)鋼管由14 mm厚鋼板焊接而成，鋼管底部與方鋼管柱焊接為一體。試件尺寸及節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖6所示。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

圖6 試件尺寸及節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖(單位：mm)Fig.6 Detail drawings of specimens size and joint

3.2 材性試驗(yàn)

以6組不同板厚的鋼板或型鋼各3件制作18個(gè)拉伸試樣，參考《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)，通過MTS拉伸試驗(yàn)機(jī)對(duì)各組鋼材進(jìn)行材性試驗(yàn)，結(jié)果的平均值如表2所示。

表2 鋼材力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of steel material properties

3.3 加載裝置及加載制度

試驗(yàn)采用梁柱節(jié)點(diǎn)擬靜力試驗(yàn)常用的梁端加載方式。下層模塊柱底通過銷軸與鉸支座連接形成固定鉸約束，上層模塊柱頂側(cè)面通過夾板與水平錨桿固定于反力墻上，形成豎向可移動(dòng)的鉸支座，柱頂面通過單向千斤頂施加595 kN壓力(軸壓比為0.2)，柱頂與柱底固定裝置與文獻(xiàn)[7]保持一致。聯(lián)肢梁端與模塊梁端均通過夾板與螺桿連接于作動(dòng)器，而將其約束條件視為自由端，試驗(yàn)加載裝置及對(duì)應(yīng)力學(xué)簡(jiǎn)圖如圖7所示。兩梁端分別通過MTS加載控制系統(tǒng)施加反向低周往復(fù)荷載，加載制度參考美國(guó)AISC抗震規(guī)范[15]的層間位移角加載。由于模塊梁焊接與聯(lián)肢梁栓接性能的差異性，當(dāng)一側(cè)節(jié)點(diǎn)破壞而另一側(cè)節(jié)點(diǎn)仍具有較大承載能力儲(chǔ)備時(shí)，應(yīng)卸載破壞側(cè)梁端并且繼續(xù)加載另一側(cè)梁端，直至另一側(cè)發(fā)生破壞或荷載下降到峰值荷載的85%時(shí)停止試驗(yàn)。兩梁端的加載制度如圖8所示。為便于描述，以圖7所示裝置視角為基準(zhǔn)，規(guī)定左梁作動(dòng)器向下施加推力時(shí)彎矩和層間位移角為正，向上施加拉力時(shí)彎矩和層間位移角為負(fù)。

圖7 試驗(yàn)加載裝置及力學(xué)簡(jiǎn)圖Fig.7 Test setup and mechanical

圖8 加載制度

3.4 量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)通過MTS加載控制系統(tǒng)記錄聯(lián)肢梁端的荷載F1和位移δ1以及模塊梁端的荷載F2和位移δ2，節(jié)點(diǎn)兩側(cè)的彎矩分別取為梁端荷載與加載點(diǎn)至柱軸心所在平面距離L的乘積，節(jié)點(diǎn)兩側(cè)的層間位移角分別取為梁端位移與加載點(diǎn)至柱軸心所在平面距離L的比值。

圖9 量測(cè)裝置

4 試驗(yàn)結(jié)果與討論

4.1 試驗(yàn)過程及破壞特征

CM1加載至0.03 rad時(shí),頂角鋼上部與柱壁脫開，可見明顯縫隙，加載至-0.03 rad時(shí)，聯(lián)肢梁側(cè)柱壁變形使底角鋼與平端板均與相鄰柱壁間出現(xiàn)明顯縫隙。加載至0.04 rad時(shí)，聯(lián)肢梁上翼緣螺栓滑移，加載至0.05 rad時(shí)，模塊梁上翼緣漆皮輕微脫落，聯(lián)肢梁頂角鋼與柱壁完全脫離。加載至-0.05 rad時(shí)，發(fā)生圖10(a)所示紅色圓圈區(qū)域中的焊接于模塊梁下翼緣的擴(kuò)翼板與柱壁焊縫角部的開裂現(xiàn)象，并且聯(lián)肢梁側(cè)發(fā)生圖10(d)所示的底角鋼對(duì)應(yīng)柱壁不斷鼓曲的現(xiàn)象。加載至0.05 rad時(shí)，第2次循環(huán)時(shí)圖10(a)中的開裂焊縫不斷擴(kuò)展，回零后卸載模塊側(cè)作動(dòng)器并繼續(xù)加載聯(lián)肢側(cè)。加載至0.06 rad時(shí)，第2次循環(huán)時(shí)發(fā)生圖10(c)所示紅色圓圈內(nèi)的頂角鋼加勁肋焊縫斷裂現(xiàn)象并造成荷載的急劇下降。圖10(c)中頂角鋼垂直肢對(duì)應(yīng)高強(qiáng)螺栓的失效被認(rèn)定為試件破壞并停止加載。

圖10 節(jié)點(diǎn)試件破壞形態(tài)Fig.10 Failure patterns of joint

CM2加載至0.03 rad時(shí)，聯(lián)肢梁上翼緣螺栓滑移，模塊梁發(fā)生圖10(b)所示白色區(qū)域中的下翼緣與擴(kuò)翼板焊接完全開裂現(xiàn)象，因此，回零后卸載模塊側(cè)并繼續(xù)加載聯(lián)肢側(cè)。加載至-0.03 rad時(shí)，聯(lián)肢側(cè)出現(xiàn)與CM1一致的底角鋼對(duì)應(yīng)柱壁變形而使柱壁與平端板及角鋼出現(xiàn)明顯縫隙。加載至0.04 rad時(shí)，頂角鋼垂直肢整面及平端板上部與柱壁縫隙明顯。后續(xù)加載過程中，螺栓滑移及柱壁不斷鼓曲，直至加載至0.07 rad時(shí)出現(xiàn)圖10(e)紅色圓圈所示的與CM1相同的頂角鋼加勁肋焊縫斷裂而造成荷載急劇下降的現(xiàn)象。加載至-0.07 rad時(shí)，圖10(f)紅色圓圈區(qū)域所示的底角鋼與柱壁連接處的高強(qiáng)螺栓有拔出趨勢(shì)，因此認(rèn)為試件破壞并結(jié)束試驗(yàn)。

CM3加載至0.03 rad時(shí)，聯(lián)肢梁上翼緣螺栓滑移。加載至0.04 rad時(shí)，模塊梁發(fā)生圖10(b)所示的下翼緣與擴(kuò)翼板焊縫開裂現(xiàn)象且上翼緣漆皮脫落明顯，聯(lián)肢側(cè)頂角鋼加勁肋焊縫斷裂使頂角鋼切換為無加勁肋受力模式。加載至-0.04 rad時(shí)，模塊梁上翼緣漆皮不斷脫落，聯(lián)肢梁下翼緣螺栓滑移。加載至0.04 rad時(shí)，第2循環(huán)時(shí)模塊梁發(fā)生同CM2一致的圖10(b)所示的翼緣與擴(kuò)翼板焊縫的完全貫通開裂，因此，在回零后卸載模塊側(cè)。加載至0.05 rad時(shí)，頂角鋼底部及平端板頂部均與柱壁縫隙明顯，聯(lián)肢梁的外排螺栓及角鋼外側(cè)對(duì)應(yīng)翼緣漆皮脫落明顯。后續(xù)加載中角鋼外側(cè)梁翼緣漆皮不斷脫落，加載至-0.06 rad時(shí)，角鋼外側(cè)梁翼緣呈現(xiàn)輕微局部屈曲。加載至±0.07 rad時(shí)，角鋼外側(cè)梁翼緣呈現(xiàn)明顯局部屈曲，加載至±0.08 rad時(shí)，聯(lián)肢側(cè)的下翼緣與上翼緣分別呈現(xiàn)出比圖10(g)、(h)中紅色圓圈處更加明顯的局部屈曲，并且其承載能力開始下降，翼緣變形過大，出現(xiàn)剪切破壞，認(rèn)定為試件破壞并結(jié)束試驗(yàn)。

4.2 滯回曲線

圖11為3個(gè)試件的節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)的彎矩-層間位移角滯回曲線。由圖11可知，由于節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)栓接與焊接的連接方式不同，兩者的滯回曲線呈現(xiàn)明顯的差異性，節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)滯回曲線呈弓形，節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)滯回曲線呈梭形。對(duì)比CM1與CM2的節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)，后者在加載后期呈現(xiàn)明顯捏縮，這是由于對(duì)穿螺栓受力后伸長(zhǎng)，卸載后不能恢復(fù)原長(zhǎng)，其“對(duì)拉效應(yīng)”[16]導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出較差的滯回性能。對(duì)比CM1與CM2的模塊梁，前者滯回曲線呈飽滿梭形，后者由于梁柱焊縫質(zhì)量問題開裂較早，未表現(xiàn)出良好的滯回性能。對(duì)比CM1與CM3的聯(lián)肢梁，后者滯回環(huán)更加飽滿，這是由于增大核心區(qū)厚度能夠使耗能模式由CM1的柱壁鼓曲變形轉(zhuǎn)移至CM3的螺栓滑移及梁翼緣變形，從而有效提升了節(jié)點(diǎn)的滯回性能。

圖11 彎矩-層間位移角滯回曲線Fig.11 Moment-storey drift angle hysteretic

4.3 骨架曲線

3個(gè)試件的骨架曲線如圖12所示。由圖12可知，栓接與焊接的不同連接方式使節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)骨架曲線分離明顯，兩側(cè)節(jié)點(diǎn)的承載性能存在差異。對(duì)比CM1與CM2的節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)，正向加載初期，前者的高強(qiáng)螺栓對(duì)頂角鋼較強(qiáng)的約束作用使得其承載性能高于后者；加載后期，后者模塊梁的過早退出工作反而使聯(lián)肢梁在達(dá)到相同位移時(shí)需要施加更大荷載，導(dǎo)致后者的節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)正向荷載顯著增長(zhǎng)。對(duì)比CM1與CM2的節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)，兩者骨架曲線在CM2破壞前基本重合，說明豎向拼接螺栓類型對(duì)其無明顯影響。對(duì)比CM1與CM3，增大核心區(qū)柱壁厚度能夠增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)在各加載級(jí)下的承載能力，尤其柱壁鼓曲變形的改善能夠顯著增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)的負(fù)向承載性能。

圖12 彎矩-層間位移角骨架曲線Fig.12 Moment-storey drift angle envelope

節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)的初始抗彎剛度、極限彎矩及極限層間位移角試驗(yàn)結(jié)果列于表3，其中，初始抗彎剛度通過擬合骨架曲線的彈性階段斜率得出，極限彎矩取骨架曲線極值的絕對(duì)值，由于部分構(gòu)件未出現(xiàn)下降段或荷載未下降至85%以下，極限層間位移角取終止試驗(yàn)時(shí)對(duì)應(yīng)層間位移角的絕對(duì)值。對(duì)比各試件的聯(lián)肢側(cè)極限彎矩與模塊側(cè)極限彎矩可以看出，前者普遍高于后者，這是由于模塊側(cè)焊縫的過早開裂而使其無法充分發(fā)揮承載力，聯(lián)肢側(cè)的梁全截面通過復(fù)合帶肋角鋼連接和平端連接栓接于方鋼管柱而表現(xiàn)出良好的抗彎承載力。對(duì)比CM1與CM2可知，相較于對(duì)穿螺栓，采用高強(qiáng)螺栓連接頂角鋼與模塊柱能夠顯著提升節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)的正向初始剛度，由3 157 kN·m/rad提升至4 400 kN·m/rad。兩者梁下翼緣與柱連接方式一致，但前者初始剛度略低，推斷為CM1加載過程中柱頂一側(cè)夾板松動(dòng)導(dǎo)致其抗彎剛度降低。對(duì)比CM1與CM3，增大核心區(qū)柱壁厚度能夠顯著增強(qiáng)兩側(cè)節(jié)點(diǎn)的初始抗彎剛度及抗彎承載能力，其中，聯(lián)肢側(cè)的正負(fù)向初始剛度分別提高了19.0%和33.3%，聯(lián)肢側(cè)的正、負(fù)向極限彎矩分別提高了39.3%和29.6%，模塊側(cè)的正、負(fù)向極限彎矩分別提高了7.8%和32.8%，由此說明，核心區(qū)柱壁的厚度是該類型節(jié)點(diǎn)承載性能及初始抗彎剛度的重要影響因素。

表3 節(jié)點(diǎn)試件試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Experimental results of joint specimens

4.4 剛度退化

由于各試件的節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)剛度退化不明顯，因此，圖13給出了3個(gè)試件節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)的正負(fù)向剛度退化性能柱狀圖，等效剛度退化系數(shù)取為骨架曲線中各級(jí)層間位移角下的割線剛度與初始抗彎剛度的比值。對(duì)比CM1與CM2，前者的正向剛度在0.03 rad后退化能力明顯快于后者，這是由于CM2加載至0.03 rad時(shí)模塊梁退出工作，無模塊側(cè)的協(xié)同作用反而增大了節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)的剛度。對(duì)比CM1與CM3的正向剛度退化，兩者在各層間位移角下基本保持一致，說明柱壁核心區(qū)厚度的增加對(duì)節(jié)點(diǎn)的正向剛度退化影響不顯著。對(duì)比CM1與CM3的負(fù)向剛度退化，除加載至0.06 rad時(shí)CM1模塊梁退出工作顯著增強(qiáng)了節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)負(fù)向抗彎剛度外，厚核心區(qū)柱壁的CM3負(fù)向剛度明顯緩于薄核心區(qū)柱壁的CM1，這是由于柱壁厚度的增加導(dǎo)致塑性開展由高強(qiáng)螺栓、柱壁向鋼梁發(fā)展，從而延遲了節(jié)點(diǎn)的剛度退化速度。

圖13 節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)剛度退化Fig.13 Stiffness degradation of coupled side

4.5 耗能能力

參考《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)，耗能能力通過能量耗散系數(shù)E和等效粘滯阻尼系數(shù)he表征，計(jì)算方法如圖14所示。表4給出了各試件兩側(cè)節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的耗能情況，可以看出，除CM2節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)因焊縫斷裂過早破壞外，即使節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)破壞時(shí)的層間位移角小于節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)，但仍表現(xiàn)出較強(qiáng)的耗能能力，CM1與CM3節(jié)點(diǎn)模塊側(cè)的等效粘滯阻尼系數(shù)分別達(dá)到0.270和0.245，均高于節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)。對(duì)比CM1與CM2節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)，兩者在破壞時(shí)的等效粘滯阻尼系數(shù)分別為0.196和0.135，對(duì)穿螺栓過于顯著的“對(duì)拉效應(yīng)”使節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生滑移，降低了節(jié)點(diǎn)的耗能能力。CM1與CM3節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)破壞時(shí)均表現(xiàn)出良好的耗能能力，但后者更優(yōu)，這是由于核心區(qū)柱壁厚度的增加使節(jié)點(diǎn)破壞前的耗能模式由柱壁鼓曲變形轉(zhuǎn)變?yōu)榻卿撏鈧?cè)梁翼緣屈曲變形，角鋼與聯(lián)肢梁相連接的螺栓群滑移也能夠消耗一部分能量。綜上，采用高強(qiáng)螺栓豎向拼接模塊柱以及加厚核心區(qū)柱壁均能有效提升節(jié)點(diǎn)聯(lián)肢側(cè)的耗能能力。

表4 節(jié)點(diǎn)試件耗能指標(biāo)Table 4 Energy dissipation indexes of joint specimens

5 結(jié)論

1)提出的聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系有效避免了傳統(tǒng)柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊體系的“并柱疊梁”結(jié)構(gòu)冗余問題，從而減少了材料的浪費(fèi)，降低了節(jié)點(diǎn)的裝配難度，同時(shí)使整體結(jié)構(gòu)的傳力路徑更加明確。

2)聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)左右兩側(cè)抗震性能存在差異。聯(lián)肢側(cè)滯回曲線呈弓形且具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，模塊側(cè)滯回曲線呈梭形但轉(zhuǎn)動(dòng)能力差，模塊側(cè)極限抗彎承載力普遍低于聯(lián)肢側(cè)。

3)豎向拼接采用高強(qiáng)螺栓，相較于對(duì)穿螺栓能夠有效提升聯(lián)肢側(cè)正向初始剛度，對(duì)穿螺栓的對(duì)拉效應(yīng)易削弱節(jié)點(diǎn)的耗能能力。加厚核心區(qū)柱壁能夠提升節(jié)點(diǎn)兩側(cè)的承載能力及剛度。

4)聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)有待通過優(yōu)化構(gòu)造進(jìn)一步縮小兩側(cè)抗震性能的差異。模塊側(cè)通過塑性鉸外移避免焊縫拉裂的脆性破壞，高強(qiáng)螺栓豎向拼接及適當(dāng)增加核心區(qū)柱壁厚度實(shí)現(xiàn)兩側(cè)剛度協(xié)同性。以上改進(jìn)措施有待進(jìn)一步通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬進(jìn)行研究。