王萬(wàn)禎，李 華，郭鳴鳴，朱 放，孫韶江

(寧波大學(xué) 建筑工程與環(huán)境學(xué)院，浙江 寧波 315211)

0引 言

相比于普通混凝土，輕骨料混凝土具有自重輕、保溫性能好和長(zhǎng)期強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)。因此，方鋼管輕骨料混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)除具有方鋼管普通混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)承載力高、塑性和韌性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)外，還具有自重輕、自振周期長(zhǎng)等優(yōu)勢(shì)。

若框架各跨荷載或跨度不等，宜采用不同截面形狀的型鋼梁，形成方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)。受力復(fù)雜的方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)起著傳遞和平衡梁柱內(nèi)力的作用，對(duì)結(jié)構(gòu)安全至關(guān)重要。

輕骨料混凝土破壞模型不同于普通混凝土，王立成等[1]和王萬(wàn)禎[2]分別建立了與靜水應(yīng)力軸拉端和軸壓端相交的輕骨料混凝土破壞面模型?？梢?，方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)的受力性能和破壞形態(tài)與方鋼管普通混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)有較大差異。

方鋼管混凝土柱-鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)中，連接區(qū)焊縫堆積，焊接殘余應(yīng)力和焊接熱影響區(qū)重疊。以往的試驗(yàn)顯示[3]，方鋼管柱與內(nèi)隔板間焊縫因焊接質(zhì)量較差而過早開裂，導(dǎo)致內(nèi)隔板式方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的承載力和延性顯著降低。方鋼管混凝土柱-鋼梁隔板貫通式節(jié)點(diǎn)中，方鋼管柱與貫通隔板間便于施焊，連接區(qū)焊縫質(zhì)量較好且可分散布置，焊接殘余應(yīng)力和焊接熱影響區(qū)重疊等問題得以減緩。

當(dāng)前，對(duì)方鋼管普通混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)研究較多，但對(duì)隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)的研究還未見報(bào)道。

Qin等[4-5]對(duì)隔板貫通方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)和理論分析，建議了考慮柱軸壓力的節(jié)點(diǎn)抗剪設(shè)計(jì)方法；Kang等[6]建立了內(nèi)隔板式、外隔板式和隔板貫通式方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的分析模型。

周鵬等[7]對(duì)矩形鋼管混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果顯示，節(jié)點(diǎn)域腹板剪切破壞、節(jié)點(diǎn)域腹板與柱翼緣間焊縫斷裂是該異形節(jié)點(diǎn)的典型破壞形式；徐桂根等[8]對(duì)內(nèi)隔板貫通式節(jié)點(diǎn)的研究表明，連接區(qū)焊縫斷裂問題嚴(yán)重；苗紀(jì)奎等[9]進(jìn)行的隔板貫通式鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)中，梁翼緣與隔板對(duì)接焊縫斷裂問題嚴(yán)重；陳慶軍等[10]對(duì)柱不貫通式鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)和抗震性能研究。

本文對(duì)圓弧加強(qiáng)隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)和基本型異形節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了循環(huán)加載試驗(yàn)，研究了貫通隔板圓弧加強(qiáng)構(gòu)造對(duì)方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)、滯回性能、承載力和塑性變形的影響。

1試驗(yàn)概況

1.1試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了1個(gè)隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁基本型異形節(jié)點(diǎn)試件BASE和3個(gè)隔板圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)試件X1～X3。試件節(jié)點(diǎn)構(gòu)造參數(shù)如表1所示，細(xì)部構(gòu)造如圖1，2所示，其中，方鋼管柱截面規(guī)格為□250×250×8，H形梁和箱形梁的截面規(guī)格分別為H200×100×6×8和□350×150×6×8，鋼材為Q235B，采用E43型焊條手工焊接制作而成。方鋼管內(nèi)填入陶粒輕骨料混凝土，水、普通硅酸鹽水泥、砂、陶粒的配合比為1∶2∶2∶3。

表1隔板圓弧加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造參數(shù)Tab.1Construction Parameters of Joints with Enlarged Arc Junctures

注：L1，L2分別為箱形梁和H形梁貫通隔板圓弧段的長(zhǎng)度；R1，R2分別為箱形梁和H形梁貫通隔板圓弧段的半徑。

圖2圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)的細(xì)部構(gòu)造(單位:mm)Fig.2Details of Irregular Joints with Enlarged Arc Junctures (Unit:mm)

除圖2所示的與梁上、下翼緣相連的隔板圓弧擴(kuò)大頭構(gòu)造外，隔板圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)的其余細(xì)部構(gòu)造均同基本型異形節(jié)點(diǎn)。

1.2加載方案和測(cè)點(diǎn)布置

圖3加載裝置Fig.3Loading Setup

圖3所示的試驗(yàn)加載裝置中，柱上、下端均為鉸接約束，柱頂采用側(cè)向鋼板與加載架相連形成側(cè)向約束，柱底通過地腳螺栓鉸接于實(shí)驗(yàn)室地槽。在H形梁和箱形梁的懸臂端設(shè)置側(cè)向支撐。通過油壓千斤頂在柱頂施加1 150 kN的軸壓力，柱軸壓比約為0.3。通過伺服加載系統(tǒng)在H形梁和箱形梁懸臂端施加反向同步的往復(fù)循環(huán)荷載。

加載方案參照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[11]的規(guī)定。彈性階段采用力控制加載，當(dāng)荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)時(shí)，認(rèn)為試件屈服，此后改用位移控制加載，加載速率為6 mm·min-1，加載位移按屈服位移的倍數(shù)逐級(jí)遞增，每級(jí)加載位移循環(huán)3周，直至試件斷裂或荷載下降到極限承載力的70%以下。

在節(jié)點(diǎn)域及其周邊、梁翼緣對(duì)接焊縫和梁腹板角焊縫等位置布置應(yīng)變花(圖4)，以獲取上述關(guān)鍵部位2個(gè)方向應(yīng)變隨加載進(jìn)程的演化規(guī)律。

圖4應(yīng)變花布置Fig.4Arrangement of Strain Gauges

1.3材性試驗(yàn)

參照《金屬材料：室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228—2002)[12]的規(guī)定，制作與試件同一批次的鋼板材性試件及焊條材性試件，表2為材性試驗(yàn)結(jié)果。

參照《輕骨料混凝土技術(shù)規(guī)程》(JGJ 51—2002)[13]的要求，制作6個(gè)150 mm×150 mm×150 mm的陶粒輕骨料混凝土標(biāo)準(zhǔn)試塊，按標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d。試驗(yàn)測(cè)得該陶粒輕骨料混凝土的平均抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu≈40.03 MPa，彈性模量Ec≈16.5×103MPa，泊松比νc≈0.19。

2試驗(yàn)過程及破壞特征

試件BASE加載至40 mm位移第1圈時(shí)，箱形梁上翼緣與隔板對(duì)接焊縫邊緣產(chǎn)生裂紋[圖5(a)]；加載至50 mm位移第3圈時(shí)，箱形梁翼緣對(duì)接焊縫斷裂[圖5(b)]；加載至60 mm位移第2圈時(shí)，H形梁上翼緣對(duì)接焊縫處開裂，箱形梁腹板構(gòu)造孔處焊縫開裂，加載停止。

表2鋼材和焊縫材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.2Test Results of Material Properties of Steel and Weld

注：fy，fu分別為屈服抗拉強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度；εy，εu分別為屈服拉應(yīng)變和極限拉應(yīng)變；E為彈性模量；ν為泊松比。

圖5試件BASE的破壞照片F(xiàn)ig.5Failure Pictures of Specimen BASE

試件X1加載至60 mm第1圈，箱形梁上翼緣對(duì)接焊縫邊緣分別開裂[圖6(a)]；加載至80 mm第1圈，H形梁上翼緣對(duì)接焊縫產(chǎn)生裂紋；加載至80 mm第3圈，箱形梁下翼緣對(duì)接焊縫斷裂[圖6(b)]；加載至90 mm第1圈，H形梁上翼緣對(duì)接焊縫開裂，加載停止。

圖6試件X1的破壞照片F(xiàn)ig.6Failure Pictures of Specimen X1

試件X2加載至60 mm第1圈，箱形梁下翼緣對(duì)接焊縫被撕裂[圖7(a)]；加載至90 mm第2圈，與H形梁下翼緣相連的隔板形成塑性鉸[圖7(b)]；加載至100 mm第3圈，與箱形梁相連的隔板末端形成塑性鉸；加載至110 mm第1圈，靠近隔板末端的H形梁形成塑性鉸，節(jié)點(diǎn)承載力下降至極限承載力的70%以下，加載停止。

圖7試件X2的破壞照片F(xiàn)ig.7Failure Pictures of Specimen X2

試件X3加載至70 mm第1圈，與箱形梁相連的隔板末端形成塑性鉸；加載至70 mm第3圈和80 mm第1圈，箱形梁下翼緣和上翼緣對(duì)接焊縫分別開裂[圖8(a)]；加載至80 mm第3圈，與H形梁相連的隔板末端形成塑性鉸[圖8(b)]；加載至90 mm第3圈，H形梁下翼緣對(duì)接焊縫開裂，箱形梁下翼緣對(duì)接焊縫斷裂，加載停止。

圖8試件X3的破壞照片F(xiàn)ig.8Failure Pictures of Specimen X3

圖9為試件BASE的滯回曲線，其H形梁和箱形梁的承載力分別為39.08 kN和87.82 kN，對(duì)應(yīng)的極限彎矩分別為1.06Mp1和0.95Mp2(Mp1，Mp2分別為H形梁和箱形梁的全截面塑性彎矩)。

圖9BASE試件的滯回曲線Fig.9Hysteresis Curves of Specimen BASE

圖10～12分別為試件X1～X3的滯回曲線，其H形梁的承載力分別為47.50，47.66，47.95 kN，對(duì)應(yīng)的極限彎矩分別為1.29Mp1，1.30Mp1，1.31Mp1；箱形梁的承載力分別為128.22，137.17，122.64 kN，對(duì)應(yīng)的極限彎矩分別為1.17Mp2，1.25Mp2，1.12Mp2。H形梁的塑性轉(zhuǎn)角分別為0.038，0.056，0.044 rad；箱形梁的塑性轉(zhuǎn)角分別為0.040，0.051，0.045 rad。

圖10試件X1的滯回曲線Fig.10Hysteresis Curves of Specimen X1

圖11試件X2的滯回曲線Fig.11Hysteresis Curves of Specimen X2

3試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1破壞模式分析

基本型異形節(jié)點(diǎn)構(gòu)造中，由于對(duì)接焊縫邊緣是焊接起(落)弧點(diǎn)，惡化了對(duì)接焊縫邊緣的應(yīng)力狀況，且狹窄的梁翼緣直接焊于寬大的隔板上，幾何變化劇烈引發(fā)應(yīng)力集中，導(dǎo)致試件BASE在梁翼緣對(duì)接焊縫邊緣過早開裂，嚴(yán)重降低了節(jié)點(diǎn)的承載力和塑性轉(zhuǎn)角。

隔板圓弧加強(qiáng)構(gòu)造使梁翼緣對(duì)接焊縫移至遠(yuǎn)離節(jié)點(diǎn)區(qū)，消除了基本型異形節(jié)點(diǎn)中梁翼緣對(duì)接焊縫邊緣的幾何劇烈變化和應(yīng)力集中，提高了節(jié)點(diǎn)的承載力和塑性轉(zhuǎn)角。圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)的主要破壞模式為隔板圓弧加強(qiáng)區(qū)形成塑性鉸，隔板塑性鉸區(qū)在循環(huán)加載下交替屈曲、拉伸，加劇了梁翼緣對(duì)接焊縫的損傷累積，導(dǎo)致對(duì)接焊縫最終延性斷裂。

試驗(yàn)結(jié)束后切開方鋼管柱發(fā)現(xiàn)，節(jié)點(diǎn)域和柱段內(nèi)輕骨料混凝土均未壓碎或拉裂，輕骨料混凝土與貫通式隔板和鋼管柱壁板間均黏結(jié)良好(圖13)。可見，輕骨料混凝土與鋼管柱可以較好地實(shí)現(xiàn)協(xié)同工作，增加節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和剛度。

3.2滯回性能

圖9～12顯示，隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)的滯回性能穩(wěn)定，在各級(jí)加載位移下，H形梁的滯回曲線幾近重疊，箱形梁的滯回曲線劣化不明顯，說(shuō)明隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)的滯回性能穩(wěn)定，抗震性能較好。

節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)μ定義為節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的破壞位移Δu與屈服位移Δy之比，即μ=Δu/Δy。表3為主要階段的試驗(yàn)結(jié)果。由表3可知，圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)較基本型異形節(jié)點(diǎn)大大提高，說(shuō)明貫通隔板圓弧擴(kuò)大頭構(gòu)造促使異型節(jié)點(diǎn)呈延性破壞模式(避免脆斷破壞模式)的成效顯著。

對(duì)比表3中試件X1與試件X2的試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)參數(shù)L1由250 mm增加到300 mm時(shí)，圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)箱形梁的承載力增加。試件X2，X3的試驗(yàn)結(jié)果顯示，圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)H形梁的承載力隨參數(shù)L2的增加(由250 mm增至300 mm)而提高。參數(shù)L1，L2對(duì)圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)箱形梁和H形梁的塑性轉(zhuǎn)角和延性系數(shù)的影響不顯著。

3.3應(yīng)變分析

圖14為試驗(yàn)采集的各試件梁翼緣對(duì)接焊縫處應(yīng)變(沿梁長(zhǎng)方向)隨加載進(jìn)程的演化。加載初期，基本型異形節(jié)點(diǎn)梁翼緣對(duì)接焊縫處的應(yīng)變與圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)相當(dāng)。在位移控制加載階段，基本型異形節(jié)點(diǎn)梁翼緣對(duì)接焊縫處的應(yīng)變快速增加，遠(yuǎn)大于圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)。基本型異形節(jié)點(diǎn)梁翼緣對(duì)接焊縫邊緣應(yīng)力集中嚴(yán)重，導(dǎo)致梁翼緣對(duì)接焊縫邊緣過早開裂。圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)梁翼緣對(duì)接焊縫移至遠(yuǎn)離連接區(qū)的隔板圓弧末端，應(yīng)力和應(yīng)變負(fù)擔(dān)大大降低。在同級(jí)加載位移下，箱形梁翼緣對(duì)接焊縫的應(yīng)變大于H形梁，這是因?yàn)橄湫瘟旱膭偠却笥贖形梁，箱形梁翼緣對(duì)接焊縫的應(yīng)力和應(yīng)變幅值大于H形梁。

圖12試件X3的滯回曲線Fig.12Hysteresis Curves of Specimen X3

圖13節(jié)點(diǎn)域和柱段內(nèi)輕骨料混凝土Fig.13Lightweight Aggregate Concrete in Panel Zone and Column

圖15所示的節(jié)點(diǎn)域橫向(沿梁長(zhǎng)方向)和縱向(沿柱高方向)應(yīng)變演化顯示，節(jié)點(diǎn)域上核心區(qū)的橫向和縱向應(yīng)變均遠(yuǎn)大于下核心區(qū)。節(jié)點(diǎn)域上核心區(qū)不僅要承擔(dān)柱軸壓力，還要承擔(dān)H形梁和箱形梁上翼緣傳來(lái)的同向水平剪力(由梁端彎矩分解而來(lái))及梁端豎向剪力。節(jié)點(diǎn)域下核心區(qū)只承擔(dān)柱軸壓力、箱形梁下翼緣的水平剪力和箱形梁腹板的部分豎向剪力。

圖16為各試件滯回曲線的骨架曲線，在小位移加載階段(節(jié)點(diǎn)處于彈性)，圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)和基本型異形節(jié)點(diǎn)的骨架曲線基本重合在一起。在大位移加載階段(節(jié)點(diǎn)進(jìn)入塑性)，基本型異形節(jié)點(diǎn)箱形梁的骨架曲線出現(xiàn)明顯下降段，H形梁的承載力增加緩慢，甚至趨于平直；圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)箱形梁和H形梁的骨架曲線均有明顯的上升。加載至節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)箱形梁和H形梁的延性和承載力均顯著高于基本型異形節(jié)點(diǎn)。基本型異形節(jié)點(diǎn)的箱形梁骨架曲線在大位移加載階段出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，呈脆斷破壞模式。圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)的箱形梁骨架曲線下階段較平緩，破壞時(shí)加載位移較大，呈延性破壞模式。

表3主要階段的試驗(yàn)結(jié)果Tab.3Test Results at Key Stages

注：Py，Pm，Pu分別為梁端屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載，其中，Py由荷載-位移曲線出現(xiàn)的拐點(diǎn)確定；θpu為節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的梁端塑性轉(zhuǎn)角；ΔPm，Δθp分別為相對(duì)于試件BASE的峰值荷載增幅和塑性轉(zhuǎn)角增幅。

圖14梁翼緣對(duì)接焊縫處的應(yīng)變演化Fig.14Strain Evolution at Butt Weld of Beam Flanges

圖15節(jié)點(diǎn)域應(yīng)變演化Fig.15Strain Evolution of Panel Zones

圖16各試件的骨架曲線Fig.16Skeleton Curves of Specimens

3.4剛度退化

圖17各試件的剛度退化曲線Fig.17Rigidity Degradation Curves of Specimens

4異形節(jié)點(diǎn)承載力

4.1異形節(jié)點(diǎn)抗彎承載力

試驗(yàn)結(jié)果顯示，隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)典型的破壞模式為梁翼緣對(duì)接焊縫斷裂和貫通隔板圓弧擴(kuò)大頭末端形成塑性鉸。因此，隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力Mu取梁翼緣對(duì)接焊縫斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的極限彎矩Mfw和貫通隔板圓弧擴(kuò)大頭末端形成塑性鉸時(shí)對(duì)應(yīng)的極限彎矩Mpd的最小值，即

Mu=min{Mpd,Mfw}

(1)

Mfw=bbftbf(hb-tbf)ffw

(2)

Mpd=Wpdfd=bftd(hb-td)fyd+

(hb-td)2twfyd/4

(3)

式中：bbf，tbf，hb分別為梁翼緣對(duì)接焊縫寬度、梁翼緣對(duì)接焊縫厚度之和和梁截面高度；bf，td，tw分別為梁翼緣寬度、梁腹板厚度之和和貫通隔板厚度；ffw，fyd分別為梁翼緣對(duì)接焊縫抗拉強(qiáng)度和貫通隔板鋼材屈服強(qiáng)度。

貫通隔板圓弧擴(kuò)大頭末端(塑性鉸區(qū))的寬度略大于梁翼緣寬度，貫通隔板塑性鉸彎矩Mpd計(jì)算式中，貫通隔板塑性鉸區(qū)的寬度略偏保守地取為梁翼緣寬度。

4.2異形節(jié)點(diǎn)抗剪承載力

上、中、下3塊隔板貫通把節(jié)點(diǎn)域分割為上節(jié)點(diǎn)域和下節(jié)點(diǎn)域，上節(jié)點(diǎn)域需承擔(dān)節(jié)點(diǎn)域兩側(cè)箱形梁和H形梁翼緣傳來(lái)的共同剪力，下節(jié)點(diǎn)域僅需承擔(dān)節(jié)點(diǎn)域單側(cè)大截面箱形梁翼緣傳來(lái)的剪力，上節(jié)點(diǎn)域的抗剪負(fù)擔(dān)明顯大于下節(jié)點(diǎn)域。試驗(yàn)結(jié)果顯示(圖15)，上節(jié)點(diǎn)域的剪應(yīng)力和剪應(yīng)變負(fù)擔(dān)明顯大于下節(jié)點(diǎn)域。因此，異形節(jié)點(diǎn)域的抗剪承載力取決于上節(jié)點(diǎn)域，若上節(jié)點(diǎn)域的抗剪承載力滿足要求，下節(jié)點(diǎn)域也可滿足抗剪承載力要求。

上節(jié)點(diǎn)域中，上隔板、中隔板、左右2塊柱翼緣板、前后2塊柱腹板組成類似鋼框架剪力墻結(jié)構(gòu)(圖18，其中，Nc為柱軸壓力，HLb，HRb分別為柱左、右側(cè)梁截面的高度；ML，MR分別為柱左、右側(cè)梁端彎矩；FL，F(xiàn)R分別為柱左、右側(cè)翼緣的拉應(yīng)力；td為梁翼緣厚度，htp為小截面梁腹板高度)，上節(jié)點(diǎn)域內(nèi)輕骨料混凝土形成“斜壓短柱”效應(yīng)，相當(dāng)于框架中的支撐。

圖18上節(jié)點(diǎn)域的支撐框架剪力墻模型Fig.18Model of Braced Frame with Shear Walls of Top Panel Zone

圖18所示的支撐框架剪力墻結(jié)構(gòu)在水平剪力V和柱軸壓力Nc共同作用下形成塑性鉸機(jī)構(gòu)，上節(jié)點(diǎn)域的抗剪承載力Vtp由左右2塊柱翼緣板形成塑性鉸時(shí)的極限抗剪承載力Vscf、前后2塊柱腹板剪切屈服時(shí)的極限抗剪承載力Vscw和輕骨料混凝土形成“斜壓短柱”破壞時(shí)的極限抗剪承載力Vlwc組成，即

Vtp=Vscf+Vscw+Vlwc

(4)

4.2.1柱翼緣板的極限抗剪承載力

左右2塊柱翼緣板形成塑性鉸時(shí)的極限抗剪承載力Vscf可由繞塑性鉸處的力矩平衡(圖19，其中Mscf為柱翼緣截面的塑性鉸彎矩)求得

(5)

(6)

圖19柱翼緣板形成塑性鉸機(jī)構(gòu)Fig.19Plastic Hinges of Column Flanges

式中：wsc，tsc，fysc分別為柱截面寬度、柱壁板厚度和柱鋼材屈服強(qiáng)度。

4.2.2柱腹板的極限抗剪承載力

柱軸壓力Nc由方鋼管柱和柱內(nèi)輕骨料混凝土共同承擔(dān)，根據(jù)方鋼管柱和柱內(nèi)輕骨料混凝土在軸壓下的變形協(xié)調(diào)，可得方鋼管柱和柱內(nèi)輕骨料混凝土的軸壓力Nsc，Nlwc分別為

(7)

(8)

式中：Esc，Elwc分別為柱鋼材的彈性模量和柱內(nèi)輕骨料混凝土的彈性模量；Asc，Alwc分別為方鋼管柱截面面積和柱內(nèi)輕骨料混凝土的截面面積。

柱腹板軸壓應(yīng)力σscw為

σscw=Nsc/Asc

(9)

柱腹板剪應(yīng)力τscw為

(10)

將式(9)，(10)代入Mises屈服模型

(11)

得

(12)

4.2.3輕骨料混凝土的極限抗剪承載力

上節(jié)點(diǎn)域內(nèi)輕骨料混凝土在梁翼緣傳來(lái)的剪力作用下形成“斜壓短柱”效應(yīng)，上節(jié)點(diǎn)域內(nèi)輕骨料混凝土斜壓主應(yīng)力跡線與水平面的夾角φ為

圖20上節(jié)點(diǎn)域內(nèi)輕骨料混凝土破壞機(jī)制Fig.20Failure Mechanism of Lightweight Aggregate Concrete in Top Panel Zone

上節(jié)點(diǎn)域內(nèi)輕骨料混凝土處于沿夾角φ的斜壓和豎向軸壓Nlwc的雙向受壓應(yīng)力狀態(tài)(圖20)，計(jì)算上節(jié)點(diǎn)域內(nèi)輕骨料混凝土的極限抗剪承載力Vlwc時(shí)，偏于保守地取輕骨料混凝土雙向受壓強(qiáng)度等于單向受壓強(qiáng)度f(wàn)c，即不考慮輕骨料混凝土在雙向受壓應(yīng)力狀態(tài)下的抗壓強(qiáng)度提高效應(yīng)。

根據(jù)虛功原理

(13)

得上節(jié)點(diǎn)域內(nèi)輕骨料混凝土的極限抗剪承載力為

(14)

則異形節(jié)點(diǎn)域的抗剪承載力Vtp為

(15)

式中：δ為位移。

5結(jié) 語(yǔ)

(1)基本型異形節(jié)點(diǎn)起裂于幾何變化劇烈、剛度較大的箱形梁對(duì)接焊縫邊緣，其H形梁和箱形梁的塑性轉(zhuǎn)角分別為0.023 rad和0.031 rad。

(2)與基本型異形節(jié)點(diǎn)相比較，圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)H形梁和箱形梁的承載力分別提高21.5%～22.7%和39.6%～56.2%，塑性轉(zhuǎn)角為0.038～0.056 rad。

(3)圓弧加強(qiáng)異形節(jié)點(diǎn)的主要破壞模式為隔板圓弧加強(qiáng)區(qū)形成塑性鉸、梁腹板構(gòu)造孔處焊縫開裂和梁翼緣對(duì)接焊縫延性斷裂。

(4)加載至節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，節(jié)點(diǎn)域核心區(qū)和柱段內(nèi)輕骨料混凝土未壓碎或拉裂，輕骨料混凝土與貫通式隔板和鋼管柱壁板間未發(fā)生剝離或滑移破壞。

(5)基于試驗(yàn)結(jié)果和力學(xué)分析，分別建立了異形節(jié)點(diǎn)域的抗彎、抗剪計(jì)算模型，并推導(dǎo)了異形節(jié)點(diǎn)域的抗彎、抗剪承載力計(jì)算公式。

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