模塊化預(yù)制鋼骨混凝土柱-鋼梁組合節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究*

吳成龍 王其輝 李紹輝 劉繼明

(青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院, 山東青島 266033)

0 引 言

隨著我國(guó)社會(huì)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，裝配式建筑已成為大力發(fā)展建筑工業(yè)化的一個(gè)重要途徑。裝配式建筑結(jié)構(gòu)的創(chuàng)新研究與發(fā)展，可有效化解資源浪費(fèi)、勞動(dòng)力供需不平衡以及環(huán)境污染等問題[1-3]。裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)對(duì)建筑結(jié)構(gòu)整體的影響顯著，目前關(guān)于裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的連接構(gòu)造和抗震性能研究已廣泛開展[4-6]。Yuksel等[7]提出了分別適應(yīng)于工業(yè)和住宅的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)，并通過(guò)試驗(yàn)研究了兩種節(jié)點(diǎn)的抗震性能。結(jié)果表明，兩種類型的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)均顯示出穩(wěn)定的滯回性能，以及良好的塑性變形和能量耗散特性。Huang等[8]通過(guò)擬靜力試驗(yàn)，研究了一種新型裝配式鋼混組合多層框架節(jié)點(diǎn)，分析了不同連接板厚度、鋼筋直徑對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。Nzabonipa等[9]研究了一種干連接節(jié)點(diǎn)，其通過(guò)懸臂鋼板和螺栓來(lái)傳遞干式連接節(jié)點(diǎn)中的拉應(yīng)力，屬于完全約束的抗彎連接節(jié)點(diǎn)。Wang等[10]為了克服在地震作用下修復(fù)預(yù)制樓板的問題，提出了考慮樓板作用的新型預(yù)制預(yù)應(yīng)力梁柱節(jié)點(diǎn)。與傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)相比，新型節(jié)點(diǎn)抗震性能優(yōu)越且適用于工業(yè)生產(chǎn)。Zhang等[11]設(shè)計(jì)了通過(guò)法蘭連接預(yù)制柱的新型梁柱節(jié)點(diǎn)，通過(guò)試驗(yàn)和有限元分析了不同參數(shù)時(shí)節(jié)點(diǎn)的抗震性能。劉學(xué)春等[12]對(duì)通過(guò)螺栓進(jìn)行裝配的多高層鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)和數(shù)值分析。Elsanadedy等[13]研發(fā)了通過(guò)增設(shè)近表面鋼筋和破璃纖維聚合物來(lái)防止裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)抗倒塌的混合強(qiáng)化技術(shù)，該技術(shù)可以有效提高節(jié)點(diǎn)承載力，改善延性變形和耗能能力。目前，我國(guó)裝配式混凝土結(jié)構(gòu)和鋼結(jié)構(gòu)的發(fā)展已較為成熟，取得了諸多研究成果和應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)。然而，關(guān)于裝配式鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)中梁柱節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造設(shè)計(jì)和試驗(yàn)理論研究也尚未成熟。基于此，作者提出一種新型模塊化預(yù)制鋼骨混凝土柱(Steel reinforcement concrete，SRC柱)-鋼梁組合節(jié)點(diǎn)(以下簡(jiǎn)稱“新型節(jié)點(diǎn)”)，如圖1所示。該新型節(jié)點(diǎn)在國(guó)內(nèi)已有技術(shù)規(guī)程中尚無(wú)可參考的設(shè)計(jì)方法，其抗震性能也不明確。為此，對(duì)3個(gè)梁柱線剛度比不等的新型節(jié)點(diǎn)試件開展擬靜力試驗(yàn)，研究其破壞特征，分析其承載能力、剛度退化與耗能能力等。

圖1 新型節(jié)點(diǎn)的組成及連接構(gòu)造

1 新型節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造

新型節(jié)點(diǎn)的主要組成部件及構(gòu)造如圖1所示。該新型節(jié)點(diǎn)采用柱-節(jié)點(diǎn)核心區(qū)-梁分離式的模塊化設(shè)計(jì)，即將柱(預(yù)制SRC柱)、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)(節(jié)點(diǎn)模塊)、梁(預(yù)制鋼梁)分別作為單獨(dú)的預(yù)制模塊在工廠進(jìn)行加工，現(xiàn)場(chǎng)僅需通過(guò)連接組件(高強(qiáng)螺栓、連接板件等)裝配即可。其中，方鋼管的作用主要是承壓和抗彎剪；節(jié)點(diǎn)蓋板為變截面，其作用是用于連接預(yù)制柱和鋼梁翼緣。加勁板1、2的作用主要是用于連接鋼梁腹板，同時(shí)也是對(duì)節(jié)點(diǎn)模塊的加固補(bǔ)強(qiáng)，提高節(jié)點(diǎn)模塊的抗剪承載力，避免因節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切破壞而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)。

新型節(jié)點(diǎn)的各預(yù)制模塊均在預(yù)制廠加工，預(yù)制柱端部預(yù)埋10.9S M20摩擦型高強(qiáng)螺栓，部件運(yùn)至現(xiàn)場(chǎng)后先安裝下部SRC柱，然后通過(guò)柱端連接螺栓與節(jié)點(diǎn)模塊相連，同時(shí)將鋼梁與節(jié)點(diǎn)模塊通過(guò)10.9S M24摩擦型高強(qiáng)螺栓水平連接；最后吊裝上部SRC柱并通過(guò)螺母緊固(圖1)。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)與制作

共設(shè)計(jì)了3個(gè)試驗(yàn)試件，如表1所示，編號(hào)為J-1、J-2、J-3。圖2為新型節(jié)點(diǎn)的幾何尺寸及構(gòu)造，圖3為3個(gè)試件中不同截面尺寸的部件匯總。試件的變化參數(shù)為梁柱線剛度比(ki)[14]，它是由鋼梁截面的尺寸高度進(jìn)行控制，定義為：

圖2 新型節(jié)點(diǎn)尺寸設(shè)計(jì) mm

a—J-1；b—J-2；c—J-3。

表1 試件主要參數(shù)

(1a)

(1b)

SRC柱內(nèi)縱向鋼筋為4φ20，箍筋為φ8@100，SRC柱所用混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40。試件中所用鋼材均為Q345B級(jí)鋼，其中各連接部件的設(shè)計(jì)厚度均為10 mm，后期會(huì)根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行相應(yīng)的有限元優(yōu)化分析。柱端連接螺栓采用10.9S M20摩擦型高強(qiáng)螺栓連接，其數(shù)量和規(guī)格主要是依據(jù)滿足梁端荷載對(duì)柱端產(chǎn)生的剪力進(jìn)行設(shè)計(jì)。SRC柱內(nèi)的縱筋一端部預(yù)留50 mm刻絲，并穿過(guò)節(jié)點(diǎn)蓋板螺栓孔，另一端通過(guò)塞焊法焊接到柱端加載板固定[15]。節(jié)點(diǎn)蓋板構(gòu)造選用規(guī)程[16]中推薦的V型板。此外，抗剪連接鍵是以栓釘?shù)男问竭M(jìn)行設(shè)計(jì)，其布置與構(gòu)造如圖4所示。

2.2 材料力學(xué)特性

對(duì)3個(gè)預(yù)留的混凝土立方體(150 mm×150 mm×150 mm)試樣進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)[17]，試驗(yàn)結(jié)果見表2。鋼材單向拉伸試驗(yàn)結(jié)果見表3[18]，彈性模量取2.06×105MPa[19]。通過(guò)扭矩扳手對(duì)高強(qiáng)螺栓M20和M24分別施加155 kN和225 kN預(yù)緊力，并由供貨商提供力學(xué)參數(shù)。

表2 混凝土材料性能

表3 鋼材強(qiáng)度實(shí)測(cè)結(jié)果

2.3 加載方案

圖4和圖5為節(jié)點(diǎn)加載設(shè)置與制度示意。SRC柱的柱腳采用鉸支座固定，柱頂采用水平支撐與反力墻固定。試驗(yàn)加載時(shí)，由100 t液壓千斤頂在柱頂施加恒定的軸向力506 kN(軸壓比為0.15)；梁端低周往復(fù)荷載由兩個(gè)50 t作動(dòng)器施加并進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。試驗(yàn)采用力-位移混合控制的方法進(jìn)行加載[20](圖5)。即從試驗(yàn)加載開始到節(jié)點(diǎn)屈服，按荷載分級(jí)控制且每級(jí)循環(huán)1次；節(jié)點(diǎn)屈服后，按位移分級(jí)控制且每級(jí)循環(huán)3次，直至節(jié)點(diǎn)達(dá)到破壞條件，則試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)屈服荷載(Py)判斷主要是根據(jù)試驗(yàn)前的有限元計(jì)算，試驗(yàn)過(guò)程中的荷載-位移實(shí)時(shí)曲線與節(jié)點(diǎn)變形情況；試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析時(shí)，根據(jù)初始剛度法求得荷載-位移關(guān)系曲線上的屈服點(diǎn)。

圖4 加載設(shè)置示意 mm

圖5 加載制度

2.4 試驗(yàn)量測(cè)

根據(jù)新型節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)和試驗(yàn)前有限元的初步分析，對(duì)其不同位置處的應(yīng)變片進(jìn)行布置(圖6)。圖6中，以字母C開頭表示混凝土應(yīng)變片位置，以字母J開頭表示鋼筋應(yīng)變片位置，以字母G開頭表示鋼材應(yīng)變片位置。通過(guò)布置位移計(jì)進(jìn)行測(cè)量與計(jì)算，得到梁柱之間的相對(duì)轉(zhuǎn)角及核心區(qū)的剪切變形(圖4)?？紤]到新型節(jié)點(diǎn)加載的對(duì)稱性及粘貼數(shù)較多問題，本文在進(jìn)行應(yīng)變分析時(shí)僅選取了部分測(cè)量點(diǎn)進(jìn)行了應(yīng)變分析。

a—鋼材；b—鋼筋；c—混凝土。

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征

3.1 試件J-1

力控制時(shí)，J-1達(dá)到屈服時(shí)的轉(zhuǎn)角θy為0.018 rad，彎矩My為92 kN·m，節(jié)點(diǎn)整體處于彈性階段，此時(shí)預(yù)制柱拐角處混凝土開始出現(xiàn)水平裂縫。通過(guò)位移控制后，當(dāng)加載至2θy時(shí)，下柱柱端連接板發(fā)生彎曲變形；加載至3θy時(shí)，方鋼管底部的拐角處發(fā)生焊縫開裂，且隨著往復(fù)加載而不斷延伸，加勁板1有輕微彎曲但不明顯；加載至4θy后，方鋼管頂部與節(jié)點(diǎn)蓋板、加勁板2之間的焊縫不斷發(fā)生開裂，柱端連接板和節(jié)點(diǎn)蓋板屈曲變形明顯，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)抵抗外部荷載的能力逐漸降低。圖7為試件J-1的破壞模式。

圖7 試件J-1的破壞模式

3.2 試件J-2

力控制時(shí)，J-2達(dá)到屈服時(shí)的θy為0.023 rad，My為128 kN·m。進(jìn)入位移控制后，當(dāng)加載至2θy時(shí)，柱端連接板及節(jié)點(diǎn)蓋板發(fā)生塑性彎曲，預(yù)制柱表面開始出現(xiàn)輕微裂縫。加載至3θy時(shí)，方鋼管底部拐角處的焊縫開裂，且隨著往復(fù)加載而不斷延長(zhǎng)；加載至4θy時(shí)，因加勁板2底部焊縫開裂嚴(yán)重，柱端連接板和節(jié)點(diǎn)蓋板變形明顯，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)承載力逐漸降低。圖8為試件J-2的破壞模式。

圖8 試件J-2的破壞模式

3.3 試件J-3

力控制時(shí)，J-3達(dá)到屈服時(shí)的θy為0.022 rad，My為131 kN·m。進(jìn)入位移控制后，當(dāng)加載至2θy時(shí)，下部預(yù)制柱的連接端混凝土開始出現(xiàn)擠壓破碎現(xiàn)象；節(jié)點(diǎn)蓋板與柱端連接板之間發(fā)生塑性壓彎現(xiàn)象；加載至3θy時(shí)，節(jié)點(diǎn)承載力接近峰值，方鋼管底部拐角處的開裂焊縫，且隨著外部荷載的增加越來(lái)越嚴(yán)重；加載至4θy時(shí)，因加勁板2底部焊縫突然斷裂及柱端混凝土的脫落，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)承載力逐漸降低。圖9為試件J-3的破壞模式。

圖9 試件J-3的破壞模式

3.4 破壞特征

在初始加載階段，新型節(jié)點(diǎn)的受力性能良好，無(wú)明顯塑性變形。在彈塑性階段，柱端連接板和節(jié)點(diǎn)蓋板懸臂段均發(fā)生屈曲變形，節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)部的方鋼管拐角位置處的焊縫開始開裂，SRC柱混凝土表面裂縫的寬度和長(zhǎng)度逐漸增加，柱端混凝土逐漸發(fā)生壓碎和剝落。在破壞階段，隨著梁柱線剛度比的增大，節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)部焊縫的開裂及柱端混凝土剝落程度越來(lái)越顯著。隨著ki值的增大，節(jié)點(diǎn)呈現(xiàn)出梁端受彎(J-1試件)、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受剪(J-2試件)、柱端壓彎(J-3試件)的破壞特征。

4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 滯回曲線

圖10是節(jié)點(diǎn)的M-θ滯回曲線。3個(gè)新型節(jié)點(diǎn)的M-θ滯回曲線在正反向加載時(shí)具有較好的對(duì)稱性，且均較為飽滿，表明新型節(jié)點(diǎn)在不同梁柱線剛度比的影響下均具有良好的耗能能力。

a—J-1；b—J-2；c—J-3。

隨著ki值的增大，M-θ滯回曲線的捏縮現(xiàn)象增加，主要原因是由于在正、反向加載時(shí)，節(jié)點(diǎn)蓋板懸臂段對(duì)柱端混凝土的擠壓作用大小和破壞程度不同導(dǎo)致；同時(shí)，柱端連接板與節(jié)點(diǎn)蓋板之間因往復(fù)加載的影響而產(chǎn)生一定的間隙，該間隙隨著梁端轉(zhuǎn)角的增大而增大，導(dǎo)致兩者一直處于閉合與分離的狀態(tài)，從而造成M-θ滯回曲線的捏縮程度不斷增加。3個(gè)新型節(jié)點(diǎn)滯回曲線在屈服以后，均表現(xiàn)出一定的剛度退化，原因是在往復(fù)加載作用下，柱端連接板、節(jié)點(diǎn)蓋板懸臂段發(fā)生了明顯的塑性變形，同時(shí)柱端混凝土的剝落以及節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)部焊縫斷裂造成的。

4.2 骨架曲線及特征點(diǎn)

在骨架曲線上，不同受力狀態(tài)時(shí)所對(duì)應(yīng)的特征點(diǎn)，即屈服點(diǎn)(θy，My)、峰值點(diǎn)(θmax，Mmax)和破壞點(diǎn)(θu，Mu)[21]，如圖11所示。在確定屈服點(diǎn)時(shí)，采用初始剛度法[14]進(jìn)行確定。圖12是節(jié)點(diǎn)的M-θ骨架曲線。新型節(jié)點(diǎn)延性采用轉(zhuǎn)角延性系數(shù)μθ=θu/θy進(jìn)行表示，初始剛度(K0)取第1級(jí)荷載所對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，新型節(jié)點(diǎn)的特征點(diǎn)、初始剛度(K0)、延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果如表4所示。

圖11 特征點(diǎn)定義

圖12 彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線

通過(guò)對(duì)圖12和表4分析可知，

表4 節(jié)點(diǎn)試件各階段特征值

1)3個(gè)試件的骨架曲線均呈“S”型且具有明顯的對(duì)稱性，反映出新型節(jié)點(diǎn)穩(wěn)定的受力性能，且J-1、J-2、J-3具有明顯的彈性、彈塑性和破壞3個(gè)受力階段。

2)在彈性階段，骨架曲線基本為直線，試件J-3的剛度略微高于試件J-1和J-2；進(jìn)入屈服階段后，J-1、J-2、J-3骨架曲線的增長(zhǎng)斜率降低并逐漸發(fā)生分離；承載力達(dá)到峰值后，M-θ骨架曲線呈下降趨勢(shì)，但節(jié)點(diǎn)的受力和變形情況較為穩(wěn)定。

3)各節(jié)點(diǎn)的θu均值為0.064 6 rad(J-1)、0.076 0 rad(J-2)和0.070 5 rad(J-3)，且均超過(guò)美國(guó)FEMA-350對(duì)0.04 rad的設(shè)計(jì)要求，反映出新型節(jié)點(diǎn)試件均具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力[22]。

4.3 耗能能力

等效黏滯阻尼系數(shù)(he)可以反映出新型節(jié)點(diǎn)能量耗散的能力，其定義為：

(2)

式中：SABCD為圖13中滯回環(huán)ABCD所包圍的面積，SOBE和SODF分別為圖12中三角形OBE和ODF的面積之和。

圖13 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算示意

經(jīng)計(jì)算，得到各節(jié)點(diǎn)的he均值為0.33，表明新型節(jié)點(diǎn)試件能夠達(dá)到普通型鋼混凝土組合節(jié)點(diǎn)的能量耗散指標(biāo)，基本滿足型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)要求[23]。

圖14、15分別為各節(jié)點(diǎn)單周耗能Ei和累積耗能Etotal曲線。由圖14可知：隨著循環(huán)次數(shù)的增加，Ei值整體呈增長(zhǎng)的階梯狀。即使節(jié)點(diǎn)在加載后期的破壞階段，其單周耗能能力仍然有明顯的提高。相同加載位移時(shí)，因往復(fù)加載的疲勞效應(yīng)導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)耗能逐級(jí)下降。對(duì)比可知，在加載初始階段，J-2的Ei值較J-1、J-3的大，隨著梁端往復(fù)荷載的作用，J-1和J-2的Ei值逐漸接近，主要是因?yàn)镴-1的鋼梁截面高度較小，發(fā)生的塑性變形主要集中在梁端，以梁端受彎破壞為主。J-3鋼梁截面高度較大，以柱端受彎破壞為主，塑性變形發(fā)生在柱端連接板和節(jié)點(diǎn)蓋板之間。而J-2除了在梁端有一定的塑性變形和耗能性能外，在節(jié)點(diǎn)模塊處也會(huì)有一定的剪切變形和耗能。由圖15可知：各節(jié)點(diǎn)的Etotal曲線的整體變化趨勢(shì)基本一致。試驗(yàn)初始階段，各節(jié)點(diǎn)的力與變形呈線性關(guān)系，能量耗散較低，Etotal曲線斜率較??；隨循環(huán)次數(shù)的增加，Etotal曲線斜率增幅明顯，能量耗散效果顯著。其中J-2試件的累計(jì)耗能較高，J-1試件和J-3試件的累計(jì)耗能比較接近。

圖14 單周耗能曲線

圖15 累積耗能曲線

4.4 剛度退化

剛度退化通常采用環(huán)線剛度(Kj)進(jìn)行表示，其定義為：

(3)

圖16為各節(jié)點(diǎn)的Kj-θ曲線。各節(jié)點(diǎn)整體的剛度退化現(xiàn)象較為穩(wěn)定，正反向具有明顯的對(duì)稱性。隨著θ值的增大，Kj-θ曲線衰減變緩并趨于一致。隨著梁柱線剛度比的增大，J-1、J-2、J-3的初始環(huán)線剛度逐漸增大，表明鋼梁截面高度的提高，使得新型節(jié)點(diǎn)在初始階段時(shí)的環(huán)線剛度顯著提高，但也增加了柱端脆性破壞的可能性。

圖16 Kj-θ關(guān)系曲線

5 應(yīng)變分析

5.1 鋼材應(yīng)變分析

5.1.1H型鋼骨翼緣應(yīng)變分析

H型鋼骨翼緣應(yīng)變曲線如圖17所示。

a—J-1；b—J-2; c—J-3。

在屈服前的H型鋼骨翼緣應(yīng)變隨著荷載的增加近似呈線性增長(zhǎng)，屈服后的應(yīng)變平穩(wěn)增大。當(dāng)在節(jié)點(diǎn)接近破壞時(shí)，J-1與J-2試件的應(yīng)變曲線出現(xiàn)驟降現(xiàn)象，而J-3試件的應(yīng)變較為平穩(wěn)，主要是由于J-3試件在破壞時(shí)偏于柱端壓彎破壞，隨著梁端承載力的退化，J-3試件柱端在破壞時(shí)的受力依然較大，應(yīng)變變化較為平穩(wěn)，而J-1與J-2試件的受力主要集中在梁端和節(jié)點(diǎn)模塊，導(dǎo)致外部荷載對(duì)柱端受力的影響相對(duì)較小。各節(jié)點(diǎn)的鋼骨翼緣應(yīng)變主要在(-500～1 000)×10-6范圍內(nèi)，表明鋼骨翼緣的應(yīng)變受ki的影響較小，傳遞至預(yù)制柱的梁端荷載主要由連接螺栓承擔(dān)，柱端連接螺栓承受較大應(yīng)力和變形，保證了預(yù)制柱與節(jié)點(diǎn)模塊、鋼梁之間連接的可靠性，進(jìn)一步反映了柱端彎矩與剪力的有效傳遞。

5.1.2翼緣連接板應(yīng)變分析

翼緣連接板應(yīng)變曲線見圖18。由于鋼梁與節(jié)點(diǎn)模塊的整體連接性能較好，梁端荷載可通過(guò)翼緣連接板和腹板連接板有效傳遞至節(jié)點(diǎn)模塊和柱端，使得翼緣連接板處的塑性變形較小，破壞程度較輕。但J1試件因梁柱線剛度比較小，梁端塑性變形較為明顯，使得J1在加載破壞時(shí)的翼緣連接板達(dá)到了屈服。

a—J-1；b—J-2;c—J-3。

5.1.3鋼梁腹板應(yīng)變分析

腹板應(yīng)變曲線見圖19。當(dāng)外部荷載較小時(shí)，腹板截面應(yīng)變隨應(yīng)變片到梁底的距離近似呈正比例關(guān)系；當(dāng)節(jié)點(diǎn)逐漸發(fā)生屈服后，荷載-應(yīng)變呈非線性增長(zhǎng)，靠近翼緣位置的應(yīng)變最大，但尚未達(dá)到屈服。分析表明，鋼梁中性軸受ki的影響較小，其位置近似等于1/2梁高。

a—J-1；b—J-2;c—J-3。

5.2 鋼筋應(yīng)變分析

縱向鋼筋應(yīng)變曲線見圖20。加載初期，各節(jié)點(diǎn)的縱向鋼筋應(yīng)變呈線性增長(zhǎng)，隨著荷載繼續(xù)增大，荷載-應(yīng)變曲線斜率逐漸減小，這是因?yàn)榱憾藗鬟f至柱端的荷載主要由柱端連接螺栓承擔(dān)，而預(yù)制柱內(nèi)縱筋受到的影響相對(duì)較小。ki較大的J3試件的縱筋應(yīng)變最大，J1試件的縱筋應(yīng)變最小，進(jìn)一步反映了J3試件柱端壓彎和J1試件梁端受彎的破壞特征。

a—J-1；b—J-2;c—J-3。

5.3 混凝土應(yīng)變分析

混凝土應(yīng)變曲線見圖21，“(+)和(-)”表示拉、壓應(yīng)變。分析可知，隨著ki的增大，柱端混凝土應(yīng)變逐漸提高，主要是因?yàn)楫?dāng)ki值較大時(shí)，各節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)發(fā)生變化，梁端荷載對(duì)柱端混凝土引起的擠壓損傷程度更加嚴(yán)重；當(dāng)ki值較大時(shí)，新型節(jié)點(diǎn)以梁端受彎破壞為主，柱端混凝土的應(yīng)力較低。

圖21 混凝土應(yīng)變曲線

5.4 節(jié)點(diǎn)模塊應(yīng)變分析

節(jié)點(diǎn)模塊核心區(qū)的應(yīng)變情況是根據(jù)式(4)計(jì)算得到，如主應(yīng)變(ε1,2)定義為：

(4a)

主應(yīng)變?chǔ)?與0°方向的夾角(φ)定義為：

(4b)

式中：ε0、45、90表示應(yīng)變花在不同方向的應(yīng)變。

圖22為節(jié)點(diǎn)模塊核心區(qū)域的應(yīng)變分布。當(dāng)試驗(yàn)加載至屈服點(diǎn)時(shí)，各節(jié)點(diǎn)模塊核心區(qū)的應(yīng)變無(wú)明顯變化，當(dāng)節(jié)點(diǎn)從屈服點(diǎn)加載至峰值點(diǎn)時(shí)，節(jié)點(diǎn)模塊核心區(qū)的應(yīng)變顯著增加；在達(dá)到破壞點(diǎn)時(shí)，節(jié)點(diǎn)模塊核心區(qū)應(yīng)變因破壞形態(tài)的不同而存在差異。其中，J1試件為梁端受彎破壞，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變較小，而J2試件因偏向于節(jié)點(diǎn)剪切破壞導(dǎo)致其節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變最大。但通過(guò)對(duì)各節(jié)點(diǎn)核心區(qū)主應(yīng)變的方向分析表明，新型節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受力機(jī)理與“斜壓桿”相近[24]。

a—J-1；b—J-2;c—J-3。

6 結(jié) 論

1)隨著ki值的增大，模塊化預(yù)制鋼骨混凝土柱-鋼梁組合節(jié)點(diǎn)呈現(xiàn)出梁端受彎、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受剪、柱端壓彎的破壞特征；

2)模塊化預(yù)制鋼骨混凝土柱-鋼梁組合節(jié)點(diǎn)的M-θ滯回曲線飽滿，能量耗散能力強(qiáng)，M-θ骨架曲線呈“S”型且具有明顯的對(duì)稱性，節(jié)點(diǎn)的三階段受力過(guò)程明顯，反映出節(jié)點(diǎn)良好的力學(xué)性能；

4)隨著梁柱線剛度比的增加，縱向鋼筋和混凝土的應(yīng)變變化較大，而對(duì)H型鋼骨、鋼梁腹板和翼緣連接板的應(yīng)變影響較小，主要是因?yàn)殇摿航孛娓叨鹊脑黾犹岣吡私孛娴目箯澴冃文芰Γ龃罅酥俗冃?。各?jié)點(diǎn)核心區(qū)的受力機(jī)理與“斜壓桿”相近。