鋼管混凝土柱-鋼梁下栓上焊隔板貫通節(jié)點(diǎn)抗震試驗(yàn)研究

余玉潔，林思文，張超，丁發(fā)興，蔣麗忠，魏標(biāo)

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙，410075；2.湖南省裝配式建筑工程技術(shù)研究中心，湖南長沙，410075)

鋼管混凝土柱[1]充分結(jié)合了混凝土與鋼材各自的優(yōu)點(diǎn)，具有抗震性能好、施工方便等突出特點(diǎn)。許多學(xué)者對鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的連接方式和受力性能展開了廣泛研究。常見的節(jié)點(diǎn)形式有內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)、外環(huán)板式節(jié)點(diǎn)和隔板貫通式節(jié)點(diǎn)[2-4]等。陳以一等[5]對6 個隔板貫通節(jié)點(diǎn)和2 個內(nèi)隔板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隔板厚度、隔板與梁翼緣的焊縫質(zhì)量是保證節(jié)點(diǎn)滯回能力的關(guān)鍵。姜忻良等[6]開展了4個足尺十字形隔板貫通節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)鋼梁翼緣與隔板的細(xì)部連接構(gòu)造對節(jié)點(diǎn)的延性、耗能能力和剛度退化有較大影響。榮彬等[7]通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)和有限元模擬，對T字形和十字形方鋼管柱隔板貫通節(jié)點(diǎn)的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行了研究。李自林等[8]開展了全螺栓隔板貫通節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)全螺栓連接具有良好的抗震性能，且螺栓的滑移提高了節(jié)點(diǎn)的變形能力和延性性能。鋼管混凝土柱-H 型鋼梁焊接式節(jié)點(diǎn)中，由于腹板阻隔使得鋼梁下翼緣焊縫不能連續(xù)施焊，焊縫質(zhì)量難以保證。當(dāng)鋼結(jié)構(gòu)采用鋼筋混凝土樓板或組合式樓板時(shí)，混凝土樓板采用栓釘與鋼梁上翼緣錨固。樓板共同參與受力會使得鋼梁內(nèi)中性軸上移，下翼緣承受荷載增大。在美國北嶺和日本神戶地震中，鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)多出現(xiàn)下翼緣焊縫脆性斷裂的現(xiàn)象[9]。為解決下翼緣焊縫斷裂問題，并提高裝配化程度，陳志華等[10]提出下栓上焊式隔板貫通節(jié)點(diǎn)構(gòu)造，該節(jié)點(diǎn)的鋼梁下翼緣與下隔板采用螺栓連接，上翼緣與上隔板焊接。該不對稱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造可能導(dǎo)致上下翼緣具有不同的承載和變形能力，使得該節(jié)點(diǎn)的工作機(jī)理以及抗震性能與傳統(tǒng)隔板貫通節(jié)點(diǎn)不同。另一方面，當(dāng)應(yīng)用組合樓板時(shí)，由于混凝土材料的抗壓強(qiáng)度高，抗拉強(qiáng)度小，樓板對正彎矩承載力的強(qiáng)化作用更大，而對提高負(fù)彎矩承載力有限。樓板的非對稱協(xié)同工作機(jī)制使得下栓上焊節(jié)點(diǎn)的工作機(jī)理更加復(fù)雜。為了進(jìn)一步了解這種非對稱連接節(jié)點(diǎn)的工作機(jī)理以及樓板的組合效應(yīng)，對6個下栓上焊隔板貫通節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)，以探究下翼緣螺栓數(shù)量和連接方式、樓板的組合效應(yīng)以及下貫通隔板厚度對其抗震性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

選取平面框架中的邊節(jié)點(diǎn)為研究對象，共設(shè)計(jì)6個試件，節(jié)點(diǎn)示意圖和詳細(xì)尺寸見圖1。該試驗(yàn)主要研究下栓上焊連接對于節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。為保證強(qiáng)柱弱梁準(zhǔn)則，節(jié)點(diǎn)柱肢采用截面寬度和厚度分別為250.0 mm和8.0 mm的冷彎方鋼管，鋼梁采用高×寬×腹板厚×翼緣厚為300.0 mm×150.0 mm×6.5 mm×9.0 mm的H型鋼梁。鋼管、鋼梁、貫通隔板、腹板連接板等鋼材型號為Q345B，腹板螺栓和下翼緣螺栓采用10.9 級M22 摩擦型高強(qiáng)螺栓。鋼管柱內(nèi)混凝土等級為C40，樓板混凝土等級為C30。樓板內(nèi)每隔150 mm 配直徑為10 mm 的HPB235級鋼筋，雙層雙向布置，板內(nèi)鋼筋與鋼管柱壁之間不進(jìn)行連接處理。按照GB 50017—2017“鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)”[11]中完全剪力連接的設(shè)計(jì)要求，在鋼梁的上翼緣每隔90 mm 布置雙排直徑為13 mm 的普通圓柱頭焊釘作為剪力連接件，形成鋼-混凝土組合梁。

圖1 試件幾何尺寸及構(gòu)造Fig.1 Dimensions and details of specimens

試件的基本參數(shù)見表1。試件WF 為傳統(tǒng)的栓焊混合連接節(jié)點(diǎn)，用作試驗(yàn)對比組，其余試件均為下栓上焊隔板貫通節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖2所示。下栓上焊節(jié)點(diǎn)中下隔板包含外伸端板段與鋼梁下翼緣螺栓連接。節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)中貫通隔板在連接區(qū)域縮減寬度至與鋼梁翼緣等寬，同時(shí)，采用圓弧形倒角構(gòu)造以避免應(yīng)力集中。腹板連接板提前與鋼管混凝土柱壁角焊縫相連。連接時(shí)，先吊裝鋼梁擱置于下隔板之上，連接下翼緣和腹板螺栓，并初擰緊固。之后對上隔板和鋼梁上翼緣采用對接焊縫連接，對腹板螺栓和鋼梁下翼緣螺栓復(fù)擰至設(shè)計(jì)預(yù)緊力(根據(jù)GB 50017—2017“鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)”查得)。樓板組合節(jié)點(diǎn)鋼梁連接方式類似。鋼梁上翼緣提前設(shè)有栓釘，待鋼梁節(jié)點(diǎn)區(qū)域連接完成后，在其上部區(qū)域布設(shè)樓板鋼筋并澆筑混凝土成型。

圖2 節(jié)點(diǎn)試件構(gòu)造及制作過程Fig.2 Connection details and the fabrication process

表1 試件基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of specimens

本試驗(yàn)參照文獻(xiàn)[10]中鋼梁上下翼緣等強(qiáng)連接的設(shè)計(jì)要求計(jì)算下翼緣螺栓數(shù)量。當(dāng)下翼緣采用4排(8 個)螺栓時(shí)，可使下翼緣連接的抗滑移強(qiáng)度略高于上翼緣的設(shè)計(jì)屈服強(qiáng)度，因此，試件B4 作為下栓上焊節(jié)點(diǎn)基準(zhǔn)試件。試件B2采用2排(4個)螺栓連接，探究下翼緣為弱螺栓連接時(shí)節(jié)點(diǎn)的抗震性能。試件C4 為下翼緣4 排螺栓連接的帶樓板節(jié)點(diǎn)，可與B4 試件對比考察樓板組合效應(yīng)的影響。試件C3 用于研究下翼緣采用弱連接時(shí)樓板組合效應(yīng)對于節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。上述試件中貫通隔板厚度均為12 mm。下隔板螺栓連接中螺栓孔會削弱下隔板有效承載截面，將可能導(dǎo)致下隔板被拉斷。因此，實(shí)驗(yàn)中補(bǔ)充C4B16試件，即在C4節(jié)點(diǎn)構(gòu)造基礎(chǔ)上，采用16 mm 厚的下貫通隔板來研究下隔板增強(qiáng)對于節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度和變形能力的影響。

1.2 材料性能

進(jìn)行節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)之前，依據(jù)GB/T 2975—2018[12]在方鋼管、H 型鋼梁和貫通隔板截取材料性能試件，并按照GB/T 228.1—2010[13]進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。每種鋼板提取3組試樣，并取3組試樣性能指標(biāo)結(jié)果的平均值作為該鋼材力學(xué)性能指標(biāo)的代表值。鋼材主要性能指標(biāo)見表2。

表2 鋼材材料性質(zhì)Table 2 Material properties of steels

混凝土材料在實(shí)驗(yàn)前經(jīng)過試配確定了鋼管柱內(nèi)C40 混凝土的配合比(即水、水泥、砂、石子質(zhì)量比)為0.50∶1.00∶1.49∶2.99，砂率為0.33；樓板C30 混凝土的水、水泥、砂、石子的質(zhì)量比為0.60∶1.00∶2.09∶3.88，砂率為0.35。配制的混凝土均未添加外加劑。在澆筑試件內(nèi)混凝土的同時(shí)制作邊長為150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，與試件同條件養(yǎng)護(hù)，并在節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)前測得各試件內(nèi)C40和C30混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度，結(jié)果見表3。

表3 混凝土材料性質(zhì)Table 3 Material properties of concrete

1.3 試驗(yàn)加載和測量內(nèi)容

試驗(yàn)裝置如圖3所示。柱底與固定鉸支座相連，柱頂設(shè)置1個球鉸以實(shí)現(xiàn)柱端鉸接，同時(shí)，柱頂設(shè)置水平拉桿以限制柱端側(cè)向位移。試驗(yàn)中，在鋼梁端部通過100 t 拉壓電液伺服作動器進(jìn)行低周往復(fù)加載，加載點(diǎn)到柱中心線的距離為1.86 m。滯回試驗(yàn)之前通過柱頂分配梁施加827.8 kN 軸壓力使軸壓比為0.2，且該軸壓力在滯回試驗(yàn)過程中保持恒定。在無樓板節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)中，鋼梁兩側(cè)由1對剛性側(cè)向支撐，以約束鋼梁的平面外扭轉(zhuǎn)。

試驗(yàn)的測量方案如圖3(a)所示。沿鋼梁跨度方向布置W1 至W4 共4 個位移計(jì)以測量加載中鋼梁的撓度變化。沿鋼管混凝土柱高度方向布置W5至W8 共4 個位移計(jì)以監(jiān)測其水平側(cè)移和轉(zhuǎn)動狀況。同時(shí)，在節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵位置布置應(yīng)變片以監(jiān)測節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變。試驗(yàn)前，在試件關(guān)鍵連接區(qū)域刷涂白灰，通過試驗(yàn)中涂料的剝落程度觀測各部位的屈服和塑性發(fā)展?fàn)顩r，并觀測下翼緣螺栓連接處的滑移。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Test setup

試驗(yàn)加載制度參考美國鋼結(jié)構(gòu)抗震規(guī)范(AISC 341-16)[14]，選用層間位移角控制加載以直接對比不同構(gòu)造節(jié)點(diǎn)的抗震性能。前3 級位移分別為0.003 75，0.005 00 和0.007 50 rad，每級循環(huán)往復(fù)加載6次；第4級位移為0.010 00 rad，循環(huán)往復(fù)加載4 次；之后位移依次為0.015 00，0.020 00，0.030 00 和0.040 00 rad，各循環(huán)加載2 次；此后位移增量為0.010 00 rad，且每級循環(huán)加載2次，直至試件破壞或承載力降至85%以下。加載制度如表4所示。

表4 加載制度Table 4 Loading process

2 試驗(yàn)過程及現(xiàn)象

傳統(tǒng)栓焊式節(jié)點(diǎn)WF試件在加載到0.010 00 rad時(shí)，梁翼緣過焊孔處出現(xiàn)斜向屈服痕跡，隨后屈服區(qū)域不斷擴(kuò)大；梁端位移加載到0.020 00 rad時(shí)，上翼緣焊縫中部出現(xiàn)小段裂紋，鋼梁下翼緣距離柱邊約120 mm處出現(xiàn)輕微鼓曲。在后續(xù)加載循環(huán)過程中，上翼緣焊縫裂紋迅速擴(kuò)展至斷裂，梁端豎向彎矩下降至峰值彎矩的85%以下，試驗(yàn)停止，試件的破壞形態(tài)如圖4(a)所示。試件WF進(jìn)入塑性發(fā)展階段不久，梁端焊縫斷裂。

試件B2 中，當(dāng)梁端位移加載到0.007 50 rad時(shí)，鋼梁下翼緣與下隔板之間開始產(chǎn)生相對滑動；當(dāng)梁端位移加載到0.030 00 rad 時(shí)，鋼梁上翼緣距離柱邊約130 mm 處出現(xiàn)輕微鼓曲；加載到0.040 00 rad 時(shí)，梁端正向承載力達(dá)到峰值，上翼緣鼓曲顯著增大，過焊孔處和對接焊縫端部出現(xiàn)細(xì)小裂紋；加載到0.050 00 rad 時(shí)，下翼緣在下隔板外端位置出現(xiàn)輕微鼓曲。向下加載時(shí)，上翼緣裂紋貫通，彎矩降至峰值彎矩的85%以下，停止加載。破壞形態(tài)如圖4(b)所示。

試件B4 中，當(dāng)梁端位移加載到0.015 00 rad時(shí)，鋼梁下翼緣與下隔板之間產(chǎn)生相對滑移；加載到0.040 00 rad 時(shí)，過焊孔處上翼緣鼓曲，梁端向上彎曲承載力達(dá)到峰值；加載到0.050 00 rad時(shí)，上翼緣過焊孔處出現(xiàn)明顯撕裂，同時(shí)，腹板剪切板與鋼柱焊縫端部撕裂；加載到0.060 00 rad 時(shí)，腹板剪力板焊縫端部處鋼管柱壁受拉鼓曲，鋼梁上翼緣焊縫產(chǎn)生貫通裂縫，彎矩降至峰值彎矩的85%以下，停止加載。破壞形態(tài)如圖4(c)所示。

圖4 無樓板節(jié)點(diǎn)試件變形及破壞模式Fig.4 Deformation and failure processes of bare beam connections

在帶樓板試件C3 中，當(dāng)梁端位移加載到0.010 00 rad 時(shí)，鋼梁下翼緣與下隔板之間出現(xiàn)相對滑動；加載到0.015 00 rad 時(shí)，樓板與柱壁出現(xiàn)分離，且分離距離隨著加載幅度增大而增大；加載到0.030 00 rad 時(shí)，腹板剪切板與柱壁焊縫處下端部出現(xiàn)拉裂現(xiàn)象，且當(dāng)梁端向上加載時(shí)，鋼管混凝土柱壁交匯處樓板混凝土被壓碎；加載到0.040 00 rad時(shí)，梁端彎矩達(dá)到峰值；向下加載時(shí)，鋼梁下翼緣與下隔板外端部相互擠壓，產(chǎn)生翹曲變形，上翼緣焊縫端部出現(xiàn)長約30 mm 的裂紋；加載到0.050 00 rad 時(shí)，上翼緣裂縫迅速擴(kuò)展至撕裂，試件破壞，停止加載。破壞形態(tài)如圖5(a)所示。

帶樓板試件C4 與C4B16 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)加載前期變形及破壞現(xiàn)象類似。加載到0.015 00 rad 時(shí)，鋼梁下翼緣連接產(chǎn)生螺栓滑移，且樓板與鋼管混凝土柱交匯處產(chǎn)生板柱分離；加載到0.030 00 rad 時(shí)，鋼梁下翼緣在下隔板外側(cè)位置產(chǎn)生屈曲，隨后鼓曲不斷加大；加載到0.040 00 rad 時(shí)，梁端彎矩達(dá)到峰值；加載到0.050 00 rad時(shí)，試件C4下隔板在靠近柱邊的第1排螺栓位置出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象，之后下隔板被拉斷，節(jié)點(diǎn)失效，如圖5(b)所示。而試件C4B16 采用較厚下隔板，隔板處未產(chǎn)生明顯的頸縮和塑性變形。加載到0.050 00 rad 時(shí)，鋼梁翼緣和腹板屈曲變形加劇，彎矩持續(xù)下降；加載到0.060 00 rad 時(shí)，試件C4B16 的鋼梁下翼緣在遠(yuǎn)離柱邊的最外排螺栓位置出現(xiàn)輕微頸縮現(xiàn)象，此時(shí)，節(jié)點(diǎn)承載力已降至峰值的85%以下。試件C4B16的破壞形態(tài)如圖5(c)所示。

圖5 有樓板節(jié)點(diǎn)試件變形及破壞模式Fig.5 Deformation and failure processes of composite beam connections

試驗(yàn)中僅WF 試件在0.020 00 rad 時(shí)發(fā)生了焊縫斷裂破壞，下栓上焊節(jié)點(diǎn)(有無樓板)變形均在0.040 00 rad 以上。其中，無樓板節(jié)點(diǎn)鋼梁上翼緣受壓時(shí)產(chǎn)生屈曲變形。有樓板的組合梁節(jié)點(diǎn)上翼緣受樓板約束限制，屈曲現(xiàn)象較輕微；下翼緣在下隔板外端處出現(xiàn)不同程度屈曲，并產(chǎn)生塑性鉸。

在試驗(yàn)過程中，下栓上焊節(jié)點(diǎn)下翼緣螺栓連接均發(fā)生了螺栓及板件滑移現(xiàn)象，且滑移程度隨節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角增大而增大，如圖6(a)所示；試驗(yàn)后，拆除螺栓，發(fā)現(xiàn)鋼梁下翼緣或下隔板的螺栓孔受擠壓變形呈橢圓形，孔壁可見螺桿擠壓出的螺紋痕跡，腹板螺栓孔依然呈圓形，螺桿的螺紋磨損較小，如圖6(b)所示。

圖6 螺栓連接處變形情況Fig.6 Deformation of bolt connection

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線及滯回承載性能對比

由于該節(jié)點(diǎn)試件采用強(qiáng)柱設(shè)計(jì)，試驗(yàn)中所有試件的節(jié)點(diǎn)域及柱肢段均未出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，該節(jié)點(diǎn)變形主要來源于梁段和梁端處下栓上焊節(jié)點(diǎn)連接區(qū)域。圖7所示為試驗(yàn)中各梁端彎矩(M)與節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角(θ)滯回關(guān)系曲線。試件WF的滯回環(huán)呈現(xiàn)出飽滿的梭形，但由于上翼緣焊縫過早產(chǎn)生裂紋并導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)破壞，使得節(jié)點(diǎn)最大轉(zhuǎn)角僅大0.020 00 rad，如圖7(a)所示。在圖7(b)和圖7(c)中，無樓板下栓上焊節(jié)點(diǎn)的滯回曲線表現(xiàn)出一定的捏縮現(xiàn)象，且試件B2比B4捏縮程度更明顯。該捏縮現(xiàn)象與下翼緣螺栓滑移產(chǎn)生時(shí)機(jī)一致，螺栓滑移時(shí)承載力變化速率較小。當(dāng)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角幅度增大，下翼緣螺栓與孔壁接觸進(jìn)入承壓受力階段時(shí)，承載力增長速率增大。

圖7 彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig.7 Moment-rotation angle(M-θ)hysteretic loop curves

從圖7(a)可見：試件B4 下翼緣螺栓連接抗滑移能力較強(qiáng)，鋼梁上翼緣屈服先于下翼緣螺栓滑移，因此，B4 與WF 具有相近的屈服轉(zhuǎn)角和屈服彎矩。從圖7(b)可見：鋼梁向上彎曲(正向轉(zhuǎn)角)變形時(shí)，試件B2 下翼緣螺栓滑移產(chǎn)生較早，其屈服彎矩受下翼緣連接的摩擦力控制，因此，B2 相較于B4 表現(xiàn)出較低的屈服彎矩和屈服位移；但當(dāng)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角較大時(shí)，B2與B4下翼緣連接處均出現(xiàn)螺栓孔壁擠壓現(xiàn)象，上翼緣均產(chǎn)生局部失穩(wěn)，節(jié)點(diǎn)承載力由上翼緣受壓承載決定，因此，兩節(jié)點(diǎn)非線性承載力及變化趨勢類似；當(dāng)鋼梁向下彎曲時(shí)，B2的正負(fù)向承載力相似，而B4表現(xiàn)出正負(fù)向非對稱的承載能力，即負(fù)向彎曲承載力高于其正向彎曲承載力。

從圖7(d)和圖7(f)可見：考慮樓板組合作用的下栓上焊節(jié)點(diǎn)滯回曲線仍表現(xiàn)出捏縮現(xiàn)象，且試件C3 比試件C4 捏縮效應(yīng)更加顯著。對比試件C4與B4 可見：樓板有效增大了試件的剛度和強(qiáng)度。由于鋼梁向上受彎時(shí)樓板與柱壁擠壓承載，而負(fù)向加載時(shí)樓板主要通過板邊緣部分的錨固效應(yīng)參與受力，因此，樓板對于節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出非對稱的承載力增強(qiáng)效應(yīng)，即節(jié)點(diǎn)正向承載力提升幅度大于負(fù)向承載力提升幅度。

下栓上焊的構(gòu)造形式使得節(jié)點(diǎn)具有較高的負(fù)向承載能力，而樓板的非對稱承載力增強(qiáng)效應(yīng)減弱了下栓上焊節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度的不對稱性，最終使得試件C4的正負(fù)向承載力接近。試件C4由于下隔板截面被削弱，導(dǎo)致該螺栓連接承載力由下隔板凈截面抗拉承載力決定。試件C4B16采用比C4更厚的下貫通隔板，下隔板凈截面抗拉承載能力增強(qiáng)，因此，下翼緣螺栓連接表現(xiàn)出更高的抗拉承載力，該節(jié)點(diǎn)正向強(qiáng)度略高于其負(fù)向強(qiáng)度。

3.2 骨架曲線

提取圖7中各試件滯回曲線中各級加載的峰值點(diǎn)繪制骨架曲線，如圖8所示。從圖8可見：試件WF，B2 和B4 屈服前彈性剛度基本相同；下栓上焊節(jié)點(diǎn)正向彎曲時(shí)，其上翼緣受壓，且在轉(zhuǎn)角較大時(shí)會產(chǎn)生受壓屈曲失穩(wěn)，導(dǎo)致其正向承載力達(dá)到峰值后下降。節(jié)點(diǎn)下翼緣螺栓連接構(gòu)造以及下隔板支撐效應(yīng)使得下翼緣不易屈曲，因此，節(jié)點(diǎn)負(fù)向承載力在轉(zhuǎn)角達(dá)到0.050 00 rad 之前，承載力持續(xù)增大。

圖8 試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

試件B2和B4正向受彎時(shí)，其下翼緣螺栓滑移致使骨架曲線呈現(xiàn)一定的平臺段。試件B2 的屈服彎矩及負(fù)向峰值彎矩均比試件B4 的小，但二者的正向峰值彎矩相近。試件C3，C4和C4B16骨架曲線在彈性階段斜率基本相同，且比試件B4 的斜率大，這三者的屈服彎矩和峰值彎矩均比試件B4 的大。試件C3和C4正負(fù)向峰值彎矩及骨架曲線走勢相近。試件C4B16 的骨架曲線在負(fù)向受彎時(shí)與C4的相近，而正向受彎時(shí)其后期表現(xiàn)出更大的峰值彎矩。試件C4B16 的轉(zhuǎn)動變形能力最大，正負(fù)向轉(zhuǎn)角均達(dá)到0.060 00 rad。帶樓板節(jié)點(diǎn)正向受彎時(shí)，混凝土板能有效約束上翼緣的局部鼓曲，而節(jié)點(diǎn)負(fù)向受彎后期樓板錨固區(qū)域產(chǎn)生受拉破壞，因此，帶樓板節(jié)點(diǎn)在達(dá)到峰值彎矩后，正向彎曲強(qiáng)度退化幅度小于負(fù)向彎曲強(qiáng)度，強(qiáng)度退化模式與無樓板節(jié)點(diǎn)的相反。

采用文獻(xiàn)[3]中試件屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和破壞點(diǎn)的確定方法(見圖9)，根據(jù)試驗(yàn)骨架曲線確定各試件的屈服彎矩My、峰值彎矩Mm、破壞彎矩Mu(85%峰值彎矩)和對應(yīng)的屈服轉(zhuǎn)角θy、峰值轉(zhuǎn)角θm、破壞轉(zhuǎn)角θu，如表5所示。

表5 各試件骨架曲線特征值、延性及耗能系數(shù)Table 5 Characteristic values of skeleton curves，ductility and energy dissipation

圖9 試件屈服點(diǎn)的確定Fig.9 Determination for yield point of specimens

當(dāng)試件WF 屈服轉(zhuǎn)角為0.013 00 rad 時(shí)，下翼緣采用弱螺栓連接的試件B2 和C3 的屈服轉(zhuǎn)角比WF 的略小，其他試件的屈服轉(zhuǎn)角比WF 的略大。除B2外，下栓上焊節(jié)點(diǎn)的屈服彎矩均比WF的大。試件C4B16的正、負(fù)向峰值彎矩分別比試件C4大13.95%和4.72%；試件C4 的正向峰值彎矩分別比試件B4 和C3 大51.41%和5.43%，試件C4 負(fù)向峰值彎矩分別比試件B4和C3大20.81%和2.03%；試件B4的正向峰值彎矩與B2的接近，而負(fù)向峰值彎矩比B2大14.29%；下栓上焊節(jié)點(diǎn)的破壞位移基本一致，均在0.050 00 rad 附近。有樓板節(jié)點(diǎn)的各特征彎矩普遍比無樓板節(jié)點(diǎn)試件的大。下栓上焊節(jié)點(diǎn)上下翼緣連接的不對稱性導(dǎo)致部分試件表現(xiàn)出正負(fù)向非對稱的承載力。

3.3 延性和耗能能力

試件的轉(zhuǎn)角延性系數(shù)μ采用θu/θy計(jì)算，試件的耗能能力用能量耗散系數(shù)E和等效黏滯阻尼系數(shù)he來衡量，計(jì)算結(jié)果見表4。GB 50011—2010“建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范”[14]規(guī)定多高層鋼結(jié)構(gòu)彈性層間位移角的限值[θe]=1/250 rad，彈塑性層間位移角限值[θp]=1/50 rad。試驗(yàn)中，栓焊混合連接節(jié)點(diǎn)WF 的彈性和彈塑性層間位移角分別為3.33[θe]和1.06[θp]。盡管該節(jié)點(diǎn)較早產(chǎn)生斷裂破壞，但其變形能力仍滿足規(guī)范要求。下栓上焊隔板貫通節(jié)點(diǎn)的彈性和彈塑性層間位移角分別為(2.62～3.84)[θe]和(2.37～2.99)[θp]，均滿足抗震規(guī)范限值要求；其延性系數(shù)μ為3.30～4.96，具有良好的延性性能。除試件WF 和C3 的等效黏滯阻尼系數(shù)he僅為0.15～0.17 kJ 外，其余4 個下栓上焊節(jié)點(diǎn)的he為0.22～0.27 kJ，為鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)(he≈0.1 kJ)[15]黏滯阻尼系數(shù)的2倍以上。因此，該類節(jié)點(diǎn)滯回曲線雖然表現(xiàn)出一定的捏縮現(xiàn)象，但仍具有較強(qiáng)的耗能能力。對比各試件he可知：樓板的組合作用使得節(jié)點(diǎn)承載能力提高，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)相對耗能效率略微降低；下翼緣螺栓數(shù)量增加、下貫通隔板厚度增大都有利于提高試件的耗能能力。

3.4 承載力退化

承載力退化是指在同一加載幅值下，試件承載力隨著循環(huán)次數(shù)的增加而降低，采用承載力退化系數(shù)進(jìn)行分析。

式中：λj為第j級加載時(shí)試件承載力退化系數(shù)；Pj1和分別為第j級加載時(shí)第1 次、第i+1 次循環(huán)的峰值彎矩。各試件屈服后承載力退化曲線如圖10所示。從圖10可見：試件B2 和B4 的承載力表現(xiàn)出一致的退化趨勢，但B4 承載力退化更緩慢；由于樓板裂縫的發(fā)展，有樓板節(jié)點(diǎn)的承載力退化系數(shù)普遍比無樓板節(jié)點(diǎn)的低，但承載力退化趨勢比無樓板節(jié)點(diǎn)承載力退化趨勢更加平緩。所有試件的承載力退化系數(shù)基本都在0.85 以上，說明下栓上焊節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)荷載作用下具有比較穩(wěn)定的承載能力。

圖10 承載力退化曲線Fig.10 Strength degradation curves

3.5 剛度退化

試件的剛度退化特性采用各級加載下的環(huán)線剛度Ki來衡量，具體表達(dá)式為

式中：Ki為第i級加載下的環(huán)線剛度；Mj i和θji分別為第i級加載下第j次循環(huán)的最大彎矩和最大轉(zhuǎn)角位移；n為各級的循環(huán)次數(shù)。

圖11所示為節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線。由圖11可知：各試件的剛度退化規(guī)律基本一致；在粱端位移小于0.020 00 rad 階段，螺栓滑移和樓板裂縫發(fā)展導(dǎo)致各試件剛度退化較迅速，螺桿與孔壁接觸之后，各試件剛度退化速度減慢；樓板大幅度提高了試件的初始剛度，下翼緣螺栓數(shù)量對帶樓板試件的剛度影響有限，總體上，試件C4B16 的剛度性能最優(yōu)。

圖11 剛度退化曲線Fig.11 Stiffness degradation curves

3.6 螺栓滑移與節(jié)點(diǎn)承載機(jī)理分析

在試驗(yàn)過程中，節(jié)點(diǎn)下翼緣處會出現(xiàn)螺栓及板件滑移現(xiàn)象。當(dāng)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角為正時(shí)，鋼梁下翼緣相對下隔板往遠(yuǎn)離柱方向滑移；當(dāng)轉(zhuǎn)角為負(fù)時(shí)，下翼緣相對下隔板朝向柱方向滑移。在試驗(yàn)過程中，通過測量板件相對錯動距離來表征板件滑移程度。

下翼緣處相對滑移距離Δ如圖12所示。從圖12可見：節(jié)點(diǎn)正向受彎時(shí)，下翼緣處的滑移量普遍比負(fù)向受彎時(shí)的大，如試件B4 的正向滑移遠(yuǎn)大于負(fù)向滑移；試件B2和C3比其他試件更早出現(xiàn)滑移，增加下翼緣螺栓數(shù)有利于減小滑移量。

圖12 下翼緣處相對滑移Fig.12 Relative slip at bottom flange

圖13所示為試件B2和B4的典型滯回環(huán)對比。從圖13可見：下栓上焊節(jié)點(diǎn)在下翼緣螺栓連接處的滑移導(dǎo)致滯回環(huán)出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象，圖中切線剛度較平緩的一段曲線對應(yīng)滑移階段，緊接著剛度有較大回升，對應(yīng)螺桿與孔壁接觸受力階段。B4 的滑移階段比B2 的滑移階段更短。由于孔壁承壓導(dǎo)致出現(xiàn)塑性變形效應(yīng)，在同一級轉(zhuǎn)角下第2圈加載時(shí)，從螺栓滑移到孔壁承壓時(shí)的剛度提升幅度比第1圈加載時(shí)略小。

對于無樓板節(jié)點(diǎn)試件，下翼緣及下隔板在拉、壓受力下由于泊松效應(yīng)會導(dǎo)致其板件厚度產(chǎn)生微小變化。下翼緣受壓時(shí)，下翼緣及下隔板厚度增大，在螺栓緊固長度不變時(shí)導(dǎo)致板件之間的擠壓力增大，從而導(dǎo)致摩擦阻力增大；反之，當(dāng)下翼緣受拉時(shí)，下翼緣螺栓連接摩擦阻力減小。該摩擦力變化效應(yīng)隨著螺栓數(shù)量增多而增大，因此，B4 與B2 相比，其正、負(fù)向滑移量差距加大(見圖12)。而且在同一加載幅度下，B4 與B2 相比具有更大的負(fù)向承載力，且該承載力差異在滯回曲線捏縮段即螺栓滑移段最顯著(見圖13)。

圖13 試件B2、B4典型滯回環(huán)對比Fig.13 Typical hysteretic loops of B2 and B4

樓板的組合效應(yīng)使得鋼梁中性軸位置上移，從而導(dǎo)致下翼緣處的滑移量增大，因此，C3和C4的正、負(fù)向受彎時(shí)均出現(xiàn)較大的滑移現(xiàn)象。加厚下隔板的構(gòu)造可減小下隔板塑性變形，且拉、壓力作用下板件的泊松變形效應(yīng)明顯，受壓時(shí)下翼緣連接摩擦力增大，受拉時(shí)摩擦力減小，最終導(dǎo)致C4B16中正向板件滑移量遠(yuǎn)大于其負(fù)向滑移量。

圖14所示為有樓板節(jié)點(diǎn)中樓板與柱前后壁分離距離隨梁端轉(zhuǎn)角θ變化。從圖14可以看出：試件C3和C4的板柱分離距離較大且增長幅度基本一致，而試件C4B16 的板柱分離距離較小；該效應(yīng)與螺栓滑移現(xiàn)象相呼應(yīng)，C3和C4中下翼緣滑移量較大，梁段轉(zhuǎn)動幅度較大，導(dǎo)致樓板與柱壁擠壓及壓碎效應(yīng)增強(qiáng)，因此，該2組試件板柱分離距離較C4B16的分離距離更大。

圖14 板柱分離程度Fig.14 Separation between column and slab

4 結(jié)論

1)與傳統(tǒng)的栓焊混合節(jié)點(diǎn)相比，下栓上焊節(jié)點(diǎn)具有良好的延性，在下翼緣連接較強(qiáng)或較弱時(shí)，其層間位移角均大于0.040 00 rad。隨著螺栓發(fā)生滑動，下翼緣連接處的承載機(jī)制由摩擦阻力變?yōu)槁輻U與孔壁接觸承載力。上下翼緣不對稱的連接方式和下翼緣處的滑移現(xiàn)象導(dǎo)致正負(fù)向強(qiáng)度不對稱以及滯回環(huán)的捏縮效應(yīng)。負(fù)向加載時(shí)，下翼緣連接的摩擦阻力增大，節(jié)點(diǎn)負(fù)向強(qiáng)度高于其正向強(qiáng)度。

2)樓板大幅度提高了下栓上焊節(jié)點(diǎn)的正向承載能力，從而降低了其正負(fù)向強(qiáng)度的不對稱性，使最大正彎矩與最大負(fù)彎矩接近。樓板與柱翼緣之間的接觸承壓對于節(jié)點(diǎn)正向承載能力有增強(qiáng)作用。但在循環(huán)荷載作用下，柱邊處混凝土壓碎會逐漸降低該承載力增強(qiáng)效應(yīng)。樓板對上翼緣的加強(qiáng)作用導(dǎo)致梁截面中性軸上移，使下翼緣處的變形需求增大，而下翼緣螺栓連接以及板件滑移可有效適應(yīng)該變形需求，從而提高節(jié)點(diǎn)的變形能力。

3)樓板通過栓釘與鋼梁連接形成組合梁，對上翼緣的翹曲變形有抑制作用，使得有樓板節(jié)點(diǎn)與無樓板節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出不同的強(qiáng)度退化模式。下翼緣采用弱連接時(shí)組合梁節(jié)點(diǎn)較早出現(xiàn)相對滑移，且滑移程度較大，使得梁端出現(xiàn)部分截面轉(zhuǎn)動效應(yīng)。

4)適當(dāng)提高下翼緣螺栓連接強(qiáng)度和下貫通隔板厚度可提高節(jié)點(diǎn)承載和變形的穩(wěn)定性，最大轉(zhuǎn)角可達(dá)0.060 00 rad 且無斷裂失效，并使塑性鉸外移至下隔板范圍以外。設(shè)計(jì)下栓上焊節(jié)點(diǎn)時(shí)，下貫通隔板的抗拉作用力和下翼緣螺栓連接處的摩擦阻力都應(yīng)高于上翼緣的抗拉作用力，以確保滿足下翼緣連接強(qiáng)度要求。