新型鋼管混凝土斜柱轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的軸壓性能分析

黃少騰 黃炎生 莫庭威 左志亮? 湯序霖 張?jiān)銮?蔡健

(1.華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640；2.廣州機(jī)施建設(shè)集團(tuán)有限公司，廣東 廣州 510115；3.廣東省建筑設(shè)計(jì)研究院，廣東 廣州 510010)

高層建筑體型復(fù)雜多變，常常需要設(shè)置轉(zhuǎn)換層[1- 3]。斜柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的總體受力性能、經(jīng)濟(jì)效益均優(yōu)于傳統(tǒng)的梁式轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)及桁架轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)[4- 5]，斜柱轉(zhuǎn)換由于力的傳遞途徑較直接、構(gòu)件截面尺寸較小、建筑空間利用率較高等優(yōu)點(diǎn)，已在實(shí)際工程中得到應(yīng)用[6- 7]。目前，對(duì)斜柱轉(zhuǎn)換構(gòu)件為鋼筋混凝土的研究成果比較多[8- 9]，為斜柱轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供了充足的依據(jù)。但轉(zhuǎn)換構(gòu)件為鋼管混凝土的相關(guān)研究較少。如楊勇等[10]對(duì)青島某實(shí)際工程應(yīng)用的倒Y形空間斜柱轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究。李正良等[11]進(jìn)行了鋼管混凝土分叉柱與鋼梁連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能研究。朱穎杰等[12]進(jìn)行了三柱變兩柱交叉斜柱轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的受力性能試驗(yàn)研究。王偉等[13]以東方之門(mén)大廈為工程背景，進(jìn)行了截面形式為矩形和圓形的鋼管混凝土分叉柱節(jié)點(diǎn)受力性能試驗(yàn)研究。楊光等[14]進(jìn)行了異形截面多腔鋼管混凝土巨型分叉柱的軸心受壓力學(xué)性能試驗(yàn)研究。

這類節(jié)點(diǎn)一般需根據(jù)斜柱與支柱的截面形式及斜柱數(shù)量對(duì)過(guò)渡段進(jìn)行特定的設(shè)計(jì)，有一定的局限性。因此，有必要提出一種不受斜柱與支柱的截面形式限制，而且適用于多根斜柱與支柱相連的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式，并研究其受力性能和合理的構(gòu)造，以滿足工程需要。

1 試驗(yàn)概況

本研究以某27層的框架-剪力墻組合結(jié)構(gòu)工程為背景，采用增大節(jié)點(diǎn)區(qū)的思路，提出一種新型鋼管混凝土斜柱轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)形式，即在節(jié)點(diǎn)區(qū)設(shè)芯柱，其他斜柱與芯柱連接，并圍繞芯柱設(shè)置縱、橫向加勁肋和外圍鋼管混凝土增大節(jié)點(diǎn)區(qū)，然后與支柱連接。具體地，結(jié)合實(shí)際工程應(yīng)用，建立了一個(gè)連接3根斜柱的轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)(如圖1所示)：①豎直向的“斜柱3”的鋼管穿過(guò)節(jié)點(diǎn)區(qū)并與支柱的內(nèi)置型鋼對(duì)接；該鋼管在節(jié)點(diǎn)區(qū)內(nèi)和支柱內(nèi)可視為“芯柱”，實(shí)際節(jié)點(diǎn)中若沒(méi)有斜柱3，仍需設(shè)置該芯柱，用于連接其余斜柱并發(fā)揮類似核心柱的作用。斜柱1和斜柱2分別與芯柱焊接連接；②由于斜柱相交的區(qū)域應(yīng)力復(fù)雜，故借鑒鋼管混凝土柱-梁節(jié)點(diǎn)的加強(qiáng)環(huán)形式[15]，圍繞芯柱布置多層帶混凝土澆灌孔和排氣孔的橫向加勁肋；③為了把斜柱的內(nèi)力往支柱擴(kuò)散，在橫向加勁肋之間設(shè)置縱向加勁肋和分段的外包鋼板；④增大的節(jié)點(diǎn)區(qū)的底部直徑與支柱直徑相同，在底層環(huán)板以下連接支柱的外鋼管，以完成過(guò)渡；⑤為了避免鋼材局部屈曲并輔助擴(kuò)散斜柱內(nèi)力，在節(jié)點(diǎn)區(qū)內(nèi)澆筑混凝土?？梢灶A(yù)期，由于斜柱與支柱截面不需要對(duì)接連接，當(dāng)斜柱或支柱的截面采用其他形式時(shí)(如圓形或矩形)也適用。由于“芯柱”(斜柱3)四面均可連接斜柱，增大節(jié)點(diǎn)區(qū)的設(shè)計(jì)思路預(yù)期可適用于最多5根斜柱與支柱連接的情況。

圖1 新型鋼管混凝土斜柱轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)

Fig.1 Inclined column transferring joint of the new-type concrete filled steel tubular

該節(jié)點(diǎn)的斜柱承托上部多層結(jié)構(gòu)，所設(shè)計(jì)的構(gòu)造方式能否使斜柱內(nèi)力有效傳遞至支柱是這類型節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)關(guān)鍵。此外，斜柱與上部結(jié)構(gòu)的樓層梁組成桁架受力體系，使斜柱主要承擔(dān)軸向荷載。因此，作為初步研究，為了著重探析該新型節(jié)點(diǎn)傳遞斜柱內(nèi)力的模式及其有效性，本研究忽略本層框架梁相對(duì)較小的梁端彎矩對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，進(jìn)行了該節(jié)點(diǎn)在斜柱軸向單調(diào)加載作用下的試驗(yàn)，分析了破壞模式、承載力和變形、應(yīng)變分布特點(diǎn)等力學(xué)性能。采用ABAQUS對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行模擬，并研究節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的破壞模式，針對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)不同位置鋼板的厚度變化進(jìn)行參數(shù)分析，研究影響承載力的關(guān)鍵參數(shù)，為工程實(shí)踐提供依據(jù)。

本研究選取其中一個(gè)斜柱轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)進(jìn)行設(shè)計(jì)并研究其力學(xué)性能，實(shí)際工程模型及節(jié)點(diǎn)位置如圖2所示。本試驗(yàn)按照1：6的縮尺比例，制作了一個(gè)節(jié)點(diǎn)試件，節(jié)點(diǎn)試件詳圖如圖3所示。該節(jié)點(diǎn)上部連接3根矩形截面鋼管混凝土斜柱，其中斜柱1至3的傾斜角度分別為15.14°、19.11°、0°，3根柱不在一個(gè)平面上；下部連接一根帶內(nèi)置矩形鋼管(型鋼)的圓形截面鋼管混凝土支柱；桿件長(zhǎng)度取其截面高度的2.5倍。如前述，忽略本樓層框架梁的梁端彎矩對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，不制作本樓層的鋼梁。

圖2 實(shí)際工程模型及節(jié)點(diǎn)位置

由圖3可見(jiàn)，節(jié)點(diǎn)試件共設(shè)置4層橫向加勁肋(TS1-TS4)，橫向加勁肋上布置澆灌孔用以灌注自密實(shí)高強(qiáng)混凝土；每層橫向加勁肋間設(shè)置4道縱向加勁肋(LS1-LS8)；在縱、橫向加勁肋之間分段焊接環(huán)向鋼板(SP1-SP3)。

試件的設(shè)計(jì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C60，其邊長(zhǎng)為150 mm的立方體試塊的抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)平均值為71.2 MPa；鋼材的材料性能參數(shù)見(jiàn)表1，參考相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[16- 17]進(jìn)行鋼材的取樣和測(cè)試。

為了進(jìn)行節(jié)點(diǎn)試件在斜柱軸向荷載作用下的力學(xué)性能試驗(yàn)研究，試件平放于矩形反力架中并設(shè)計(jì)了一套自平衡體系，加載裝置如圖4所示。通過(guò)鋼筋拉桿及平衡梁將斜柱垂直于支柱軸線的反力傳至反力架，模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)中樓蓋的橫向支承作用。在斜柱1、斜柱2和斜柱3的端部分別布置一個(gè)軸向放置的液壓千斤頂。

圖5為試件的加載方案和邊界條件，其中P1、P2、P3分別為施加在斜柱1、斜柱2和斜柱3的軸向荷載；斜柱2和斜柱3的截面相同，采用同一套控制系統(tǒng)，即P2=P3。根據(jù)實(shí)際工程中按模型相似比計(jì)算的3根斜柱的設(shè)計(jì)軸向荷載及其理論承載力，設(shè)計(jì)了兩個(gè)加載階段：階段1，按荷載增量為1.5：1的比例加載到P1=650 kN，P2(P3)=430 kN；維持P1=650 kN不變，P2(P3)加載到500 kN；以驗(yàn)證節(jié)點(diǎn)符合工程設(shè)計(jì)要求；階段2，按荷載增量為約2：1的比例加載到P1=2 730 kN，P2(P3)=1 550 kN；斜柱1破壞后，維持P1=2 730 kN不變，P2(P3)加載至破壞。

圖3 試件構(gòu)造示意圖(單位：mm)

表1 鋼材材料性能

Table 1 Material properties of steel

材料規(guī)格/mm材質(zhì)fy /MPafu /MPaEs /GPaSP、LS、TS5Q235314437.8206型鋼、斜柱6Q235315497.3206無(wú)縫鋼管417×8Q345380569.3206

本試驗(yàn)測(cè)試了鋼管柱(X、Y)、橫向(TS)及縱向加勁肋(LS)、外包鋼板(SP)的應(yīng)變數(shù)據(jù)，應(yīng)變片布置如圖6所示，其中Y表示外鋼管；X表示內(nèi)置型鋼；1—1、2—2分別表示測(cè)點(diǎn)所在截面，見(jiàn)圖3；Y—1—1(Y—2—2)、X—1—1(X—2—2)的應(yīng)變片沿著縱向布置；SP1、SP2、SP3的應(yīng)變片沿著環(huán)向布置。此外，設(shè)置8個(gè)位移計(jì)，測(cè)量加載端、支柱頂部和底部截面的變形數(shù)據(jù)，位移計(jì)布置如圖7所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象

試件的破壞現(xiàn)象主要為斜柱鋼管壓曲外鼓，破壞形態(tài)如圖8所示。當(dāng)P1和P2(=P3)分別達(dá)到2 330 kN和1 320 kN時(shí)，3根斜柱上的測(cè)點(diǎn)#118、#131 和#140處應(yīng)變分別進(jìn)入塑性階段。P1增加至2 730 kN，P2(P3)為1 550 kN時(shí)，斜柱1的鋼管發(fā)生明顯的局部屈曲，停止加載，為P1max。維持P1為2 730 kN不變，P2(P3)增加至2 530 kN時(shí)，千斤頂達(dá)到額定加載量，此時(shí)斜柱2和3的鋼管上可見(jiàn)輕微的局部屈曲，停止增加P2(P3)，為P2max。P2max與斜柱二截面的理論承載力[18]2 550 kN接近。在不包含本層框架梁的情況下試件的破壞發(fā)生于斜柱，表明該節(jié)點(diǎn)滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、強(qiáng)支柱”的設(shè)計(jì)要求。

2.2 荷載-應(yīng)變曲線

圖9示出了試件節(jié)點(diǎn)區(qū)部分應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的荷載比-應(yīng)變曲線，其中縱坐標(biāo)為荷載比P2(=P3)/P2max或P1/P1max，測(cè)點(diǎn)編號(hào)和位置見(jiàn)圖6。由于測(cè)得橫向加勁肋TS1、TS3中各測(cè)點(diǎn)均為受拉狀態(tài)，橫向加勁肋TS4中各測(cè)點(diǎn)均為受壓狀態(tài)，圖9(a)僅給出每層橫向加勁肋中應(yīng)變最大測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線?？梢?jiàn)，最大拉應(yīng)變值為T(mén)S1(在底部)中測(cè)點(diǎn)#6的979×10-6；最大壓應(yīng)變值為T(mén)S4(在頂部)中測(cè)點(diǎn)#50的- 433×10-6。這反映了橫向加勁肋的應(yīng)力同時(shí)受斜柱豎向和橫向分力的影響，其中在節(jié)點(diǎn)區(qū)上部的橫向加勁肋受斜柱橫向分力與樓蓋橫向支承力(平衡梁的反力)的擠壓作用而以受壓為主，在節(jié)點(diǎn)區(qū)下部的橫向加勁肋則主要為節(jié)點(diǎn)區(qū)提供橫向約束作用。由圖9(b)可見(jiàn)，所監(jiān)測(cè)的縱向加勁肋均處于受壓狀態(tài)：LS1(在底層)最大壓應(yīng)變值為- 816×10-6；LS4(在中間層)最大壓應(yīng)變值為- 783×10-6，LS7(在頂層)最大壓應(yīng)變值為-515×10-6。這表明縱向加勁肋應(yīng)力沿節(jié)點(diǎn)的軸線方向自上而下增大。由圖9(c)可見(jiàn)，在加載過(guò)程中，外包鋼板環(huán)向應(yīng)變以受拉為主：在底層的SP1最大，為530×10-6，在中間層的SP2次之，為336×10-6，在頂層的SP3測(cè)點(diǎn)損壞。位于節(jié)點(diǎn)區(qū)下部的外包鋼板的環(huán)向應(yīng)變更大，表明該位置的外包鋼板對(duì)混凝土的約束作用更大。

圖4 加載裝置

(a)加載方案

(b)邊界條件

圖6 應(yīng)變片布置及部分測(cè)點(diǎn)編號(hào)

Fig.6 Location of the strain gauges and measuring points number

圖7 位移計(jì)布置

圖8 試件破壞形態(tài)

圖10示出了試件斜柱及支柱部分應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的荷載比-應(yīng)變曲線，其中縱坐標(biāo)為荷載比P2(=P3)/P2max或P1/P1max，測(cè)點(diǎn)編號(hào)和位置見(jiàn)圖6。由圖10(a)可見(jiàn)，3根斜柱的縱向測(cè)點(diǎn)均在達(dá)到屈服應(yīng)變后才達(dá)到荷載最大值，說(shuō)明斜柱的材料已被充分利用；斜柱2和3上測(cè)點(diǎn)在達(dá)到約50%P2max時(shí)迅速增大，反映了局部屈曲現(xiàn)象，但從外觀上看不明顯。由圖10(b)、(c)可見(jiàn)，達(dá)到荷載最大值時(shí)，除個(gè)別測(cè)點(diǎn)外，支柱外鋼管測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值遠(yuǎn)小于斜柱，說(shuō)明試件的破壞集中在斜柱。這是由于支柱軸向承載力設(shè)計(jì)值大于斜柱軸向承載力的水平向合力，符合“強(qiáng)支柱”的設(shè)計(jì)預(yù)期。另外，支柱外鋼管在斜柱軸力的豎向分量作用下處于壓彎狀態(tài)(如圖11所示)，與斜柱1和斜柱2均成45°的測(cè)點(diǎn)#104、#108出現(xiàn)相應(yīng)截面所有測(cè)點(diǎn)中的最大壓應(yīng)力值，對(duì)角處的測(cè)點(diǎn)#102、#106出現(xiàn)了較小的拉應(yīng)力。由圖10(d)、(e)可見(jiàn)，支柱的內(nèi)置型鋼的應(yīng)變發(fā)展特點(diǎn)與外鋼管相同，應(yīng)變相對(duì)更小；除了在支柱段中部截面1—1的測(cè)點(diǎn)#112的應(yīng)變最大值為-2 858×10-6外，其余測(cè)點(diǎn)均處于彈性狀態(tài)。此外，從圖10(b)-10(e)可見(jiàn)，支柱的外鋼管與內(nèi)置型鋼在1—1截面處的最大壓應(yīng)變分別大于支柱的2—2截面，說(shuō)明1—1截面是支柱的關(guān)鍵受力部位。

(a)橫向加勁肋

(b)縱向加勁肋

(c)外包鋼板環(huán)向

(a)斜柱1、2、3

(b)Y—1—1

(c)Y—2—2

(d)X—1—1

(e)X—2—2

Fig.10 Load-strain curves of the inclined columns and the supporting column

圖11 豎向力分量示意圖

Fig.11 Schematic diagram of the vertical component of forces

2.3 荷載-位移曲線

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，Φ4和Φ5位移計(jì)的讀數(shù)較小(最大值約7mm)，表明支柱頂部的橫向變形小，反映了模擬樓蓋橫向支承作用的平衡梁發(fā)揮了作用。由于支柱支座處Φ1-Φ3位移計(jì)的讀數(shù)接近0，因此近似采用Φ6、Φ7、Φ8位移計(jì)的讀數(shù)分別反映試件在沿斜柱1、斜柱2和斜柱3軸線方向的變形特點(diǎn)，見(jiàn)圖12中的荷載比-位移曲線，其中縱坐標(biāo)為荷載比P2(=P3)/P2max或P1/P1max?？梢?jiàn)，當(dāng)斜柱1荷載達(dá)到92%P1max時(shí)(P1=2 503 kN)，位移計(jì)Φ6的讀數(shù)為6 mm，隨后位移增長(zhǎng)速度加快，最終位移為31 mm，反映此階段試件在斜柱1的軸線方向有明顯的破壞情況。斜柱2和斜柱3的截面尺寸和荷載值相同，但試件在沿斜柱2的軸線方向(Φ7)的位移發(fā)展速度大于斜柱3的軸線方向(Φ8)，這是由于節(jié)點(diǎn)在斜柱2軸線方向有一定的橫向變形分量所致。

圖12 試件荷載-位移曲線

3 有限元分析

為了進(jìn)一步研究節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理，運(yùn)用ABAQUS試驗(yàn)進(jìn)行模擬，并研究節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的破壞模式，針對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)不同位置鋼板的厚度變化進(jìn)行參數(shù)分析。

3.1 有限元模型

混凝土采用塑性損傷模型，其單軸受壓本構(gòu)關(guān)系采用文獻(xiàn)[19]提出的鋼管約束混凝土模型。試件鋼管、內(nèi)置型鋼、加勁肋均采用滿足Von Mises屈服準(zhǔn)則的彈性-強(qiáng)化模型，泊松比取0.3，屈服后切線剛度取Es′=0.01Es。模型中鋼材單元采用4節(jié)點(diǎn)線性減縮積分殼單元S4R模擬，混凝土單元采用8節(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元C3D8R模擬。由于試件的鋼板寬厚比均小于65，因此計(jì)算模型中可不考慮初始缺陷和殘余應(yīng)力[20- 21]。

節(jié)點(diǎn)區(qū)外包鋼板與混凝土采用綁定約束關(guān)系；由于節(jié)點(diǎn)區(qū)內(nèi)部混凝土通過(guò)澆筑孔和氣孔相連接，將加勁肋嵌入混凝土。節(jié)點(diǎn)區(qū)以外的鋼管(斜柱和支柱)與混凝土采用法向硬接觸、切向庫(kù)倫摩擦模擬，界面摩擦因數(shù)為0.6[22]。荷載及位移邊界條件如圖13所示，其中支柱端部為鉸接支座，梁端為定向支座。試驗(yàn)時(shí)對(duì)3根斜柱施加了軸向荷載，但考慮到數(shù)值模擬時(shí)采用位移增量加載法具有更好的收斂性，所以計(jì)算模型的加載方式為對(duì)3根斜柱加軸向位移，且由于斜柱端部Z向位移相等，設(shè)定3根斜柱的軸向位移增量比例為1/cos15.14°：1/cos19.11°：1。

圖13 有限元模型中的荷載及邊界條件

3.2 有限元分析結(jié)果

圖14示出了試件的荷載-斜柱軸向應(yīng)變曲線?？梢?jiàn)，有限元的分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合，尤其是加載初期的斜柱剛度。除斜柱1外，偏差在5%范圍以內(nèi)，說(shuō)明計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，其中的偏差可能是由于實(shí)際情況下自平衡梁有一定的橫向位移，而有限元模型對(duì)邊界條件進(jìn)行了簡(jiǎn)化。另一方面，斜柱1和斜柱2的截面承載力理論值[18]分別為3 120 kN和2 550 kN，與有限元模型的計(jì)算結(jié)果接近。綜上，所建立的有限元模型對(duì)試件承載力的預(yù)測(cè)精度較高，可采用該模型進(jìn)行后續(xù)的參數(shù)分析。

圖15是模型在3根斜柱均達(dá)到極限承載力時(shí)的鋼管Mises應(yīng)力云圖及混凝土等效塑性應(yīng)變?cè)茍D?？梢?jiàn)，斜柱鋼管的大部分區(qū)域均達(dá)到屈服，斜柱中部的混凝土等效塑性應(yīng)變超過(guò)混凝土的極限應(yīng)變；節(jié)點(diǎn)和支柱區(qū)域的鋼材和混凝土的應(yīng)力應(yīng)變相對(duì)較小。這與試驗(yàn)中斜柱發(fā)生破壞的情況相符。

(a)斜柱1

(b)斜柱2

(c)斜柱3

圖15 應(yīng)力及應(yīng)變?cè)茍D

此時(shí)，節(jié)點(diǎn)區(qū)不同位置鋼板的Mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖16。節(jié)點(diǎn)區(qū)與斜柱的連接處由于局部承壓而出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中，該位置的內(nèi)置型鋼、縱向加勁肋應(yīng)力較大，甚至達(dá)到屈服(見(jiàn)圖16(a)和16(c))。圖16(a)中，內(nèi)置型鋼在支柱頂部下方約一倍型鋼邊長(zhǎng)高度處的受壓側(cè)應(yīng)力較大，這與圖10(d)所示的1—1截面處應(yīng)變大于2—2截面(圖10(e))的情況相同。圖16(b)中，橫向加勁肋受環(huán)向應(yīng)力為主，應(yīng)力水平明顯低于縱向加勁肋，表明橫向加勁肋主要起約束縱向加勁肋邊界的作用。圖16(c)中，排除局部承壓的影響，節(jié)點(diǎn)區(qū)的縱向加勁肋應(yīng)力沿Z向自上而下增大，表明縱向加勁肋主要起傳遞豎向荷載的作用。圖16(d)中，外包鋼板參與傳遞豎向荷載，同時(shí)為節(jié)點(diǎn)區(qū)提供環(huán)向約束，其應(yīng)力沿Z向自上而下增大，在節(jié)點(diǎn)區(qū)與支柱頂部連接處的受壓側(cè)的應(yīng)力較大。綜上，有限元模型節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼板的應(yīng)變分布特點(diǎn)與試驗(yàn)結(jié)果相符(見(jiàn)圖9、圖10)。從分析結(jié)果看，節(jié)點(diǎn)區(qū)的傳力機(jī)理為：斜柱傳來(lái)的豎向荷載分量首先由縱向加勁肋、內(nèi)置型鋼和混凝土承擔(dān)，然后是外包鋼板；橫向加勁肋起約束節(jié)點(diǎn)區(qū)內(nèi)鋼板及混凝土橫向變形的作用，外包鋼板為節(jié)點(diǎn)區(qū)提供環(huán)向約束；混凝土還起到擴(kuò)散應(yīng)力、防止加勁肋屈曲的作用。

圖16 節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼板Mises應(yīng)力云圖

3.3 節(jié)點(diǎn)區(qū)破壞模式與參數(shù)分析

根據(jù)上述研究結(jié)果可知，在試件的設(shè)計(jì)參數(shù)下，破壞現(xiàn)象主要發(fā)生在斜柱，而節(jié)點(diǎn)區(qū)域大部分材料仍處于彈性工作狀態(tài)，僅少部分進(jìn)入彈塑性。為了解節(jié)點(diǎn)的承載力富余度，給節(jié)點(diǎn)區(qū)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)，以下對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)的破壞模式進(jìn)行研究，并通過(guò)參數(shù)分析研究不同鋼板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)力學(xué)性能的影響程度。

以第3.1節(jié)所述計(jì)算模型為基礎(chǔ)，對(duì)斜柱、支柱進(jìn)行加強(qiáng)，保證節(jié)點(diǎn)區(qū)的破壞先于構(gòu)件的破壞，由此研究節(jié)點(diǎn)區(qū)的破壞模式和承載力。在達(dá)到極限承載力時(shí)，節(jié)點(diǎn)區(qū)破壞的計(jì)算模型的鋼管Mises應(yīng)力云圖及混凝土等效塑性應(yīng)變?cè)茍D見(jiàn)圖17。可見(jiàn)，節(jié)點(diǎn)區(qū)的破壞模式為鋼材基本達(dá)到屈服，節(jié)點(diǎn)區(qū)與支柱頂部連接處附近的受壓側(cè)混凝土塑性應(yīng)變達(dá)到較大值(遠(yuǎn)大于0.003 3)。

圖17 節(jié)點(diǎn)區(qū)應(yīng)力及應(yīng)變?cè)茍D例

改變橫向加勁肋厚度、縱向加勁肋厚度、內(nèi)置型鋼厚度、外包鋼板厚度，分別獲得節(jié)點(diǎn)區(qū)破壞計(jì)算模型在不同位置鋼板厚度變化下的荷載-斜柱端豎向位移曲線。圖18以橫向加勁肋厚度為例給出該曲線，并與由斜柱破壞計(jì)算模型獲得的曲線進(jìn)行對(duì)比，其中荷載為支柱端部的反力；tTs為試件的橫向加勁肋設(shè)計(jì)板厚?？梢?jiàn)：①當(dāng)橫向加勁肋厚度在0.5tTs～1.5tTs范圍內(nèi)變化時(shí)，節(jié)點(diǎn)區(qū)破壞的峰值荷載均明顯高于斜柱破壞的峰值荷載，其中試件(板厚為tTs)的節(jié)點(diǎn)區(qū)極限承載力和屈服荷載分別為斜柱破壞計(jì)算模型的2.10倍和1.19倍；②節(jié)點(diǎn)區(qū)破壞的荷載-位移曲線前期上升快，后期趨于平緩，具有很好的延性，而斜柱破壞的曲線在達(dá)到峰值點(diǎn)后出現(xiàn)明顯下降的趨勢(shì)；③隨著橫向加勁肋厚度的增大，節(jié)點(diǎn)區(qū)的極限承載力呈線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)。

圖18 荷載-斜柱端豎向位移曲線對(duì)比

Fig.18 Comparison of load-inclined column’s vertical displacement curves

圖19對(duì)比了節(jié)點(diǎn)區(qū)在不同位置鋼板厚度變化下的極限承載力，可見(jiàn)，對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)極限承載力的影響程度依次為：外包鋼板>內(nèi)置型鋼>橫向加勁肋>縱向加勁肋，其中后面三者的影響程度接近。這可以根據(jù)計(jì)算結(jié)果從節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼板與混凝土的應(yīng)力發(fā)展過(guò)程解釋。在達(dá)到節(jié)點(diǎn)區(qū)的極限承載力前，首先傳遞豎向內(nèi)力的縱向加勁肋和內(nèi)置型鋼的大部分區(qū)域已達(dá)到屈服，但豎向內(nèi)力仍然由混凝土及外包鋼板傳遞，直到節(jié)點(diǎn)區(qū)與支柱連接處附近的外包鋼板達(dá)到屈服、對(duì)核心混凝土的約束減弱，受壓側(cè)混凝土達(dá)到較大應(yīng)變時(shí)才達(dá)到極限承載力。因此，起傳遞豎向內(nèi)力和約束混凝土作用的外包鋼板的厚度變化對(duì)極限承載力的影響最明顯，其次是同樣起約束混凝土作用的內(nèi)置型鋼。橫向加勁肋雖然不直接承擔(dān)豎向內(nèi)力，但起到約束節(jié)點(diǎn)區(qū)內(nèi)鋼板及混凝土橫向變形的作用，所以對(duì)極限承載力的貢獻(xiàn)不比縱向加勁肋小。

圖19 不同位置鋼板厚度變化下的節(jié)點(diǎn)區(qū)極限承載力對(duì)比

Fig.19 Comparison of ultimate bearing capacity of joints with steel plates of different thickness

4 結(jié)論

本研究提出采用增大節(jié)點(diǎn)區(qū)的設(shè)計(jì)思路設(shè)計(jì)斜柱轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)，不限制斜柱與支柱的截面形式，且適用于多根斜柱與支柱連接的情況。通過(guò)某節(jié)點(diǎn)的1：6縮尺模型的靜力荷載試驗(yàn)及數(shù)值分析，研究了該新型鋼管混凝土斜柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的受力性能，可得如下主要結(jié)論：

(1)試件的破壞區(qū)域?yàn)樾敝?，表明在試?yàn)參數(shù)的范圍內(nèi)，可滿足節(jié)點(diǎn)“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)理念。

(2)試驗(yàn)和分析結(jié)果表明，斜柱內(nèi)力從支柱頂部逐漸往下擴(kuò)散，支柱處于壓彎狀態(tài)。支柱內(nèi)設(shè)置型鋼有利于傳遞斜柱內(nèi)力。節(jié)點(diǎn)區(qū)內(nèi)，位于下部的橫向加勁肋及外包鋼板對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)的約束作用更大；位于下部的縱向加勁肋所受壓應(yīng)力更大。

(3)在試驗(yàn)參數(shù)的范圍內(nèi)，計(jì)算結(jié)果表明，節(jié)點(diǎn)區(qū)的破壞模式為鋼材基本達(dá)到屈服、節(jié)點(diǎn)區(qū)底部混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變。節(jié)點(diǎn)區(qū)極限承載力和屈服荷載分別為斜柱破壞計(jì)算模型的2.10倍和1.19倍。

(4)參數(shù)分析結(jié)果表明，同時(shí)起傳遞軸向內(nèi)力和約束節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土作用的外包鋼板的厚度變化對(duì)計(jì)算模型節(jié)點(diǎn)區(qū)的極限承載力影響最大，內(nèi)置型鋼、橫向加勁肋、縱向加勁肋厚度變化的影響程度接近。