強(qiáng)梁弱柱型鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)抗震性能研究

徐培蓁 張志鵬，* 高代明 朱亞光

（1.青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，青島266033；2.青島騰遠(yuǎn)設(shè)計(jì)事務(wù)所有限公司，青島266071）

0 引 言

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)在美國(guó)北嶺地震和日本阪神地震中因其良好的抗震性能得到了廣泛關(guān)注，近年來得到了迅速發(fā)展。我國(guó)已出版了《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50936—2014）［1］和《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（DJB/T 13-51—2010）［2］等相關(guān)規(guī)范和規(guī)程。

國(guó)內(nèi)外已有的大量研究［3-5］表明該類結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能，且鋼管混凝土柱（簡(jiǎn)稱CFST）屈服后仍具有較高的承載力和耗能能力，抗震性能優(yōu)越。以往按照“強(qiáng)柱弱梁”設(shè)計(jì)的節(jié)點(diǎn)很難充分發(fā)揮CFST 柱屈服后的抗震性能，徐培蓁，河野昭彥等［6］致力于充分利用CFST 柱良好的抗震性能，提出了允許部分柱屈服的混合屈服機(jī)制（圖1）。該屈服機(jī)制通過設(shè)置承載力較高的邊柱避免層破壞，而允許中柱屈服耗能。已有研究［7］表明：基于混合屈服機(jī)制設(shè)計(jì)的鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)既能通過CFST柱的塑性變形耗散地震能量，又能保證結(jié)構(gòu)的安全性，當(dāng)層間柱梁強(qiáng)度比相同時(shí)，混合屈服機(jī)制具有不低于梁鉸屈服機(jī)制的抗震安全性。

為進(jìn)一步研究該類節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，基于混合屈服機(jī)制，以柱梁強(qiáng)度比為控制指標(biāo)，設(shè)計(jì)了5個(gè)強(qiáng)梁弱柱型方鋼管混凝土柱-H 型鋼梁節(jié)點(diǎn)，進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，考察軸壓比、含鋼率及節(jié)點(diǎn)位置對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)、柱端水平力-位移滯回曲線、骨架曲線、位移延性、強(qiáng)度及剛度退化、耗能等抗震性能的影響。

圖1 混合屈服機(jī)制Fig.1 Hybrid yield mechanism

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

按照《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（DJB/T 13-51—2010）［2］設(shè)計(jì)了3 個(gè)“十”字型中柱節(jié)點(diǎn)、2 個(gè)“T”字型邊柱節(jié)點(diǎn)（圖2（a）），柱為CFST 柱，柱高1 950 mm，截面尺寸均為150 mm×150 mm，鋼管壁厚為4 mm 與5 mm 兩種；鋼梁為H 型鋼，單側(cè)梁長(zhǎng)1 500 mm，截面尺寸為200 mm×100 mm×5.5 mm×8 mm 與200 mm×125 mm×6 mm×9 mm 兩種；加強(qiáng)環(huán)尺寸如圖2（b）所示，厚度與梁翼緣等厚。試件具體參數(shù)如表1所示，表中：α為含鋼率，即鋼管截面積與混凝土截面積之比；n 為軸壓比，即柱頂軸向力N0與構(gòu)件軸壓承載力之比；R為柱梁強(qiáng)度比，即節(jié)點(diǎn)區(qū)柱端極限彎矩之和與梁端極限彎矩之和的比值。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

1.2 材料屬性

鋼材強(qiáng)度等級(jí)均為Q235，混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C30。依據(jù)《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》（GB 228—2010）［8］和《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法》（GB 50081—2002）［9］分別對(duì)鋼材和混凝土進(jìn)行拉伸試驗(yàn)和抗壓試驗(yàn)，測(cè)得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為34.87 N/mm2，軸心抗壓強(qiáng)度為23.28 N/mm2，彈性模量為3.12×104N/mm2，鋼材的材料屬性見表2。

1.3 試驗(yàn)裝置與加載制度

圖2 試件詳圖（單位：mm）Fig.2 Detail of specimens（Unit：mm）

表2 鋼材的材料性能Table 2 Materials properties of steel

試驗(yàn)加載裝置如圖3 所示，柱底采用不動(dòng)鉸支座，柱頂千斤頂與橫梁間放置四氟板充當(dāng)滑動(dòng)滾軸，保證千斤頂?shù)乃礁鷦?dòng)，實(shí)現(xiàn)柱的軸向加載。梁端采用剛性支桿與地面鉸接，限制其豎向位移。此外，在框架柱上下兩端設(shè)置兩道側(cè)向支撐，防止試件平面外失穩(wěn)。柱端加載點(diǎn)與柱底鉸支座至梁中心的距離均為980 mm，梁端至柱中心距離為1 405 mm。

采用柱端加載，在加載架上通過千斤頂與反力梁施加豎向荷載，控制軸壓比，水平荷載通過固定在反力墻上的MTS 作動(dòng)器施加。加載采用力-位移混合控制，試件屈服前，采用荷載控制分級(jí)加載，在柱端施加水平力往復(fù)荷載，每5 kN 逐級(jí)增加，每級(jí)循環(huán)加載一次；當(dāng)滯回曲線上出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)時(shí)認(rèn)為節(jié)點(diǎn)屈服，采用位移控制加載，以0.25倍屈服位移為級(jí)差進(jìn)行控制加載，每次加載循環(huán)兩次，當(dāng)試件的承載力下降至峰值荷載的85%以下或產(chǎn)生嚴(yán)重破壞時(shí)終止試驗(yàn)。

圖3 試件加載裝置（單位：mm）Fig.3 Specimen loading device（Unit：mm）

1.4 數(shù)據(jù)測(cè)量

利用作動(dòng)器上的力傳感器和位移傳感器采集CFST 柱的荷載-位移曲線，柱頂與梁端的水平位移同時(shí)采用位移計(jì)由IMP 采集系統(tǒng)進(jìn)行采集，具體測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。

圖4 位移計(jì)布置Fig.4 Displacement meter layout

2 試件破壞特征

加載初期，試件處于彈性受力階段，滯回曲線斜率為直線；當(dāng)滯回曲線上出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)時(shí)節(jié)點(diǎn)屈服，轉(zhuǎn)為位移控制加載，當(dāng)加載至2～2.5 倍屈服位移時(shí)，距上下加強(qiáng)環(huán)板約1/2 柱寬處鋼管柱交替出現(xiàn)輕微鼓曲變形，隨著加載進(jìn)行，伴有細(xì)碎的混凝土碎裂聲，各試件鋼管柱的鼓曲范圍不斷擴(kuò)大；當(dāng)加載至2.75～3.5倍屈服位移時(shí)，各試件的水平承載力已陸續(xù)下降到峰值荷載的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束。

各試件典型破壞形態(tài)如圖5所示，5個(gè)試件均實(shí)現(xiàn)了預(yù)期的柱鉸破壞（圖5（a））；除柱端鼓曲變形外，ZJ-1試件加載后期有鋼管邊緣撕裂現(xiàn)象，如圖5（b）所示；邊柱試件BJ-1與BJ-2加載過程中分別發(fā)生了加強(qiáng)環(huán)焊縫開裂（圖5（c））和梁端上翼緣焊縫開裂（圖5（d）），導(dǎo)致柱端變形略小于其他試件。邊柱節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)焊縫開裂的原因在于：邊柱節(jié)點(diǎn)的柱端彎矩只靠一個(gè)梁端來平衡，梁端彎矩明顯增加，導(dǎo)致焊縫應(yīng)力大大提高。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 荷載-位移滯回曲線

圖6 為各試件的柱頂水平力-位移（P-Δ）滯回曲線，滯回曲線均較為飽滿，耗能能力較好，達(dá)到峰值荷載后，承載力下降較為緩慢。BJ-1 與BJ-2由于焊縫開裂，滯回曲線略顯扁長(zhǎng)，且出現(xiàn)了明顯的下降段。通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，軸壓比越小，含鋼率越大，峰值荷載越高，承載力下降越緩慢，滯回曲線越飽滿，耗能能力越好，其中軸壓比的影響較大；相對(duì)于中柱節(jié)點(diǎn)，邊柱節(jié)點(diǎn)的峰值荷載較低，滯回曲線面積較小，耗能能力較弱。

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure models of specimens

圖6 P-Δ滯回曲線Fig.6 P-Δ Hysteresis curves

3.2 骨架曲線對(duì)比分析

圖7為各級(jí)加載第一循環(huán)峰值點(diǎn)連線形成的骨架曲線，從圖7 中可以看出各試件在加載過程中均經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段、破壞階段三個(gè)階段。各試件骨架曲線的初始段基本吻合，各參數(shù)對(duì)彈性階段影響不大，但對(duì)彈塑性階段和破壞階段的影響較為明顯。如圖7（a）所示，軸壓比越大，中柱節(jié)點(diǎn)越先達(dá)到屈服點(diǎn)進(jìn)入彈塑性階段，且越早出現(xiàn)下降段，說明高軸壓比對(duì)該類節(jié)點(diǎn)的承載能力有不利影響；如圖7（b）-（c）所示，隨著含鋼率的增大，節(jié)點(diǎn)的承載力大幅增加，峰值荷載后有較長(zhǎng)的水平段，承載力下降緩慢，塑性變形能力較好，表明增大含鋼率對(duì)承載能力有提升作用，由于焊縫開裂導(dǎo)致BJ-2 正向承載力退化較快。從整體上看中柱節(jié)點(diǎn)承載能力優(yōu)于邊柱節(jié)點(diǎn)，在節(jié)點(diǎn)的承載能力到達(dá)峰值點(diǎn)后，降低緩慢，塑性變形能力較好。

圖7 骨架曲線Fig.7 Skeleton curves

3.3 延性和變形

計(jì)算的位移延性系數(shù)u 及各特征值見表3，Py和Δy為屈服承載力和屈服位移，屈服點(diǎn)采用“最遠(yuǎn)點(diǎn)法”［10］確定；Pm與Δm為峰值荷載和峰值位移；峰值荷載下降到85%時(shí)對(duì)應(yīng)的點(diǎn)定義為破壞點(diǎn)，對(duì)應(yīng)的力和位移為極限承載力Pu與極限位移Δu。

從表3 可以看出，中柱節(jié)點(diǎn)的位移延性系數(shù)均值均大于3，塑性變形能力優(yōu)越；邊柱節(jié)點(diǎn)介于2.59～2.74 之間，塑性變形能力相對(duì)較差。通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，含鋼率越大，軸壓比越小，位移延性系數(shù)和各階段承載力越大。由于BJ-2 試件焊縫開裂導(dǎo)致其延性系數(shù)低于BJ-1。

各試件的柱轉(zhuǎn)角如圖8 所示，各試件的屈服柱轉(zhuǎn)角均值介于0.011 0～0.016 3 之間，為規(guī)范限制1/300［1］的3.33～4.64 倍；極限柱轉(zhuǎn)角均值介于0.029 3～0.055 8 之間，為規(guī)范限制1/50［1］的1.47～2.79 倍，表現(xiàn)出良好的抗倒塌能力。通過對(duì)比可以看出，中柱節(jié)點(diǎn)的屈服柱轉(zhuǎn)角與極限柱轉(zhuǎn)角均明顯大于邊柱節(jié)點(diǎn)，表明中柱節(jié)點(diǎn)變形能力優(yōu)于邊柱節(jié)點(diǎn)，且隨含鋼率的增大與軸壓比的減小，屈服柱轉(zhuǎn)角與極限柱轉(zhuǎn)角逐漸增大。

3.4 承載力退化

圖9 為各試件的承載力退化曲線，采用荷載強(qiáng)度退化系數(shù)λi［11］表示試件的承載力退化。當(dāng)|Δ/Δy|＜1 時(shí)，試件未屈服，λi值在1 左右，承載力退化不明顯；當(dāng)|Δ/Δy|=1～2時(shí)，鋼管柱進(jìn)入屈服狀態(tài)，承載力出現(xiàn)退化，隨著加載位移的增大，節(jié)點(diǎn)的承載力逐步退化，但退化程度始終不明顯；加載結(jié)束時(shí)λi≈0.95，承載力退化程度很小，表明該類節(jié)點(diǎn)具有較好的后期承載能力和塑性變形能力。通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，軸壓比越大，含鋼率越小，承載力退化越快，且與含鋼率相比軸壓比的變化對(duì)其影響更為顯著；相對(duì)于中柱節(jié)點(diǎn)來說，邊柱節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度退化較快。

3.5 剛度退化

圖10 為各試件的剛度退化曲線，采用割線剛度Ki［11］表示試件的剛度退化。如圖10 所示，邊柱節(jié)點(diǎn)與中柱節(jié)點(diǎn)的剛度退化規(guī)律相似，加載初期，試件未屈服，剛度退化不明顯；屈服后剛度明顯下降，隨加載進(jìn)行剛度逐漸降低。含鋼率和軸壓比對(duì)剛度退化有不同程度的影響，含鋼率越大、軸壓比越小，剛度退化越慢，隨著軸壓比的增大剛度退化明顯加快，含鋼率的影響相對(duì)較弱。

表3 荷載及位移特征值Table 3 Characteristic value of load and displacement

圖8 柱轉(zhuǎn)角Fig.8 Column angle

圖9 承載力退化曲線Fig.9 Bearing capacity degradation curves

圖10 剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degradation curves

3.6 耗能能力

用滯回曲線包圍的面積來計(jì)算各試件的總耗能，各試件的總耗能分別為16.87 kN·m，10.76 kN·m，17.38 kN·m，7.41 kN·m，8.70 kN·m，可以看出中柱節(jié)點(diǎn)的耗能能力明顯優(yōu)于邊柱節(jié)點(diǎn)，同時(shí)，隨著含鋼率增大、軸壓比降低，結(jié)構(gòu)總耗能增大，軸壓比對(duì)總耗能影響比含鋼率影響明顯。

圖11為各試件的等效粘滯阻尼系數(shù)he［11］隨加載位移變化曲線，各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)變化規(guī)律相似，隨加載位移增大he值逐漸增大。含鋼率與軸壓比對(duì)等效黏滯阻尼系數(shù)的影響規(guī)律與其對(duì)總耗能的影響規(guī)律類似，由于BJ-2 焊縫過早開裂導(dǎo)致含鋼率對(duì)邊柱節(jié)點(diǎn)的影響規(guī)律不明顯。試件破壞時(shí)的he值介于0.347～0.372，約為鋼筋混凝土柱的3 倍［12］，表明CFST 柱具有優(yōu)越的耗能能力。

3.7 承載力計(jì)算

圖11 he-Δ/Δy曲線Fig.11 he-Δ/Δy curves

表4 為按《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50936—2014）［1］（以下簡(jiǎn)稱《規(guī)范》）與《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（DJB/T 13-51—2010）［2］（以下簡(jiǎn)稱《規(guī)程》）計(jì)算的壓彎構(gòu)件水平承載力與試驗(yàn)值的對(duì)比，表中：Pt為試驗(yàn)值，取正向峰值與反向峰值的均值；PGB與PDB分別為按《規(guī)范》和《規(guī)程》計(jì)算的峰值荷載；均值為計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的平均值。

表4 承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 4 Comparison of maximum horizontal force between experimental and calculated values

從表中可以看出中柱節(jié)點(diǎn)《規(guī)范》與《規(guī)程》的計(jì)算峰值荷載比試驗(yàn)結(jié)果低7.7%～15.4% 和15.4%～25.0%；邊柱節(jié)點(diǎn)由于加載過程中焊縫提前開裂，節(jié)點(diǎn)承載力未充分發(fā)展，導(dǎo)致其計(jì)算值略高于試驗(yàn)值，《規(guī)范》與《規(guī)程》的計(jì)算峰值荷載比試驗(yàn)結(jié)果分別高12.4%～13.2%和-0.5%～3.8%?？傮w來說，我國(guó)規(guī)范與規(guī)程的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，且偏于安全，其中《規(guī)范》的計(jì)算值與試驗(yàn)值比值均值為0.982，《規(guī)程》的計(jì)算值與試驗(yàn)值比值均值為0.883，《規(guī)程》計(jì)算結(jié)果最為安全。

3.8 《規(guī)程》承載力計(jì)算公式修正

《規(guī)程》規(guī)定鋼管混凝土壓彎構(gòu)件的承載力應(yīng)按下式計(jì)算：

當(dāng)N/Nu≥2φ3η0時(shí)，

當(dāng)N/Nu＜2φ3η0時(shí)，

式中：a，b，c，d均為計(jì)算系數(shù)；N，M為作用于構(gòu)件的軸心壓力和彎矩；Nu，Mu為構(gòu)件軸壓穩(wěn)定承載力和抗彎承載力；βm，γm為等效彎矩系數(shù)和抗彎承載力系數(shù)；ξ，Wsc為套箍強(qiáng)化系數(shù)和截面抗彎模量；α，fy為含鋼率和鋼材抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；φ，fc為穩(wěn)定系數(shù)和混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fsc為鋼管混凝土的組合軸壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

根據(jù)文獻(xiàn)［13-15］與本試驗(yàn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)公式（4）中的系數(shù)進(jìn)行了擬合，擬合關(guān)系曲線如圖12所示，得到修正后的γm計(jì)算公式如下：

圖11 γm與ξ關(guān)系曲線Fig.11 Relationship of γm and ξ

表5 為修正前后的承載力計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，表中P'DB為擬合前后的計(jì)算值，D 和t 為鋼管柱邊長(zhǎng)及壁厚。如表5 所示，修正前計(jì)算值與試驗(yàn)值比值均值為0.799，方差為0.002 3；修正后計(jì)算值與試驗(yàn)值比值均值為0.9，方差為0.002 7，通過對(duì)比可以看出公式（7）計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合程度更高。

為進(jìn)一步驗(yàn)證公式的可靠性，將文獻(xiàn)［16］中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與公式計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，如表6 所示（B 為鋼管柱短邊長(zhǎng)度），計(jì)算值與試驗(yàn)值比值均值為0.887，方差為0.001 9，計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，可為規(guī)程的修訂提供參考。

表5 承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 5 Comparison of maximum horizontal force between experimental and calculated values

表6 文獻(xiàn)［16］中試驗(yàn)值與公式計(jì)算值對(duì)比Table 6 Comparison between experimental values of reference［16］and calculation values of the formula（7）

4 結(jié) 論

（1）各試件均在距上下加強(qiáng)環(huán)板約1/2 柱寬處形成塑性鉸，實(shí)現(xiàn)了預(yù)期的柱鉸破壞，邊柱節(jié)點(diǎn)由于柱端彎矩只靠一個(gè)梁端來平衡，導(dǎo)致焊縫應(yīng)力大大增加，易發(fā)生焊縫破壞，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)當(dāng)注意對(duì)焊縫的處理。

（2）該類節(jié)點(diǎn)的滯回曲線均較為飽滿，未出現(xiàn)明顯的捏縮現(xiàn)象，延性系數(shù)均值介于2.59～3.38之間，極限柱轉(zhuǎn)角均值介于1/34～1/18 之間，具有較好的抗倒塌和耗能能力。在一定范圍內(nèi)，含鋼率越大，軸壓比越小，滯回曲線越飽滿，強(qiáng)度退化與剛度退化越慢，延性與耗能能力越好，與含鋼率相比軸壓比的影響作用較大。

（3）中柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能和耗能能力均要優(yōu)于邊柱節(jié)點(diǎn)，允許部分中柱屈服，邊柱不屈服，可以充分發(fā)揮CFST柱優(yōu)越的抗震性能和耗能能力，更有利于結(jié)構(gòu)的抗震。

（4）按《規(guī)范》與《規(guī)程》計(jì)算的承載力與試驗(yàn)值較為吻合，且略低于試驗(yàn)值，對(duì)《規(guī)程》中的承載力計(jì)算公式進(jìn)行了修正，可為《規(guī)程》的修訂提供參考。