强梁弱柱型钢管混凝土柱-钢梁节点抗震性能研究

徐培蓁 张志鹏，* 高代明 朱亚光

（1.青岛理工大学土木工程学院，青岛266033；2.青岛腾远设计事务所有限公司，青岛266071）

0 引 言

钢管混凝土结构在美国北岭地震和日本阪神地震中因其良好的抗震性能得到了广泛关注，近年来得到了迅速发展。我国已出版了《钢管混凝土结构技术规范》（GB 50936—2014）［1］和《钢管混凝土结构技术规程》（DJB/T 13-51—2010）［2］等相关规范和规程。

国内外已有的大量研究［3-5］表明该类结构具有良好的抗震性能，且钢管混凝土柱（简称CFST）屈服后仍具有较高的承载力和耗能能力，抗震性能优越。以往按照“强柱弱梁”设计的节点很难充分发挥CFST 柱屈服后的抗震性能，徐培蓁，河野昭彦等［6］致力于充分利用CFST 柱良好的抗震性能，提出了允许部分柱屈服的混合屈服机制（图1）。该屈服机制通过设置承载力较高的边柱避免层破坏，而允许中柱屈服耗能。已有研究［7］表明：基于混合屈服机制设计的钢管混凝土框架结构既能通过CFST柱的塑性变形耗散地震能量，又能保证结构的安全性，当层间柱梁强度比相同时，混合屈服机制具有不低于梁铰屈服机制的抗震安全性。

为进一步研究该类节点的力学性能，基于混合屈服机制，以柱梁强度比为控制指标，设计了5个强梁弱柱型方钢管混凝土柱-H 型钢梁节点，进行低周反复荷载试验，考察轴压比、含钢率及节点位置对节点的破坏形态、柱端水平力-位移滞回曲线、骨架曲线、位移延性、强度及刚度退化、耗能等抗震性能的影响。

图1 混合屈服机制Fig.1 Hybrid yield mechanism

1 试验概况

1.1 试件设计

按照《钢管混凝土结构技术规程》（DJB/T 13-51—2010）［2］设计了3 个“十”字型中柱节点、2 个“T”字型边柱节点（图2（a）），柱为CFST 柱，柱高1 950 mm，截面尺寸均为150 mm×150 mm，钢管壁厚为4 mm 与5 mm 两种；钢梁为H 型钢，单侧梁长1 500 mm，截面尺寸为200 mm×100 mm×5.5 mm×8 mm 与200 mm×125 mm×6 mm×9 mm 两种；加强环尺寸如图2（b）所示，厚度与梁翼缘等厚。试件具体参数如表1所示，表中：α为含钢率，即钢管截面积与混凝土截面积之比；n 为轴压比，即柱顶轴向力N0与构件轴压承载力之比；R为柱梁强度比，即节点区柱端极限弯矩之和与梁端极限弯矩之和的比值。

表1 试件设计参数Table 1 Design parameters of specimens

1.2 材料属性

钢材强度等级均为Q235，混凝土强度等级均为C30。依据《金属材料室温拉伸试验方法》（GB 228—2010）［8］和《普通混凝土力学性能试验方法》（GB 50081—2002）［9］分别对钢材和混凝土进行拉伸试验和抗压试验，测得混凝土立方体抗压强度为34.87 N/mm2，轴心抗压强度为23.28 N/mm2，弹性模量为3.12×104N/mm2，钢材的材料属性见表2。

1.3 试验装置与加载制度

图2 试件详图（单位：mm）Fig.2 Detail of specimens（Unit：mm）

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

试验加载装置如图3 所示，柱底采用不动铰支座，柱顶千斤顶与横梁间放置四氟板充当滑动滚轴，保证千斤顶的水平跟动，实现柱的轴向加载。梁端采用刚性支杆与地面铰接，限制其竖向位移。此外，在框架柱上下两端设置两道侧向支撑，防止试件平面外失稳。柱端加载点与柱底铰支座至梁中心的距离均为980 mm，梁端至柱中心距离为1 405 mm。

采用柱端加载，在加载架上通过千斤顶与反力梁施加竖向荷载，控制轴压比，水平荷载通过固定在反力墙上的MTS 作动器施加。加载采用力-位移混合控制，试件屈服前，采用荷载控制分级加载，在柱端施加水平力往复荷载，每5 kN 逐级增加，每级循环加载一次；当滞回曲线上出现明显拐点时认为节点屈服，采用位移控制加载，以0.25倍屈服位移为级差进行控制加载，每次加载循环两次，当试件的承载力下降至峰值荷载的85%以下或产生严重破坏时终止试验。

图3 试件加载装置（单位：mm）Fig.3 Specimen loading device（Unit：mm）

1.4 数据测量

利用作动器上的力传感器和位移传感器采集CFST 柱的荷载-位移曲线，柱顶与梁端的水平位移同时采用位移计由IMP 采集系统进行采集，具体测点布置如图4所示。

图4 位移计布置Fig.4 Displacement meter layout

2 试件破坏特征

加载初期，试件处于弹性受力阶段，滞回曲线斜率为直线；当滞回曲线上出现明显拐点时节点屈服，转为位移控制加载，当加载至2～2.5 倍屈服位移时，距上下加强环板约1/2 柱宽处钢管柱交替出现轻微鼓曲变形，随着加载进行，伴有细碎的混凝土碎裂声，各试件钢管柱的鼓曲范围不断扩大；当加载至2.75～3.5倍屈服位移时，各试件的水平承载力已陆续下降到峰值荷载的85%以下，试验结束。

各试件典型破坏形态如图5所示，5个试件均实现了预期的柱铰破坏（图5（a））；除柱端鼓曲变形外，ZJ-1试件加载后期有钢管边缘撕裂现象，如图5（b）所示；边柱试件BJ-1与BJ-2加载过程中分别发生了加强环焊缝开裂（图5（c））和梁端上翼缘焊缝开裂（图5（d）），导致柱端变形略小于其他试件。边柱节点出现焊缝开裂的原因在于：边柱节点的柱端弯矩只靠一个梁端来平衡，梁端弯矩明显增加，导致焊缝应力大大提高。

3 试验结果及分析

3.1 荷载-位移滞回曲线

图6 为各试件的柱顶水平力-位移（P-Δ）滞回曲线，滞回曲线均较为饱满，耗能能力较好，达到峰值荷载后，承载力下降较为缓慢。BJ-1 与BJ-2由于焊缝开裂，滞回曲线略显扁长，且出现了明显的下降段。通过对比可以发现，轴压比越小，含钢率越大，峰值荷载越高，承载力下降越缓慢，滞回曲线越饱满，耗能能力越好，其中轴压比的影响较大；相对于中柱节点，边柱节点的峰值荷载较低，滞回曲线面积较小，耗能能力较弱。

图5 试件破坏形态Fig.5 Failure models of specimens

图6 P-Δ滞回曲线Fig.6 P-Δ Hysteresis curves

3.2 骨架曲线对比分析

图7为各级加载第一循环峰值点连线形成的骨架曲线，从图7 中可以看出各试件在加载过程中均经历了弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段三个阶段。各试件骨架曲线的初始段基本吻合，各参数对弹性阶段影响不大，但对弹塑性阶段和破坏阶段的影响较为明显。如图7（a）所示，轴压比越大，中柱节点越先达到屈服点进入弹塑性阶段，且越早出现下降段，说明高轴压比对该类节点的承载能力有不利影响；如图7（b）-（c）所示，随着含钢率的增大，节点的承载力大幅增加，峰值荷载后有较长的水平段，承载力下降缓慢，塑性变形能力较好，表明增大含钢率对承载能力有提升作用，由于焊缝开裂导致BJ-2 正向承载力退化较快。从整体上看中柱节点承载能力优于边柱节点，在节点的承载能力到达峰值点后，降低缓慢，塑性变形能力较好。

图7 骨架曲线Fig.7 Skeleton curves

3.3 延性和变形

计算的位移延性系数u 及各特征值见表3，Py和Δy为屈服承载力和屈服位移，屈服点采用“最远点法”［10］确定；Pm与Δm为峰值荷载和峰值位移；峰值荷载下降到85%时对应的点定义为破坏点，对应的力和位移为极限承载力Pu与极限位移Δu。

从表3 可以看出，中柱节点的位移延性系数均值均大于3，塑性变形能力优越；边柱节点介于2.59～2.74 之间，塑性变形能力相对较差。通过对比可以发现，含钢率越大，轴压比越小，位移延性系数和各阶段承载力越大。由于BJ-2 试件焊缝开裂导致其延性系数低于BJ-1。

各试件的柱转角如图8 所示，各试件的屈服柱转角均值介于0.011 0～0.016 3 之间，为规范限制1/300［1］的3.33～4.64 倍；极限柱转角均值介于0.029 3～0.055 8 之间，为规范限制1/50［1］的1.47～2.79 倍，表现出良好的抗倒塌能力。通过对比可以看出，中柱节点的屈服柱转角与极限柱转角均明显大于边柱节点，表明中柱节点变形能力优于边柱节点，且随含钢率的增大与轴压比的减小，屈服柱转角与极限柱转角逐渐增大。

3.4 承载力退化

图9 为各试件的承载力退化曲线，采用荷载强度退化系数λi［11］表示试件的承载力退化。当|Δ/Δy|＜1 时，试件未屈服，λi值在1 左右，承载力退化不明显；当|Δ/Δy|=1～2时，钢管柱进入屈服状态，承载力出现退化，随着加载位移的增大，节点的承载力逐步退化，但退化程度始终不明显；加载结束时λi≈0.95，承载力退化程度很小，表明该类节点具有较好的后期承载能力和塑性变形能力。通过对比可以发现，轴压比越大，含钢率越小，承载力退化越快，且与含钢率相比轴压比的变化对其影响更为显著；相对于中柱节点来说，边柱节点的强度退化较快。

3.5 刚度退化

图10 为各试件的刚度退化曲线，采用割线刚度Ki［11］表示试件的刚度退化。如图10 所示，边柱节点与中柱节点的刚度退化规律相似，加载初期，试件未屈服，刚度退化不明显；屈服后刚度明显下降，随加载进行刚度逐渐降低。含钢率和轴压比对刚度退化有不同程度的影响，含钢率越大、轴压比越小，刚度退化越慢，随着轴压比的增大刚度退化明显加快，含钢率的影响相对较弱。

表3 荷载及位移特征值Table 3 Characteristic value of load and displacement

图8 柱转角Fig.8 Column angle

图9 承载力退化曲线Fig.9 Bearing capacity degradation curves

图10 刚度退化曲线Fig.10 Stiffness degradation curves

3.6 耗能能力

用滞回曲线包围的面积来计算各试件的总耗能，各试件的总耗能分别为16.87 kN·m，10.76 kN·m，17.38 kN·m，7.41 kN·m，8.70 kN·m，可以看出中柱节点的耗能能力明显优于边柱节点，同时，随着含钢率增大、轴压比降低，结构总耗能增大，轴压比对总耗能影响比含钢率影响明显。

图11为各试件的等效粘滞阻尼系数he［11］随加载位移变化曲线，各试件的等效黏滞阻尼系数变化规律相似，随加载位移增大he值逐渐增大。含钢率与轴压比对等效黏滞阻尼系数的影响规律与其对总耗能的影响规律类似，由于BJ-2 焊缝过早开裂导致含钢率对边柱节点的影响规律不明显。试件破坏时的he值介于0.347～0.372，约为钢筋混凝土柱的3 倍［12］，表明CFST 柱具有优越的耗能能力。

3.7 承载力计算

图11 he-Δ/Δy曲线Fig.11 he-Δ/Δy curves

表4 为按《钢管混凝土结构技术规范》（GB 50936—2014）［1］（以下简称《规范》）与《钢管混凝土结构技术规程》（DJB/T 13-51—2010）［2］（以下简称《规程》）计算的压弯构件水平承载力与试验值的对比，表中：Pt为试验值，取正向峰值与反向峰值的均值；PGB与PDB分别为按《规范》和《规程》计算的峰值荷载；均值为计算值与试验值比值的平均值。

表4 承载力计算值与试验值对比Table 4 Comparison of maximum horizontal force between experimental and calculated values

从表中可以看出中柱节点《规范》与《规程》的计算峰值荷载比试验结果低7.7%～15.4% 和15.4%～25.0%；边柱节点由于加载过程中焊缝提前开裂，节点承载力未充分发展，导致其计算值略高于试验值，《规范》与《规程》的计算峰值荷载比试验结果分别高12.4%～13.2%和-0.5%～3.8%。总体来说，我国规范与规程的计算结果与试验结果较为吻合，且偏于安全，其中《规范》的计算值与试验值比值均值为0.982，《规程》的计算值与试验值比值均值为0.883，《规程》计算结果最为安全。

3.8 《规程》承载力计算公式修正

《规程》规定钢管混凝土压弯构件的承载力应按下式计算：

当N/Nu≥2φ3η0时，

当N/Nu＜2φ3η0时，

式中：a，b，c，d均为计算系数；N，M为作用于构件的轴心压力和弯矩；Nu，Mu为构件轴压稳定承载力和抗弯承载力；βm，γm为等效弯矩系数和抗弯承载力系数；ξ，Wsc为套箍强化系数和截面抗弯模量；α，fy为含钢率和钢材抗拉强度设计值；φ，fc为稳定系数和混凝土抗压强度设计值；fsc为钢管混凝土的组合轴压强度设计值。

根据文献［13-15］与本试验的试验数据对公式（4）中的系数进行了拟合，拟合关系曲线如图12所示，得到修正后的γm计算公式如下：

图11 γm与ξ关系曲线Fig.11 Relationship of γm and ξ

表5 为修正前后的承载力计算值与试验结果的对比，表中P'DB为拟合前后的计算值，D 和t 为钢管柱边长及壁厚。如表5 所示，修正前计算值与试验值比值均值为0.799，方差为0.002 3；修正后计算值与试验值比值均值为0.9，方差为0.002 7，通过对比可以看出公式（7）计算结果与试验结果吻合程度更高。

为进一步验证公式的可靠性，将文献［16］中的试验数据与公式计算值进行对比，如表6 所示（B 为钢管柱短边长度），计算值与试验值比值均值为0.887，方差为0.001 9，计算值与试验值吻合较好，可为规程的修订提供参考。

表5 承载力计算值与试验值对比Table 5 Comparison of maximum horizontal force between experimental and calculated values

表6 文献［16］中试验值与公式计算值对比Table 6 Comparison between experimental values of reference［16］and calculation values of the formula（7）

4 结 论

（1）各试件均在距上下加强环板约1/2 柱宽处形成塑性铰，实现了预期的柱铰破坏，边柱节点由于柱端弯矩只靠一个梁端来平衡，导致焊缝应力大大增加，易发生焊缝破坏，设计时应当注意对焊缝的处理。

（2）该类节点的滞回曲线均较为饱满，未出现明显的捏缩现象，延性系数均值介于2.59～3.38之间，极限柱转角均值介于1/34～1/18 之间，具有较好的抗倒塌和耗能能力。在一定范围内，含钢率越大，轴压比越小，滞回曲线越饱满，强度退化与刚度退化越慢，延性与耗能能力越好，与含钢率相比轴压比的影响作用较大。

（3）中柱节点的抗震性能和耗能能力均要优于边柱节点，允许部分中柱屈服，边柱不屈服，可以充分发挥CFST柱优越的抗震性能和耗能能力，更有利于结构的抗震。

（4）按《规范》与《规程》计算的承载力与试验值较为吻合，且略低于试验值，对《规程》中的承载力计算公式进行了修正，可为《规程》的修订提供参考。