部分包裹混凝土组合柱 (Partially Encased Concrete Composite Column, 简称PEC 柱) 是在焊接H型钢腹板两侧、翼缘之间填充混凝土, 并配置一定数量的系杆而形成的新型组合构件。这种结构构件具有施工方便快捷、经济性优越、抗震性能好、承载力高等优点, 所以被用于旧建筑的加固改造和新建建筑物的多高层结构中。

　　 在地震灾害中, 由于设计和施工的不合理, 框架节点常易出现先于结构构件的破坏, 致使结构抗震性能无法满足抗震设计的要求, 因此对节点的抗震性能研究非常必要。一般情况下, PEC柱的强轴和弱轴均存在与型钢梁的连接。但是, 由于型钢梁与PEC柱弱轴连接存在分析、设计和安装困难, 目前针对型钢梁PEC柱弱轴节点的研究较少, 可投入实际使用的节点更是数量有限。因此, 对一种既能满足承载能力和抗震性能要求, 施工安装又简单可行的新型型钢梁PEC柱弱轴连接节点的研究非常必要^[1]。

　　 本文PEC柱弱轴与型钢梁连接节点采用外伸端板半刚性连接形式, 将梁与端板焊接, PEC柱弱轴节点域翼缘间焊接一块盖板, 端板与盖板用高强螺栓连接, 形成一种新形式节点以传递剪力和弯矩等。本文以盖板厚度、端板厚度和节点域是否设置加劲肋为参数, 制作四个不同的节点试件进行低周反复试验, 来研究此种节点的破坏形式和抗震性能。

　　 本试件缩尺比例为1∶2, 试件柱高1.8m, 梁长1.2m。柱采用Q345B级焊接钢板组合截面, 在柱节点域翼缘上焊接一块Q345B级钢板, 本文称之为节点盖板, 盖板外表面与柱子两个翼缘外缘平齐, 盖板长度为500mm, 宽度为184mm, 试验中盖板厚度有10mm和16mm两种。端板长度为500mm, 宽度为184mm, 试验中端板厚度取12mm和18mm两种。端板上焊接有型钢梁, 钢梁采用Q345B级热轧H型钢。端板与盖板通过高强螺栓连接, 所用螺栓为10.9级M20大六角头摩擦型高强螺栓。高强螺栓扭矩系数为0.125, 初拧扭矩为210N·m, 终拧扭矩为420N·m。

　　 节点域的梁端翼缘与端板、柱中翼缘与拼接盖板焊接处采用全熔透焊接。在钢柱上焊接梯形加劲肋时, 梯形加劲肋短底边设置于盖板竖向中线处, 长底边设置于PEC柱腹板竖向中线处。此外, 柱翼缘之间的系杆采用直径为10mm的HRB335钢筋, 浇筑的混凝土强度等级为C30。试件其他设计参数见表1和图1。

　　 钢板的材性试验为单向拉伸试验, 按《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》 (GB/T 2975—1998^[2]和《金属材料-室温拉伸试验方法》 (GB/T 228.1—2010) ^[3]的有关规定, 主要测定钢材的屈服强度、极限强度和弹性模量, 钢材的材性试验结果见表2。试件设计的混凝土强度等级为C30, 混凝土立方体抗压强度平均值为28.8MPa。

　　 根据《建筑抗震试验方法规程》 (JBJ 101—96) ^[4]规定, 本试验采用荷载-位移混合加载方式, 试验加载装置见图2。试验开始用水平推拉千斤顶给梁端施加水平力, 以10kN为一级逐级增加, 每级一个循环, 对梁施加反复作用的水平力。待到试件发生屈服后改为由位移控制, 每级增加0.25Δ_y (Δ_y为屈服位移) , 每级进行3次循环, 直至试件承载力下降到极限承载力85%或发生脆性破坏, 停止加载。

　　 试验通过在距梁端100mm处布置位移计D1测出端水平位移, 在节点域附近布置了28个应变片测量节点域各试件关键部位的应变情况, 应变值由数据采集仪TDS-530记录输出。位移计和应变片布置如图3所示。

　　 四个试件在屈服前均表现出良好的线性特性, 最终破坏模式和现象分别见表3和图4, 具体如下:

　　 试件JD1的破坏过程:当荷载增至-30.8kN时 (推为正荷载、拉为负荷载) 盖板连接处混凝土裂缝开展伴随有碎块脱落, 随后试件屈服后改由位移控制。当加载至3.75Δ_y第一次循环时, 盖板与柱翼缘焊缝的端部出现了微小裂缝, 随后继续扩展至第一排和第二排螺孔之间;到5.0Δ_y试件退出工作, 加载结束, 整个加载过程中梁翼缘略有屈曲。破坏现象如图4 (a) 所示。试件JD3破坏现象与试件JD1相似, 如图 4 (c) 所示。

　　 试件JD2的破坏过程:当加载至35kN时, 端板边缘处的混凝土产生明显裂缝, 此时荷载-位移曲线显示出现拐点, 表明试件屈服, 改由位移控制。-2.25Δ_y第一次循环时, 梁翼缘根部5cm范围内产生了屈曲现象;3.25Δ_y第一次循环时, 受拉端翼缘与端板间焊缝出现了微小裂缝, 此时开始出现了卸荷现象;至-4.0Δ_y第一次循环时, 另一端梁翼缘与端板焊缝突然崩开, 且卸荷现象更为明显;至4.0Δ_y第三次循环时, 两端荷载大致相等, 荷载也达到了峰值荷载的85%;加载结束, 破坏虽为脆性, 但峰值荷载已达到梁翼缘屈服大小, 发挥了材料性能。破坏状态见图4 (b) 。

　　 试件JD4的破坏过程:当加载至50.1kN, 盖板边缘混凝土剥落严重, 露出盖板的横截面。试件屈服后改由位移控制。当加载至4.0Δ_y时, 整个梁根部翼缘连同腹板都产生了鼓曲, 翼缘两端同时出现了较大的屈曲且不可恢复;到加载至4.25Δ_y时, 受拉一侧的梁翼缘被撕裂, 加载结束。破坏状态见图4 (d) 。

　　 试件JD1, JD3破坏原因主要是盖板厚度太薄, 盖板与柱翼缘焊缝厚度较小, 盖板刚度不足, 使弱轴方向最先在盖板出现破坏。随着盖板厚度增加, 焊缝厚度也随之增加;试件JD2的破坏模式发生改变, 破坏始于梁翼缘屈曲, 从而避免了焊缝破坏;试件JD4的破坏模式最理想, 梁端形成塑性铰, 最终梁翼缘撕裂, 加载结束。说明设置加劲肋弥补了盖板厚度薄, 节点刚度弱的缺点, 增强了节点的刚度, 保证了“强节点弱构件”的抗震要求。

　　 图5为各试件荷载-位移 (P-Δ) 滞回曲线。由图可知, 试件JD1～JD3的滞回曲线比较饱满, 但有捏缩现象, 说明试件的耗能能力一般;节点域设置加劲肋的试件JD4的滞回曲线呈纺锤形, 非常饱满, 相同位移时其承载力更高, 说明节点设置加劲肋使得节点域承载能力提高, 耗能能力增加。

　　 图6为各试件荷载-位移骨架曲线。由表4和图6可得出以下结论:1) 与试件JD1相比较, 试件JD2的最大承载力提高了38.7%, 说明增加盖板厚度, 节点的承载力得到提高。与试件JD1比较, 试件JD3的最大承载力没有明显改变。与试件JD1相比, 试件JD4的最大承载力提高了65.7%, 说明增加加劲肋对提高节点承载力有显著效果。2) 试件加载初期, 各试件的初始刚度相差不多, 说明在加载初始阶段节点间力的传导主要通过高强螺栓的摩擦性。随着进入屈服阶段, 高强螺栓的摩擦力无法抵抗节点间的滑移, 节点的刚度发生改变, 试件JD4的刚度明显提高, 说明设置加劲肋会明显提高节点的刚度。

　　 根据《建筑抗震试验方法规程》 (JBJ 101—96) ^[4]规定, 用位移延性系数μ来评价试件延性, μ=Δ_u/Δ_y, 其中Δ_u为试件的极限荷载对应的变形, Δ_y为试件到达屈服荷载时对应的变形。各试件的位移延性系数见表4。由表4可知, 所有节点延性系数大于3, 体现出较好的延性。与试件JD1相比, 试件JD2, JD3的延性系数分别降低了11.6%和16%, 说明在不设加劲肋情况下, 单纯增加盖板厚度或端板厚度会降低节点的延性;试件JD4的最大延性系数比试件JD1的提高13.7%, 说明设置加劲肋后节点的延性提高明显。

　　 节点的耗能能力的好坏一般采用等效黏滞阻尼系数h_e^[5]来评判。本试验将节点屈服后, 由位移控制的每级三次循环所得黏滞阻尼系数求平均值, 得到平均等效黏滞阻尼系数, 结果见表5, 变化规律见图7。

　　 由图7可以看出, 随着试件屈服后, 各节点平均等效黏滞阻尼系数随着加载位移的增加而有所提高。试件JD1～JD3的平均等效黏滞阻尼系数在0.06～0.21之间, 平均值为0.138, 耗能性能一般。试件JD4的平均等效黏滞阻尼系数在0.05～0.34, 增幅较大, 平均值为0.222, 耗能能力较好。与试件JD1相比, 试件JD2的平均黏滞阻尼系数平均值降低18.3%, 说明增加盖板厚度降低试件的耗能能力。与试件JD1相比, 试件JD3的平均黏滞阻尼系数平均值降低11.8%, 说明增加端板厚度也会降低试件的耗能能力。与试件JD1相比, 试件JD4的平均黏滞阻尼系数平均值提高了45.1%, 说明设置纵向加劲肋会明显提高试件的耗能能力。

　　 承载力退化是指在位移幅值不变时, 结构或构件的承载力随着反复加载次数的增加而降低。本文用承载力退化系数λ表示承载力退化^[6], 各节点的承载力退化系数平均值见图8。由图8可知, 总体上平均承载力退化系数在0.95～1.0之间, 退化稳定, 体现出节点良好的延性优势。

　　 在低周反复荷载作用下, 当位移幅值保持不变时, 结构或其构件的刚度会随加载次数的增加而降低, 即发生刚度退化现象。本试验采用割线刚度法来分析各节点的刚度退化规律^[4]。

　　 图9为试件割线刚度平均值退化曲线。由图9可知, 节点进入屈服后, 各试件的刚度退化曲线斜率都比较大, 加载后期, 刚度退化减慢, 并向水平位移轴偏移。各节点试件刚度退化规律基本相似, 但相同位移下刚度值存在差异, 试件JD4的初始刚度最大, 这是由于试件JD4在节点域设置了加劲肋从而提高了节点的整体刚度。试件JD1与试件JD3刚度退化曲线相近, 试件JD2较试件JD1整体刚度提高, 说明增加盖板厚度会使节点刚度增大。

　　 各节点核心区域梁翼缘率先产生屈曲现象的位置大致位于距梁根部5cm范围内。本文以各试件的梁端应变片S3数据进行对比分析, 各节点的荷载-应变 (P-ε) 曲线如图10所示。由钢材的材性试验结果可知梁翼缘钢材的屈服应变为1 768με。由图10可知, 试件JD1, JD3的P-ε图近似呈线性, 说明梁翼缘的应变仍处于弹性范围内, 破坏发生在盖板及其与柱翼缘间的焊缝。试件JD2, JD4的P-ε图呈非线性, 梁翼缘应变达到屈服后又有较长强化阶段, 使节点的受力及破坏位置集中于此, 说明增加节点盖板厚度以及设置纵向加劲肋, 减小了柱翼缘与盖板间焊缝应力, 使弱轴节点的破坏位置发生改变, 节点的破坏形式为梁端屈服, 充分发挥了材料的力学性能。

　　 各节点核心区域范围内, 柱翼缘的应变较大处位于端板两端。故取各节点域内位于端板末端和第一排螺栓孔处S18和S20两处应变片输出数据进行对比分析, 各节点柱翼缘的荷载-应变 (P-ε) 滞回曲线如图11所示。由材性试验可知, 柱翼缘的屈服应变分别为1 768με。由图11 (a) 可知, 各节点盖板纵向端部的柱翼缘均未达钢材的屈服应变。试件JD1, JD3的盖板纵向端部的柱翼缘应变相对较大, 而试件JD2, JD4对应的应变相对较小, 因为试件JD1, JD3的破坏模式为盖板端板与柱翼缘撕裂, 故此处应变较大。由图12 (b) 可知, 试件JD1, JD3第一排螺栓孔柱翼缘达到屈服应变, 因为端板上第一排螺栓是节点域中传导力的最主要构件, 因此柱翼缘第一排螺栓孔处会产生较大的变形;试件JD2, JD4的应变较大处位于梁翼缘, 吸收一部分能量, 因而柱翼缘上的应变较小。

　　 取各试件端板上较大应变处, 第一排螺栓孔附近应变片S9和梁下翼缘附近应变片S10所输出数据进行对比分析, 各节点的荷载-应变 (P-ε) 曲线如图12所示。材性试验结果表明端板的屈服应变分别为1 833με (板厚12mm) 、1 794με (板厚18mm) 。由图12 (a) 可知, 试件JD2, JD4的P-ε曲线与试件的P-Δ滞回曲线形状大致相同, 此处的应变也达到了钢材的屈服应变;而试件JD1, JD3的应变较小并未达到屈服应变。因为试件JD2, JD4各试件刚度协调, 则节点通过螺栓传力, 因此螺栓孔附近的应变试件JD2, JD4大于试件JD1, JD3。由图12 (b) 可知, 试件JD1, JD3的P-ε曲线与试件的P-Δ滞回曲线形状大致相同, 均可达到端板的屈服应变;试件JD2, JD4的P-ε曲线显示应变小于试件JD1, JD3, 原因是当节点域各试件刚度不匹配时, 梁与端板不能协调工作, 节点通过螺栓传力较小, 主要梁传力给端板, 因此试件JD1, JD3端板上梁下翼缘附近应变较大。

　　 (1) PEC柱弱轴-H型钢梁节点域设置竖向加劲肋后, 破坏模式为梁翼缘和腹板屈服并出现塑性铰, 关键部位应变分析合理, 破化模式满足抗震要求;滞回曲线呈纺锤形, 与未设加劲肋时相比较, 最大承载力提高65.7%, 延性系数提高13.7%;整体刚度提高, 平均黏滞阻尼系数提高了45.1%, 证明了节点域设置竖向加劲肋显著改善了节点域抗震性能。

　　 (2) 对比节点域不设加劲肋的情况, 单纯增加盖板厚度, 节点破坏模式为梁翼缘屈曲并伴随梁与端板间焊缝开裂, 关键部位应变分析合理。节点的承载力提高了38.7%, 但节点的延性和耗能能力分别降低了11.6%和18.3%;单纯增加端板厚度, 节点的破坏模式是柱翼缘盖板处焊缝撕裂, 没有发生改变, 关键部位应变分析结果不理想。承载力和刚度也没有明显增加, 节点的延性和耗能能力分别降低16%和11.8%。因此在不设加劲肋情况下, 较合理的节点形式是适当增加盖板厚度, 使焊缝厚度增加, 盖板与柱翼缘连接可靠, 增强节点域刚度。

　　 (3) 为了保证“强柱弱梁”“强节点弱构件”的抗震设防理念, PEC柱弱轴-H型钢梁节点域设置竖向加劲肋抗震效果最好, 并适当增加盖板厚度和降低端板厚度让其与梁、柱截面尺寸相互协调, 使其承载力、延性达到最优设置。