嵌入式H型钢梁柱节点受力性能研究

邓宇　郭镇　张博　郝宇茜　康侃　马富强

摘 要：为解决传统标准梁柱节点施工复杂、节点强度低等一系列问题，提出一种嵌入式H型钢梁柱节点结构形式，并设计4个梁柱节点试件（1个标准现浇梁柱节点试件，3个嵌入式H型钢梁柱节点试件）进行试验研究，设置型钢翼缘宽度、剪跨比为主要参数，对4个试件的破坏形态、承载力、变形能力进行对比分析。结果表明：嵌入式H型钢梁柱节点试件的节点核心区柱端混凝土裂缝较少，裂缝分布和破坏位置基本上发生于梁端，充分满足了“强柱弱梁”的设计要求；相较于标准现浇梁柱节点试件，嵌入式H型钢梁柱节点试件峰值承载力、极限承载力、变形能力均显著提高，当型钢翼缘加宽时，试件峰值承载力和极限承载力提升较为有限，当剪跨比大于2.7时，承载力将会明显降低。

关键词：梁柱节点；型钢翼缘宽度；剪跨比；破坏形态；承载力；变形能力

中图分类号：TU392.1；TU317 DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2024.02.004

0 引言

随着我国城镇化的不断推进和加速，装配式混凝土框架结构作为最广泛应用的建筑结构形式[1-2]，越来越多被建筑行业所使用。框架结构中梁柱节点不仅在建筑结构上起着至关重要的作用，也成为抵抗地震力的关键一环。而传统建筑行业仍然以现浇为主，但这种施工方法降低了施工效率，而且现场施工作业对环境产生了很大污染。随着我国劳动力成本不断增加，已经不能满足当今可持续化发展的要求。装配式预制构件是在工厂批量加工，并进行集中养护，将减少环境污染、降低劳动成本、提高劳动生产效率、保障预制构件的质量[3-6]。

近些年来，装配式施工方法越来越成熟，预制率明显提升，在欧洲部分地区已有全预制的施工方案，在美国，预制混凝土结构被认为发挥着无可替代的作用[7]，而我国建筑工业化仍处于转型和推广运用的关键阶段。虽然装配式混凝土结构设计和技术还存在研究滞后[8-9]，但也有国内外学者开展了研究。蔡建国等[9]对法国世构体系进行了低周反复加载试验研究，试验表明，混凝土的开裂以及压碎主要集中于键槽部位，该结构具有理想的梁塑性铰，键槽较宽对负向承载力影响较大，键槽长度为50 cm的试件相比于键槽长度为40、45 cm的试件，负向承载力明显小于100 kN，3种键槽的正向承载力均小于100 kN，但施工相对复杂，现场施工较为不方便。Choi等[10]提出了在梁柱节点区置入型钢，并在后浇区浇筑ECC材料，通过拟静力试验，研究表明预制节点的承载力是现浇节点的1.15倍，由于材料的拉伸变形和连接钢板的屈服，试件表现出高延性和较好的抗震能力。但ECC材料的加入提高了设计难度和成本。赵斌等[11]提出了全装配式高强混凝土梁柱节点，通过足尺模型在低周反复加载试验发现，使用高强钢纤维混凝土后浇整体式梁柱组合件承载力可达108.8 kN，相较于现浇梁柱组合件和后浇梁柱组合件分别提升了4.4%、3.8%，其承载力明显高于现浇及后浇整体式梁柱节点。徐科杰等[12]对干连接和湿连接节点特点进行分析，结果表明湿连接施工工艺复杂会导致工期增加，干连接虽便于安装，但抗震性能和延展性不足。李慧等[13]采用蝶形耗能连接件装配式梁柱节点进行抗震性能有限元分析，结果表明有限元模拟承载力和试验承载力相差不超过7.0%，当增加螺丝预紧力时，节点承载力最大提升幅度为22.6%，但连接组件较多，会降低施工效率。

除此之外，还有许多学者进行了大量的研究[14-17]，虽取得相当多的研究成果，但仍难以提高施工效率、降低装配难度。因此，设计出一种既能施工便利，又能保证良好的受力性能的梁柱节点连接形式成为当务之急。为进一步探究节点受力性能和便捷组装方法，试验以焊接H型钢嵌入节点，梁端采用机械连接，在后浇带形成嵌入式H型钢梁柱节点。以剪跨比、型钢翼缘宽度为主要参数，对4个试件的破坏形态、承载力、变形能力进行对比分析。试验中所涉及试件为二维构件，为还原试件节点真实受力，故采用单向拟静力方式进行加载，最终通过加载试验，分析试件的峰值荷载和位移、极限荷载和位移的力学性能的影响规律，为预制梁柱节点设计提供参考。

1 试验设计

1.1 节点试件设计与装配

试验中所有试件均采用以框架节点为研究对象，试件梁端长度为1 100 mm，柱子的长度为1 600 mm。所有试件具有相同的几何尺寸（柱截面尺寸为300 mm×300 mm，梁截面尺寸为250 mm×300 mm），其中柱内纵筋采用4根直径为14 mm的HRB400级的螺纹钢筋，箍筋采用8 mm的HRB400级的螺纹钢筋，箍筋间距布置为加密区50 mm，非加密区100 mm；梁纵筋采用4根直径为14 mm的HRB400级的螺纹钢筋，箍筋采用8 mm的HRB400级的螺纹钢筋，箍筋间距布置为加密区50 mm，使型钢和混凝土保证协同受力，便于施工，布置非加密区100 mm。RCJ试件使用C30等级混凝土进行浇筑，SCJ-1、SCJ-2、SCJ-3试件现浇区和后浇区分别采用C30、C40等级混凝土浇筑，所有试件梁、柱的纵筋混凝土保护层厚度均为30 mm。以上相关设计参考规范GB 50010—2020[18]。具体的节点参数如表1所示。

标准现浇梁柱节点试件截面形式如图1所示，嵌入式H型钢梁柱节点试件截面细节如图2所示。其中在靠近梁端附近，为防止节点出现剪切破坏，故对梁端靠近柱一侧设置箍筋加密区。

嵌入式H型钢梁柱节点试件的柱内主要配筋、截面形式与标准现浇混凝土试件一致，在柱内的节点位置预埋长度为700 mm、规格为HW 175 mm×175 mm×8 mm×11 mm的Q235型钢，在柱内型钢中部处焊接规格为HW 205 mm×125 mm×6 mm×8 mm或HW 205 mm×145 mm×6 mm×8 mm 的Q235型钢，且方向为沿梁方向延伸100 mm，在梁端长800 mm处配置纵筋和箍筋，靠近柱一侧嵌入300 mm处配置加密箍筋，在长度为500 mm处配置同规格H型钢，将需要连接的型钢端部预留一定数量的螺栓孔，将暂时无需浇筑部分進行隔离，再支模浇筑C30等级混凝土成型。

对于嵌入式H型钢梁柱节点试件，为确保预埋型钢传力的流畅性，防止型钢与混凝土之间产生相对滑移，参考规范GB 50017—2017[19]和GB 51367—2019[20]。当养护至嵌入式H型钢梁柱节点试件C30等级混凝土达到初始强度后，对型钢连接处采用高强螺栓和钢板进行拼接，并采用混凝土强度等级为C40的细石混凝土进行浇筑，直至试件养护28 d后开展试验研究。

1.2 材料力学性能

现浇采用C30商品混凝土浇筑，后浇采用C40商品混凝土浇筑，在浇筑前预留3组（立方体、棱柱体各3组，每组各3个试块）150 mm×150 mm×150 mm的标准混凝土立方体试块和150 mm×150 mm×300 mm的标准混凝土棱柱体试块。待混凝土达到足够强度后，根据规范GB/T 50081—2019[21]和GB/T 228.1—2021[22]，利用TYE-A系列数显式电液压力试验机对混凝土棱柱体试块进行抗压性能试验测试，混凝土试块的材料性能见表2。利用万能试验仪进行钢筋拉伸，钢筋力学性能（见表3）采用厂家提供的参数。

1.3 试验加载及测试方式

采用异位试验的方式进行试验，同时尽可能还原试件的受力情况，在柱端部放置了铰支座。通过千斤顶在柱的一端施加100 kN的轴向压力来替代竖向荷载作用，用柱端压力传感器以确定力值大小，试验中利用MTS电液伺服加载装置对试件梁端施加水平荷载。为了保证力的传导方向对着两侧柱端，用压梁进行固定。柱端用千斤顶施加轴向压力，在试验中为防止试件产生水平移动，在试验装置的水平向设置2根固定拉杆，通过箱梁和反力墙进行支撑固定，加载装置如图3所示。

试验加载采用混合控制加载方式，在试件未发生屈服之前，采用荷载控制分级加载，首次加载时，以2 kN为增量加载，出现裂缝之后，再以5 kN为增量加载，其中每一级荷载控制循环3次，直至加载到试件屈服，此时记录梁端位移值1Δ（Δ表示循环），进行位移控制分级加载，以试件屈服位移1Δ为增量进行分级加载，每级循环加载3次，当梁端荷载降至最大承载力的85%时，试件加載工作结束，进行数据收集和图像采集。试验加载制度过程示意图如图4所示。

2 试验现象及破坏形态

通过观察试件破坏现象及试件裂缝分布可以看出，本试验中的4个试件主要是以弯曲破坏为主。最终破坏位置基本上发生在梁端节点，且在破坏阶段时均发生了混凝土脱落现象，塑性铰位置也主要在梁端节点位置。破坏过程可以分为3个阶段：弹性阶段、弹塑性阶段、破坏失效阶段，试件破坏失效状态如图5所示。

RCJ试件为标准现浇梁柱节点试件，首先在柱端施加10.0 kN轴向力。在加载力值小于10.0 kN时，RCJ、SCJ-1、SCJ-2、SCJ-3试件均未产生裂缝，表明试件均处于弹性阶段。随着加载力值的加大，当加载力值大于10.0 kN时，RCJ试件最先开裂，在梁柱交界处靠近梁端出现裂缝，SCJ-2、SCJ-3试件均在距离柱高300 mm处开裂，SCJ-1试件在距离柱端高600 mm处出现横向裂缝。随着试件进入弹塑性阶段后，试件RCJ裂缝最先出现贯穿裂缝和斜向裂缝，并在加载过程中出现轻微脱皮；SCJ-1、SCJ-2、SCJ-3试件分别出现贯穿裂缝并伴有明显脱皮现象，随着加载继续进行，试件出现斜向相交裂缝，最终所有试件逐渐进入破坏失效阶段。在加载力值为52.8 kN时试件RCJ出现破坏，在靠近梁柱交界面出现较宽裂缝，且在梁两侧高约100 mm处出现混凝土压溃脱落。在加载力值为101.0 kN时试件SCJ-1出现破坏，在梁柱交界面约200 mm范围内出现混凝土压溃脱落，箍筋出现部分裸露，峰值承载力下降，进入破坏失效阶段。在加载力值为104.0 kN时试件SCJ-2出现破坏，在梁柱交界面约150 mm范围内出现混凝土压溃脱落，部分箍筋出现裸露。在加载力值为105.7 kN时SCJ-3试件出现破坏，在梁柱交界面高约200 mm范围内出现混凝土压溃脱落，且主要分布在梁两侧，部分箍筋出现裸露。从试件破坏的现象和过程来看，可从下面3个阶段总结分析。

1）弹性阶段：随着试验加载开始，水平荷载和位移处于弹性阶段，试件未产生可观测裂缝，随着水平荷载减小到0，试件均无任何残余变形。

2）弹塑性阶段：试件出现初始裂缝且裂缝开展缓慢，RCJ、SCJ-1、SCJ-2、SCJ-3试件均在加载力值为10.0～14.0 kN内产生裂缝，这是由于混凝土本身材料属性的影响，各试件开裂荷载较小且差别不明显，未呈现明显规律。随着荷载继续增加，此时荷载和位移不再处于弹性阶段，且出现横向贯穿裂缝。其中RCJ裂缝主要出现在梁端和柱交界截面处，且在梁柱节点核心区位置也出现了裂缝，而SCJ-1、SCJ-2、SCJ-3试件主要出现在梁端型钢连接节点后浇位置，充分显示出嵌入式H型钢梁柱节点受力特性，同时达到了“强柱弱梁”的设计思路和要求。

3）破坏失效阶段：此时试件基本上达到屈服，并通过屈服时的最大位移，进行位移控制加载，随着位移循环加载开始，试件裂缝宽度不断增大，嵌入式H型钢梁柱节点试件在节点核心区也出现了斜裂缝。随着循环位移的增大，梁端节点位置混凝土出现了脱落现象，并且发出“噼啪”的响声，尤其是嵌入式H型钢梁柱节点试件试验现象相对明显，随着梁端节点位置混凝土开裂、脱落，并且裸露出部分内部箍筋和型钢，此时后浇带处混凝土基本上不再承受荷载，型钢承受主要荷载。随着位移循环荷载的加载，承载力出现缓慢下降，当承载力下降到峰值荷载的85%以下或者试件破坏严重时，所有试验试件彻底破坏失效。

3 试验结果与分析

3.1 裂缝形态分析

从图5和试验过程中可以得出，嵌入式H型钢梁柱节点试件初始裂缝更易出现在后浇区，且剪跨比为3.3的试件（RCJ、SCJ-3）的裂缝分布比剪跨比为2.7的试件（SCJ-1、SCJ-2）更为广泛。当剪跨比较小时，SCJ-1、SCJ-2试件裂缝均出现在梁端节点后浇区位置，且裂缝相对集中在梁柱交界处节点位置，这是由于在剪跨比降低之后节点受到弯矩和剪力的双重影响。

通过对比分析可以看出，嵌入式H型钢梁柱节点试件的梁柱节点核心区混凝土裂缝比标准现浇梁柱节点试件出现的裂缝少，能够保证结构在承受地震作用时节点核心区不会先发生破坏，从而保证了结构柱具有一定的抗倒塌能力。通过各试件最终破坏图可以看出，试件梁端节点位置混凝土出现了明显的脱落和压溃，这是由于试件破坏时梁变形较大，梁柱节点交界处混凝土退出工作，应力基本上由型钢节点承担。

3.2 承载力分析

试验通过峰值承载力和极限承载力来评估试件承载力，其中峰值承载力为试件所能承载的最大荷载，峰值承载力能够有效反映出试件在地震过程所能抵御的最大破坏能力。极限承载力是指试件峰值承载力下降至85%左右时对应的承载力，由于加载方向的不同，故存在正向和负向的峰值承载力和极限承载力。

图6、图7分别为试件的峰值荷载和极限荷载图。由图6、图7可以看出，当剪跨比为3.3时，SCJ-3试件峰值荷载和极限荷载均比RCJ试件高约1.5倍，说明嵌入式H型钢梁柱节点试件具有优异的承载力，已经远远满足“等现浇”（裝配式与现浇接近的力学性能）这一基本要求，当剪跨比为2.7时，对比SCJ-1和SCJ-2试件，增加翼缘宽度可提高正向峰值承载力5.3 kN，提高负向峰值承载力12.6 kN，说明峰值承载力负向提升较为明显，而正向提升较小。RCJ和SCJ-1试件正向和负向峰值承载力差距均小于1.5 kN，SCJ-2和SCJ-3试件正向和负向峰值承载力均超过5.0 kN，RCJ、SCJ-2和SCJ-3试件正向和负向极限承载力差距小于5.0 kN，其中SCJ-3试件正向和负向极限荷载超过18.0 kN，明显大于其他试件。究其原因，当剪跨比大于2.7时，试件更容易损伤，导致承载力下降，且混凝土在开裂后试件受力由混凝土转移至型钢受力，由于正向和负向应力分布不同，试件加载造成试件存在不同的累计损伤，也是正向承载力和负向承载力在数值上存在差异的原因。

3.3 变形能力分析

通过峰值位移和极限位移来衡量试件在分别达到峰值荷载和极限荷载时所产生的位移来评估试件的变形性能。

由图8可以看出，所有节点试件在达到峰值荷载时的位移均超过了25 mm，其中SCJ-1、SCJ-2、SCJ-3试件无论正向加载还是负向加载均大于30 mm。通过对比可以得出，采用嵌入式H型钢梁柱节点试件比标准现浇梁柱节点试件峰值位移有明显增大，这反映出试验所设计嵌入式H型钢梁柱节点试件具有较好的延性。但在加载过程中型钢与混凝土产生滑移，使得嵌入式H型钢梁柱节点试件正向和负向峰值位移不一致。剪跨比为3.3的RCJ、SCJ-3试件相较于剪跨比为2.7的SCJ-1、SCJ-2试件，变形能力明显降低。在剪跨比为2.7时，当SCJ-2试件翼缘宽度较SCJ-1试件宽时，SCJ-2试件在负向具有更好的变形能力，比正向位移高出18 mm，且正向位移和SCJ-1试件差距较小。

极限位移是试件在加载过程中，峰值荷载下降至85%左右时所对应的位移，由图9可以看出，嵌入式H型钢梁柱节点试件极限位移均超过50 mm，相较于标准现浇梁柱节点试件，位移大于10 mm，最大位移差超过20 mm。当翼缘宽度增加至145 mm时，SCJ-2试件相较于SCJ-1试件，极限位移有明显提升；当型钢翼缘宽度不变时，剪跨比越大试件极限位移越小。

4 结论

1）由试件破环现象及裂缝分布图可知，4个试件均经历了弹性阶段、弹塑性阶段、破坏失效阶段，且主要以弯曲破坏为主。节点采用嵌入式H型钢梁柱节点试件，其相较于标准现浇节点试件，裂缝更易集中于后浇区连接处，且塑性铰位置主要在梁端，满足抗震设计要求。

2）通过承载力分析可以得出，当剪跨比为3.3时，嵌入式H型钢梁柱节点试件比标准现浇节点试件具有优异的承载力，可达到装配式节点连接可靠力学性能；当剪跨比为2.7时，增加H型钢翼缘宽度后对承载力贡献有限。

3）通过试件变形分析得出，嵌入式H型钢梁柱节点试件具有更好的峰值位移和极限位移，当增加H型钢翼缘宽度后对负向的峰值位移有明显提高，但在极限位移中均有明显提高，在地震荷载中采用嵌入式H型钢梁柱节点将会拥有更好的变形能力，比现浇节点拥有更好的受力性能。

4）综上所述，嵌入式H型钢梁柱节点试件具有良好的塑性铰分布，且承载力、变形能力均有很好的表现，相较于传统所使用的标准现浇节点，可以满足装配式建筑的可靠、施工便利等要求。由于试验试件数量有限，在后续研究将深入探讨。

参考文献

[1] 顾泰昌. 国内外装配式建筑发展现状[J]. 工程建设标准化，2014（8）：48-51.

[2] 吴刚，冯德成. 装配式混凝土框架节点基本性能研究进展[J]. 建筑结构学报，2018，39（2）：1-16.

[3] 管东芝，田文华，陈子轩，等. 基于UHPC壳的装配式混凝土梁柱连接抗震性能研究[J]. 土木工程学报，2023，56（1）：49-56.

[4] HONG J K，SHEN G Q，MAO C，et al. Life-cycle energy analysis of prefabricated building components：an input-output-based hybrid model[J]. Journal of Cleaner Production，2016，112：2198-2207.

[5] 梁永朵，易露军，付素娟，等．AL网架板装配式墙体中Ⅴ形连接件力学性能试验研究[J]. 广西科技大学学报，2022，33（1）：26-32.

[6] 魏鑫，刘敬敏，秦康，等. 基于BIM技术的装配式混凝土结构的安全管理[J]. 广西科技大学学报，2021，32（1）：114-120.

[7] 李晓明. 装配式混凝土结构关键技术在国外的发展与应用[J]. 住宅产业，2011（6）：16-18.

[8] 王俊，赵基达，胡宗羽. 我国建筑工业化发展现状与思考[J]. 土木工程学报，2016，49（5）：1-8.

[9] 蔡建国，冯健，王赞，等. 预制预应力混凝土装配整体式框架抗震性能研究[J]. 中山大学学报（自然科学版），2009，48（2）：136-140．

[10] CHOI H K，CHOI Y C，CHOI C S. Development and testing of precast concrete beam-to-column connections[J]. Engineering Structures，2013，56：1820-1835.

[11] 赵斌，吕西林，刘海峰．预制高强混凝土结构后浇整体式梁柱组合件抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报，2004（6）：22-28．

[12] 徐科杰，应森源，张静，等. 装配式建筑梁柱节点干湿连接方法的对比分析[J]. 住宅与房地产，2019（30）：140-141.

[13] 李慧，许浒，欧盈，等. 蝶形耗能连接件装配式梁柱节点的抗震性能[J].工业建筑，2023，53（1）：100-107，120.

[14] 張婧琛，陈艺夫，石棚，等. 装配式钢结构梁柱刚性节点研究综述[C]//第十七届全国现代结构工程学术研讨会论文集，2017：936-951.

[15] 秦童，刘英利. 预制装配混凝土结构梁柱节点连接方式研究综述[J].山东工业技术，2014（22）：141-143.

[16] 欧卫星，刘康，马高. 装配式框架连接节点研究综述[J]. 建设科技，2020（3）：59-62.

[17] 黄宇星，祝磊，叶桢翔，等. 预制混凝土结构连接方式研究综述[J].混凝土，2013（1）：120-126.

[18] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土结构设计规范：GB 50010—2020[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2020.

[19] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 钢结构设计规范：GB 50017—2017[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2017.

[20] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 钢结构加固设计标准：GB 51367—2019[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2019.

[21] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土物理力学性能试验方法标准：GB/T 50081—2019[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2019.

[22] 全国钢标准化技术委员会. 金属材料 拉伸试验：第1部分 室温试验方法：GB/T 228.1—2021[S]. 北京：中国标准出版社，2021.

Research on mechanical behavior of embedded H-beam column joints

DENG Yu， GUO Zhen， ZHANG Bo， HAO Yuxi， KANG Kan， MA Fuqiang

（School of Civil and Architecture Engineering， Guangxi University of Science and Technology，

Liuzhou 545006， China）

Abstract： To solve a series of problems of complex construction and low joint strength of traditional standard beam-column joints， an embedded H-beam joint structure was proposed， and four beam-column joint specimens （one standard cast-in-place beam-column joint specimen， three embedded H-beam joint specimens） were designed for test. The flange width and shear span ratio of section steel were set as the main parameters， and the failure forms， bearing capacity and deformation capacity of the four specimens were compared and analyzed. The results show that the concrete cracks at the column end in the core area of the embedded H-beam joint specimens are few， and the crack distribution and failure location are basically at the beam end， which fully meets the structural design requirements of strong column and weak beam. Compared with the standard cast-in-place beam-column joint specimen， the peak bearing capacity， ultimate bearing capacity and deformation capacity of the embedded H-beam joint specimens are significantly increased. When the section steel flange is widened， the increase of peak bearing capacity and ultimate bearing capacity is limited， and when the shear span ratio is greater than 2.7， the bearing capacity will decrease significantly.

Keywords： beam-column joint; steel flange width; shear span ratio; pattern of destruction; bearing capacity; capacity of deformation

（责任编辑：罗小芬）

收稿日期：2022-11-24；修回日期：2023-05-19

基金项目：国家自然科学基金项目（52168016，52268021）；广西自然科学基金项目（2019GXNSFAA245061）；广西高校中青年教师基础能力提升项目（2018KY0315）资助

第一作者：邓宇，博士，教授，研究方向：新型材料与新型结构技术，E-mail：150784185@qq.com