鋼管柱-鋼筋混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)研究

范 重，柴會(huì)娟，陳 巍，聶 鑫，高勁洋，樊健生，葛紅斌，黃進(jìn)芳

(1. 中國(guó)建筑設(shè)計(jì)研究院，北京 100044；2. 清華大學(xué)土木工程系，北京 100082；3. 福建兆翔機(jī)場(chǎng)建設(shè)公司，廈門 361006)

在航站樓、鐵路客運(yùn)站站房、綜合交通樞紐等大型公共建筑中，廣泛采用下部為混凝土框架、上部為大跨度鋼屋蓋的結(jié)構(gòu)形式。對(duì)于此類結(jié)構(gòu)形式，支承鋼屋蓋的鋼管柱與下部混凝土框架柱、框架梁之間內(nèi)力的可靠傳遞非常關(guān)鍵。迄今，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在鋼管混凝土柱與H 型鋼梁及鋼筋混凝土梁的節(jié)點(diǎn)、鋼筋混凝土柱與H 型鋼梁節(jié)點(diǎn)受力性能研究方面取得了一些進(jìn)展[1－3]，但對(duì)鋼管柱-鋼筋混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的相關(guān)研究很少。

鋼管柱-鋼筋混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造與鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁節(jié)點(diǎn)較為接近。鋼管混凝土柱與鋼筋混凝土梁的連接方式包括在鋼管外側(cè)設(shè)置混凝土環(huán)梁、鋼管外側(cè)設(shè)置混凝土雙梁及鋼管柱設(shè)置連接鋼牛腿等形式。在廣州合銀廣場(chǎng)[4]工程中，在鋼管混凝土柱外側(cè)設(shè)置鋼筋混凝土環(huán)梁，鋼筋混凝土梁與環(huán)梁進(jìn)行連接；在廣州新中國(guó)大廈[5]工程中，采用鋼管混凝土柱-混凝土雙梁節(jié)點(diǎn)形式，并通過(guò)在節(jié)點(diǎn)外側(cè)設(shè)置鋼牛腿增強(qiáng)抗剪能力與抗彎作用；在重慶“嘉陵帆影”二期[6]中，在鋼管混凝土柱設(shè)置鋼牛腿，混凝土梁上部上排鋼筋與牛腿上翼緣焊接，上部下排鋼筋通過(guò)連接器與鋼管柱連接，下部鋼筋與牛腿下翼緣焊接。張世春等[7]進(jìn)行了鋼管混凝土柱-混凝土梁節(jié)點(diǎn)縮尺模型低周往復(fù)加載試驗(yàn)，梁縱向鋼筋分別焊接或搭接在外加強(qiáng)環(huán)的牛腿上，試驗(yàn)結(jié)果表明，梁在距柱邊1 倍～2 倍梁高處形成了X 形塑性鉸，滯回曲線飽滿，耗能性能良好，鋼筋焊接節(jié)點(diǎn)的抗震性能優(yōu)于鋼筋搭接節(jié)點(diǎn)。

鋼管柱-鋼筋混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)與上述鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁節(jié)點(diǎn)差異很大，鋼管柱與下層鋼筋混凝土柱的連接構(gòu)造復(fù)雜。當(dāng)上部鋼管柱直徑小于下部鋼筋混凝土柱直徑時(shí)，可將鋼管下插一層，并在鋼管外包覆鋼筋混凝土，將該型鋼混凝土柱作為過(guò)渡段層；當(dāng)鋼管柱直徑大于下部鋼筋混凝土柱直徑時(shí)，可將鋼管作為鋼筋混凝土柱的套管，形成鋼管-鋼筋混凝土柱過(guò)渡層[8]。此外，還可將鋼管柱底部視為柱腳，滿足埋入式柱腳插入深度要求，實(shí)現(xiàn)鋼管柱與鋼筋混凝土柱內(nèi)力的傳遞[9]。以上鋼管柱與鋼筋混凝土框架的過(guò)渡方式，鋼管下插長(zhǎng)度較大，鋼材用量較多，梁縱向鋼筋焊接難度較大。

本文針對(duì)前述鋼管柱-鋼筋混凝土框架過(guò)渡方式存在的問(wèn)題，提出了一種適用性較強(qiáng)的轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造形式，并具體給出了轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)與鋼管柱、鋼筋混凝土梁及鋼筋混凝土柱的連接設(shè)計(jì)方法。在清華大學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了4 個(gè)轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的縮尺模型試驗(yàn)，驗(yàn)證該轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)抗震性能的可靠性。采用非線性有限元軟件Marc 對(duì)該轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理進(jìn)行深入分析，考察該轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)在水平往復(fù)荷載作用下的Mises 應(yīng)力、塑性應(yīng)變以及材料損傷的情況。

1 轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)方法

1.1 轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的基本形式

本文轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)主要適用于上部為圓鋼管柱、下部為鋼筋混凝土圓柱的情況。混凝土柱的縱向受力鋼筋與節(jié)點(diǎn)域的鋼管側(cè)壁焊接，混凝土框架梁的縱向受力鋼筋與節(jié)點(diǎn)域的H 型鋼牛腿焊接。鋼管柱與鋼筋混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的基本形式見(jiàn)圖1。在設(shè)計(jì)鋼管柱-混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)時(shí)，主要遵循以下原則：1) 混凝土結(jié)構(gòu)能夠?qū)敳夸撝M(jìn)行可靠錨固，實(shí)現(xiàn)懸臂鋼管柱底部的嵌固條件；2) 下部混凝土框架能夠滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”的抗震性能要求。

與迄今航站樓、鐵路客運(yùn)站站房等工程中采用的鋼管柱-混凝土框架轉(zhuǎn)換方式相比，本文轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)避免采用過(guò)渡層的方式，鋼管下插長(zhǎng)度很小，節(jié)約鋼材效果明顯，適用于一定范圍內(nèi)鋼管柱與鋼筋混凝土柱直徑的相對(duì)變化，具有較好的技術(shù)經(jīng)濟(jì)性。

1.2 鋼管柱的連接

轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的頂部與鋼管柱相連，底部與鋼筋混凝土柱連接，故此，節(jié)點(diǎn)中部為變徑鋼管，變徑段的斜度不宜大于1∶6，變徑段應(yīng)設(shè)置在H 型鋼牛腿高度范圍內(nèi)。變徑段的壁厚不小于鋼管柱的壁厚，當(dāng)斜度大于1∶6 時(shí)，變徑段的壁厚應(yīng)適當(dāng) 加大[10]。

圖1 鋼管柱與混凝土框架的轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn) Fig.1 Transfer joint between steel tube column and RC frame

在鋼牛腿上、下翼緣相應(yīng)的部位設(shè)置內(nèi)環(huán)形水平加勁肋，滿足鋼牛腿傳力及混凝土澆筑的需求。環(huán)形加勁肋的厚度與H 型鋼翼緣相等，且不小于12 mm。變徑段與上、下鋼管之間、水平加勁肋與鋼管內(nèi)壁之間均采用坡口全熔透焊縫。

為了增強(qiáng)轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度，提高被連接構(gòu)件之間傳力的可靠性，在上、下環(huán)形加勁肋之間設(shè)置多個(gè)豎向加勁肋。鋼管柱-混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造見(jiàn)圖2。

圖2 轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造 Fig.2 Construction details of transfer joint

1.3 鋼筋混凝土梁的連接

鋼筋混凝土框架梁主要通過(guò)H 型鋼牛腿與節(jié)點(diǎn)域鋼管連接。此時(shí)，轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)鋼牛腿的承載力應(yīng)不小于混凝土梁端截面內(nèi)力的設(shè)計(jì)值。

1.3.1 彎矩傳遞

框架梁梁端彎矩主要通過(guò)鋼牛腿進(jìn)行傳遞，鋼牛腿翼緣的截面面積應(yīng)滿足框架梁縱向受力鋼筋傳力的要求：

式中：fa為鋼材的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；bf和tf分別為鋼牛腿翼緣的寬度和厚度；fy和Abs分別為框架梁縱向鋼筋的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值和截面面積。

框架梁縱向受力鋼筋與鋼牛腿翼緣采用雙面角焊縫焊接。通過(guò)牛腿翼緣的疊層式連接構(gòu)造，既能避免下排鋼筋現(xiàn)場(chǎng)仰焊，又可減小牛腿翼緣偏心受力，施工方便，易于保證焊接質(zhì)量。故此，牛腿的長(zhǎng)度、翼緣板的尺寸應(yīng)做到構(gòu)造合理，滿足焊接操作的要求。在鋼管表面設(shè)置圓頭焊釘?shù)却胧?，增?qiáng)框架梁混凝土與節(jié)點(diǎn)之間的整體性?？蚣芰号c轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的連接構(gòu)造見(jiàn)圖3。

圖3 鋼筋混凝土梁與轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的連接構(gòu)造 Fig.3 Connection details between RC beam and transfer joint

1.3.2 剪力傳遞

框架梁端部剪力全部由鋼牛腿的腹板承擔(dān)，鋼牛腿腹板的截面面積應(yīng)滿足框架梁受剪承載力的要求：

式中：fv為鋼材的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；hw和tw分別為鋼牛腿腹板的高度和厚度；Vb為按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010－2010)[11]調(diào)整后框架梁受剪承載力的設(shè)計(jì)值。

1.3.3 構(gòu)造鋼筋

框架梁的腰筋通過(guò)豎向連接板與轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)連接，連接板寬度應(yīng)滿足腰筋焊接長(zhǎng)度要求。此外，腰筋的連接板對(duì)框架梁端截面的抗剪承載力也有一定的增強(qiáng)作用。

由于H 型鋼牛腿范圍內(nèi)的承載力與剛度均明顯大于鋼筋混凝土框架梁，梁端塑性鉸外移。故此，框架梁端部箍筋加密區(qū)的長(zhǎng)度應(yīng)從H 型鋼牛腿外側(cè)起算。

1.4 鋼筋混凝土柱的連接

鋼筋混凝土柱的縱向鋼筋與鋼管管壁焊接，雙面角焊縫的長(zhǎng)度應(yīng)不小于5 倍鋼筋直徑。鋼筋混凝土柱與轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)鋼管之間內(nèi)力的傳遞，除縱向鋼筋可以直接與鋼管管壁傳力外，內(nèi)部混凝土的豎向力主要通過(guò)鋼管內(nèi)側(cè)的水平與豎向加勁肋、鋼管內(nèi)壁與混凝土之間的摩阻力，對(duì)于大直徑鋼管，可以考慮在鋼管內(nèi)壁設(shè)置栓釘。為了偏于安全起見(jiàn)，忽略管壁底面對(duì)混凝土柱局部壓力的貢獻(xiàn)。此時(shí)，轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)應(yīng)滿足式(3)要求：

式中：Vvs為管內(nèi)豎向加勁肋抗剪承載力設(shè)計(jì)值；Vf為鋼管內(nèi)壁和混凝土之間粘結(jié)力與抗剪栓釘承載力的較大值；Nc為混凝土柱軸力設(shè)計(jì)值；fy和Acs分別為框架柱縱向受力鋼筋的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值和截面面積。鋼筋混凝土柱與轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的連接構(gòu)造 見(jiàn)圖4(a)。

圖4 鋼筋混凝土柱與轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的連接構(gòu)造 Fig.4 Connection details between RC column and transfer joint

假定框架柱頂部混凝土壓應(yīng)力均勻分布，轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)核芯混凝土的受力情況見(jiàn)圖4(b)。當(dāng)不考慮鋼管內(nèi)混凝土超灌等有利作用時(shí)，轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)環(huán)形加勁肋的寬度尚應(yīng)避免圓孔范圍內(nèi)素混凝土發(fā)生直剪破壞，即圓柱體表面的抗剪承載力應(yīng)大于圓柱體底面的壓力：

式中：ft為混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；d和h分別為環(huán)形加勁肋處混凝土圓柱體的直徑和高度；σ為框架柱頂部混凝土的壓應(yīng)力。

利用fc和ft與混凝土立方體強(qiáng)度的關(guān)系[11]，可以得到h/d與混凝土強(qiáng)度等級(jí)、軸壓比的關(guān)系式：

式中：fcu,k和fc分別為混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值與抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；αc1為混凝土棱柱強(qiáng)度與立方體強(qiáng)度之比。

h/d與混凝土強(qiáng)度等級(jí)、軸壓比的關(guān)系見(jiàn)表1。從表1中可知，對(duì)于強(qiáng)度等級(jí)為C40～C80的混凝土，當(dāng)軸壓比為0.4 時(shí)，h/d不小于1.60～2.27 即可避免直剪破壞。

在混凝土框架柱頂部縱向鋼筋的連接區(qū)，采用鋼絲網(wǎng)細(xì)石混凝土作為保護(hù)層，有利于提高鋼管混凝土過(guò)渡段的防火性能。

表1 h/d 與混凝土強(qiáng)度等級(jí)和軸壓比的關(guān)系 Table 1 Relationship between h/d and concrete strength grade and axial compression ratio

2 轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究

2.1 試件設(shè)計(jì)

為了驗(yàn)證本文轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的合理可靠性，深入考察其抗震性能與破壞形態(tài)，在清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了縮尺模型試驗(yàn)?？紤]實(shí)驗(yàn)室設(shè)備加載能力、加載空間、構(gòu)件規(guī)格等因素，采用1∶2.5 縮尺比?？s尺后，H 型鋼牛腿尺寸為H400 mm×400 mm×12 mm×12 mm，內(nèi)環(huán)板最小寬度為120 mm，厚度同鋼牛腿翼緣，豎向加勁肋厚度與鋼牛腿腹板相同，節(jié)點(diǎn)變徑段鋼管壁厚與鋼管柱相同。鋼材牌號(hào)均為Q345B，梁、柱縱向受力鋼筋均采用HRB400，箍筋均為HPB300。抗剪栓釘長(zhǎng)度l=50 mm，間距約80 mm。

為了真實(shí)模擬鋼管柱-混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)在水平荷載作用下的受力狀態(tài)，試件選取了鋼管柱、混凝土框架柱與框架梁反彎點(diǎn)范圍內(nèi)的部分。此類工程中鋼柱的軸壓比均較小，經(jīng)統(tǒng)計(jì)，最大軸壓比為0.32。在驗(yàn)證轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)安全性時(shí)，為了考慮軸壓比對(duì)受力性能的影響，并考慮鋼管柱與鋼筋混凝土柱直徑的相對(duì)關(guān)系，設(shè)計(jì)制作了JD-1～JD-4 共4 個(gè)試件，鋼管柱的軸壓比分為0.32 與0.16 兩種。縮尺模型的基本信息見(jiàn)表2，試件基本尺寸及配筋見(jiàn)圖5。

表2 試件的基本信息 Table 2 Basic information of specimens

圖5 試件尺寸及配筋圖 /mm Fig.5 Dimensions of specimens and reinforcement configuration

框架梁與框架柱混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C40，試件澆筑混凝土?xí)r制作6 組尺寸為150 mm×150 mm× 150 mm 的標(biāo)準(zhǔn)試件，與節(jié)點(diǎn)試件在相同條件下養(yǎng)護(hù)28 d，實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu=46.7 MPa，彈性模量Ec=32.5 GPa。鋼板與鋼筋的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度f(wàn)yk及抗拉強(qiáng)度f(wàn)stk見(jiàn)表3。

表3 鋼材及鋼筋材性結(jié)果 Table 3 Mechanical properties of steel and reinforcement

2.2 試驗(yàn)裝置與加載制度

為了模擬轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的實(shí)際受力情況，采用500 t千斤頂在鋼管柱頂部施加恒定豎向軸力，采用100 t作動(dòng)器在鋼柱頂部側(cè)向施加水平往復(fù)荷載，梁端設(shè)置滑動(dòng)鉸支座模擬框架梁反彎點(diǎn)處的邊界條件，在混凝土柱底部設(shè)置銷軸模擬鋼筋混凝土柱的反彎點(diǎn)。試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖6。

圖6 加載裝置 Fig.6 Test setup

試驗(yàn)時(shí)，首先通過(guò)千斤頂在鋼管柱頂施加軸力至設(shè)計(jì)軸壓比，然后保持軸力不變，在柱頂進(jìn)行水平加載。水平加載遵循《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ 101－2015)[12]中荷載-位移雙控的原則，進(jìn)入屈服之前采用荷載控制，每級(jí)荷載循環(huán)1 次；進(jìn)入屈服之后，采用位移控制，每級(jí)位移循環(huán)3 次(見(jiàn)圖7)，直至試件所受荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)停止加載，試驗(yàn)中盡量使加卸載速率保持一致，保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的穩(wěn)定性。

圖7 水平加載制度 Fig.7 System of horizontal load

2.3 測(cè)點(diǎn)布置

在鋼管柱加載部位設(shè)置水平位移計(jì)，并在鋼管柱底部、沿高度每300 mm 間距布置應(yīng)變片，量測(cè)柱鋼管受力的變化情況。在變徑段鋼管、H 形鋼牛腿的上、下翼緣布置應(yīng)變片，測(cè)試節(jié)點(diǎn)域應(yīng)變的情況。

此外，還在框架梁上、下縱向鋼筋、框架柱縱向鋼筋上設(shè)置應(yīng)變片，用于量測(cè)鋼筋應(yīng)變，進(jìn)而判斷轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)傳力的有效性。試件JD-1～JD-4 測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖8。

圖8 試件測(cè)點(diǎn)布置 Fig.8 Measuring points arrangement of specimens

2.4 試件結(jié)果及分析

2.4.1 試件加載過(guò)程與破壞形態(tài)

1) 框架梁

4 個(gè)試件在加載前期的開(kāi)裂過(guò)程較為相似。在加載至100 kN 左右時(shí)，框架梁在鋼牛腿外端附近首先出現(xiàn)受彎裂縫，裂縫寬度約為0.1 mm。隨著柱頂往復(fù)荷載增大，裂縫數(shù)量不斷增加，裂縫寬度不斷增大。加載至300 kN 左右時(shí)，可以聽(tīng)到混凝土開(kāi)裂聲，裂縫寬度迅速增大，最大裂縫寬度超過(guò)0.4 mm。試件JD-1 框架梁的縱向鋼筋顯著大于其他試件，加載至360 kN 時(shí)，在梁與混凝土柱相交的部位出現(xiàn)斜裂縫，梁頂部出現(xiàn)水平裂縫，試件屈服時(shí)大部分裂縫發(fā)展為斜向裂縫，最大裂縫寬度為2.0 mm。在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，框架梁端部尚未形成明顯的塑性鉸。試件JD-2～JD-4 加載至屈服位移時(shí)，梁底混凝土輕微剝落。位移控制加載階段，裂縫寬度逐漸增大。加載至最大位移時(shí)，梁底混凝土剝落，牛腿頂部混凝土出現(xiàn)劈裂裂縫，靠近牛腿處混凝土向外鼓出，框架梁混凝土壓潰、剝落，縱向受力鋼筋彎折變形顯著，試件承載力明顯下降，試驗(yàn)結(jié)束。

2) 混凝土柱

當(dāng)加載至最大承載力的50%～65%左右時(shí)，框架柱頂部混凝土出現(xiàn)裂縫，但裂縫數(shù)量較少，鋼柱軸壓比0.32 時(shí)開(kāi)裂荷載明顯高于軸壓比0.16 時(shí)的開(kāi)裂荷載。隨著荷載繼續(xù)增大，裂縫數(shù)量、寬度及長(zhǎng)度均發(fā)展緩慢。JD-1 試件在反向加載至180 mm時(shí)，混凝土柱頂部柱縱筋與鋼管焊接處發(fā)生斷裂，混凝土柱發(fā)生傾斜變形，柱頂混凝土大面積壓潰、剝落，承載力發(fā)生大幅下降。其他3 個(gè)試件在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，下部混凝土框架柱基本完好，鋼筋基本處于彈性狀態(tài)，均未出現(xiàn)柱縱向受力鋼筋與鋼管壁焊縫拉斷情況。

3) 節(jié)點(diǎn)域鋼柱

根據(jù)應(yīng)變測(cè)試結(jié)果，當(dāng)加載至最大承載力50%之前，4 個(gè)試件節(jié)點(diǎn)域鋼管均處于彈性狀態(tài)。鋼管柱加載時(shí)受壓一側(cè)首先屈服，在試驗(yàn)結(jié)束前，鋼管柱底部管壁進(jìn)入屈服，但鋼管柱及節(jié)點(diǎn)域均未出現(xiàn)面外變形。在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，試件JD-1～JD-4 的最終破壞形態(tài)見(jiàn)圖9。

圖9 轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的破壞情況 Fig.9 Failure patterns of transfer joint

2.4.2 荷載-位移曲線

試件JD-1～JD-4 的荷載-位移曲線見(jiàn)圖10， 圖10 中位移為鋼管柱加載點(diǎn)水平位移，荷載為鋼管柱頂水平荷載。

圖10 轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)試件鋼管柱頂部的荷載-位移曲線 Fig.10 Load-displacement curves of steel tube column top for transfer joint specimens

由圖10 可知，在水平往復(fù)荷載作用下，試件的滯回曲線飽滿，具有良好的耗能性能。鋼筋混凝土梁進(jìn)入塑性后，滯回曲線略有捏攏現(xiàn)象。由于試件JD-1 框架梁的縱向鋼筋大于其他試件，故其抗彎承載力顯著高于其他試件。

2.4.3 承載力與位移

根據(jù)試驗(yàn)過(guò)程中柱頂加載點(diǎn)的荷載與位移值，得到試件JD-1～JD-4 的屈服承載力、最大承載力、極限承載力及位移延性系數(shù)見(jiàn)表4。其中，屈服荷載根據(jù)骨架曲線采用能量等值法確定，最大荷載為骨架曲線的峰值荷載，極限荷載取峰值荷載的85%。除試件JD-1 因混凝土柱鋼筋拉斷造成實(shí)測(cè)延性系數(shù)較小外，試件JD-2～JD-4 的延性系數(shù)μ為5.018～5.791。

表4 轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)試件的特征承載力、位移與延性系數(shù) Table 4 Characteristic load, displacement and ductility factors of transfer joint specimens

2.4.4 耗能性能

本文以等效粘滯阻尼系數(shù)he來(lái)表征試件的耗能性能，計(jì)算方法見(jiàn)式(6)和圖11。

圖11 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算示意圖 Fig.11 Calculation schematics of equivalent viscous damping coefficient

式中：SAFCDA為一個(gè)滯回環(huán)所包圍的面積；SCOB、SAOE分別為三角形COB、AOE的面積。

根據(jù)式(6)分別計(jì)算出各試件的等效粘滯阻尼系數(shù)并將結(jié)果繪于圖12。由圖12 可知，破壞時(shí)試件JD-1～JD-4 的等效粘滯阻尼系數(shù)為0.356～0.507，而鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)與型鋼混凝土節(jié)點(diǎn)的等效粘滯阻尼系數(shù)分別為0.1 與0.3 左右[13]?？梢?jiàn)，本文轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的耗能能力較強(qiáng)。

圖12 JD-1～JD-4 等效黏滯阻尼系數(shù) Fig.12 Equivalent viscous damping coefficients of JD-1-JD-4

3 轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)有限元分析

3.1 計(jì)算模型及加載制度

由于鋼管柱-鋼筋混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的復(fù)雜性，無(wú)法通過(guò)試驗(yàn)得到鋼牛腿、水平加勁環(huán)和豎向加勁肋等部位應(yīng)力分布與塑性發(fā)展的全面情況。為了對(duì)本文鋼管柱-鋼筋混凝土框架轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的受力特性進(jìn)行深入研究，對(duì)轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)縮尺模型進(jìn)行了有限元分析。

采用Marc 有限元軟件[14]對(duì)轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)縮尺模型進(jìn)行計(jì)算分析?；炷敛捎脤?shí)體單元Solid7；鋼管、內(nèi)環(huán)板、豎向加勁肋、鋼牛腿以及腰筋連接板均采用shell75 殼單元。由于在鋼管柱、鋼牛腿表面設(shè)置了栓釘，故此不考慮混凝土與鋼板之間的黏結(jié)滑移。鋼筋采用truss9 桿單元，并通過(guò)“Inserts”方式與混凝土協(xié)調(diào)變形，不考慮鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)滑移。有限元分析時(shí)，裂縫的處理分為分離裂縫模型和彌散裂縫模型[15]，本文采用彌散裂縫模型，混凝土單元長(zhǎng)度控制在50 mm 左右。為了防止加載時(shí)鋼管柱頂部出現(xiàn)應(yīng)力集中，在柱頂設(shè)置剛性墊板。約束柱底3 個(gè)方向的平動(dòng)自由度和梁端面外及豎向2個(gè)方向的平動(dòng)自由度。有限元模型見(jiàn)圖13，加載制度與縮尺模型試驗(yàn)相同。

圖13 有限元計(jì)算模型 Fig.13 Finite element analysis models

3.2 材料本構(gòu)模型

在進(jìn)行有限元分析時(shí)，混凝土彈性模量Ec= 32.5 GPa，混凝土本構(gòu)采用Hongnestad 模型[16]，曲線上升段為拋物線，下降段為斜率為0.15 的斜直線，其本構(gòu)關(guān)系見(jiàn)式(7)，混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線見(jiàn)圖14。

式中：σ、ε分別為混凝土的應(yīng)力和應(yīng)變；σ0、ε0分別為混凝土單軸受壓時(shí)的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變；εu為混凝土的極限壓應(yīng)變，取為0.0038 于受拉段采用MARC 軟件自帶的Cracking 模型，通過(guò)混凝土的開(kāi)裂應(yīng)力和受拉軟化模量定義混凝土受拉開(kāi)裂軟化性能，采用剪力傳遞系數(shù)模擬混凝土裂面受剪性能。本文計(jì)算時(shí)，混凝土軟化模量取其彈性模量的1/10，剪力傳遞系數(shù)取為0.2，采用Mises 受壓屈服準(zhǔn)則和最大壓應(yīng)變破壞準(zhǔn)則，鋼材符合各向同性硬化規(guī)則。

圖14 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系曲線 Fig.14 Stress-strain constitutive relationship curve of concrete

鋼材彈性模量Es=206 GPa，鋼筋彈性模量Es=200 GPa，質(zhì)量密度均為7850 kg·m-3。鋼材本構(gòu)采用理想彈塑性模型，鋼筋本構(gòu)采用Esmaeily-Xiao模型[16]，鋼筋本構(gòu)見(jiàn)式(8)，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線見(jiàn)圖15。

式中：σ、ε分別為鋼材的應(yīng)力和應(yīng)變；Es為鋼筋的彈性模量；k1為鋼材硬化起點(diǎn)應(yīng)變與屈服應(yīng)變之比；k2為峰值應(yīng)變與屈服應(yīng)變的取值；k3為鋼材極限應(yīng)變與屈服應(yīng)變的比值；k4為鋼材峰值應(yīng)力與屈服強(qiáng)度的比值。k1、k2及k3(圖15)分別為4.5、45、60[17]，k4的取值根據(jù)鋼筋材性試驗(yàn)確定，本文中梁縱筋k4取為1.344。

圖15 鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系曲線 Fig.15 Stress-strain constitutive relationship curves of rebars

3.3 分析結(jié)果

有限元分析得到的荷載-位移曲線與骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分別見(jiàn)圖16 和圖17。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，JD-2～JD-4 有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，兩者的承載力、變形角及剛度變化規(guī)律等均較為接近，從而驗(yàn)證了有限元分析的可靠性。JD-1 試件在反 向加載至180 mm 時(shí)，混凝土柱頂部柱縱筋與鋼管焊接處發(fā)生斷裂，混凝土柱發(fā)生傾斜變形，柱頂混凝土大面積壓潰、剝落，承載力發(fā)生大幅下降，有限元分析很難模擬，故JD-1 的有限元與試驗(yàn)對(duì)比相差略大。

圖16 有限元分析與試驗(yàn)荷載-位移滯回曲線的對(duì)比 Fig.16 Comparison of load-displacement hysteretic curves of finite element analysis and test

圖17 有限元分析與試驗(yàn)骨架曲線的對(duì)比 Fig.17 Comparison of skeleton curves of finite element analysis and test

選取典型節(jié)點(diǎn)JD-2 和JD-4 進(jìn)行分析。試件在達(dá)到最大變形時(shí)，混凝土梁、柱的開(kāi)裂應(yīng)變分布見(jiàn)圖18。由圖18 可知，在試件達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，框架梁混凝土開(kāi)裂區(qū)域主要集中在鋼牛腿端部附近，局部區(qū)域已超過(guò)C40 混凝土的極限壓應(yīng)變?chǔ)與u= 0.00358[11]，說(shuō)明此時(shí)鋼牛腿端部的混凝土已經(jīng)嚴(yán)重破壞并退出工作；混凝土柱開(kāi)裂應(yīng)變?yōu)?，說(shuō)明框架柱的混凝土基本完好。有限元分析得到的裂縫分布規(guī)律與試驗(yàn)具有較好的一致性。

圖18 試件混凝土梁的開(kāi)裂應(yīng)變 Fig.18 Cracking strain of concrete beams of specimens

在達(dá)到最大變形時(shí)，鋼筋的Mises 應(yīng)力和塑性應(yīng)變分布分別見(jiàn)圖19 和圖20。由圖可知，框架梁端部塑性鉸區(qū)的縱向受力鋼筋均已屈服，最大塑性應(yīng)變達(dá)0.087～0.128，遠(yuǎn)大于12εy= 0.0240，達(dá)到嚴(yán)重?fù)p傷的程度[18]。此時(shí)，框架柱縱向受力鋼筋的應(yīng)力值較低，塑性應(yīng)變?yōu)榱?，說(shuō)明框架柱縱向受力鋼筋仍處于彈性狀態(tài)。

在達(dá)到極限變形狀態(tài)時(shí)，試件節(jié)點(diǎn)域鋼牛腿、內(nèi)環(huán)板以及豎向加勁肋的Mises 應(yīng)力見(jiàn)圖21。由圖可知，鋼牛腿、內(nèi)環(huán)板及豎向加勁肋應(yīng)力較低，均處于彈性狀態(tài)，充分體現(xiàn)了節(jié)點(diǎn)的可靠性。

綜上，試件在達(dá)到極限變形時(shí)，框架梁縱向受力鋼筋屈服、混凝土在牛腿端部被壓潰，其他部分均處于彈性工作狀態(tài)，圓滿實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)理念。

圖19 試件鋼筋的Mises 應(yīng)力 Fig.19 Mises stress of rebars of specimens

圖20 試件鋼筋的塑性應(yīng)變 Fig.20 Plastic strain of rebars of specimens

圖21 試件鋼牛腿、內(nèi)環(huán)板及豎向加勁肋的Mises 應(yīng)力 Fig.21 Mises stress of H-section steel, inner ring plates and vertical stiffeners of specimens

鋼管柱的Mises 應(yīng)力和塑性應(yīng)變分布分別見(jiàn)圖22 和圖23。由圖可知，鋼管柱的最大應(yīng)力均出現(xiàn)在框架的頂部附近，節(jié)點(diǎn)過(guò)渡段的應(yīng)力低于鋼管柱。JD-2 的鋼管尚未超過(guò)鋼材屈服應(yīng)力，處于彈性狀態(tài)；JD-4 的鋼管最大應(yīng)力達(dá)到屈服，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.003，處于輕度損傷的程度[18]。

圖22 鋼管柱的Mises 應(yīng)力 Fig.22 Mises stress of steel tube columns

圖23 鋼管柱的塑性應(yīng)變 Fig.23 Plastic strain of steel tube columns

3.4 參數(shù)分析

3.4.1 節(jié)點(diǎn)鋼管下插深度

為了考察鋼管下插深度與鋼牛腿長(zhǎng)度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，在試件JD-3 的基礎(chǔ)上，將軸壓比改為0.2，并將鋼管下插深度h從100 mm 分別延長(zhǎng)至0.5D、1.0D(D為鋼管柱直徑)，其余參數(shù)保持不變。結(jié)果表明，不同鋼管柱下插深度時(shí)節(jié)點(diǎn)的滯回曲線均較為飽滿，改變鋼管柱下插深度對(duì)骨架曲線形狀的影響很小，說(shuō)明加大鋼管下插深度對(duì)改善節(jié)點(diǎn)抗震性能作用不大(圖24)。

圖24 不同鋼管柱下插深度滯回曲線與骨架曲線 Fig.24 Hysteretic loop and skeleton curves of different insert depths of steel tubes

將不同鋼管下插深度時(shí)節(jié)點(diǎn)的特征承載力、特征位移及位移延性系數(shù)列于表5，可知3 種鋼管下插深度節(jié)點(diǎn)的承載力非常接近，屈服位移幾乎相同，極限位移與延性系數(shù)隨著下插深度的加大略有減小。

表5 鋼管下插深度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力和延性系數(shù)的影響 Table 5 Strengths and ductility coefficients under different insert depths of steel tubes

鋼管下插深度對(duì)剛度退化的影響見(jiàn)圖25。

圖25 中：K0為初始切線剛度；K為環(huán)線剛度。 由圖25 可知，在低周往復(fù)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)發(fā)生了明顯的剛度退化，試件的剛度退化持續(xù)、穩(wěn)定、均勻，不同鋼管下插深度節(jié)點(diǎn)的剛度退化規(guī)律類似，說(shuō)明增大鋼管下插深度對(duì)節(jié)點(diǎn)的剛度退化影響不大。

圖25 鋼管下插深度對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度退化的影響 Fig.25 Influence of different insert depths of steel tubes on stiffness degradation

3.4.2 節(jié)點(diǎn)牛腿長(zhǎng)度

在試件JD-3 的基礎(chǔ)上，將軸壓比改為0.2，并將鋼牛腿長(zhǎng)度l從200 mm 延長(zhǎng)至0.5H與1.0H(H為混凝土梁的高度)，其余參數(shù)保持不變。在往復(fù)荷載作用下，鋼牛腿長(zhǎng)度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力與延性系數(shù)和試件滯回曲線的影響分別見(jiàn)表6 和圖26。

表6 鋼牛腿長(zhǎng)度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力與延性系數(shù)的影響 Table 6 Strengths and ductility coefficients under different lengths of steel bracket

由表6 與圖26 可知，當(dāng)牛腿長(zhǎng)度增至0.5H時(shí)，試件承載能力顯著提高，荷載-位移滯回曲線更加飽滿，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)整體抗震性能提高。當(dāng)牛腿長(zhǎng)度增至1.0H時(shí)，試件的承載能力進(jìn)一步提高，雖然框架梁得到進(jìn)一步加強(qiáng)，但當(dāng)柱頂位移較大時(shí)，鋼管柱將較早進(jìn)入屈曲，承載力急劇下降，延性系數(shù)顯著降低。這說(shuō)明，當(dāng)鋼牛腿長(zhǎng)度過(guò)大時(shí)，不但引起框架梁塑性鉸外移，還可能造成“強(qiáng)梁弱柱”的情況，對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能不利。故此，對(duì)于本文的節(jié)點(diǎn)形式，鋼牛腿長(zhǎng)度不宜過(guò)大。

圖26 不同鋼牛腿長(zhǎng)度滯回曲線和骨架曲線 Fig.26 Hysteretic loops and skeleton curves of different lengths of steel bracket

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)新型鋼管柱-鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究與有限元分析，可以得出如下主要結(jié)論：

(1) 在水平往復(fù)荷載作用下，鋼筋混凝土梁首先在鋼牛腿端部出現(xiàn)受彎裂縫，鋼筋隨后進(jìn)入屈服。試件加載至最大位移時(shí)，牛腿端部混凝土壓潰、剝落，縱向受力鋼筋彎折變形顯著，形成塑性鉸。

(2) 框架柱頂部混凝土裂縫數(shù)量較少，試驗(yàn)結(jié)束時(shí)下部混凝土框架柱基本完好。鋼管柱底部管壁進(jìn)入屈服，但鋼管柱及節(jié)點(diǎn)域均未出現(xiàn)面外變形。

(3) 在水平往復(fù)荷載作用下，試件的荷載-位移滯回曲線較為飽滿，具有良好的耗能性能。

(4) Marc 有限元分析得到縮尺模型的荷載-位移曲線與骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了有限元分析結(jié)果的合理性，故可以通過(guò)有限元分析得到更加全面的通過(guò)試驗(yàn)難以測(cè)量的內(nèi)容。

(5) 鋼管柱的最大應(yīng)力均出現(xiàn)在框架的頂部附近，過(guò)渡段鋼管的應(yīng)力低于鋼管柱。在達(dá)到極限變形狀態(tài)時(shí)，鋼牛腿、內(nèi)環(huán)板以及豎向加勁肋應(yīng)力較低，均處于彈性狀態(tài)。

(6) 模型試驗(yàn)與有限元參數(shù)分析結(jié)果均表明，鋼管下插深度與鋼牛腿長(zhǎng)度均無(wú)須過(guò)大，滿足與鋼筋的連接要求即可。

(7) 鋼筋與鋼板之間應(yīng)滿足等強(qiáng)連接，鋼筋在節(jié)點(diǎn)域的焊縫質(zhì)量對(duì)于保證節(jié)點(diǎn)抗震性能的可靠性非常關(guān)鍵。