方鋼管混凝土柱—不等高鋼梁加腋框架節(jié)點(diǎn)受力性能試驗(yàn)研究

(武漢科技大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院， 湖北武漢430065)

0 引言

在不等跨多跨鋼管混凝土組合框架結(jié)構(gòu)中，在保證結(jié)構(gòu)體系安全的前提下，對(duì)于跨度小的部位，通常采用截面尺寸較小的梁連接兩側(cè)的柱[1]，從而形成鋼管混凝土柱—不等高梁節(jié)點(diǎn)。對(duì)于不等高梁節(jié)點(diǎn)，當(dāng)試件屈服時(shí)，大小梁剛度、強(qiáng)度退化顯著，變形能力小，節(jié)點(diǎn)延性和耗能能力均比常規(guī)節(jié)點(diǎn)低，而且柱兩端梁截面高度會(huì)發(fā)生突變，使節(jié)點(diǎn)的承載力會(huì)明顯降低[2]。

20世紀(jì)80年代以來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土柱—鋼梁節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了大量研究，取得了卓有成效的成果，這些成果已經(jīng)在工程上得到了廣泛應(yīng)用，并編制了相應(yīng)的設(shè)計(jì)規(guī)程與規(guī)范[3-4]。鋼管混凝土柱—鋼梁節(jié)點(diǎn)已經(jīng)在國內(nèi)外的多、高層建筑中得到較為廣泛的應(yīng)用。許成祥等[5]對(duì)4個(gè)十字形鋼管混凝土柱框架中節(jié)點(diǎn)進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，弱節(jié)點(diǎn)試件破壞形態(tài)為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞，增加軸壓比可以提高節(jié)點(diǎn)試件抗剪承載力；徐禮華等[6]通過對(duì)5個(gè)隔板貫穿式鋼管混凝土柱—鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)，研究其抗震性能，結(jié)果表明，各試件滯回曲線飽滿，具有較好的耗能性能；林于東等[7]對(duì)2種矩形鋼管混凝土柱與鋼梁連接節(jié)點(diǎn)—翼緣全螺栓連接節(jié)點(diǎn)與外加強(qiáng)環(huán)連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行柱端低周反復(fù)荷載作用下的破壞試驗(yàn)，得出外環(huán)板節(jié)點(diǎn)的受力性能要優(yōu)于翼緣全螺栓連接節(jié)點(diǎn)的受力性能的結(jié)論。王文達(dá)等[8]和李斌等[9]對(duì)鋼管混凝土柱—鋼梁框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)研究，并分析了該類框架結(jié)構(gòu)的受力性能；聶建國等[10]研究了方鋼管混凝土柱節(jié)點(diǎn)的抗剪受力性能，并提出了該類節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力計(jì)算公式；國外學(xué)者主要研究了鋼管混凝土柱及節(jié)點(diǎn)的變形能力和受力性能等[11-14]。目前對(duì)于鋼管混凝土柱結(jié)構(gòu)的研究以常規(guī)節(jié)點(diǎn)居多，對(duì)于鋼管混凝土柱—不等高梁節(jié)點(diǎn)的研究還較少[15-16]。

梁端加腋是一種有效的不等高梁節(jié)點(diǎn)構(gòu)造措施，研究表明[17]，對(duì)于鋼筋混凝土框架變梁節(jié)點(diǎn)，由于梁端加腋的存在，增加了核心區(qū)的體積和剛度、低梁截面高度，延緩了柱兩側(cè)截面高度的突變，同時(shí)增加了對(duì)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的約束，增加了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的抗剪承載力，使節(jié)點(diǎn)的受力性能得到了提高。因此，對(duì)于鋼管混凝土柱—不等高鋼梁加腋框架節(jié)點(diǎn)的受力性能研究有著重大意義。

本文通過對(duì)方鋼管混凝土柱—不等高鋼梁加腋框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周期往復(fù)荷載破壞試驗(yàn)，研究節(jié)點(diǎn)的破壞特點(diǎn)、抗剪承載力、滯回特性、延性及耗能能力、承載力退化與剛度退化等力學(xué)性能，分析加腋坡度和梁高差比對(duì)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受力性能的影響，并驗(yàn)證梁端加腋有效性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與材料力學(xué)性能

試驗(yàn)選取平面框架中間層框架中節(jié)點(diǎn)為研究對(duì)象，按照1∶3縮尺比例，設(shè)計(jì)并制作了6個(gè)方鋼管混凝土柱鋼梁框架中節(jié)點(diǎn)外加強(qiáng)環(huán)試件,柱采用截面尺寸為200 mm×200 mm×4 mm的冷彎空心方鋼管，鋼材均采用Q235鋼，內(nèi)填C40商品混凝土，養(yǎng)護(hù)至齡期。H型鋼梁由三塊鋼板全熔透焊接而成，鋼梁上下翼緣與外加強(qiáng)環(huán)采用焊縫連接，節(jié)點(diǎn)垂直肋板與鋼梁腹板通過夾板采用摩擦型高強(qiáng)螺栓連接。試件編號(hào)為AJ-1、AJ-2、AJ-3、AJ-4、AJ-5、AJ-6，試件構(gòu)造及幾何尺寸如圖1所示，各試件尺寸明細(xì)見表1。設(shè)計(jì)試驗(yàn)軸壓比n為0.4(施加軸力553 kN)，鋼材力學(xué)性能實(shí)測(cè)值見表2，C40混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)平均值為45.1 N/mm2。

(a) 節(jié)點(diǎn)試件立面圖

表2 鋼材力學(xué)性能實(shí)測(cè)值Tab.2 Measured value of mechanical properties of steel

1.2 加載裝置與制度

試驗(yàn)采用柱端加載方案，柱底采用鉸支座連接，梁端采用鏈桿連接。柱頂端軸壓荷載由反力架和液壓千斤頂施加，水平低周反復(fù)荷載由行程±150 mm電液伺服作動(dòng)器施加。試驗(yàn)數(shù)據(jù)由計(jì)算機(jī)和BZ2205C靜態(tài)應(yīng)變儀采集，試驗(yàn)全過程由伺服控制器及微機(jī)控制。試驗(yàn)加載裝置與現(xiàn)場(chǎng)如圖2所示。試驗(yàn)中，柱端施加豎向恒定荷載，為盡量模擬框架中層柱軸力，柱端施加的豎向荷載為553 kN。

(a) 加載裝置

(b) 加載現(xiàn)場(chǎng)

圖2 加載裝置與現(xiàn)場(chǎng)
Fig.2 Loading device and site

水平荷載的施加按照位移控制。加載初期，使每個(gè)循環(huán)峰值側(cè)移率Δ/L增加0.25 %，每級(jí)位移循環(huán)一次。其中Δ為柱頂端加載處的側(cè)向位移，L為柱有效高度。當(dāng)Δ/L超過1 %后，對(duì)應(yīng)于Δ/L=1 %、2 %、3 %、4 %……，每級(jí)位移循環(huán)三次，直至柱頂水平荷載下降到極限水平荷載的85 %以下或軸力無法穩(wěn)定時(shí)停止加載，加載制度如圖3所示。

圖3 加載制度Fig.3 Loading system

試驗(yàn)測(cè)試主要內(nèi)容：每級(jí)水平循環(huán)加載中柱端水平荷載和水平位移、試件各應(yīng)變片的應(yīng)變值、位移計(jì)所測(cè)得位移值。試件應(yīng)變片及位移計(jì)布置如圖4所示。

(b) 上環(huán)板及梁端應(yīng)變片布置

(c) 加腋斜板及梁端應(yīng)變片布置

(d) 下環(huán)板應(yīng)變片布置

(e) 試件位移計(jì)布置

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試件加載過程中，以推為正(+)，拉為負(fù)(-)，各試件破壞現(xiàn)象描述如下：

試件AJ-1，梁高差比為0.39，加腋坡度為30°,位移±18 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移+14.8 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值分別達(dá)到-1 359 με和+1 343 με，試件達(dá)到屈服；位移±45 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+36 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)柱左下端出現(xiàn)微小鼓曲，同級(jí)位移反向加載時(shí)，鼓曲被拉平且節(jié)點(diǎn)柱右下端出現(xiàn)微小鼓曲；位移±54 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)+43 mm時(shí)，斜板和腹板焊接處出現(xiàn)裂縫，且下環(huán)板與柱交接處右端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，同級(jí)位移反向加載到-54時(shí)，下環(huán)板與柱交接處左端前后柱角現(xiàn)微小裂縫，且鼓曲進(jìn)一步加大；位移±54 mm的第二個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+48.5 mm時(shí)，荷載達(dá)到峰值+232.8 kN，隨著往復(fù)位移的進(jìn)一步加大，鼓曲現(xiàn)象更加明顯，下環(huán)板與柱交接處四角裂縫逐漸向外延伸，且裂縫有貫通趨勢(shì)；位移±63 mm的第二個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+58.5 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值已達(dá)到鋼材的破壞應(yīng)變，水平荷載下降+165.3 kN，已低于試件正向極限荷載(+232.8 kN)的85 %，停止加載。

試件AJ-2，梁高差比為0.39，加腋坡度為37°,位移±18 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+13.9 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值分別達(dá)到-1 387 με和+1 355 με，試件達(dá)到屈服；位移±36 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+36 mm時(shí)，斜板和腹板焊接處出現(xiàn)裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱左下端出現(xiàn)微小鼓曲，同級(jí)位移反向加載時(shí)，鼓曲被拉平，當(dāng)?shù)截?fù)向位移最大時(shí)節(jié)點(diǎn)柱右下端出現(xiàn)微小鼓曲；位移移±36 mm的第二個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到-36 mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處左端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱右下端鼓曲加大；位移±45 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移到達(dá)+44.3 mm時(shí)，荷載達(dá)到峰值+213.2 kN，反向加載到位移-45 mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處左端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱右下端鼓曲加大；隨著循環(huán)次數(shù)和位移的增加，下環(huán)板與柱交接處下端的鼓曲進(jìn)一步加大，且呈四個(gè)方向相互貫通的趨勢(shì)，裂縫也進(jìn)一步加深，左右側(cè)斜向下發(fā)展，前后側(cè)水平發(fā)展；位移±63 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到-54.2 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值已達(dá)到鋼材的破壞應(yīng)變，下環(huán)板與柱交接處左端裂縫貫通，試件水平荷載急劇下降，試件破壞。

試件AJ-3，梁高差比為0.39，加腋坡度為25°,位移±18 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+14.3 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值分別達(dá)到-1 386 με和+1 375 με，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變片應(yīng)變值12#達(dá)到+1 349 με，試件達(dá)到屈服；位移±36 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+36 mm時(shí)，斜板和腹板焊接處出現(xiàn)裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱左下端出現(xiàn)微小鼓曲，下環(huán)板與柱交接處右端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，同級(jí)位移反向加載時(shí)，鼓曲被拉平；位移±54 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+50.2 mm時(shí)，荷載達(dá)到峰值+220.3 kN，反向加載到位移-41 mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處左端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱右下端出現(xiàn)微小鼓曲；隨著循環(huán)次數(shù)和位移的增加，下環(huán)板與柱交接處下端的鼓曲進(jìn)一步加大，裂縫也進(jìn)一步加深；位移±63 mm的第三個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到-57.7 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值已達(dá)到鋼材的破壞應(yīng)變，水平荷載下降至-187.5 kN，已降至負(fù)向極限荷載(-213 kN)的85 %以下，停止加載。

試件AJ-4，梁高差比為0.39，加腋坡度為20°,位移±18 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+15.0 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值分別達(dá)到-1 435 με和+1 467 με，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變片應(yīng)變值12#達(dá)到+1 349 με，試件達(dá)到屈服；位移±45 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+45 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)柱左下端出現(xiàn)微小鼓曲，同級(jí)位移反向加載時(shí)，鼓曲被拉平，且位移到達(dá)到-43 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)柱右下端出現(xiàn)微小鼓曲；位移±45 mm的第三個(gè)循環(huán)加載過程中，位移-45 mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處左端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱右下端鼓曲加大；位移±54 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+51 mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處右端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱左下端鼓曲加大，且位移到達(dá)+54 mm時(shí)，荷載達(dá)到峰值+240.1 kN;位移±63 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+62.1 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值已達(dá)到鋼材的破壞應(yīng)變，下環(huán)板與柱交接處裂縫過大，試件破壞。

試件AJ-5，梁高差比為0.46，加腋坡度為30°,位移±18 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+13.7 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值分別達(dá)到-1 488 με和+1 367 με，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變片應(yīng)變值10#達(dá)到+1 395 με，試件達(dá)到屈服；位移±45 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+45 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)柱左下端出現(xiàn)微小鼓曲，同級(jí)位移反向加載時(shí)，鼓曲被拉平，位移達(dá)到-39 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)柱左下端出現(xiàn)微小鼓曲，且位移達(dá)到-45 mm時(shí)，荷載達(dá)到峰值-286 kN；位移±54 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移+54 mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處右端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱左下端鼓曲加大，同級(jí)位移反向加載時(shí)，位移達(dá)到-54 mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處左端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱右下端鼓曲加大；位移±54 mm的第二個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到-53.5 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值已達(dá)到鋼材的破壞應(yīng)變，水平荷載下降到-234.3 kN，已低于試件負(fù)向極限荷載(-288.3 kN)的85 %，停止加載。

試件AJ-6，梁高差比為0.53，加腋坡度為30°,位移±18 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+13.4 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值分別達(dá)到-1 456 με和+1 438 με，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變片應(yīng)變值9#達(dá)到+1 432 με，試件達(dá)到屈服；位移±36 mm的第三個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+36 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)柱左下端出現(xiàn)微小鼓曲，同級(jí)位移反向加載時(shí)，鼓曲被拉平；位移±45 mm的第一個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到-39 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)柱右下端出現(xiàn)微小鼓曲;位移±45 mm的第二個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到+45mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處右端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，且節(jié)點(diǎn)柱左下端鼓曲加大,反向加載到位移-40 mm時(shí)，下環(huán)板與柱交接處左端前后柱角出現(xiàn)微小裂縫，節(jié)點(diǎn)柱右下端鼓曲加大，位移達(dá)到-44.2 mm時(shí)，荷載達(dá)到峰值-239.4 kN；隨著循環(huán)次數(shù)和位移的增加，下環(huán)板與柱交接處下端的鼓曲進(jìn)一步加，且鼓曲處開始掉漆，裂縫也進(jìn)一步加深；位移±54 mm的第三個(gè)循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到-51.5 mm時(shí)，下環(huán)板柱端25#和35#應(yīng)變片應(yīng)變值已達(dá)到鋼材的破壞應(yīng)變，水平荷載下降到-201 kN，已低于試件負(fù)向極限荷載(-236.9 kN)的85 %，停止加載。

各試件破壞形態(tài)如圖5所示。

(a) AJ-1 下環(huán)板柱端鼓曲

(b) AJ-2 下環(huán)板柱端鼓曲和裂縫

(c) AJ-3 下環(huán)板柱端鼓曲伴有裂縫

(d) AJ-4 下環(huán)板柱端鼓曲和開裂 (e) AJ-5 下環(huán)板柱端鼓曲和掉漆(f) AJ-6 下環(huán)板柱端鼓曲

圖6 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受力示意圖Fig.6 Force diagram of the core area of a node

3 節(jié)點(diǎn)抗剪承載力分析

3.1 變梁異形節(jié)點(diǎn)受力特性分析

加載初期，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)在梁端和柱端傳來的剪力作用下產(chǎn)生剪切變形，在加強(qiáng)環(huán)板的約束下，節(jié)點(diǎn)剪切變形較小，所受的剪力也較小，但在下環(huán)板的反復(fù)拉壓下，下環(huán)板和柱端交接處開始產(chǎn)生屈曲，隨著位移的增加，柱端屈曲處開始產(chǎn)生裂縫，且裂縫有發(fā)展趨勢(shì)，在加載末期裂縫過大，節(jié)點(diǎn)所受剪力已超過其抗剪承載力，且核心區(qū)應(yīng)變?cè)缫亚嚰茐?。?jié)點(diǎn)核心區(qū)受力示意圖如圖6所示。

3.2 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力計(jì)算

目前，我國規(guī)范還沒有給出明確的公式計(jì)算鋼管混凝土柱節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力，故以鋼管混凝土柱的抗剪承載力公式代替鋼管混凝土柱節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力公式，這樣計(jì)算所得抗剪承載力偏于安全，CECS 159《矩形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[3]給出了矩形鋼管混凝土柱的抗剪承載力計(jì)算公式，其式如下：

Vx≤2t(b-2t)fv,

(1)

Vy≤2t(h-2t)fv,

(2)

式中：Vx、Vy為為矩形鋼管混凝土柱中沿主軸x軸、主軸y軸的最大剪力設(shè)計(jì)值；

t為矩形鋼管壁厚度；

b為矩形鋼管沿主軸x軸方向的邊長(zhǎng)；

h為矩形鋼管沿主軸y軸方向的邊長(zhǎng)；

f為v鋼材抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

矩形鋼管混凝土柱截面如圖7所示，對(duì)于方鋼管混凝土柱，有b=h，故其抗剪承載力Vu=Vx=Vy。

3.3 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪力及剪切角計(jì)算

節(jié)點(diǎn)變形示意圖如圖8所示，對(duì)于節(jié)點(diǎn)所受剪力，可由結(jié)構(gòu)力學(xué)簡(jiǎn)化力學(xué)模型求解得出，而對(duì)于剪切角，吳濤等[2]已給出節(jié)點(diǎn)剪切角計(jì)算公式，其公式如下：

(3)

式中:a、b分別為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)截面高和寬；

圖8 節(jié)點(diǎn)變形圖
Fig.8 Node deformation map

各節(jié)點(diǎn)試件計(jì)算所得極限剪切角、極限剪力及抗剪承載力如表3所示。由表3可知，隨著加腋坡度的變緩，節(jié)點(diǎn)的極限剪力與抗剪承載力比值增加(試件AJ-3在加載后期由于軸壓力下降，導(dǎo)致其極限剪力較AJ-1要低)，由公式(1)、(2)計(jì)算所得的抗剪承載力與極限剪力相比誤差變大；隨著梁高差比的增加，節(jié)點(diǎn)的極限剪力與抗剪承載力比值降低，由公式(1)、(2)計(jì)算所得的抗剪承載力與極限剪力相比誤差變小。

各個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的破壞是節(jié)點(diǎn)抗剪承載力不足所導(dǎo)致的，但由于加強(qiáng)環(huán)的束縛及加腋的存在，且加強(qiáng)環(huán)與柱端焊縫處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)破壞形式為下環(huán)板與柱端交接處的鋼管壁屈曲、開裂破壞。

表3 節(jié)點(diǎn)極限位移、剪切角、剪力及抗剪承載力Tab.3 Ultimate displacement, shear angle, shear force and shear capacity of joints

4 主要試驗(yàn)結(jié)果及其分析

4.1 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變分析

為了分析節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的屈服破壞情況，選取節(jié)點(diǎn)核心區(qū)11#應(yīng)變片作為應(yīng)變分析指標(biāo)。各節(jié)點(diǎn)試件的低周期往復(fù)荷載破壞試驗(yàn)中，以各級(jí)正向加載位移為橫軸，11#應(yīng)變片測(cè)得的應(yīng)變值為縱軸，繪出節(jié)點(diǎn)核心區(qū)11#應(yīng)變片應(yīng)變—位移曲線，如圖9所示：

(a) 加腋坡度變化11#應(yīng)變片應(yīng)變—位移曲線

(b) 梁高差比變化11#應(yīng)變片應(yīng)變—位移曲線

圖9 核心區(qū)11#應(yīng)變片應(yīng)變—位移曲線
Fig.9 Strain displacement curves of 11# strain gauges in core area

由圖9可知，在加載初期，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變隨位移增加，但各試件核心區(qū)應(yīng)變相差不大，說明各試件的屈服位移比較接近，隨著位移的增加，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變繼續(xù)增加，且各試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變差值略有增大。

對(duì)比AJ-1(加腋坡度30°)、AJ-2(加腋坡度37°)、AJ-3(加腋坡度25°)、AJ-4(加腋坡度20°)核心區(qū)11#應(yīng)變片應(yīng)變—位移曲線可知，隨著加腋坡度的變緩，同一級(jí)位移下11#應(yīng)變片應(yīng)變值變小，節(jié)點(diǎn)試件破壞位移變大，這與由骨架曲線確定的破壞位移吻合；對(duì)比AJ-1(梁高差比0.39)、AJ-5(梁高差比0.46)、AJ-6(梁高差比0.53)的核心區(qū)11#應(yīng)變片應(yīng)變—位移曲線可知，隨著梁高差比的增加，同一級(jí)位移下11#應(yīng)變片應(yīng)變值變大，節(jié)點(diǎn)試件破壞位移變小，這與由骨架曲線確定的破壞位移吻合。

4.2 滯回曲線和骨架曲線

4.2.1 滯回曲線分析

各試件具有一些共同的滯回特征。六個(gè)構(gòu)件的滯回曲線整體相對(duì)飽滿，呈“反S形”分布，說明鋼管混凝土節(jié)點(diǎn)的整體耗能能力較好，且試件的反向加載極限荷載要高于正向加載極限荷載，這是節(jié)點(diǎn)兩側(cè)存在梁高差導(dǎo)致的。

在水平荷載加載初期，試件處于彈性工作階段，試件總體變形很小加載時(shí)滯回曲線斜率變化小，剛度退化小，卸載后的殘余應(yīng)力也極小，加載時(shí)滯回曲線斜率變化小正向和反向加卸載循環(huán)一周形成的滯回環(huán)不明顯。彈塑性工作階段加載時(shí)滯回曲線斜率隨著水平加載位移的增加而略有下降，且隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件的承載力和剛度不斷退化，且反向加載時(shí)承載力退化更快。隨著位移的進(jìn)一步增加，試件進(jìn)入塑性發(fā)展階段，位移迅速增加，而最大荷載開始降低，且卸載曲線陡峭，變形恢復(fù)較小，位移滯后明顯。各試件滯回曲線見圖10。

AJ-2加腋坡度為37°，較AJ-1(加腋坡度30°)要陡，試件AJ-2與AJ-1對(duì)比，其滯回環(huán)面積比AJ-1略小，滯回耗能較弱，且正反向加載極限承載力都有所降低，AJ-3與AJ-4的加腋坡度分別為25°和20°，比AJ-1坡度平緩，與AJ-1對(duì)比，其滯回環(huán)相對(duì)飽滿，且正反向加載極限承載力有所提高，說明加腋坡度越平緩，節(jié)點(diǎn)耗能能力和極限承載力都有所提高。

AJ-5和AJ-6的梁高差比分別為0.46和0.53，與AJ-1(梁高差比0.39)比較可得，其滯回環(huán)較AJ-1相對(duì)捏縮，滯回環(huán)面積減小，說明隨著梁高差比的增加，節(jié)點(diǎn)耗能能力逐漸減弱，且正向加載極限承載力下降，但反向加載極限承載力有先增后減的趨勢(shì)。

(b) AJ-2滯回曲線

圖10 各試件滯回曲線
Fig.10 Hysteretic curve of each specimen

4.2.2 骨架曲線分析

骨架曲線的形狀和單調(diào)加載曲線相似，可以反映試件不同階段的受力、變形、剛度退化等力學(xué)性能，將滯回曲線每級(jí)循環(huán)加載峰值點(diǎn)連接起來形成骨架曲線。各試件的骨架曲線見圖11，從圖中可以看出：試件在柱恒定軸力和水平反復(fù)荷載作用下經(jīng)歷了屈服、極限和破壞三個(gè)階段。

對(duì)比AJ-1(加腋坡度30°)、AJ-2(加腋坡度37°)、AJ-3(加腋坡度25°)、AJ-4(加腋坡度20°)骨架曲線可知，隨著加腋坡度的降低，骨架初始斜率增加，初始剛度增加，但斜率下降略有增加，剛度退化變快，在加載后期，四個(gè)試件反向加載極限承載力退化、剛度退化較正向加載極限承載力退化、剛度退化要快；且隨著加腋坡度的降低，正反向加載極限承載力有所提高，但在AJ-3加載后期，由于軸壓力下降，導(dǎo)致其正反向極限荷載低于AJ-1。

對(duì)比AJ-1(梁高差比0.39)和AJ-5(梁高差比0.46)骨架曲線可知，AJ-5反向加載極限承載力要高，但正向加載極限承載力要低，曲線斜率下降和AJ-1相差不大，對(duì)比AJ-5和AJ-6(梁高差比0.53)骨架曲線可知，AJ-6反向加載極限承載力降低，曲線斜率下降和AJ-5相差不大。說明梁高差比由0.39增加至0.46時(shí)，反向加載極限承載力提高，梁高差比由0.46增加至0.53時(shí)，反向加載極限承載力降低，正向極限承載力隨著梁高差比增大而有所降低，梁高差比的變化對(duì)試件剛度退化影響不大。

(a) 加腋坡度變化骨架曲線

(b) 梁高差比變化骨架曲線

圖11 各試件骨架曲線
Fig.11 Skeleton curves of each specimen

4.3 延性及耗能能力

4.3.1 試件延性性能

延性是衡量抗震性能的一項(xiàng)重要指標(biāo)，指周期荷載作用下，構(gòu)件進(jìn)入破壞階段位移不斷增加而承載力無明顯降低的塑性變形能力，將試件破壞時(shí)的柱頂水平位移Δu與試件屈服時(shí)的柱頂水平位移Δy的比值定義為延性系數(shù)，其表達(dá)式如下：

(4)

式中:Δy由骨架曲線明顯拐點(diǎn)處對(duì)應(yīng)的位移值確定，Δu由試件極限荷載85 %對(duì)應(yīng)的位移值確定。

試件各階段荷載、位移值及延性系數(shù)如表4，從表4可知，本試驗(yàn)鋼管混凝土試件的延性系數(shù)在3.85～4.11之間，符合抗震規(guī)范的要求，高于一般鋼筋混凝土試件的延性系數(shù)，表明試件具有較好的延性。

由表4可以看出，隨著加腋坡度的變緩，試件的延性系數(shù)逐漸提高，說明減小加腋坡度可以改善構(gòu)件延性。隨著梁高差比的增加，試件延性系數(shù)逐漸降低，說明梁高差比越大，試件延性越低。

表4 試件各階段荷載、位移值及延性系數(shù)Tab.4 Load, displacement and ductility coefficients of specimens at various stages

4.3.2 試件耗能能力

耗能能力是指試件在地震反復(fù)作用下吸收能量的大小，以滯回環(huán)包圍面積來衡量。一般情況下，試件延性越好，則耗能能力越強(qiáng)，JGJ 101-96《建筑抗震實(shí)驗(yàn)方法規(guī)程》推薦采用能量耗散系數(shù)E來反映試件耗能能力，其公式如下：

(5)

圖12 能量耗散系數(shù)計(jì)算示意圖Fig.12 Schematic diagram of energy dissipation coefficient calculation

試件能量耗散系數(shù)計(jì)算示意圖如圖12。

現(xiàn)代工程抗震中，一般采用等效粘滯阻尼系數(shù)he來衡量結(jié)構(gòu)的耗能能力，其表達(dá)式如下：

(6)

各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)在0.27～0.33之間，鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)為0.1左右，型鋼混凝土節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)為0.3左右，說明各試件的耗能能力強(qiáng)，耗能指標(biāo)滿足結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的要求。

試件能量耗散系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)如表5，由表5可以看出，隨著加腋坡度的變緩，試件的等效粘滯阻尼系數(shù)和能量耗散系數(shù)逐漸提高，說明減小加腋坡度可以提高構(gòu)件耗能能力。隨著梁高差比的增加，試件等效粘滯阻尼系數(shù)和能量耗散系數(shù)逐漸降低，說明梁高差比越大，試件耗能能力越弱。

表5 能量耗散系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)Tab.5 Energy dissipation coefficient and equivalent viscous damping coefficient

4.4 承載力和剛度退化

4.4.1 試件承載力退化

承載力退化反映結(jié)構(gòu)的累積損傷，是結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)。本文中承載力退化采用各個(gè)控制位移下第三次循環(huán)位移的最大水平荷載與第一次循環(huán)位移下最大水平荷載之比來表征。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到的各試件的承載力退化系數(shù)λi對(duì)比見圖13。

由圖13可知，在構(gòu)件屈服前，各級(jí)控制位移下，第三次循環(huán)位移的最大水平荷載比第一次循環(huán)位移下最大水平荷載略大，且正向加載最大水平荷載增加趨勢(shì)要大于負(fù)向加載最大水平荷載增加趨勢(shì)，在試件進(jìn)入彈塑性階段后，試件承載力開始退化，但承載力退化不太明顯，而當(dāng)試件進(jìn)入破壞階段后，承載力退化速率加快，說明試件在破壞前有較好的延性。

(a) 加腋坡度變化承載能力退化曲線

(b) 梁高差比變化承載能力退化曲線

圖13 各試件承載力退化曲線
Fig.13 Degradation curves of bearing capacity of each specimen

4.4.2 試件剛度退化

剛度退化是指試件在循環(huán)反復(fù)荷載作用下，剛度隨著荷載循環(huán)次數(shù)和位移的增加而降低的現(xiàn)象。剛度退化采用試件不同加載位移下滯回曲線的割線剛度Ki來描述，割線剛度又稱為等效剛度。Ki按照照同一級(jí)加載第i次循環(huán)的峰值荷載進(jìn)行計(jì)算，其計(jì)算公式如下：

(7)

式中：Pji為第j次加載位移時(shí)，第i次循環(huán)加載的峰值荷載，單位為kN；

μji為Pji對(duì)應(yīng)的位移，單位為mm。

由于試件在彈性工作階段沒有明顯的剛度退化現(xiàn)象，故只取試件從彈塑性工作階段到破壞階段的剛度作為研究對(duì)象。試件剛度Ki隨加載位移的變化情況見圖14。

由圖14可以看出，初始階段，隨著位移的增加，各試件的剛度都出現(xiàn)了一定程度的降低，但循環(huán)位移由27 mm增加到36 mm的過程中，各試件的剛度退化不明顯，說明在這一過程中鋼材處于強(qiáng)化階段，抵消了部分構(gòu)件的剛度退化。之后，隨著位移的增加，試件的剛度快速下降，說明構(gòu)件由彈塑性階段進(jìn)入了破壞階段。

(a) 加腋坡度變化剛度退化曲線

(b) 梁高差比變化剛度退化曲線

圖14 各試件剛度退化曲線
Fig.14 Stiffness degradation curves of each specimen

對(duì)比AJ-1(加腋坡度30°)、AJ-2(加腋坡度37°)、AJ-3(加腋坡度25°)、AJ-4(加腋坡度20°)的剛度退化曲線可知，隨著加腋坡度的變緩，試件的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的面積增加，其剛度也相應(yīng)增加，故初始剛度也隨之增加，但在加載后期，試件剛度退化速率會(huì)略微加快，這是由于所有試件柱子的剛度一致，且較梁剛度偏弱導(dǎo)致的。

對(duì)比AJ-1(梁高差比0.39)、AJ-5(梁高差比0.46)、AJ-6(梁高差比0.53)的剛度退化曲線可知，梁高差比由0.39增加到0.46，試件初始剛度增加，由0.46增加到0.53，試件初始剛度降低，但三個(gè)試件的剛度退化速率相差不大。

5 結(jié)論

①各個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的破壞是節(jié)點(diǎn)抗剪承載力不足所導(dǎo)致的，但由于加強(qiáng)環(huán)的束縛及加腋的存在，且加強(qiáng)環(huán)與柱端焊縫處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)破壞形式為下環(huán)板與柱端交接處的鋼管屈曲、開裂破壞。

②隨著加腋坡度的變緩，節(jié)點(diǎn)極限承載力逐漸提高，滯回曲線也更加飽滿，延性增加，耗能能力增強(qiáng)，這是由于加腋坡度的變緩，節(jié)點(diǎn)剛度增加，其力學(xué)性能也得到改善。但節(jié)點(diǎn)剛度退化速率略有加快。

③當(dāng)梁高差比由0.39增加至0.46時(shí)，節(jié)點(diǎn)反向加載極限承載力提高，這是由于加腋坡度不變，梁高差比增加，節(jié)點(diǎn)域面積增加，節(jié)點(diǎn)剛度增加，反向加載極限承載力增加，當(dāng)梁高差比由0.46增加至0.53時(shí)，節(jié)點(diǎn)剛度降低，其反向加載極限承載力降低；隨著梁高差比的增加，節(jié)點(diǎn)正向加載極限承載力降低，延性和耗能能力降低，但剛度退化速率相差不大。

④六個(gè)試件的延性系數(shù)在3.85～4.11之間，粘滯阻尼系數(shù)在0.27～0.33之間，說明試件具有良好的延性和耗能能力，且滯回曲線相對(duì)飽滿，梁端加腋能有效改善節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受力性能，能提高節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的強(qiáng)度和剛度，保證節(jié)點(diǎn)核心區(qū)后于梁柱破壞。