內(nèi)置高強(qiáng)芯柱的方鋼管混凝土柱-鋼梁端板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能

陶毅,張耀予,王丹,史慶軒

（西安建筑科技大學(xué) a.土木工程學(xué)院； b.綠色建筑全國(guó)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710055）

內(nèi)置FRP 約束超高性能混凝土芯柱的方鋼管混凝土組合柱（Steel-Concrete-FRP-UHPC，簡(jiǎn)稱SCF-UHPC 組合柱）是一種綜合了高強(qiáng)芯柱和鋼管混凝土優(yōu)點(diǎn)的組合柱形式，具有承載能力強(qiáng)、延性和穩(wěn)定性好等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。按照截面形式，SCF-UHPC組合柱屬于雙壁實(shí)心截面，適用于此類截面的組合柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)形式有：在外加強(qiáng)環(huán)式、端板-螺栓連接式[3]、外加強(qiáng)環(huán)式的基礎(chǔ)上采用螺栓連接等[4]。針對(duì)端板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)，在梁端焊接端板可以有效抑制節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的破壞[5]。端板-貫穿螺栓連接節(jié)點(diǎn)更易滿足“強(qiáng)柱弱梁，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)要求[6-8]，在梁端發(fā)生破壞后還可通過(guò)更換梁實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的修復(fù)[8]。針對(duì)SCF-UHPC 組合柱，若螺栓僅貫穿夾層混凝土而不貫穿芯柱，則既能滿足梁柱節(jié)點(diǎn)傳力要求，也能保證結(jié)構(gòu)具有較高的承載力。

此前針對(duì)鋼管混凝土柱-鋼梁端板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)的研究表明，鋼管混凝土柱-鋼梁端板-貫穿螺栓節(jié)點(diǎn)通常在梁端形成塑性鉸而發(fā)生破壞[6-7]。相比普通混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)，方鋼管混凝土柱鋼梁節(jié)點(diǎn)的承載力與剛度有所提升，而延性有所下降[9]，且更容易發(fā)生梁端彎曲破壞[10]。端板厚度、柱截面類型均會(huì)對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能產(chǎn)生影響[6,11-12]。相比端板-單邊螺栓連接節(jié)點(diǎn)，端板-貫穿螺栓連接節(jié)點(diǎn)具有較高的剛度，且能保證鋼管對(duì)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土的緊箍作用；而端板-單邊螺栓連接節(jié)點(diǎn)屬于半剛性節(jié)點(diǎn)，延性較好[12-14]。研究還發(fā)現(xiàn)，柱的混凝土強(qiáng)度對(duì)方鋼管混凝土穿芯高強(qiáng)螺栓-端板節(jié)點(diǎn)滯回性能影響較小，當(dāng)端板厚度較小時(shí)，設(shè)置加勁肋可以明顯提升節(jié)點(diǎn)耗能能力[12]。目前將端板-貫通螺栓連接節(jié)點(diǎn)應(yīng)用于含芯柱的方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的研究較少，針對(duì)其抗震性能和設(shè)計(jì)方法的研究尚不成熟。

針對(duì)SCF-UHPC 組合柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)，筆者采用端板-貫通螺栓連接，首先確定端板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)參數(shù)及裝配工藝，采用擬靜力試驗(yàn)對(duì)這一連接形式下試件的抗震性能進(jìn)行研究，分析FRP 厚度、軸壓比、是否含有芯柱對(duì)其性能的影響，并對(duì)比鋼梁更換前后試件的性能。通過(guò)對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)變形的分析，研究該節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理，依據(jù)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系判定該節(jié)點(diǎn)類型。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試件設(shè)計(jì)遵循“強(qiáng)柱弱梁”原則，且為了更換梁試驗(yàn)的順利進(jìn)行，按照組合柱不發(fā)生明顯破壞設(shè)計(jì)，即塑性鉸主要出現(xiàn)在梁端。

設(shè)計(jì)制作了5 個(gè)SCF-UHPC 組合柱-鋼梁端板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)，其中一個(gè)未內(nèi)置高強(qiáng)芯柱。組合柱截面尺寸為250 mm×250 mm，外層方鋼管厚8 mm，柱高1 800 mm，高強(qiáng)芯柱采用GFRP 纏繞管約束UHPC 制備，夾層混凝土采用C40 混凝土。鋼梁采用截面規(guī)格為HN300 mm×150 mm× 6.5 mm×9 mm 的Q235 鋼，長(zhǎng)度為1 100 mm。端板尺寸為480 mm×250 mm×25 mm，在端板與鋼梁上下翼緣設(shè)置厚度為5 mm 的加勁肋，鋼梁與端板采用熔透型焊接法連接。兩側(cè)端板由8 根高強(qiáng)螺栓貫通鋼管及夾層混凝土連接，螺栓采用M20、強(qiáng)度等級(jí)10.9（抗拉強(qiáng)度為1 000 MPa，屈強(qiáng)比為0.9）的摩擦型高強(qiáng)螺栓。節(jié)點(diǎn)樣式如圖1 所示，高強(qiáng)螺栓的布置方式及試件尺寸如圖2 所示。

圖1 SCF-UHPC 組合柱-鋼梁端板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)Fig.1 SCF-UHPC column-to-bean end-plate-bolted joint

圖2 節(jié)點(diǎn)試件詳圖Fig.2 Detail of joint specimen

1.2 試件制作

先在組合柱穿芯螺栓位置預(yù)埋PVC 管，再將預(yù)制好的GFRP 約束UHPC 芯柱吊裝入鋼管，待夾層混凝土澆筑完畢，養(yǎng)護(hù)3 d 后取出PVC 管，之后通過(guò)高強(qiáng)螺栓將兩側(cè)端板鋼梁相連。螺栓端頭設(shè)有螺紋，貫通組合柱部分光滑無(wú)螺紋，安裝時(shí)采用扭矩扳手為每個(gè)螺栓施加400 N·m 的扭矩，即每根螺栓施加153.8 kN 的預(yù)應(yīng)力。

試件設(shè)計(jì)參數(shù)包括：是否含有芯柱、軸壓比、FRP 鋪層數(shù)。選擇一個(gè)以梁端塑性鉸破壞為主的試件，在試件加載破壞后更換端板、鋼梁及螺栓，重新加載，以對(duì)比鋼梁更換前后節(jié)點(diǎn)的抗震性能。以J-8-0.6-C 為例，試件編號(hào)命名中J 表示梁柱節(jié)點(diǎn)，8表示FRP 鋪層數(shù)，0.6 表示設(shè)計(jì)軸壓比，C 表示更換梁。所有試件概況見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)試件Table 1 Test specimens

1.3 材料性能

根據(jù)《活性粉末混凝土》（GB/T 31387—2015）[15]和《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081—2002）[16]測(cè)得的UHPC 和普通混凝土強(qiáng)度如表2 所示。根據(jù)《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》（GB/T 228—2002）[17]測(cè)得的鋼材性能如表3 所示。所用GFRP 管由廣東纖力玻璃鋼有限公司生產(chǎn)，其材料性能如表4 所示。

表2 混凝土材料性能Table 2 Material properties of concretes

表3 鋼材材料性能Table 3 Material properties of steel

表4 GFRP 材料性能Table 4 Material properties of GFRP tube

1.4 試驗(yàn)裝置及加載制度

柱底通過(guò)鉸接方式與地梁連接，地梁通過(guò)螺栓連接地錨固定。兩側(cè)鋼梁通過(guò)鏈桿與荷載傳感器相連，鏈桿底部設(shè)置為鉸支座，確保在柱頂水平荷載作用下節(jié)點(diǎn)兩側(cè)梁形成反向彎矩。豎向荷載通過(guò)液壓千斤頂施加，并利用荷載穩(wěn)壓裝置確保豎向荷載無(wú)損失。側(cè)向荷載通過(guò)固定于反力墻的MTS液壓伺服作動(dòng)器施加在柱頂，柱頂與MTS 水平作動(dòng)器采用鉸接連接。試驗(yàn)裝置如圖3 所示。

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Test loading setup

試驗(yàn)中，首先在柱頂施加表1 所列恒定豎向荷載，再施加側(cè)向低周往復(fù)荷載。側(cè)向荷載采用位移控制加載。根據(jù)有限元試算結(jié)果，試件梁端屈服發(fā)生在柱頂側(cè)移為24 mm 時(shí)，屈服前每4 mm 為一加載級(jí)，每級(jí)進(jìn)行一個(gè)循環(huán)的往復(fù)荷載，加載速率為0.1 mm/s；屈服后每8 mm 為一加載級(jí)，每級(jí)進(jìn)行3個(gè)循環(huán)的往復(fù)加載，加載速率為0.5 mm/s。柱頂水平荷載和位移由MTS 自動(dòng)采集，當(dāng)試件發(fā)生較大變形或柱頂水平荷載降至峰值荷載的85%以下時(shí)，終止試驗(yàn)。為方便描述，試驗(yàn)中“+”表示作動(dòng)器由西向東推，“-”表示作動(dòng)器由東向西拉（圖3）。

1.5 測(cè)點(diǎn)布置及量測(cè)方案

試驗(yàn)共設(shè)置5 處位移計(jì)：為了監(jiān)測(cè)試件支座與地梁是否有相對(duì)位移，在鉸支座中心處布置一個(gè)水平位移計(jì)；柱底部設(shè)置一個(gè)水平位移計(jì)和一個(gè)傾角儀，用以監(jiān)測(cè)組合柱與鉸支座是否有相對(duì)錯(cuò)動(dòng)及柱底轉(zhuǎn)角變形；柱頂對(duì)應(yīng)水平作動(dòng)器中心處設(shè)置一個(gè)位移計(jì)，以記錄柱頂側(cè)向位移；在梁端設(shè)置一個(gè)豎向位移計(jì)，以監(jiān)測(cè)梁端豎向位移。具體布設(shè)方案如圖4 所示。

圖4 位移計(jì)布置方法Fig.4 Displacement transducers arrangement

應(yīng)變片主要集中布置在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，其中，沿組合柱方鋼管腹板軸線布置應(yīng)變片，在節(jié)點(diǎn)域方鋼管腹板四角分別布置豎向應(yīng)變片，在梁塑性鉸區(qū)域和端板加勁肋上布置應(yīng)變片。應(yīng)變片具體布置方案如圖5 所示。

圖5 應(yīng)變片布置方案Fig.5 Strain gauges arrangement

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞分析

在加載過(guò)程中，各試件兩側(cè)鋼梁呈沿節(jié)點(diǎn)域?qū)蔷€變形的趨勢(shì)，即東梁上翼緣與西梁下翼緣變形同步，東梁下翼緣與西梁上翼緣變形同步；兩側(cè)梁腹板均出現(xiàn)鼓曲變形。當(dāng)柱頂側(cè)向位移小于±24 mm，即側(cè)向位移角小于1.3%時(shí)，各試件均處于彈性階段，無(wú)明顯現(xiàn)象；側(cè)向位移在±24～±40 mm 之間時(shí)，各試件梁端靠近節(jié)點(diǎn)翼緣涂漆首先皺起剝離，之后腹板涂漆出現(xiàn)斜向波紋，說(shuō)明梁端翼緣應(yīng)力較大，將首先屈服；側(cè)向位移大于40 mm 時(shí)，由于試驗(yàn)參數(shù)不同，各試件試驗(yàn)現(xiàn)象也有所差異，如表5 所示。

表5 試驗(yàn)現(xiàn)象Table 5 Test phenomenas

各試件破壞均表現(xiàn)為梁翼緣首先鼓曲，隨后腹板鼓曲，進(jìn)而加勁肋由于節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)而屈曲，由于兩側(cè)鋼梁屈曲變形不對(duì)稱，導(dǎo)致梁出現(xiàn)面外變形，節(jié)點(diǎn)破壞。在梁端距端板約0.5 倍梁高的位置形成塑性鉸，節(jié)點(diǎn)承載力下降。各試件端板均未與組合柱鋼管壁分離，試驗(yàn)結(jié)束各試件高強(qiáng)螺栓拆除后，螺栓無(wú)變形，保持完整。隨著試件側(cè)移的增加，節(jié)點(diǎn)域兩側(cè)的型鋼翼緣首先屈服，然后形成塑性鉸，之后，在節(jié)點(diǎn)域南北側(cè)及東西側(cè)端板以下同一高度位置，鋼管發(fā)生鼓曲。按照“強(qiáng)柱弱梁”目標(biāo)進(jìn)行試件設(shè)計(jì)，因此，梁端塑性鉸完全形成，柱端塑性鉸區(qū)域僅出現(xiàn)鋼管鼓曲，說(shuō)明試驗(yàn)得出的結(jié)果為節(jié)點(diǎn)性能的下限。各試件最終破壞形態(tài)如圖6 所示。

圖6 試件最終破壞形態(tài)Fig.6 Final failure modes of specimens

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 滯回曲線

各試件柱頂水平荷載-柱頂側(cè)移滯回曲線如圖7 所示。由于該節(jié)點(diǎn)破壞主要發(fā)生在梁端，在梁端形成塑性鉸，因此，試件滯回曲線主要反映節(jié)點(diǎn)域鋼梁受力性能，從圖7 可以看出，各試件均表現(xiàn)出較高的承載力。在加載初期，梁端變形較小，各試件處于彈性階段，滯回曲線包絡(luò)面積較小，耗能較??；隨著側(cè)向位移不斷增加，梁端出現(xiàn)塑性變形，滯回曲線包絡(luò)面積也逐漸增大；到達(dá)峰值荷載后，滯回曲線下降緩慢，試件呈殘余承載力較高及延性破壞特征。高軸壓比試件的滯回曲線更加飽滿，相應(yīng)耗能能力更大；由于組合柱已存在一定塑性損傷，因此梁更換之后的試件耗能能力有所降低。

圖7 荷載-位移滯回曲線Fig.7 Load-displacement hysteretic curves

2.2.2 骨架曲線

試件荷載-位移骨架曲線如圖8 所示，在峰值過(guò)后，各試件荷載下降較為緩慢，表明在梁端出現(xiàn)塑性鉸后該節(jié)點(diǎn)延性及變形能力較好。對(duì)比試件J-10-0.6、J-8-0.6 和J-0-0.6 可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)含有芯柱時(shí)，試件峰值荷載略高于無(wú)芯柱試件，這是由于高強(qiáng)芯柱提升了組合柱的承載力和剛度，延緩了鋼管屈服，梁端分配的內(nèi)力也相對(duì)較小。對(duì)比試件J-10-0.3 和J-10-0.6 可知，在試驗(yàn)所選兩個(gè)軸壓比下，構(gòu)件峰值荷載基本一致，但小軸壓比試件荷載峰值對(duì)應(yīng)的側(cè)移較大，這是由于高軸壓比試件承受了更大的柱頂豎向荷載，在相同水平位移下，二階效應(yīng)導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)域處彎矩更大，水平荷載更早達(dá)到峰值。對(duì)比試件J-10-0.6 和J-8-0.6，F(xiàn)RP 鋪層數(shù)變化對(duì)峰值荷載影響不明顯，因?yàn)樵摴?jié)點(diǎn)主要發(fā)生梁端塑性鉸破壞。對(duì)比試件J-8-0.6 和J-8-0.6-C 發(fā)現(xiàn)，梁更換后試件承載能力無(wú)明顯變化，因?yàn)楣?jié)點(diǎn)性能由梁端塑性鉸控制，梁更換后節(jié)點(diǎn)性能可得到恢復(fù)。這也說(shuō)明原試件組合柱的塑性損傷較小，更換梁之后試件性能充分恢復(fù)，力學(xué)性能無(wú)明顯降低。

圖8 荷載-位移骨架曲線Fig.8 Load-displacement skeleton curves

利用“屈服彎矩法”可以在骨架曲線中確定試件的屈服點(diǎn)。具體方法如圖9 所示，骨架曲線過(guò)原點(diǎn)處的切線與峰值荷載所對(duì)應(yīng)的水平線相交于點(diǎn)A，過(guò)A點(diǎn)作X軸垂線，其與骨架曲線相交于點(diǎn)B，直線OB與AE相交于點(diǎn)C，過(guò)C點(diǎn)作X軸垂線，其與骨架曲線的交點(diǎn)D即為試件屈服點(diǎn)。各試件試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表6。

表6 試驗(yàn)結(jié)果Table 6 Test results

圖9 屈服彎矩法示意圖Fig.9 Schematic diagram of yield moment method

2.2.3 延性分析

利用延性系數(shù)來(lái)衡量結(jié)構(gòu)的變形能力，各試件延性試驗(yàn)結(jié)果列于表6。從表中可以看出，除更換梁之外，其余所有試件的延性系數(shù)均大于2.2，說(shuō)明當(dāng)發(fā)生梁端塑性鉸破壞時(shí)，該節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出良好的延性。無(wú)芯柱試件（J-0-0.6）的延性系數(shù)高于有芯柱試件（J-8-0.6 和J-10-0.6），這是因?yàn)楹局M合柱剛度大于無(wú)芯柱構(gòu)件，在梁端屈服后，無(wú)芯柱構(gòu)件柱端變形大于有芯柱構(gòu)件；試件J-10-0.3 的延性系數(shù)小于J-10-0.6，說(shuō)明軸壓比增大導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)延性降低；對(duì)于更換梁試件，由于在首次加載之后節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生了一定的塑性損傷，梁更換后試件延性系數(shù)比原試件下降了29%。

2.2.4 強(qiáng)度退化

強(qiáng)度退化系數(shù)λ是相同位移幅值最后一次循環(huán)荷載峰值與首次循環(huán)荷載峰之比，用以表征試件強(qiáng)度的退化，各試件強(qiáng)度退化如圖10 所示。各試件強(qiáng)度退化系數(shù)均大于0.9，說(shuō)明各試件加載時(shí)強(qiáng)度退化較小，梁端產(chǎn)生的累積塑性損傷較小。相比無(wú)芯柱試件，含芯柱試件后期強(qiáng)度退化較小，這是由于高強(qiáng)芯柱的出現(xiàn)使組合柱具有較高的軸向承載力；在彈性階段，軸壓比大的試件強(qiáng)度退化更為迅速；由于存在一定的損傷，更換梁試件強(qiáng)度退化較為平緩。

圖10 強(qiáng)度退化Fig.10 Strength degradation

2.2.5 剛度退化

試件剛度采用荷載-位移曲線的割線剛度表示，第j級(jí)剛度Kj為該級(jí)位移循環(huán)下正負(fù)最大荷載的絕對(duì)值之和與其相應(yīng)變形絕對(duì)值之和的比值。各試件剛度退化如圖11 所示。除更換梁試件外，所有試件初始剛度較高；軸壓比小的試件初始剛度較大但剛度退化較為迅速；FRP 鋪層多的試件初始剛度相對(duì)較大；由于組合柱存在殘余變形，更換梁試件初始剛度較低，在加載過(guò)程中其剛度逐步恢復(fù)，在加載后期，更換梁試件的剛度與原試件逐漸趨于相同。

圖11 剛度退化Fig.11 Stiffness degradation

2.2.6 耗能能力

節(jié)點(diǎn)的耗能能力是衡量其抗震性能的關(guān)鍵指標(biāo)之一，用滯回曲線包圍的面積來(lái)衡量某一級(jí)荷載下的耗能能力。將從加載開(kāi)始到某一級(jí)荷載循環(huán)結(jié)束的累積耗能，即從加載開(kāi)始到某一級(jí)荷載循環(huán)結(jié)束的全部滯回環(huán)包裹面積作為耗能能力的評(píng)價(jià)指標(biāo)，最后一級(jí)荷載的累積耗能即為試件的總耗能，耗能-側(cè)移曲線如圖12 所示。從圖12 可以看出，在鋼梁屈服后，隨著側(cè)向位移的增加，各試件累積耗能迅速提高；含芯柱的試件累積耗能大于無(wú)芯柱試件，說(shuō)明芯柱的出現(xiàn)提高了鋼梁屈服后的耗能能力；高軸壓比構(gòu)件各級(jí)累積耗能及總耗能均高于低軸壓比試件；在相同加載級(jí)數(shù)下，試驗(yàn)所選FRP 鋪層數(shù)對(duì)各級(jí)荷載累積耗能無(wú)顯著影響，但FRP 鋪層數(shù)多的試件總耗能高；更換梁試件延性相對(duì)較差，因此，其各級(jí)累積耗能和總耗能均小于原試件。

圖12 各試件累積耗能Fig.12 Cumulative energy consumption of specimens

試件的耗能能力通常采用等效粘滯阻尼系數(shù)he進(jìn)行評(píng)價(jià)，其計(jì)算方法如圖13 和式（1）所示。

圖13 等效粘滯阻尼系數(shù)示意圖Fig.13 Schematic diagram of equivalent viscous damping coefficient

根據(jù)各試件的等效粘滯阻尼系數(shù)繪制he-Δ曲線,如圖14 所示。結(jié)構(gòu)屈服前，試件的滯回環(huán)偏狹長(zhǎng)，式（1）的分母（三角形面積）呈線性增長(zhǎng)，而（滯回環(huán)的面積）由于試件彈性變形占比較大，分子增長(zhǎng)相對(duì)較慢，導(dǎo)致加載初期等效粘滯阻尼系數(shù)較大。同時(shí)，邊界接觸摩擦滑移耗能和混凝土內(nèi)部的裂縫空隙壓實(shí)耗能也是導(dǎo)致加載初期等效粘滯阻尼系數(shù)較大的原因。在達(dá)到屈服前，試件J-10-0.3的等效粘滯阻尼系數(shù)高于其他試件，但進(jìn)入塑性階段后又低于其他試件，這是因?yàn)镕RP 的約束作用與混凝土環(huán)向膨脹成正比，低軸壓比下FRP 管的約束作用相對(duì)較小，對(duì)塑性階段耗能能力的貢獻(xiàn)較??；在加載級(jí)別相同的情況下，F(xiàn)RP 鋪層數(shù)多的試件等效粘滯阻尼系數(shù)較大；相比原試件，更換梁試件等效粘滯阻尼系數(shù)有所降低。

圖14 試件等效粘滯阻尼系數(shù)Fig.14 Equivalent viscous damping coefficient of specimens

2.3 應(yīng)變分析

2.3.1 節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)變分析

用于分析節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)變的坐標(biāo)系如圖15 所示，節(jié)點(diǎn)域鋼管用黑色虛線劃分為4 個(gè)象限，將各應(yīng)變片的值投影到所在象限內(nèi)的紅色對(duì)角線上，應(yīng)變零點(diǎn)設(shè)在各象限內(nèi)對(duì)角線的中點(diǎn)，向外為正應(yīng)變（受拉），向內(nèi)為負(fù)應(yīng)變（受壓），節(jié)點(diǎn)域鋼管豎向應(yīng)變分布如圖16 所示。在試驗(yàn)過(guò)程中，由于構(gòu)件J-8-0.6-C 節(jié)點(diǎn)域右上和右下應(yīng)變片過(guò)早失效，這兩點(diǎn)應(yīng)變?cè)O(shè)為0。

圖15 節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)變分析坐標(biāo)系Fig.15 The coordinate system for analysing steel tube strain in the panel zone of the joint

圖16 節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)變分布圖Fig.16 Strain distribution of steel tube in the panel zone of the joint

從圖16 可以看出，在整個(gè)加載過(guò)程中，相比下部，節(jié)點(diǎn)域鋼管上部應(yīng)變較小，據(jù)此可以判定節(jié)點(diǎn)域組合柱以受彎變形為主。正向加載時(shí)，所有試件節(jié)點(diǎn)域組合柱左側(cè)下部處于受壓狀態(tài)，右側(cè)下部處于受拉狀態(tài)，隨加載級(jí)別的增加，兩處對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值也逐級(jí)增大。負(fù)向加載時(shí)，所有試件節(jié)點(diǎn)域左側(cè)下部鋼管處于受拉狀態(tài)，在達(dá)到承載力之前，其應(yīng)變值持續(xù)增大，破壞后荷載降低，導(dǎo)致應(yīng)變減小，相比小軸壓比構(gòu)件，大軸壓比構(gòu)件應(yīng)變減小明顯；右側(cè)下部鋼管處于持續(xù)受壓狀態(tài)，其應(yīng)變值隨荷載級(jí)別的增加逐漸增大。由于存在塑性損傷，相比原始構(gòu)件，更換梁構(gòu)件J-8-0.6-C 應(yīng)變較小。

2.3.2 梁翼緣應(yīng)變分析

取兩側(cè)梁上下翼緣中心緊靠節(jié)點(diǎn)域的軸向應(yīng)變片，分析其應(yīng)變分布規(guī)律（圖17），分析坐標(biāo)系與圖15 所示節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)變相同，梁翼緣應(yīng)變分布如圖18 所示。在試驗(yàn)過(guò)程中構(gòu)件J-0-0.6-C 節(jié)點(diǎn)域右上和左下應(yīng)變片過(guò)早失效，兩處應(yīng)變?cè)O(shè)為0。

圖17 梁翼緣應(yīng)變分析坐標(biāo)系Fig.17 The coordinate system for analysing beam flange strain

圖18 梁翼緣應(yīng)變分布Fig.18 Strain distribution of beam flanges

從圖18 可知，梁翼緣應(yīng)變隨著荷載的增加而增大，各試件節(jié)點(diǎn)域兩側(cè)梁端翼緣沿同一對(duì)角線受力一致，同側(cè)上下部分承受不同的拉壓應(yīng)力，說(shuō)明由于塑性鉸的出現(xiàn)梁端呈有規(guī)律的彎曲變形。對(duì)比圖14 可以發(fā)現(xiàn)，在同級(jí)荷載下，梁端應(yīng)變較節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)變大，說(shuō)明梁端較節(jié)點(diǎn)域鋼管更早達(dá)到屈服，形成塑性鉸，這與試驗(yàn)現(xiàn)象一致。

2.3.3 梁腹板應(yīng)變分析

取梁腹板緊靠節(jié)點(diǎn)域的6 個(gè)軸向應(yīng)變片，分析其受力狀態(tài)（圖19），分析坐標(biāo)系與節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)變相同，梁腹板應(yīng)變分布如圖20 所示。

圖19 梁腹板應(yīng)變分析坐標(biāo)系Fig.19 The coordinate system for analysing beam web strain

圖20 梁腹板應(yīng)變分布圖Fig.20 Strain distribution of beam webs

從圖20 可知，在整個(gè)加載過(guò)程中，各構(gòu)件梁腹板中心處軸向應(yīng)變值很小，說(shuō)明梁中和軸位置基本處在梁截面中心處，未發(fā)生移動(dòng)。而靠近梁翼緣的應(yīng)變較大，且應(yīng)變變化規(guī)律與翼緣應(yīng)變一致，均為沿同一對(duì)角線方向受力一致，這也說(shuō)明梁塑性鉸首先由翼緣形成，節(jié)點(diǎn)以梁端塑性鉸破壞為主。

2.3.4 芯柱應(yīng)變分析

為研究節(jié)點(diǎn)域芯柱的變形，分別選取FRP 管距柱底745、975、1 205 mm 三點(diǎn)的平均環(huán)向應(yīng)變進(jìn)行分析，其在節(jié)點(diǎn)域中的位置如圖21 所示，應(yīng)變分布如圖22 所示。

圖21 芯柱應(yīng)變片與節(jié)點(diǎn)域的位置關(guān)系Fig.21 Position of core strain gauge in node domain

圖22 約束芯柱環(huán)向應(yīng)變Fig.22 Hoop strain of restrained core column

由圖22 可知，各試件芯柱的環(huán)向應(yīng)變值在節(jié)點(diǎn)域范圍內(nèi)最大，說(shuō)明芯柱在節(jié)點(diǎn)域內(nèi)承受較大彎矩，且由于穿心螺栓的存在，導(dǎo)致對(duì)芯柱的約束價(jià)格低，從而環(huán)向應(yīng)變值較大。對(duì)于低軸壓比試件，在加載初期，由于軸向壓力較小，環(huán)向應(yīng)變也較小，當(dāng)加載到40 mm 之后，其應(yīng)變值開(kāi)始快速增長(zhǎng)，最終應(yīng)變較大。對(duì)于試件J-8-0.6，由于其FRP 鋪層數(shù)較少，F(xiàn)RP 約束發(fā)揮較早，因而其環(huán)向應(yīng)變值較大。由于存在初期變形，加載初期更換梁試件應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)緩慢，最終應(yīng)變值也相對(duì)較小。

3 節(jié)點(diǎn)域受力分析

3.1 基于PIV 技術(shù)的節(jié)點(diǎn)域彎矩-轉(zhuǎn)角分析

采用PIV（Particle Image Velocimetry）技術(shù)分析節(jié)點(diǎn)域的變形占比，選取節(jié)點(diǎn)域上的6 個(gè)點(diǎn)（圖23），分析其變形并判定節(jié)點(diǎn)連接形式。若點(diǎn)1、3、4、6 選取在鋼管上，測(cè)得的位移與端板上相同，也說(shuō)明端板和鋼管無(wú)相對(duì)位移。由于更換梁試件J-8-0.6-C 節(jié)點(diǎn)域存在初始變形，不對(duì)其進(jìn)行受力分析。

圖23 PIV 測(cè)點(diǎn)選取Fig.23 Locations of PIV monitoring points

用PIV 測(cè)得圖23 所示6 個(gè)測(cè)點(diǎn)的實(shí)時(shí)位移后，通過(guò)式（2）可求得節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)角，繪制節(jié)點(diǎn)域彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線（圖24）和骨架曲線（圖25）。

圖24 節(jié)點(diǎn)域彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig.24 Bending moment-rotation angle hysteretic curves of the panel zone of the joint

圖25 節(jié)點(diǎn)域彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線Fig.25 Bending moment-rotation angle skeleton curves ofthe panel zone of the joint

式中：θf(wàn)為節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)角；ΔA、ΔB、ΔC、ΔD為點(diǎn)1、6、3、4相應(yīng)的變形量（圖26）；Db、Dc為節(jié)點(diǎn)域高度與寬度。

圖26 節(jié)點(diǎn)域變形計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.26 Schematic diagram of the deformation of the panel zone of the joint

由圖24、圖25 可知，各試件節(jié)點(diǎn)域彎矩-轉(zhuǎn)角曲線與其相應(yīng)的柱頂荷載-位移曲線形狀接近，都呈飽滿梭形，沒(méi)有明顯捏縮，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)域均表現(xiàn)出良好的耗能能力。

3.2 節(jié)點(diǎn)域變形占比分析

節(jié)點(diǎn)域的變形主要由彎曲變形、剪切變形和試件滑移組成，由于無(wú)法對(duì)節(jié)點(diǎn)域的彎曲變形與剪切變形進(jìn)行直接對(duì)比，故將節(jié)點(diǎn)域的彎曲變形與剪切變形均轉(zhuǎn)化為節(jié)點(diǎn)域頂部的水平位移來(lái)進(jìn)行計(jì)算，即節(jié)點(diǎn)域頂部的水平位移Δj是由彎曲變形導(dǎo)致的水平位移Δf和剪切變形產(chǎn)生的水平位移Δs疊加得到的?；诠?jié)點(diǎn)域內(nèi)小角度均勻變形假設(shè)，將節(jié)點(diǎn)域剪切變形與彎曲變形均轉(zhuǎn)化為節(jié)點(diǎn)域頂部水平位移[18]，計(jì)算表達(dá)式見(jiàn)式（3）和式（4）。

式中：Δj為節(jié)點(diǎn)域頂部總水平位移；Δf為彎曲變形導(dǎo)致的水平位移；Δs為剪切變形導(dǎo)致的水平位移。

分別計(jì)算得到各試件節(jié)點(diǎn)域彎曲變形量與剪切變形量，節(jié)點(diǎn)域變形組成占比如圖27 所示，整個(gè)加載過(guò)程中，所有試件節(jié)點(diǎn)域組合柱所承擔(dān)的剪切變形未超過(guò)40%，與前述應(yīng)變分析得出的結(jié)論一致。隨著位移角的增大，各試件節(jié)點(diǎn)域組合柱剪切變形占比均先減小后增加，轉(zhuǎn)折點(diǎn)均發(fā)生在構(gòu)件達(dá)到屈服位移角時(shí)，這是由于在梁端塑性鉸形成的過(guò)程中，節(jié)點(diǎn)剪切變形主要由兩側(cè)梁翼緣屈曲導(dǎo)致的沿對(duì)角線斜向變形承擔(dān)，使得節(jié)點(diǎn)域所承擔(dān)的剪切變形占比減少。梁端塑性鉸形成后，鋼梁以傳遞剪力、承擔(dān)彎曲變形為主，節(jié)點(diǎn)域組合柱承擔(dān)的剪切變形逐漸增加。

圖27 節(jié)點(diǎn)域變形占比Fig.27 Proportion of the shear deformation of the panel zone of the joint

3.3 節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)動(dòng)關(guān)系判定

梁柱節(jié)點(diǎn)連接分為剛性連接、半剛性連接與鉸接3 種，采用Eurocode 3[19]推薦的方法，依據(jù)節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)動(dòng)關(guān)系判定節(jié)點(diǎn)連接形式。節(jié)點(diǎn)彎矩計(jì)算見(jiàn)式（5），梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角計(jì)算見(jiàn)式（6）～式（8）[20]，通過(guò)式（9）求得節(jié)點(diǎn)初始剛度，并利用表7 中的判別準(zhǔn)則判定節(jié)點(diǎn)連接形式，最終計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表8。各試件初始剛度均大于25EIb/lb，因此，判定該節(jié)點(diǎn)屬于剛性節(jié)點(diǎn)。

表7 Eurocode 3 中節(jié)點(diǎn)連接形式的判定標(biāo)準(zhǔn)Table 7 Classification of joints based on the Eurocode 3

表8 各試件初始剛度Table 8 Initial rotation stiffness of specimens

式中：θj為梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角；θb與θc分別表示梁柱相對(duì)于各自初始位置的轉(zhuǎn)角；Δ1、Δ4、Δ2、Δ5分別對(duì)應(yīng)圖19中點(diǎn)位的水平位移值；P為柱頂水平荷載；N為柱頂軸力；Hc為組合柱高度；Δh為柱頂水平位移；Δj為節(jié)點(diǎn)域水平位移。Mu為各試件彎矩峰值點(diǎn)；θj,0.2為0.2Mu所對(duì)應(yīng)梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角。

4 結(jié)論

對(duì)5 個(gè)內(nèi)置高強(qiáng)芯柱的方鋼管混凝土柱-鋼梁端板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，并對(duì)該節(jié)點(diǎn)的破壞形式、抗震性能及主要參數(shù)影響進(jìn)行分析，主要結(jié)論如下：

1）各試件破壞均從梁端翼緣開(kāi)始，并依次發(fā)展至梁端腹板和節(jié)點(diǎn)域鋼管，最終破壞形態(tài)表現(xiàn)為鋼梁距端板約0.5 倍梁高處形成塑性鉸，更換梁試件在梁翼緣與端板焊縫處呈撕裂破壞。

2）各試件滯回曲線均呈飽滿的梭性，無(wú)捏縮現(xiàn)象，大軸壓比下滯回曲線更為飽滿，說(shuō)明當(dāng)各試件節(jié)點(diǎn)發(fā)生梁端塑性鉸破壞時(shí)均表現(xiàn)出較好的耗能能力。

3）軸壓比較大時(shí)，試件延性較差，但耗能能力更強(qiáng)；軸壓比較小時(shí)，試件初始剛度較大，但剛度退化迅速；內(nèi)置高強(qiáng)芯柱時(shí)，節(jié)點(diǎn)處梁端承載力較高但延性較低；FRP 鋪層數(shù)對(duì)該破壞模式下的節(jié)點(diǎn)承載力無(wú)明顯影響，但隨著FRP 鋪層數(shù)增多，試件初始剛度和耗能能力均得到提升。

4）相比原試件，更換梁試件仍發(fā)生梁端塑性鉸破壞，因此，節(jié)點(diǎn)承載力無(wú)明顯變化，但由于組合柱存在初始損傷，試件耗能能力、延性和初始剛度均有所降低。

5）節(jié)點(diǎn)域組合柱以受彎變形為主，而兩側(cè)鋼梁通過(guò)塑性鉸主要承擔(dān)節(jié)點(diǎn)域剪切變形，在整個(gè)加載過(guò)程中各試件節(jié)點(diǎn)域組合柱剪切變形占比均未超過(guò)總變形量的40%。依據(jù)試件初始剛度可以判定該節(jié)點(diǎn)屬于剛性節(jié)點(diǎn)。

6）節(jié)點(diǎn)域采取對(duì)穿螺栓可將梁端拉力轉(zhuǎn)化為對(duì)節(jié)點(diǎn)域壓力，隨著節(jié)點(diǎn)域兩側(cè)鋼梁剪切變形傳遞，使節(jié)點(diǎn)域混凝土斜壓帶更好地發(fā)揮了作用，這一傳力機(jī)理使混凝土受壓性能得到充分利用，節(jié)點(diǎn)具有了一定的自復(fù)位功效。