基于带肋角钢的装配混凝土柱-钢梁连接节点抗震性能试验研究

2020-11-19舒兴平张晗张再华

铁道科学与工程学报 2020年10期

舒兴平，张晗，张再华

舒兴平1，张晗1，张再华2

(1.湖南大学土木工程学院钢结构研究所，湖南长沙 410082；2. 湖南城市学院土木工程学院，湖南益阳 410075)

为研究基于带肋角钢的装配混凝土柱−钢梁连接节点的抗震性能，设计制作4个框架中部十字型梁柱节点试件并进行拟静力试验研究。分析梁柱截面尺寸，梁端螺栓数量以及角钢尺寸等因素对承载力、耗能能力、强度退化、刚度退化、延性以及破坏模式的影响。研究结果表明：低周往复荷载作用下该类型节点的破坏模式以混凝土核心区受剪破坏为主，同时角钢加劲肋及钢梁发生了不同程度屈曲。试件滞回曲线呈现出与现钢筋凝土节点相似的捏缩现象，试件延性及耗能能力略高于钢筋混凝土节点。所有试件强度退化系数变化幅度较小，在0.8～1.0之间。该节点具有良好的承载力，耗能能力以及延性，但需要对节点核心区混凝土承载力进行进一步优化。

装配式混合结构；带肋顶底角钢；框架中柱节点；拟静力试验；抗震性能

随着人口老龄化加剧，劳动力资源日趋紧张，目前的以湿作业为主的施工方式将很难长期维持。而生产效率高，环境污染小，施工环境好，质量易于控制且有利于可持续发展的新型装配式建筑在新的发展机遇下，将会成为建筑工程的一个重要发展方向[1−3]。20世纪80年代初期，美国及日本最早提出了钢筋混凝土柱−钢梁(reinforced concrete column and steel beam，RCS)混合结构，为深入研究该体系国外学者提针对RCS结构提出了一系列的节点构造形式并开展了相关研究工作。Parra- Montesinos等[4−8]研究了不同构造以及有/无楼板的RCS节点抗震性能、破坏模式、抗剪强度计算方法并且通过有限元数值模拟对试验结果进行验证。国内学者近年来也逐步开展了对RCS混合节点的研究。蔡小宁等[9]进行了基于预应力的新型顶底角钢预制混凝土梁柱连接节点的拟静力试验，试件总体具有较好的延性及自复位能力，具有稳定的屈服后刚度。王鹏等[10]采用低周往复加载试验考察了4种带加劲肋角钢连接节点的抗震性能，结果表明，带肋顶底角钢相对无加劲肋角钢连接件将节点转动中心外移，导致节点塑性抗弯承载力增大。王光云等[10]通过完成4组双腹板带肋顶底角钢的拟静力试验，认为当顶底角钢竖肢厚度合理时，调整角钢加劲肋以及水平肢厚度能有效提高节点的初始刚度及抗弯承载力。刘阳等[12]通过对12个缩尺柱贯通型RCS混合节点低周往复加载试验，结果表明节点核心区的加劲腹板可以有效提高节点的抗剪强度和刚度，节点核心区的剪切变形对层间位移的贡献不超过10%。多项研究结果表明，钢筋混凝土柱−钢梁混合节点具有良好的受力性能。但仍存在一些局限性，例如节点构造措施复杂，施工难度大；梁−柱拼接或者梁−梁连接多采用现场焊接，容易带来焊接质量问题。本文在总结已有RCS混合节点构造优缺点基础上，提出一种基于“干作业”的全预制装配式连接的RCS混合框架新型节点构造形式，并开展4个试件的抗震性能试验，研究该新型节点在模拟地震作用下的破坏过程、承载力和抗震性能，以完善该新型RCS混合框架节点的设计理论，为工程设计应用提供参考依据。

1 试验概况

1.1 试件设计及材性试验

试验共设计了4个基于带肋角钢的装配混凝土−钢梁连接节点试件，编号为SJ-1~SJ-4。节点试件采用十字型试件，设计选取自中层中柱节点水平荷载作用下梁柱反弯点之间的典型单元，上下柱高均为1.65 m，梁端至柱表面处距离为1.5 m。梁构件采用窄翼缘H型钢，混凝土柱设计强度等级为C30，钢筋设计强度等级为HRB400，纵筋直径为20 mm，箍筋直径为8 mm。梁柱通过在柱内预埋的混凝土柱穿芯螺栓、梁端设置的带劲肋顶底角钢以及梁端的摩擦型高强螺栓紧固连接方式装配连接，混凝土柱内穿芯螺栓采用10.9级高强度双头等长螺杆，梁端紧固螺帽采用外六角10.9级高强螺帽，对应的设计预拉力取值均按照GB 50017—2017《钢结构设计标准》规定值施加。钢梁及角钢的钢材强度等级分别为Q235B以及Q345B，角钢及加劲肋厚度Ts均为12 mm。试件主要参数信息见表1，试件节点构造示意图如图1所示。

在试验当天进行混凝土试块抗压强度及弹性模量试验，实测同条件养护混凝土平均立方体试块强度为31.7 MPa。根据规范GB/T 2975—2018《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》[13]的取样要求制作了钢筋、角钢和H型钢的材性试验样本，根据 GB/T 228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》[14]测得钢材的材料性能见表2所示。

1.2 试验加载与测量内容

试验在湖南城市学院土木工程学院结构实验室进行，试验装置示意图，试验装置实物图，计算简图分别如图2(a)，2(b)和2(c)所示。首先用液压千斤顶在柱顶施加恒定的预设轴力，轴压比为0.25，之后由作动器在梁端同步施加等值反向的竖向低周往复荷载。加载制度为位移控制，除第1级荷载往复加载1次外，其余荷载均往复加载2次，直到荷载下降到峰值荷载的85%时或出现较明显的破坏现象时终止试验。

表1 节点试件基本规格参数汇总表

注：b为钢筋混凝土柱穿芯摩擦型高强螺栓直径；c为梁端摩擦型高强螺栓直径；为梁端高强螺栓数量；为轴压比，=/u，为施加在柱顶的轴力，u为钢筋混凝土柱理论轴压承载力。s为角钢加劲肋厚度。

(a) 节点尺寸及预制混凝土柱构造；(b) A-A剖面；(c) B-B剖面；(d) 角钢构造

测量内容主要包含应变及位移2个部分。应变数据由DH3816N静态应变测试系统采集，主要采集混凝土柱内穿芯螺栓处混凝土、角钢及其加劲肋以及节点部位梁端上下翼缘等部位处应变。位移部分重点测量梁柱转角及核心区剪切变形，剪切变形通过在混凝土核心区对角线方向布置的交叉位移计测得的节点域对角线伸长及压缩变形量求得。

表2 钢材性能试验结果

(a) 装置示意图如图；(b) 现场加载试验装置图；(c) 试件计算简图

注：1—节点试件；2—25T作动器；3—50T作动器；4—千斤顶；5—门式刚架；6—斜支撑；7—梁端夹具；8—反力地槽；9—力传感器；10—铰接装置；11—水平支撑。

2 试验过程及破坏特征

为便于试验现象的描述，规定以梁端作动器向外推出为正。当加载位移为6 mm时，试件均未出现明显裂缝。当加载位移为12 mm时，试件SJ-1～SJ-4均在混凝土柱受拉侧出现了以受拉螺栓为起点的第一条斜裂缝。当加载位移为20 mm时，试件SJ-1～SJ-4混凝土柱侧边开始出现水平的弯曲裂缝，受拉侧螺栓处裂缝开始拓展，当加载位移为−20 mm时，所有试件均在核心区产生了交叉斜裂缝。

当加载位移为30 mm时，试件各条原有斜裂缝不断拓展加宽，同时不断有新的裂缝出现，当加载位移为42 mm时，SJ-3发生了螺栓的滑移破坏现象，钢梁端部与混凝土表面产生了明显的缝隙，试件SJ-1出现了以柱穿芯螺栓为起点向下延伸的竖向裂缝。当加载位移为50 mm时，SJ-2出现了混凝土保护层剥落，钢筋外露的情况，同时承载力下降到峰值的85%以下，SJ-2随即停止加载。

当加载位移为55 mm时，试件SJ-1，S-4核心区混凝土出现了较为严重的破坏现象，承载力均开始出现明显下降，试件SJ-1，SJ-4此时停止加载，试件SJ-3由于产生了滑移现象，该级荷载并没有较上一级有所上升，所以试件破坏情况没有明显加剧，当加载位移为70 mm时，试件SJ-3由于螺栓开始承受剪力导致荷载有所上升，钢梁端部与混凝土表面缝隙不断拓展，同时核心区混凝土斜裂缝拓展明显，至此所有试件加载结束。

(a) SJ-1混凝土柱竖向裂缝；(b) SJ-2混凝土保护层剥落；(c) SJ-3梁端螺栓滑移破坏；(d) SJ-4核心区混凝土剪切破坏

所有试件在试验加载初期，试件变形和应变发展增长基本与荷载成正比关系，试件残余变形较小，试验结束时，不同试件破坏情况主要有以下3种：1)所有试件的破坏模式均有不同程度的核心区混凝土剪切破坏，其中试件SJ-1以混凝土穿芯螺栓为起点产生了明显的竖向裂缝，试件SJ-2同时伴随着角钢处混凝土剥落，钢筋外露；2)SJ-3由于梁端摩擦型高强螺栓承载力较小，产生了螺栓滑移破坏的现象；3)角钢加劲肋及钢梁发生了不同程度的屈曲，在节点处形成了塑性铰。典型的破坏形态如图3所示。

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线及骨架曲线

图4给出了4个试件在梁端竖向荷载作用下荷载与位移Δ的滞回曲线，节点试件两侧滞回曲线存在一定差异，主要原因是试件的不对称的破坏导致，如图2(b)所示，混凝土柱北侧破坏相对严重。随着梁端位移及荷载的增大，滞回环逐渐趋于饱满。此外，当破坏模式不同时，不同试件滞回曲线形状之间存在较大的差异，主要分为分弓形和倒S形2种。试件SJ-3承载力由螺栓控制，其滞回曲线呈弓形，其余3个试件承载力由核心区混凝土控制，滞回曲线呈倒S形。分析图中趋势可以得出：1)当荷载较小时，各试件的荷载和位移基本呈线弹性状态。随着试件累计塑性损伤程度的不断加深，滞回环所围成的面积不断增加，当位移回到原点时，荷载没有回到零位附近。表明了试件开始进入塑性状态。到达极限荷载后，由于节点核心区剪切破坏发生或者梁端螺栓发生滑移破坏，使得荷载产生下降趋势。2)对比SJ-3及其他试件可知当发生螺栓滑移破坏的时候，滞回曲线饱满，耗能程度增加，当出现混凝土核心区剪切破坏时，由于钢筋混凝土的黏结滑移现象滞回曲线出现明显的捏缩现象。

将每级荷载对应滞回环的最高点连接，便可得到试件的骨架曲线，其反映了往复荷载作用下试件的受力和变形关系。从图5给出的骨架曲线可得出：1) 在角钢尺寸不变的情况下，增大梁柱尺寸能显著增加节点刚度及承载力；2) 增大角钢尺寸并且增加梁端螺栓数量时可以增加节点初始刚度，但对试件峰值承载力影响较小。

3.2 各试件的特征点参数

本文采用位移延性系数作为衡量试件变形能力的指标，位移延性系数取荷载下降至峰值荷载85%或出现较大变形时，其中y，max和u分别为节点的等效屈服荷载、峰值荷载和极限荷载，对应的位移分别为Δy，Δmax和Δu。各试件主要阶段特征值结果见表3。节点试件平均延性系数接近且略高于现浇混凝土构件延性系数2.0的要求。其原因为节点试件整体破坏模式与现浇钢筋混凝土节点相似，均为节点核心区混凝土受剪破坏，混凝土开裂后没有表现出明显的脆性破坏，仍能承担一定荷载，具有良好的延性性能。

3.3 刚度与强度退化

为定量分析试件在低周往复荷载作用下的刚度特性，定义同级加载位移下的环线刚度来描述刚度退化特性。本文用来描述第级加载时的循环刚度，如式(1)所示。

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式中：P为第级第次加载循环的峰值点荷载；为第级第次加载循环的峰值点位移；为第级位移加载循环次数。试件的损伤累积会造成刚度随位移的增加而减小。试件的割线刚度退化曲线如图6所示。

1) 各试件割线刚度变化规律较为相似，随着位移的增加刚度退化明显，刚度退化均表现为先快后慢的发展趋势，总体退化缓慢。其原因为在加载初期，节点整体基本处于弹性状态，整体刚度较大。随着荷载的增大，角钢加劲肋及钢梁出现了不同程度屈曲，核心区混凝土受剪破坏产生的的裂缝等塑性损伤累计导致等效刚度开始退化。

2) 节点的初始刚度主要取决于梁柱构件以及顶底角钢的刚度。随着梁柱及角钢尺寸的增大节点刚度也随之增大。在加载后期，角钢连接件出现屈服后，节点刚度主要取决于梁柱尺寸。

(a) SJ-1北滞回曲线；(b) SJ-1南滞回曲线；(c) SJ-2北滞回曲线；(d) SJ-2南滞回曲线；(e) SJ-3北滞回曲线；(f) SJ-3南滞回曲线；(g) SJ-4北滞回曲线；(h) SJ-4南滞回曲线

(a) SJ-1，SJ-2骨架曲线；(b) SJ-3，SJ-4骨架曲线

表3 各试件主要阶段特征值

在往复荷载作用下，当保持相同的峰点位移时，峰值荷载随循环次数的增多而降低的现象称作强度退化，如式(2)所示。

式中：λj为第j级加载时的强度退化系数；Pj为第j级加载峰值荷载；Pj,max为第j级荷载加载中峰值荷载。所有试件的同级荷载强度退化程度并不明显，SJ-3在强度退化曲线中部有所上升是因为螺栓滑移导致梁柱之间产生了一定的残余变形，再加载时螺栓滑移程度的增加导致螺栓的抗剪程度提高，强度退化曲线如图7所示。

图7 强度退化曲线

3.4 耗能能力

耗能能力是试件抗震性能的重要评价指标之一，依据试件的荷载−位移滞回曲线，计算出每周循环下所耗散的能量及等效黏滞阻尼系数。等效黏滞阻尼系数计算参考《建筑抗震试验规程》JGJ/T 101−2015[15]，得到的累积耗能曲线见图8所示。

各试件周耗能和累积耗能逐渐增加，在加载初期，试件整体处于弹性状态，滞回环所围成的单圈面积较小。随着角钢及钢梁发生屈服以及节点核心区混凝土开裂等塑性损伤不断发展，试件单圈耗能增长速度加快。根据以往的研究结果可知，钢筋混凝土节点的等效黏滞阻尼系数h在0.1左右。由表4可知，各试件的等效黏滞阻尼系数h在0.112～0.181之间均不低于钢筋混凝土节点，与节点延性结果规律相同，说明该装配式节点具有较为良好的耗能能力。

图8 各试件累计耗能对比

表4 试件耗能能力

4 结论

1) 在角钢尺寸不变的情况下，增大梁柱尺寸能显著增加节点刚度及承载力，仅增加角钢尺寸对节点刚度及承载力提高较小；在加载后期，角钢连接件出现屈服后，节点刚度主要取决于梁柱尺寸。

2) 该类型节点的位移延性系数及等效黏滞阻尼系数h均略高于现浇混凝土试件，说明本文介绍的新型RCS节点构造具有较好的延性及耗能能力。SJ-3发生了滑移破坏导致等效黏滞阻尼系数明显大于其他构件，滞回曲线饱满，其余试件滞回曲线均呈明显的捏缩现象，与其破坏形式相对应。

3) 所有试件均发生了不同程度的节点核心区混凝土剪切破坏，导致节点抗震性能与现浇钢筋混凝土节点相近，为了更好的发挥钢结构连接的耗能优势，需进一步优化节点核心区抗剪承载力。

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Experimental study on seismic behavior of assembled concrete column-steel beam joint based on angle steel with ribs

SHU Xingping1, ZHANG Han1, ZHANG Zaihua2

(1. Institute of steel structure, College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China; 2. School of Civil Engineering, Hunan City University, Yiyang 413000, China;)

In order to study the seismic behavior of the assembled concrete column steel beam joint based on the angle steel with ribs, four specimens of cross beam column joint in the middle of the frame were designed and manufactured, and the quasi-static test was carried out. The influences of the beam column section size, the number of bolts at the beam end and the angle steel size on the bearing capacity, energy consumption capacity, strength degradation, stiffness degradation, ductility and failure mode were analyzed。The results show that the failure mode of this type of joint is mainly shear failure in the core area of concrete under the action of low cycle reciprocating load, and the angle steel stiffener and steel beam have different degrees of buckling. The hysteretic curve of the test piece shows similar pinching phenomenon with the existing reinforced concrete joint, and the ductility and energy consumption capacity of the test piece is slightly higher than that of the reinforced concrete joint. The change range of strength degradation coefficient of all specimens is small, ranging from 0.8 to 1.0. The joint has good bearing capacity, energy dissipation capacity and ductility, but the bearing capacity of concrete in the core area of the joint needs to be further optimized.

assembled hybrid structure; ribbed top and seat angle; column joints in frame; pseudo static test; seismic performance