劉 洋，陳志華, ，劉佳迪，鐘 旭

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；2. 天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

模塊建筑是以三維空間的集成模塊為基本單元、運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)后拼接而成的建筑形式[1]，是一種高效的模塊化建造方式，具有施工速度快、加工質(zhì)量精良、現(xiàn)場(chǎng)污染小、可循環(huán)利用等優(yōu)點(diǎn)[2]．為了更好地發(fā)揮模塊建筑的建造優(yōu)勢(shì)，模塊單元往往進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)，規(guī)?；庸どa(chǎn)，廣泛應(yīng)用到宿舍、辦公樓、酒店、醫(yī)院等建筑中[3]．

天津靜海子牙尚林苑(白領(lǐng)宿舍)一期工程，是全國(guó)首個(gè)獲得正式行政審批的多層模塊化居住項(xiàng)目[4]，該工程采用柱承重式模塊結(jié)構(gòu)體系，總共157 個(gè)鋼結(jié)構(gòu)模塊單元，僅需大約10 天的時(shí)間便完成了模塊單元運(yùn)輸及現(xiàn)場(chǎng)單元拼接安裝．由于該建造方式的特點(diǎn)，模塊建筑不同于傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)，主要體現(xiàn)在模塊內(nèi)具有雙梁結(jié)構(gòu)(天花板梁和地板梁)[5]和模塊單元間連接節(jié)點(diǎn)[6]．

根據(jù)模塊單元內(nèi)傳力路徑的不同，模塊結(jié)構(gòu)分為墻承重式和柱承重式結(jié)構(gòu)體系[7]，其中柱承重式模塊結(jié)構(gòu)布置相對(duì)靈活，易于滿足建筑布局功能要求，應(yīng)用較為廣泛．從單元間連接節(jié)點(diǎn)方面，近年來(lái)，專家學(xué)者們提出了許多新型的模塊結(jié)構(gòu)單元間連接節(jié)點(diǎn)[8]，按照其連接部位可分為兩大類[7]，即柱端連接和梁端連接．其中柱端連接包括焊接封板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)[9]、預(yù)應(yīng)力連接節(jié)點(diǎn)等[10]，梁梁連接包括鑄頭-十字板連接節(jié)點(diǎn)[11]、梁-梁連接節(jié)點(diǎn)[12]、鑄鋼托架連接節(jié)點(diǎn)[13]、VectorBloc 連接節(jié)點(diǎn)等[14]，這些新型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)試件大多數(shù)采用半結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒⒓僭O(shè)柱的反彎點(diǎn)在柱中間，但實(shí)際上由于天花板梁和地板梁對(duì)柱端約束不同，柱反彎點(diǎn)位置較難準(zhǔn)確確定．從結(jié)構(gòu)體系方面，Annan 等[15]對(duì)框架支撐模塊結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，最終雙梁間短柱發(fā)生彎曲破壞．Hong 等[16]進(jìn)行了雙層框架式模塊結(jié)構(gòu)抗側(cè)性能試驗(yàn)，框架柱兩端發(fā)生局部曲屈破壞．Chen 等[10]針對(duì)預(yù)應(yīng)力連接節(jié)點(diǎn)的模塊結(jié)構(gòu)展開足尺試驗(yàn)研究，最終天花板梁處混凝土發(fā)生開裂破壞．以上結(jié)構(gòu)層次研究中可以發(fā)現(xiàn)不同單元間連接節(jié)點(diǎn)組成的模塊結(jié)構(gòu)破壞模式不盡相同.

鑒于集成模塊單元在現(xiàn)場(chǎng)連接時(shí)由于操作空間有限對(duì)單元間連接的可操作性及便捷性具有較高的要求，筆者研究團(tuán)隊(duì)提出了角件旋轉(zhuǎn)式的模塊連接節(jié)點(diǎn)[17]，該連接節(jié)點(diǎn)在模塊單元角部進(jìn)行連接，現(xiàn)場(chǎng)連接時(shí)不影響集成模塊單元內(nèi)部裝修的完整度，滿足建筑功能層面的作業(yè)化要求，并且該節(jié)點(diǎn)現(xiàn)場(chǎng)操作簡(jiǎn)單，安裝便捷．該節(jié)點(diǎn)適用于整體模塊建筑的角部及邊部處．此外，通過(guò)該節(jié)點(diǎn)抗彎試驗(yàn)[6]，得到該節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，并結(jié)合結(jié)構(gòu)分析提出了相應(yīng)的設(shè)計(jì)建議．

本文基于該連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)一步開展雙層足尺模塊結(jié)構(gòu)低周往復(fù)加載試驗(yàn)，研究其承載性能及破壞模式，得到了其滯回性能、延性、剛度退化規(guī)律、變形模式及應(yīng)變響應(yīng)等．

1 試件設(shè)計(jì)

1.1 單元間連接節(jié)點(diǎn)

角件旋轉(zhuǎn)式模塊連接節(jié)點(diǎn)[17]包括上、下角件和連接件(圖1(a))，其中連接件包括連接板、上旋轉(zhuǎn)件、下旋轉(zhuǎn)件和螺母．具體操作過(guò)程如圖1(b)所示：下模塊單元安裝就位后，將連接件放置在下層模塊單元角件上，此時(shí)下旋轉(zhuǎn)件已經(jīng)進(jìn)入角件內(nèi)部，吊裝上層模塊單元放置連接件上，此時(shí)上旋轉(zhuǎn)件進(jìn)入上層單元角件中，然后通過(guò)角件側(cè)向操作孔將上旋轉(zhuǎn)件旋轉(zhuǎn)90°，通過(guò)聯(lián)動(dòng)件帶動(dòng)下旋轉(zhuǎn)部分同步旋轉(zhuǎn)，最后通過(guò)螺母將其緊固．

圖1 角件旋轉(zhuǎn)式模塊連接節(jié)點(diǎn)組成及拼裝示意Fig.1 Schematic diagram on composition and assembly of the rotary inter-module connection

1.2 雙層模塊框架構(gòu)造

試件設(shè)計(jì)為雙層足尺模塊平面結(jié)構(gòu)，上下層模塊框架通過(guò)角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元間連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接．上下層模塊框架尺寸如圖2 所示．上框架頂部角件以及下框架底部角件均用加強(qiáng)短柱代替，并在加強(qiáng)短柱上下面內(nèi)側(cè)設(shè)置水平加勁肋進(jìn)行局部加強(qiáng)，加強(qiáng)短柱采用方鋼管，截面尺寸為□200 mm×200 mm×16 mm．模塊柱采用方鋼管，截面尺寸為□200 mm×200 mm×8 mm，天花板梁和地板梁均采用熱軋H型鋼，天花板梁截面尺寸為H150 mm×150 mm×7 mm×10 mm，地板梁的截面尺寸為H194 mm×150 mm×6 mm×9 mm．所有梁和柱與角件或者加強(qiáng)短柱的連接均采用全熔透對(duì)接焊縫，此外，在天花板梁和地板梁端部上下翼緣處增設(shè)蓋板，并與梁翼緣通過(guò)角焊縫連接．上下模塊框架中所有構(gòu)件材質(zhì)均采用Q345B(名義屈服強(qiáng)度為345 MPa)．

圖2 上下層模塊框架尺寸(單位：mm)Fig.2 Dimensions of the upper and lower modular frames(unit：mm)

2 擬靜力試驗(yàn)

2.1 材性試驗(yàn)

在試驗(yàn)之前，首先進(jìn)行鋼材材性試驗(yàn)，所有材性件與試驗(yàn)試件取自同一母材并同期加工，同一厚度的材性件加工3 個(gè)試樣，結(jié)果取其平均值，如表1 所示．其中t表示測(cè)得的構(gòu)件厚度，fy表示屈服強(qiáng)度，fu表示極限強(qiáng)度，δ為斷后伸長(zhǎng)率，E為彈性模量．

表1 材性數(shù)據(jù)Tab.1 Material data

2.2 加載裝置

試件進(jìn)行平面內(nèi)低周往復(fù)加載，試驗(yàn)加載裝置如圖3 所示，上模塊框架頂部加強(qiáng)短柱處被左右兩個(gè)夾板通過(guò)4 根長(zhǎng)螺栓進(jìn)行固定，右側(cè)夾板帶有耳板，將耳板與水平千斤頂端部通過(guò)銷軸連接，水平千斤頂另一端通過(guò)錨栓固定在反力墻上，加載過(guò)程中對(duì)試件施加水平力并通過(guò)力傳感器進(jìn)行量測(cè)．兩個(gè)豎向千斤頂放置在上層模塊框架頂板上部，通過(guò)滑動(dòng)支座頂住反力梁，并且滑動(dòng)支座可以在加載方向自由滑動(dòng)，進(jìn)而保障對(duì)模塊柱施加恒定的軸壓力，軸壓比取0.2.試件下模塊框架底部耳板與底座耳板采用銷軸連接，并且底座通過(guò)地錨螺栓與地面固定．此外，為了避免試件在加載過(guò)程中發(fā)生整體的平面外失穩(wěn)，在上下模塊框架分別安裝側(cè)向約束裝置，該裝置為兩個(gè)截面150 mm×150 mm×6 mm 的方鋼管，分別放置在試件前后，該裝置端部通過(guò)高強(qiáng)螺栓固定在反力架上，并且在側(cè)向約束裝置與上下模塊柱接觸面處涂抹潤(rùn)滑油，減小加載過(guò)程中它們間的水平摩擦力．

圖3 加載裝置Fig.3 Experimental setup

2.3 加載制度及量測(cè)方案

加載分為預(yù)加載和正式加載兩個(gè)階段．預(yù)加載時(shí)，軸壓力施加設(shè)計(jì)軸壓力的50%，水平力以預(yù)估屈服荷載的10%進(jìn)行一次往復(fù)加載．正式加載時(shí)采用位移控制的加載制度，如圖4 所示．依據(jù)美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)ATC-24[18]，加載過(guò)程分為彈性循環(huán)加載和塑性循環(huán)加載，取預(yù)估極限荷載的70%所對(duì)應(yīng)的位移為屈服位移(Δy)，屈服前，采用0.25Δy、0.50Δy、0.70Δy進(jìn)行分級(jí)加載，每級(jí)位移循環(huán)2 次．屈服后，采用1.0Δy、1.5Δy、2.0Δy循環(huán)加載，每級(jí)位移循環(huán)3 次，然后2.5Δy、3.0Δy(之后每級(jí)位移按照Δy遞增)，每級(jí)位移循環(huán)2 次，當(dāng)荷載降到極限荷載的85%，或者變形較大危及安全時(shí)，停止試驗(yàn)．此外，規(guī)定從右往左(施加推力)加載時(shí)位移和荷載為正，相反為負(fù)，如圖3所示．

圖4 加載制度Fig.4 Loading protocol

測(cè)點(diǎn)布置如圖5 所示，其中4 個(gè)位移計(jì)分別布置在上下模塊框架頂端和底端側(cè)面，編號(hào)依次為L(zhǎng)VDT1～LVDT4，用于量測(cè)試件加載過(guò)程中沿高度方向的水平位移．另外，在中間節(jié)點(diǎn)域處上下模塊柱端布置4 個(gè)傾角儀，編號(hào)依次為R1～R4，用于量測(cè)加載過(guò)程中上下模塊柱的轉(zhuǎn)動(dòng)情況．另外由于在上下框架連接區(qū)域包括地板梁(FB-1)與柱(C1、C2)連接節(jié)點(diǎn)及天花板梁(CB-2)與柱(C3、C4)連接節(jié)點(diǎn)，在它們的梁端及柱端翼緣處布置應(yīng)變片，以及在下層框架底部區(qū)域即地板梁(FB-2)與柱(C3、C4)連接節(jié)點(diǎn)，在其梁端和柱端布置應(yīng)變片，這些應(yīng)變片用于測(cè)試在加載過(guò)程中結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布狀態(tài)．應(yīng)變片布置位置相似，以地板梁(FB-1)與柱(C1)連接節(jié)點(diǎn)為例，應(yīng)變片布置如圖5 所示．其中測(cè)點(diǎn)1～5 和6～10 分別布置在FB-1 左端上、下翼緣上，測(cè)點(diǎn)11 和12 布置在C1 下端左、右翼緣處，測(cè)點(diǎn)13 和14 布置在連接件中下旋轉(zhuǎn)件螺桿兩側(cè)凹槽內(nèi)．同樣地，測(cè)點(diǎn)15～19 和20～24 分別布置在CB-2 左端上、下翼緣處，測(cè)點(diǎn)25 和26 布置在C3 上端左、右翼緣處，測(cè)點(diǎn)27～31 和32～36 分別布置在FB-2 左端上、下翼緣處，測(cè)點(diǎn)37 和38 布置在C3 下端左、右翼緣處．此外，在結(jié)構(gòu)右半部分對(duì)稱的位置布置與左側(cè)同樣的應(yīng)變片．

圖5 測(cè)點(diǎn)布置(單位：mm)Fig.5 Measurement plan(unit：mm)

圖6 試驗(yàn)加載過(guò)程現(xiàn)象Fig.6 Experimental phenomena during loading process

2.4 試驗(yàn)現(xiàn)象

初始加載階段，整個(gè)結(jié)構(gòu)處于彈性階段，荷載位移曲線(P-Δ)基本呈線性變化，其中位移采用位移計(jì)LVDT1 進(jìn)行量測(cè)記錄．當(dāng)荷載為124.4 kN 時(shí)，在P-Δ曲線上可以觀察到有輕微的剛度退化的趨勢(shì)，此時(shí)位移為100.5 mm(記為Δy)．在1.5Δy第1 次循環(huán)正向加載過(guò)程中，可以輕微聽到焊縫開裂的絲絲聲響．當(dāng)加載到2.0Δy第3 次循環(huán)負(fù)向時(shí)，下模塊地板梁右側(cè)下翼緣出現(xiàn)輕微屈曲，位置在蓋板邊緣處(圖6(a)).在2.5Δy第1 次循環(huán)正向加載時(shí)，荷載達(dá)到150.2 kN(Δ＝189.7 mm)，聽到一聲巨響，觀察到下模塊地板梁右側(cè)下翼緣根部焊縫發(fā)生撕裂(圖6(b))，荷載降為120.4 kN．此時(shí)，對(duì)焊縫斷裂處進(jìn)行補(bǔ)焊并進(jìn)行了加強(qiáng)然后繼續(xù)加載，荷載再次緩慢上升，但隨后右側(cè)焊縫補(bǔ)強(qiáng)處再次開裂并且腹板發(fā)生撕裂(圖6(c))，但下模塊地板梁左側(cè)下翼緣出現(xiàn)塑性鉸(圖6(d)).當(dāng)2.5Δy第1 次循環(huán)負(fù)向加載時(shí)，下模塊地板梁右側(cè)開裂的焊縫逐漸被壓實(shí)，達(dá)到-2.5Δy位移時(shí)，下模塊天花板梁右側(cè)上翼緣與角件連接焊縫發(fā)生撕裂(圖6(e))，下模塊地板梁左側(cè)上翼緣出現(xiàn)輕微屈曲(圖6(f))．在3.0Δy第1 次循環(huán)正向加載過(guò)程中，下模塊天花板梁右側(cè)上翼緣開裂的焊縫逐漸被壓實(shí)，當(dāng)位移加載到268 mm 時(shí)，地板梁右側(cè)腹板開裂繼續(xù)發(fā)展(圖7(a))，破壞明顯，而模塊地板梁左側(cè)下翼緣形成明顯塑性鉸(圖7(b))，位置在蓋板外邊緣處．此時(shí)荷載為93.4 kN，已經(jīng)小于最大承載力85%．然后開始卸載并進(jìn)行負(fù)向加載，在3.0Δy第1 次循環(huán)負(fù)向加載過(guò)程中，當(dāng)位移加載到-273.8 mm(P＝-131.5 kN)時(shí)，突然聽到一聲巨響，下模塊地板梁右側(cè)端部發(fā)生貫通斷裂破壞(圖7(c))，承載力驟降為66.1 kN，觀察到天花板梁右側(cè)腹板撕裂繼續(xù)發(fā)展已經(jīng)超過(guò)截面中和軸，并且節(jié)點(diǎn)已張開(圖7(d))，停止加載，然后卸載至0 kN．此時(shí)下模塊單元地板梁與天花板梁均破壞，但下層模塊柱仍通過(guò)單元間連接節(jié)點(diǎn)與上模塊單元相連．為了進(jìn)一步考察在單元內(nèi)梁柱節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞后模塊結(jié)構(gòu)的殘余承載性能，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行繼續(xù)推覆試驗(yàn)：將轉(zhuǎn)角儀和應(yīng)變箱均重新平衡，然后開始負(fù)向單調(diào)加載．隨著荷載的增加，側(cè)移也不斷加大，最后位移達(dá)到368.6 mm(P＝-91.8 kN)，即負(fù)向加載破壞后卸載至0 kN 的位置繼續(xù)加載-186.4 mm，由于位移過(guò)大，已達(dá)到頂部滑動(dòng)小車的量程，故停止試驗(yàn)．單元間連接節(jié)點(diǎn)的張開量增加明顯但未發(fā)生破壞，如圖8 所示．

圖7 試件破壞形式Fig.7 Failure mode of the specimen

圖8 單元間連接節(jié)點(diǎn)張開Fig.8 Opening of the inter-module connections

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線和骨架曲線

結(jié)構(gòu)的荷載-位移曲線如圖9 所示，水平千斤頂施加的荷載通過(guò)力傳感器進(jìn)行量測(cè)，水平位移通過(guò)位移計(jì)LVDT1 進(jìn)行記錄．從圖中可以看出，循環(huán)加載前期滯回環(huán)較為飽滿，由于地板梁右側(cè)焊縫質(zhì)量原因發(fā)生撕裂后，出現(xiàn)承載力驟降和一定程度的捏攏現(xiàn)象，但地板梁左側(cè)由于焊縫質(zhì)量良好，試驗(yàn)過(guò)程中形成塑性鉸并逐漸發(fā)展，結(jié)構(gòu)可以較好地耗能．

圖9 荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of the specimen

根據(jù)骨架曲線(圖9)采用通用屈服彎矩法獲得結(jié)構(gòu)的基本力學(xué)性能參數(shù)，結(jié)果如表2 所示．其中Py和dy分別表示結(jié)構(gòu)屈服荷載和屈服位移；Pmax和dmax分別表示最大荷載及其對(duì)應(yīng)的位移；du表示極限位移，指的是荷載降至承載力的85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移；μ是延性系數(shù)，為dmax與dy的比值．該結(jié)構(gòu)在破壞前正負(fù)加載方向的承載力基本一致，受力較為穩(wěn)定．但結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)小于2，是由于焊縫發(fā)生非預(yù)期的撕裂破壞，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)延性沒(méi)有得到充分發(fā)揮．

表2 QS1試件主要力學(xué)性能參數(shù)Tab.2 Major mechanical characteristics parameters of QS1 specimen

結(jié)構(gòu)破壞后繼續(xù)進(jìn)行推覆試驗(yàn)，荷載位移曲線與原結(jié)構(gòu)的骨架曲線對(duì)比如圖10 所示，通過(guò)對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)雖然結(jié)構(gòu)已經(jīng)發(fā)生嚴(yán)重破壞，抗側(cè)剛度已經(jīng)明顯降低，但該結(jié)構(gòu)仍可以繼續(xù)承載，最后殘余承載力達(dá)到-91.8 kN，數(shù)值大于原結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)束時(shí)的荷載值(P＝-66.1 kN)，表明該結(jié)構(gòu)在下層框架雙梁(CB-2和FB-2)失效后，通過(guò)節(jié)點(diǎn)域內(nèi)力重分布，剩余結(jié)構(gòu)仍可以繼續(xù)承擔(dān)荷載．

圖10 往復(fù)加載試驗(yàn)骨架曲線與繼續(xù)推覆試驗(yàn)曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of load-displacement curves between the cyclic experiment and push-over experiment

3.2 延性分析

圖11 為上下層模塊框架的荷載-層間位移角曲線，模塊結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移定義為上層模塊單元天花板梁水平位移減去下層模塊單元相應(yīng)的水平側(cè)移[10].對(duì)比發(fā)現(xiàn)下層模塊框架破壞后，整體結(jié)構(gòu)的側(cè)移主要集中在下層模塊框架．美國(guó)的現(xiàn)行規(guī)范ANSI/AISC 341-16[19]規(guī)定中等抗彎框架和特殊抗彎框架的層間位移角限值分別為0.02 rad 和0.04 rad．由圖11 可知，對(duì)于該模塊結(jié)構(gòu)，上下層模塊框架在層間位移角為0.02 rad 時(shí)承載力均未出現(xiàn)下降．盡管在正向加載時(shí)下層模塊框架地板梁焊縫發(fā)生非預(yù)期的撕裂破壞，但下層模塊框架仍能達(dá)到0.04 rad 的層間位移角且對(duì)應(yīng)的正向和負(fù)向加載時(shí)的荷載值分別為131.8 kN和157.0 kN，均大于極限承載力的80%，表明該結(jié)構(gòu)具有較好的延性．此外，下層模塊框架另一側(cè)梁端焊縫始終完好，而是在翼緣處形成明顯的曲屈，可以推論出如果焊縫質(zhì)量可以保障，該結(jié)構(gòu)延性可以更好地體現(xiàn)出來(lái)．

圖11 荷載-層間位移角曲線Fig.11 Load versus inter-story drift ratio curves

3.3 剛度退化

剛度退化是用來(lái)描述結(jié)構(gòu)的剛度隨反復(fù)加載次數(shù)的增加而降低的特性，可以用切向剛度來(lái)表示．切向剛度是指相鄰荷載步骨架曲線的斜率，可用于直觀反映結(jié)構(gòu)承載力的變化情況，若切線剛度為正值，那么說(shuō)明本級(jí)的承載力較上一級(jí)為增加趨勢(shì)，反之，則承載力出現(xiàn)降低趨勢(shì)．其計(jì)算式為

試件的切向剛度退化規(guī)律如圖12 所示，加載初期正負(fù)兩個(gè)方向切向剛度基本一致，隨著加載的進(jìn)行，結(jié)構(gòu)荷載位移曲線表現(xiàn)出負(fù)剛度且斜率陡增，說(shuō)明承載力發(fā)生驟降，主要是由于焊縫撕裂所致，最后負(fù)向加載過(guò)程中下模塊地板梁右側(cè)根部發(fā)生貫通斷裂破壞，切向剛度驟減．

圖12 試件切向剛度退化規(guī)律Fig.12 Tangent stiffness degradation of the specimen

3.4 變形模式

結(jié)構(gòu)沿高度方向的側(cè)移分別通過(guò)位移計(jì)LVDT1～LVDT4 記錄，結(jié)構(gòu)變形模式如圖13 所示.由圖可知，結(jié)構(gòu)的變形在正負(fù)兩個(gè)方向的加載過(guò)程中基本呈對(duì)稱變化，并且在達(dá)到1.5Δy位移之前，上下層模塊柱側(cè)移幾乎呈同步線性變化，說(shuō)明上下模塊框架在該單元間連接節(jié)點(diǎn)的連接下協(xié)調(diào)變形，協(xié)同工作．然后隨著位移的增加，下層模塊框架柱的側(cè)移逐漸大于上層模塊框架柱，主要是由于下層模塊框架地板梁發(fā)生破壞后導(dǎo)致柱端約束減小，進(jìn)而發(fā)生較大的側(cè)移．加載到最后可以發(fā)現(xiàn)下層模塊框架柱的側(cè)移明顯大于上層模塊框架柱，主要是由于下層框架地板梁右側(cè)梁端發(fā)生貫通斷裂破壞，天花板梁右側(cè)梁端開裂至中和軸處，對(duì)該層柱端約束作用明顯降低，可以進(jìn)一步解釋單元間連接節(jié)點(diǎn)張開的試驗(yàn)現(xiàn)象．

圖13 試件變形模式Fig.13 Deformation patterns of the specimen

單元間連接節(jié)點(diǎn)的張開情況可以通過(guò)上下模塊柱端的傾角儀讀數(shù)的差值來(lái)反映，本文對(duì)左側(cè)單元間連接節(jié)點(diǎn)張開情況進(jìn)行分析(R3-R1)．由于結(jié)構(gòu)在達(dá)到2.0Δy位移時(shí)，焊縫斷裂導(dǎo)致傾角儀振落失效，本節(jié)只分析失效前的單元間連接節(jié)點(diǎn)在結(jié)構(gòu)水平荷載下的轉(zhuǎn)動(dòng)情況，以及卸載后對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行負(fù)向單調(diào)推覆試驗(yàn)時(shí)重新安裝轉(zhuǎn)角儀后，隨著荷載的增加，單元間連接節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)變化，如圖14 所示．

由圖14 可知，在加載初期結(jié)構(gòu)屈服之前，單元間連接節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角在兩個(gè)方向加載過(guò)程中呈對(duì)稱變化且轉(zhuǎn)角較小，然而在進(jìn)行單調(diào)推覆試驗(yàn)，可以觀察到單元間節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角明顯增加且變化趨勢(shì)變陡，最終左側(cè)節(jié)點(diǎn)處上下傾角儀差值為2.24°，右側(cè)節(jié)點(diǎn)處上下傾角儀差值為2.30°．進(jìn)一步反映出在彈性階段單元間連接節(jié)點(diǎn)傳遞的彎矩維持在一個(gè)較低水平，但當(dāng)下層模塊框架內(nèi)部梁柱節(jié)點(diǎn)破壞后，單元間連接節(jié)點(diǎn)傳遞彎矩明顯增加，因此模塊結(jié)構(gòu)在延性設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對(duì)單元間連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能給予更多的重視．

圖14 單元間連接節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)情況Fig.14 Rotation of the inter-module connection

3.5 結(jié)構(gòu)組成及節(jié)點(diǎn)受力模式分析

基于本試驗(yàn)試件，以單跨雙層平面模塊結(jié)構(gòu)為例，如圖15 所示．與傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)相比，模塊結(jié)構(gòu)組成特點(diǎn)在于具有雙梁(天花板梁和地板梁)和單元間連接節(jié)點(diǎn)(圖15(a))．在頂部水平力作用下，無(wú)論對(duì)模塊結(jié)構(gòu)和傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)，柱子都是主要的抗側(cè)力構(gòu)件，但模塊結(jié)構(gòu)中由于每層中都有雙梁的存在，對(duì)柱端會(huì)有更多的約束，且框架內(nèi)力通過(guò)豎向單元間連接節(jié)點(diǎn)從上向下傳遞．同時(shí)從節(jié)點(diǎn)層次來(lái)看，上下模塊框架連接處包含上梁柱節(jié)點(diǎn)、下梁柱節(jié)點(diǎn)以及單元間連接節(jié)點(diǎn)(轉(zhuǎn)動(dòng)剛度設(shè)為K0)，而傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)中對(duì)應(yīng)的是連續(xù)柱與單梁，并通過(guò)梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接(圖15(b))．提取模塊結(jié)構(gòu)及傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)中相同位置的節(jié)點(diǎn)內(nèi)力(彎矩)受力分析圖，如圖15 所示．

在模塊結(jié)構(gòu)中，由彎矩平衡關(guān)系可得

式中：MC1為上層模塊柱柱端彎矩；MC2為下層模塊柱柱端彎矩；MB1為地板梁梁端彎矩；MB2為天花板梁梁端彎矩；M0為單元間連接節(jié)點(diǎn)傳遞的彎矩．

對(duì)于傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)，由彎矩平衡關(guān)系可得

圖15 單跨雙層平面結(jié)構(gòu)組成及節(jié)點(diǎn)傳力機(jī)制分析Fig.15 Components of one-bay two-storey structures and analysis of force transferring mechanism of connections

式中：M1為上層柱柱端彎矩；M2為下層柱柱端彎矩；MB為梁端彎矩．

試驗(yàn)中下模塊框架天花板梁失效(即MB2＝0)后，由式(2)可知，即使節(jié)點(diǎn)域位置發(fā)生一處梁柱節(jié)點(diǎn)破壞，通過(guò)節(jié)點(diǎn)域內(nèi)力重分布，剩余結(jié)構(gòu)仍可以繼續(xù)承擔(dān)荷載(即具有殘余承載性能)，但此時(shí)根據(jù)式(3)單元間連接節(jié)點(diǎn)傳遞的彎矩(M0)會(huì)增加，與繼續(xù)推覆試驗(yàn)中單元間連接節(jié)點(diǎn)張開量明顯增加試驗(yàn)現(xiàn)象吻合，但也進(jìn)一步說(shuō)明在發(fā)生這種失效模式后豎向單元間連接節(jié)點(diǎn)的性能尤其是抗彎承載力對(duì)整體結(jié)構(gòu)尤為重要．而傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)中，梁端失效(即MB＝0)后，由式(4)可知，柱端彎矩會(huì)發(fā)生方向突變且絕對(duì)值增大，對(duì)結(jié)構(gòu)更為不利．

3.6 應(yīng)變分析

《鋼結(jié)構(gòu)模塊建筑技術(shù)規(guī)程》(T/CECS 507—2018)[20]中規(guī)定彈性階段的層間位移角控制為1/300，彈塑性層間位移角控制為1/50，《Seismic Provisions for Structural Steel Buildings》(ANSI/AISC 341-16)[19]中規(guī)定特殊框架的層間位移角控制為1/25．由于對(duì)該雙層結(jié)構(gòu)而言，下層模塊框架起主要控制作用，依據(jù)上述規(guī)范，本節(jié)選取了負(fù)向加載時(shí)3個(gè)臨界狀態(tài)，即下層模塊框架層間位移角達(dá)到1/300、1/50 和1/25 時(shí)的結(jié)構(gòu)應(yīng)變分布狀態(tài)進(jìn)行分析．應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置在第2.3 節(jié)中已介紹，其中梁端測(cè)點(diǎn)選取蓋板外側(cè)測(cè)點(diǎn)(10、24、36、48、62、74)，梁端及柱端受拉翼緣應(yīng)變分布如圖16 所示．在彈性階段(圖16(a))，結(jié)構(gòu)受力較為均勻，左右梁端應(yīng)變呈反對(duì)稱分布(方向相反，大小基本一致)，柱端應(yīng)變較小且沿柱高依次減小．在下層框架層間位移角達(dá)到1/50 時(shí)(圖16(b))，左右梁端應(yīng)變?nèi)曰境史磳?duì)稱分布，但左右柱端應(yīng)變差異變大，上框架右柱底部應(yīng)變較大但在下框架中是左柱底部應(yīng)變較大，上下框架結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)獨(dú)立的承載狀態(tài)．在下層框架層間位移角達(dá)到1/25 時(shí)(圖16(c))，下框架地板梁右端應(yīng)變明顯增大，而且上下框架右側(cè)連接處，相比于下框架天花板梁，上框架地板梁應(yīng)變?cè)黾用黠@，結(jié)構(gòu)薄弱位置出現(xiàn)在下層框架地板梁和天花板梁右端，并且此時(shí)節(jié)點(diǎn)域處上框架地板梁開始分擔(dān)更多的內(nèi)力．

圖16 負(fù)向加載時(shí)不同層間位移角下結(jié)構(gòu)應(yīng)變分布(單位：με)Fig.16 Strain distributions at different inter-story drift ratios under negative loading(unit：με)

此外，重點(diǎn)對(duì)比了結(jié)構(gòu)左側(cè)下模塊框架天花板梁和地板梁的應(yīng)變變化，如圖17 所示，在位移到達(dá)屈服位移之前，測(cè)點(diǎn)應(yīng)力處于較低水平并且變化浮動(dòng)較小，表明雙梁應(yīng)力沿翼緣長(zhǎng)度和寬度方向均分布一致，受力均勻．隨著位移繼續(xù)增加，應(yīng)變也劇烈變化且地板梁的應(yīng)變明顯大于天花板梁，說(shuō)明下框架中地板梁梁端受力較大，與試驗(yàn)現(xiàn)象中地板梁梁端產(chǎn)生塑性鉸試驗(yàn)現(xiàn)象相吻合(圖6(d))．同時(shí)可以觀察到，相比于其他位置，加載過(guò)程中蓋板處的應(yīng)變一直處于較低的狀態(tài)(測(cè)點(diǎn)15、20、27 和32)，說(shuō)明該構(gòu)造措施可以有效地加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)并可以實(shí)現(xiàn)梁端塑性鉸外移．

在整個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，左側(cè)單元間連接節(jié)點(diǎn)連接件的軸向應(yīng)變變化如圖18 所示，由圖可知，在加載初期單元間連接節(jié)點(diǎn)應(yīng)力水平很低，說(shuō)明單元間連接節(jié)點(diǎn)受力較小，但后期下框架地板梁和天花板梁逐漸發(fā)生破壞后，單元間連接節(jié)點(diǎn)的軸向應(yīng)變突增，說(shuō)明單元間連接節(jié)點(diǎn)傳遞的內(nèi)力開始變大，且試驗(yàn)結(jié)束時(shí)該節(jié)點(diǎn)最終也未發(fā)生破壞，表明該單元間連接節(jié)點(diǎn)可以安全可靠地傳遞內(nèi)力．

圖17 下層模塊框架天花板梁和地板梁翼緣應(yīng)變變化Fig.17 Strain variations at the flanges of the ceiling and floor beam in the lower frame

圖18 單元間連接節(jié)點(diǎn)軸向應(yīng)變變化Fig.18 Axial strain variations of the inter-module connection

4 結(jié) 論

本文基于提出的角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元間連接節(jié)點(diǎn)，設(shè)計(jì)并完成了雙層足尺柱承重式模塊結(jié)構(gòu)低周往復(fù)加載試驗(yàn)，揭示了該結(jié)構(gòu)的承載性能、破壞模式及應(yīng)變分布狀態(tài)．主要結(jié)論如下．

(1) 該結(jié)構(gòu)下層模塊框架地板梁和天花板梁右端發(fā)生焊縫撕裂破壞，而地板梁左側(cè)出現(xiàn)明顯塑性鉸；角件旋轉(zhuǎn)式連接節(jié)點(diǎn)盡管出現(xiàn)了一定程度的張開但可以有效地傳遞內(nèi)力并未發(fā)生破壞；通過(guò)繼續(xù)推覆試驗(yàn)，表明該結(jié)構(gòu)即使在單元內(nèi)梁柱節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞后，仍具有一定的殘余承載性能．

(2) 該結(jié)構(gòu)具有較好的抗震性能和延性，下層模塊框架在負(fù)向加載達(dá)到0.04 rad 的層間位移角時(shí)仍保持較高的承載能力，即使在正向加載時(shí)地板梁梁端發(fā)生焊縫撕裂，但達(dá)到0.04 rad 層間位移角時(shí)的荷載值也超過(guò)極限承載力的80%，因此可以推測(cè)出如果焊縫質(zhì)量可以保障，該結(jié)構(gòu)可獲得更優(yōu)良的抗震性能．

(3) 在結(jié)構(gòu)屈服前，上下層模塊框架連接節(jié)點(diǎn)張開量維持在較低水平，模塊結(jié)構(gòu)在下層框架內(nèi)部節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞后連接區(qū)域處會(huì)出現(xiàn)內(nèi)力重分布，但隨著繼續(xù)加載連接節(jié)點(diǎn)處張開量會(huì)不斷增加，此時(shí)對(duì)單元間連接節(jié)點(diǎn)性能更要予以重視．另外通過(guò)應(yīng)變分析，表明蓋板構(gòu)造措施可以有效實(shí)現(xiàn)梁端塑性鉸外移．