无边缘构件钢管束剪力墙的墙梁节点抗震性能试验研究

李 杰, 陈志华, 张晓萌, 杨强跃, 李文斌, 胡立黎

(1.天津大学 建筑工程学院， 天津 300072； 2.浙江杭萧钢构股份有限公司，杭州 310003)



无边缘构件钢管束剪力墙的墙梁节点抗震性能试验研究

李 杰1, 陈志华1, 张晓萌1, 杨强跃2, 李文斌2, 胡立黎2

(1.天津大学 建筑工程学院， 天津 300072； 2.浙江杭萧钢构股份有限公司，杭州 310003)

基于钢管束组合结构剪力墙无边缘构件的构造特点，提出了两种墙梁节点构造形式，并进行了四组足尺模型滞回试验，其中一组为肋板型墙梁刚接节点，三组为端板型墙梁刚接节点。研究节点类型、端板厚度等对节点破坏形态和抗震性能的影响。分析研究了节点的破坏特征、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化、延性以及耗能能力等抗震性能指标。研究结果表明：两种类型的节点具有良好的承载能力和延性，其中延性系数μ≈1.29～3.39，滞回曲线呈现饱满稳定的梭型，刚度退化缓慢，耗能能力良好，能量耗散系数E≈1.673 5～2.597 2。节点可以满足美国规范AISC341-10 和中国规范GB 50011 抗震设计要求，可以在钢管束组合结构剪力墙的实际工程中应用和推广。

钢管束组合结构剪力墙； 墙梁节点； 试验研究； 滞回性能

相较于传统钢板剪力墙，钢管束组合结构剪力墙不但可作为抗侧力构件同时还可承担竖向荷载，另一方面构造简单可以满足装配化的需求。通过理论研究以及抗震试验得到结论可以应用于工程。

本课题所研究的新型钢管束组合结构剪力墙不再设置边缘构件，且墙体使用钢板为四毫米，国内外对墙梁节点的研究成果比较少，可查阅到有少数相似研究是学者在薄壁钢管混凝土框架柱节点的静力试验、抗震性能方面的研究[1-2]，组合结构体系中墙梁节点的研究相对较少，而且多集中在钢筋混凝土剪力墙与连梁节点的抗震性能研究[3-6]。对钢板剪力墙在墙梁节点方面缺少相关静力、抗震试验研究数据。因此需要针对钢管束组合结构剪力墙体系下的墙梁节点进行节点设计和抗震性能的全面研究。

本文提出墙梁节点的两种节点形式，通过四个足尺试验，对墙体施加轴向荷载，梁端施加竖向滞回荷载试验，详细研究两种类型的墙梁节点破坏特征以及抗震性能。研究成果将会为钢管束组合结构剪力墙中的墙梁节点在工程应用提供参考依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

本次试验设计为四个足尺模型，其中钢梁均为焊接H-380×130×6×14，墙体为4 mm厚冷弯C型钢焊接形成的钢管束，墙端部钢管束尺寸为长160 mm宽130 mm，墙体中间钢管束尺寸为长200 mm，宽130 mm。内填充C40混凝土组成钢管束组合结构剪力墙。

四组墙梁节点分别编号为GL1、GL2、GL3、GL4。其中GL1为外肋板刚接节点，肋板采用14 mm钢板。GL2、GL3、GL4采用端板焊接、腹板螺栓连接的形式。通过对GL2的上下翼缘焊接一块厚板，以达到塑性铰外移，使GL2成为加强型端板节点。其中连接螺栓采用10.9级M22摩擦型高强螺栓，构件参数见表1，墙体剖面图以及节点详图见图1，主要材性试验指标见表2。

图1 试件尺寸详图Fig.3 Detailed dimension of specimens

试件编号节点类型端板厚度/mm贴板厚度/mm肋板尺寸/mmGL-1肋板刚接8-14×100×398GL-2端板刚接288-GL-3端板刚接258-GL-4端板刚接2210-

注：混凝土:fcu=47.11 MPa,E=33.5 GPa

1.2 加载装置和加载制度

试验采用梁端施加竖向荷载的拟静力试验方法，所使用的电液压伺服作动器，可施加的最大荷载为1 000 kN，行程为±300 mm。为防止梁出现面外失稳，在梁端处设置侧向支撑，试验加载装置示意图如图2。

图2 试验装置示意图Fig.3 Sketch of test setup

试验时在墙顶先施加轴压，之后在梁端施加低周反复荷载，参考美国钢结构抗震规范(AISC341-10)的要求[7]，采用梁端位移控制加载。分级加载中选用层间位移角为控制位移值。前三级层间位移角分别为 0.003 75 rad、0.005 rad、0.007 5 rad时，每级循环往复加载6次；第四级层间位移角为0.01 rad时循环往复加载4次；在层间位移角为0.015、0.02 rad、0.03 rad、0.04 rad时循环往复加载2次；此后位移增量为0.01 rad，且每级循环加载两次，直至试件破坏(如梁端翼缘出现破坏或焊缝发生破坏)停止加载。具体见表3。其中每级荷载应保证充分的持荷时间，以保证构件变形的充分发展和仪表读数。加载制度如图3。

图3 加载制度Fig.3 Loading program

1.3 测量内容及测点布置

根据实验室的设备条件，在梁端加载区布置位移计，以测量梁端的位移，同时根据墙顶位移计监控层间位移角位移；在梁根部距墙边一倍梁高处，以及墙边距离梁根部一倍梁高处布置位移计，通过测量位移变形量计算出截面平均曲率从而获得梁与墙之间的转角的改变量。构件位移计的布置如图4。

图4 位移计布置Fig.4 Arrangement of deformation instruments

2 试验结果及分析

2.1 试件屈服点确定以及破坏的确定

为了便于分析，本文采用修正“通用屈服弯矩法”，在各个试件的骨架曲线中确定屈服点，进而确定屈服荷载和屈服位移。如图5所示，过荷载最大点D作水平线，从原点作理论弹性值OB线，与水平线交于B点，过B点作垂线，交P-Δ曲线于A点，连接OA并延长至水平线交于C点，过C点作垂线，交P-Δ曲线于E点。定义E点为屈服点[8]。

试验中，当荷载超过峰值点，下降至峰值荷载的85%时，定义为破坏荷载，此时位移为极限位移。另外，试验过程中承载力出现陡降、裂缝贯穿过大均判定为试件破坏，随即停止试验。

图5 试件屈服点确定Fig.5 Determination for yield point of specimen

2.2 试件破坏过程以及破坏特征

试件GL1在加载至第五级，0.015 rad第二个循环正向，下翼缘与肋板交接处出现细小裂纹，随着加载次数的增加，此裂纹开始逐渐扩展，在第六级0.02 rad第二个循环正向的时候裂缝明显，此时上翼缘以及靠近上翼缘腹板处出现轻微屈曲；在第七级0.03 rad第一个循环正向的时候上翼缘以及附近腹板鼓曲加剧，在第一个循环负向的时候上翼缘与肋板交界处出现细微开裂，在第二个循环负向的时候下翼缘开始出现轻微鼓曲；在第八级0.04 rad第一个循环正向的时候，腹板处屈曲明显。加载至第九级0.05 rad第一个循环正向的时候，荷载降至峰值荷载85%以下，停止加载，经观察此时下翼缘裂缝已扩展至腹板区域。如图6(a)。

试件GL2在加载至第五级，0.015 rad第二个循环正向的时候，听到轻微响声；第六级，0.02 rad第一个循环正向的时候，下翼缘根部焊缝处出现裂缝；第二个循环，听到明显响声，经观察没有别的新裂缝出现，判断为下翼缘裂缝向内部扩展；加载至第七级，0.03 rad第一个循环正向时候，达到峰值荷载约为212 kN。此时梁腹板处出现轻微鼓曲。随着循环次数的增加，每次循环正向都会出现响声。加载至第八级，0.04 rad第一个循环正向，位移加载至约28 mm左右，出现一声巨响，下翼缘裂缝贯通，停止加载。如图6(b)。

试件GL3在加载至第四级，0.01 rad第三个循环正向的时候，下翼缘衬板处焊缝出现裂缝；试验进行至第五级加载时，由于侧向支撑出现空隙致使加载端头发生面外扭转，将作动器位移回零后重新调整侧向支撑，之后继续加载；在第六级加载0.02 rad第二个循环正向的时候，发生巨响，下翼缘焊缝处破坏加剧；加载至第七级0.03 rad第一个循环正向的时候，荷载掉载，焊缝近乎贯通，试验停止。如图6(c)。

试件GL4在加载至第四级，0.01 rad第四个循环正向的时候，发生轻微响声，下翼缘根部焊缝起弧处出现细小裂纹；之后继续加载，加载至第五级0.015 rad第一圈负向的时候听到明显响声，上翼缘焊缝衬条处出现轻微裂缝；加载至第六级0.02 rad的时候两次正向加载分别听到一次明显响声，下翼缘裂缝横向扩展并且有向端板内部延伸的趋向；最终加载至0.03 rad第二圈正向的时候，此时上翼缘根部裂缝明显，下翼缘根部裂缝贯通，且部分裂缝延伸至端板内部，由于裂缝已经使得节点受力性能明显下降，荷载掉至峰值荷载85%以下的时候判定节点破坏，停止加载。如图6(d)。

图6 各节点试件破坏形态Fig.6 Failure of test specimens

2.3 滞回曲线的比较和分析

从各个试件的荷载位移曲线中得到的屈服弯矩、最大弯矩等实验结果列在表3中，图7为试验所测得的四个试件的滞回曲线，图中横轴为转角，纵轴为梁端弯矩，上翼缘受压为正向。从图中可以看出，除GL3外，试件的滞回曲线都较为饱满稳定，并呈现梭型。总体来看，试件在前四级加载，即在0.01 rad转角以内，刚度变化较小，近乎无残余变形，基本处于弹性状态。随着滞回荷载的加大，滞回环逐渐倾向于更加饱满的状态。

比较GL1与GL2两种类型的节点，可以发现，外肋板节点GL1峰值荷载达到373 kN·m，较GL2峰值荷载高出6.7%，且层间位移角可达0.05 rad而GL2的只有0.03，原因应该是GL2在上下翼缘焊接区域应力集中现象更加严重致使GL2延性低于GL1，因此外肋板节点滞回性能优于端板焊接腹板螺栓连接的节点形式。

比较端板型节点GL2、GL3、GL4的滞回曲线可以发现，翼缘加强型端板节点GL2滞回环明显较GL3、GL4更为饱满、包围的面积也明显增大，试件GL2在滞回荷载作用下的承载力可达348 kN·m，可见在翼缘加强对节点性能有明显提高。其中GL3在下翼缘处有明显的焊缝缺陷，使得焊缝区域过早的出现破坏，承载力较低。综合三个试件的破坏模式来看，三个试件都是从下翼缘焊缝区域产生裂缝，焊缝区域过早出现破坏，使得节点抗震性能未能得到充分发挥。

表3 试验结果

2.4 骨架曲线的比较和分析

骨架曲线的概念被用广泛应用于描述钢构件在滞回荷载下的变形能力[9]。由滞回曲线的得到的各试件的骨架曲线比较如图8。从骨架曲线的比较中可以看出，试件GL1、GL2的骨架曲线相对而言较为平缓，屈服后都有延性的表现。将GL1、GL2两种类型的节点进行比较可以发现，GL1与GL2虽说都有较高的承载力，但是GL1的骨架曲线有较为平缓的下降部分、可见在后几个大位移的循环中有相对较好的延性；而GL2在进入屈服阶段后，也有一部分延性，但是无明显的阶段，从破坏模式来看GL2类型的节点是以下翼缘焊缝破坏为主，且裂缝的发展延伸速度相对较快，焊缝部分的裂缝从出现到整个节点失效时间较短，最终裂缝贯通导致破坏。翼缘加强型端板节点GL2在极限承载力方面，分别在正向加载和负向加载中比GL4高出7.4%和9.8%。另外，从GL4的骨架曲线以及破坏模式来看，端板的厚度也影响了节点的承载力和延性，因此端板的最小厚度需要在未来的计算中被考虑。

图7 试件滞回曲线Fig.7 Hysteretic loops of specimens

图8 骨架曲线对比Fig.8 Comparison of the skeleton curves

2.5 节点延性的比较和分析

本次试验利用节点转角延性系数来衡量节点延性。节点的转角延性系数(μ)是极限转角位移(θu)与屈服转角位移(θy)的比值如式(1)所示，其中试件最大承载力的85%记为破坏荷载，破坏荷载所对应的转角为极限转角位移[10]。从试验结果来看除GL3外，各节点延性在滞回荷载下均表现出较好的延性，且肋板型节点延性比端板型略高，各个节点试件的延性系数见表4。

(1)

根据美国钢结构抗震规范(AISC341-10)[7]，根据层间位移角可将节点应用归类为三类，层间位移角满足0.04 rad的节点可以应用于重要框架结构(C-SMF)中，满足0.03 rad的节点可以应用于中等框架结构(C-IMF)中，满足0.02 rad的节点可以应用于普通框架结构中。根据实验结构可以发现，肋板型节点满足C-SMF的要求，翼缘加强的端板型节点满足C-IMF的要求。

表4 延性系数和层间位移角

根据《建筑抗震设计规范》GB50011—2010[11]，多高层钢结构弹性层间位移角的限值[θe]=1/250，多高层钢结构弹塑性层间位移角限值[θp]=1/50。如表4所示，各个试件均满足规范要求。

2.6 节点刚度退化比较分析

在滞回试验中，由于累积损伤导致节点的刚度逐渐减小。节点刚度的显著退化致使节点产生大变形，由此会对整个结构产生负面影响。环线刚度ki可以由式(2)计算得到[12]。其中ki的单位为kN·m；

(2)

刚各个试件的环线刚度曲线如图9，通过对刚度退化曲线的比较可以发现：① 两种类型四个节点试件，除GL3外，都表现出相似的规律，试件在弹性阶段刚度退化较为缓慢，当进入屈服阶段后刚度退化开始明显，总体刚度退化曲线较为平缓② GL3在屈服前的明显刚度退化可能是因为焊缝处的初始缺陷所致。③ 经过上下翼缘加强的GL2刚度退化规律与GL4相似，但是刚度在每个循环上都高于GL4，可见翼缘加强在提高此类型节点刚度上十分必要。④ 由GL1与GL2比较可知，肋板型节点刚度略高于端板型。

图9 刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curves

2.7 节点耗能能力比较和分析

节点耗能能力反应了节点的在地震时候的变形能力，同时耗能能力可以有效的减少地震能力经由节点传给其他构件。因此耗能能力是节点抗震性能一项重要的因素，以能量耗散系数E和等效黏滞阻尼系数he来衡量试件的能量耗散能力，计算式(3)(4)可以得到能量耗散系数E和等效黏滞阻尼系数[11]he，其中如图10，S(BEF+DEF)为滞回环的面积，S(ABO+CDO)为滞回环定点垂线以及原点三点形成三角形的面积。

(3)

E=2πhe

(4)

滞回曲线的面积可以看做是构件耗能性能的指标，其中表5列出屈服后的能量耗散系数和等效黏滞阻尼系数的计算结果，图11 为四个试件的等效黏滞阻尼系数的对比。比较两种类型的节点GL1与GL2的等效黏滞阻尼系数可以发现，在0.03 rad之前，两种类型的节点耗能能力是相近的，在每个加载级别中端板型节点耗能略高于肋板型，但由于肋板型节点延性略高使得肋板型节点的耗能总量高于端板型。比较三个端板类型节点，节点耗能规律相似，其中GL3在转角1.5%级别加载中焊缝处出现脆性断裂使得曲线趋势不同，通过比较GL2、GL4可以发现，在转角3%级别的加载中GL4的耗能性能明显低于GL2，考虑到两者的破坏模式，可以推断端板的厚度影响节点的耗能性能。

图10 等效黏滞系数计算简图Fig.10 Equivalent damping coefficient calculation diagram

图11 等效黏滞系数对比Fig.11 Comparison of equivalent damping coefficient

墙梁节点四个试件的最终等效黏滞阻尼系数分别为：0.413 4、0.371 9、0.266 3、0.303 2，对比传统混凝土节点、型钢混凝土节点等效黏滞阻尼系数分别为0.1、0.3[13]，可以发现肋板型墙梁节点等效黏滞阻尼系数略高于型钢混凝土节点，是传统钢筋混凝土节点的四倍。端板型墙梁节点的等效黏滞系数大致等于型钢混凝土节点，是传统钢筋混凝土节点的三倍。

表5 能量耗散系数与等效黏滞阻尼系数

3 结 论

本文对新型墙体与钢梁的连接节点，提出两种节点构造形式，进行了一组肋板型刚接节点、三组端板型刚接节点，共四组足尺模型滞回试验。在本次试验中试件焊缝区域普遍存在初始缺陷，在加载过程中焊缝处较早出现破坏的情况下，延性系数μ≈1.29～3.39，弹性层间位移角θy≈(2.76～2.98)[θe]，弹塑性层间位移角θu≈(1.04～2.02)[θp]，等效黏滞阻尼系数he=0.266 3～0.413 4。可以判断，所有节点试件的延性系数、层间位移角等均满足规范抗震设计要求。并且可以得到如下结论：

(1) 肋板型节点将塑性铰的产生区域以及梁的区部屈曲移至肋板末端，可见肋板长度影响塑性铰外移位置，屈服区域避开了墙梁交界处，改善了节点核心区的受力性能，有效的避免了节点过早的在翼缘焊缝区域产生破坏，使得肋板型节点具有更高的耗能性能和延展性。

(2) 从端板型节点的破坏模式来看，破坏源自于翼缘的焊缝区域会出现应力集中，焊缝质量是此类节点的性能保证的关键因素之一，特别是下翼缘的焊缝，如果是在实际工程中进行仰焊，需要额外进行焊缝质量的检验，以避免因焊缝初始缺陷引起的应力集中的不利影响。

(3) 比较翼缘加强的端板型节点和肋板型节点，两者在滞回曲线上表现出稳定饱满无捏拢现象的梭型，从曲线中看在同一位移点无明显的强度退化，两种节点滞回荷载的作用下均表现出较理想的延性和耗能能力。相较而言，肋板型节点性能稍优于翼缘加强型的端板型节点，两者相差不大，两类节点均可用于钢管束组合结构剪力墙的工程中。

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Tests for aseismic performance of connections between bundled lipped channel-concrete (BLC-C) composite walls and steel beams

LI Jie1, CHEN Zhihua1, ZHANG Xiaomeng1, YANG Qiangyue2, LI Wenbin2, HU Lili2

(1. Department of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China;2. Hangxiao Steel Structure Co. Ltd., Hangzhou 311200, China)

The bundled lipped channel-concrete (BLC-C) composite wall has no edge members so that the steel beam need to be directly connected to the narrow wall sides. Under this condition, two beam-wall connection configurations were proposed and four full-scaled quasit-static cyclic tests were performed with one vertical stiffened connection and three end-plate connections. Connection type and end-plate thickness were selected as the primary affecting factors, and their influences on the aseismic performance and failure mode of beam-wall connections were studied. The aseismic performance indexes of connections, such as, failure mode, hysteresis curves, stiffness degradation, ductility, and energy dissipation capacity were analyzed. The results showed that two types of connections have a good load-carrying capacity and a satisfied ductility with a full and stable spindle hysteretic hoop and a slow stiffness degradation and strong energy dissipation capacity; the test ductility coefficientμis 1.29～3.39 and energy dissipation coefficientEis 1.673 5～2.597 2, they meet the aseismic design requirements of American specification AISC341-10 and Chinese code GB 50011, the applicability of these connections in practical engineering of BLC-C is verified.

bundled lipped channel-concrete (BLC-C) composite wall; beam-wall connection; experimental study; hysteretic behavior

国家自然科学基金(61277264)

2015-06-15 修改稿收到日期：2015-10-28

李杰 男，硕士，1990年生

陈志华 男，博士，教授，1966年生

TH212；TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.21.025