近年来马克俭院士提出了一种新型钢结构体系, 即装配整体式空间钢网格盒式结构体系^[1], 该体系具有跨度大、空间大、施工方便、造价经济等特点^[2], 现已应用于工程实践中。目前对于钢网格盒式结构体系的研究主要集中在结构整体抗震性能、空腹楼盖结构设计、空腹夹层楼板舒适度分析、静力分析、经济性分析等综合性能方面^[3,4], 对于盒式结构节点的抗震性能研究尚处于空白。目前对于钢结构梁柱节点抗震性能的提高主要采用构造措施使得塑性铰在远离节点区域的梁段处形成, 从而避免梁柱连接焊缝根部产生脆性破坏^[5]。本文研究了5种不同构造形式下, 盒式结构节点的极限承载力、滞回性能、延性、耗能能力等性能指标。

　　 选取钢网格盒式结构体系网格框架反弯点之间的空腹桁架与H型钢柱强轴相交边节点为研究对象^[6], 如图1所示。钢材选用Q235B, 按《钢及钢产品力学性能试验取样位置和试样制备》 (GB/T 2975—1998) 制作试样, 并按《金属材料室温拉伸试验方法》 (GB/T 228—2002) 有关规定进行了单向拉伸试验, 试件材料的力学性能如表1所示。

　　 本文设计了5个足尺盒式结构空腹桁架与H型钢柱强轴相交节点, 选取实际工程中焊有加劲板的试件作为标准试件 (简称试件BASE) , 与以下几种改进试件作对比。试件JD1为防止连接角部截面突变产生应力集中, 故在试件BASE原加劲板位置, 用一道连续焊缝取代加劲板进行加强 (该焊缝为槽形, 以下简称槽形焊缝) ;试件JD2, JD3在试件BASE的基础上将桁架上、下弦T型钢腹板高度分别增加、减小了25mm, 相应空腹高度则分别减小、增加了50mm, 这两个试件与试件BASE组成对比试件用来验证T型钢腹板高度对节点抗震性能的影响;试件JD4在试件BASE的基础上将加劲板加宽50mm, 用来验证加劲板宽度对节点抗震性能的影响。钢柱和桁架分别采用热轧型钢;上、下弦T型钢翼缘与H型钢柱翼缘采用坡口熔透焊, 其余焊缝均为双面角焊缝, 所用焊条为E43型。为了模拟实际桁架与柱相交节点的受力特性, 同时便于施加竖向往复荷载, 在桁架加载位置上、下弦两侧焊接有一对连接钢板。节点设计参照《钢结构设计规范》 (GB 50003—2017) 和《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) 中的有关构造规定, 节点试件具体尺寸如表2所示, 节点试件示意图如图2所示。

　　 试件在河北工业大学结构实验室通过电动液压伺服试验机进行低周反复荷载试验。节点钢柱上端为铰接, 与作动器直接接触, 轴压比为0.3, 通过100T型的伺服试验机施加竖向力, 模拟钢柱受到的轴压力;用螺栓将钢柱下端的连接板与实验室预留孔连接, 来模拟固定约束;桁架端通过连接件将作动器和桁架端连接板两侧的预留孔连接起来, 由50T型伺服试验机进行加载, 通过1个60通道的DH3816和2个10通道的DH3818数据采集箱采集节点应变, 试件的加载装置如图3所示。

　　 在节点域和节点端部布置了应变花、应变片和位移计, 试件的测点布置图如图4所示。主要量测的内容:1) 节点的破坏过程和破坏模态;2) 节点的屈服位移和极限承载能力;3) 加载端最大破坏位移;4) 节点域的剪切变形;5) 应变规律;6) 节点塑性铰的位置;7) 加载端P-Δ滞回曲线和骨架曲线。

　　 根据《建筑抗震实验方法规程》 (JGJ 101—1996) 中建议, 试验采用荷载-位移控制的加载方式。首先在柱顶施加竖向荷载以模拟轴向压力, 然后在桁架加载端施加低周循环荷载来模拟地震作用, 分两个阶段进行加载, 弹性阶段采用荷载控制、分级递增的加载方式, 每级循环加载两次, 并结合荷载-位移曲线确定节点的屈服位移。当节点进入屈服阶段后开始采用位移控制, 并以屈服位移的倍数增加, 每级位移加载循环两次, 直到试件破坏条件 (极限承载力的85%) 或出现突然的破坏^[7]。试验过程中, 记录下各节点的破坏过程和破坏现象, 同时严密监测节点的稳定情况, 避免其发生平面外失稳, 必要时终止试验。试验桁架端加载制度如表3所示。

　　 试件BASE在加载至55kN时屈服, 此时屈服位移为16.9mm, 上端空腹角部出现细微裂纹, 同时腹板产生轻微的凸曲变形;当加载至2Δ_y时, 下端加劲板角部出现油漆剥落和细微裂缝;当加载至3Δ_y时, 加劲板角部裂缝不断扩展, 加劲板外侧桁架上、下弦出现明显的凸曲变形;当加载至4Δ_y时, 加劲板角部裂缝扩展至100mm, 试件不能继续承载。试件BASE破坏形态如图5所示。

　　 试件JD1在加载至53kN时屈服, 此时屈服位移为17.5mm;当加载至2Δ_y时, 桁架下弦腹板在槽形焊缝末端位置处出现裂缝;当加载至3Δ_y时, 桁架上、下弦槽形焊缝末端处腹板屈曲显著增大, 继续加载形成明显的塑性铰;当加载至4Δ_y时, 下弦槽形焊缝末尾处裂缝扩展至47mm长, 承载力明显下降, 试件破坏, 但此时上弦槽形焊缝末端仅出现局部屈曲和细微裂缝。试件JD1破坏形态如图6所示。

　　 当加载至61kN时, 试件JD2上弦加劲板外侧70mm处腹板首先出现局部屈曲, 此时屈服位移为16.4mm;当加载至2Δ_y时, 下弦腹板出现局部屈曲, 同时加劲板角部下端出现2mm长的细微裂缝;当加载至3Δ_y时, 下角部裂缝扩展到20mm长, 上角部裂缝达12mm长, 加载端连接板两侧出现裂缝;当加载至4Δ_y时, 上、下角部裂缝继续扩展, 上角部裂缝长度达42mm, 下角部裂缝长度达70mm, 此时试件破坏。试件JD2破坏形态如图7所示。

　　 当加载至50kN时试件JD3发生屈服, 屈服位移为17.0mm, 上弦腹板在距加劲板外侧50mm处首先出现局部屈曲, 随着荷载继续增加, 加劲板下角部产生15mm长、沿45°方向的斜裂缝, 上角部出现5mm长的裂缝;当加载至2Δ_y时, 加劲板上、下角部裂缝长度发展至30mm;当加载至3Δ_y时, 上、下角部裂缝发展到60mm长, 试件达到破坏条件。JD3破坏形态如图8所示。

　　 当加载至58kN时, 试件JD4上弦加劲板外侧腹板处首先出现局部屈曲, 当反向加载至-53kN时, 下弦腹板出现局部屈服, 此时屈服位移为19.3mm;当加载至2Δ_y时, 加劲板上、下角部均出现裂缝, 局部屈曲明显增大;当加载至4Δ_y时, 上、下角部裂缝长度均发展至90mm, 裂缝最上端宽度达15mm, 随即试件破坏。试件JD4破坏形态如图9所示。

　　 所有试件在达到破坏时, 桁架上、下弦均产生明显转动形成塑性铰, 桁架腹板从加劲板角部沿45°～90°方向形成裂缝。根据试验测得的空腹桁架沿截面高度方向的应力-应变关系, 可以看出空腹桁架的协同工作效应并不明显, 桁架上、下弦受力形式为单独工作的拉弯或压弯构件。试件节点域屈服承载力验算并不符合《钢结构设计规范》 (GB 50017—2003) 中7.4.2条的规定, 但由于桁架上、下弦T型钢强度较弱, 故在试验过程中节点域并未产生明显的塑性变形, 仅从节点域端部向中心沿45°方向产生部分纹理。试验最终计算结果见表4。

　　 综合上述试验现象可以看出, 空腹桁架弦杆作为单独工作的拉弯或压弯构件, 应提升其承载力, 减小应力集中;同时应采取措施提升空腹桁架的协同工作能力。

　　 从试验中可以发现, 在焊有加劲板的试件中, 试件承载力随空腹高度增大、桁架上、下弦腹板高度减小而逐渐减小, 试件JD2, BASE, JD3桁架上、下弦腹板高度分别依次减小25mm, 空腹高度依次增大50mm, 三者承载力随之依次减小。结果表明:焊接加劲板节点试件的承载力随T型钢腹板高度增加而增大。试件JD4与试件BASE承载力相近, 可见加劲板宽度对试件承载力的影响并不显著。试件JD1采用槽形焊缝补强, 减小了连接部位的应力集中, 其抗震性能表现较为良好, 极限承载力仅低于试件JD2。槽形焊缝节点在相同腹板高度情况下承载力高于加劲板节点。

　　 各试件滞回曲线如图10所示, 加载过程中, 向下加载为正。从图中可以看出, 各试件同级连续两次加载所形成曲线差异不大, 表明节点抗震性能稳定;试件BASE在试验过程中由于加载端固定不牢, 产生滑移, 使得滞回曲线出现一定程度的捏缩。试件JD2, JD3分别比试件BASE上、下弦腹板高度增加、减少25mm, 而空腹高度则分别减小、增大50mm, 从滞回曲线可以看出试件JD2, BASE, JD3的承载力依次降低, 而滞回曲线面积也依次减小, 这表明在桁架高度相同且设置加劲板的前提下, 增加T型钢腹板高度可以提升盒式结构节点承载力和能量耗散值;试件JD3滞回曲线较圆润, 但面积较小, 可见较小的T型钢腹板高度对于节点总的能量耗散值有不利影响。试件JD4较试件BASE加劲板宽度增加50mm, 节点的滞回曲线呈梭形, 对承载力、能量耗散值提高不大, 表明增加加劲板宽度对节点性能影响并不显著, 并且150mm宽的加劲板已经可以满足塑性铰外移的要求。试件JD1未设置加劲板而在相同位置处补焊有连续的焊缝, 滞回曲线为圆滑饱满的梭形, 上、下部分较为对称, 面积较大, 耗能能力较好;当试件JD1达到极限承载力后, 随着位移的增加, 承载力下降较慢, 这是因为连续焊缝减小了加强部位的应力集中, 在一定程度上保证了节点的强度, 使得节点具备良好的延性, 表明用焊缝加强的节点形式同样也可以提升节点抗震性能, 且能缓解焊接加劲板试件的应力集中情况。设置槽形焊缝的节点较加劲板节点的承载力和耗能能力要好。

　　 各试件的骨架曲线如图11所示, 从图中可以得出, 各试件在循环加载过程中的变形曲线基本相似, 正、反向有相似的力学性能和抗震性能;节点在弹性阶段基本为线性关系, 初始刚度基本相近, 屈服之后呈现出明显的非线性;试件BASE和试件JD4骨架曲线下降趋势相似, 两试件具有较相近的延性性能;试件JD1由于极大地减小了应力集中, 骨架曲线变化稳定, 水平段最为平缓, 延性性能最好;试件JD2骨架曲线有一定波动, 但水平段也与试件JD1水平段类似, 试件JD2延性略低于试件JD1;试件JD3达到峰值后出现陡然下降情况, 其延性性能最差。

　　 通过上述骨架曲线的对比可以发现, 设置连续焊缝比设置加劲板更能提高节点延性;对于焊有加劲板的试件, 增加桁架腹板高度有利于延性的提高, 但加劲板宽度的增加对节点延性的提高并不明显。

　　 以试件JD4为例, 根据试验结果整理出试件JD4在不同加载阶段翼缘纵向应变变化规律和沿截面高度应变变化规律, 分别如图12 (a) , (b) 所示。相应的应变测点布置见图4。

　　 由图12 (a) 可以看出, 弹性加载段试件JD4翼缘纵向各测点在同一荷载下应变值大小基本相同;在达到屈服荷载时, 测点2即加劲板端部位置处翼缘应变值开始增大, 测点3即距加劲板端部100mm位置, 翼缘应变也开始增加;当荷载超过屈服荷载后, 测点2应变值增加较其它测点快很多, 表明该处产生了较大的塑性应变。

　　 由图12 (b) 可以发现, 在尚未达到屈服荷载前, 加劲板端部截面上、下位置处应变分布并不对称, 主要原因是由于正向加载时, 桁架上弦杆是拉弯构件, 受弯时上弦杆下部受压, 因此应变出现负值;同时, 测点12即加劲板上端应变值偏大, 已超过屈服应变。在塑性加载段, 应变值分布对称, 测点11, 15即桁架上、下弦腹板位置处产生明显的塑性变形。

　　 从上述分析可以看出, 空腹桁架节点上、下弦杆受力形式为单独工作的拉弯或压弯构件;最终试件在加劲板端部产生塑性铰, 而在桁架根部未出现明显的变形破坏。

　　 表5为各试件节点的延性系数, 通常用极限位移和屈服位移之比来定义延性系数^[6]:

　　 $\mu =\frac{\delta {}_{\text{u}}}{\delta {}_{\text{y}}}(1)$

　　 式中:δ_u为极限位移;δ_y为屈服位移。

　　 从表5中可以看出, 设置槽形焊缝的试件JD1延性性能最好, 其余试件由于焊接有加劲板, 试件截面突变产生较严重的应力集中现象, 导致加劲板端上、下弦腹板位置处产生裂缝, 钢材的塑性性能不能充分发挥, 从而焊接加劲板节点试件延性有所降低;在所有加劲板试件中, 上、下弦腹板高度是影响节点延性的主要因素, 试件JD2、试件BASE、试件JD3上、下弦腹板高度依次降低, 延性系数也依次降低, 试件JD4加劲板宽度的增加对于节点延性的影响并不明显。

　　 试件的能量耗散系数E通常用荷载-位移曲线所包围面积的比值来衡量^[8], 如图13所示。各试件耗能指标见表6。

　　 $\begin{array}{l}E=\frac{S{}_{(\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{B}\text{C}\end{array}\begin{array}{l}⌒\\ \text{E}\text{C}\text{B}\end{array})}}{S{}_{(\text{Δ}\text{A}\text{Ο}\text{D}+\text{Δ}\text{E}\text{Ο}\text{F})}}(2)\\ h{}_{\text{e}}=\frac{E}{2\text{π}}(3)\end{array}$

　　 式中:$S{}_{(\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{B}\text{C}\end{array}+\begin{array}{l}⌒\\ \text{E}\text{C}\text{B}\end{array})}$为折线ABC, ECB所围成的面积;S _{(ΔAOD+ΔEOF)} 为三角形AOD, EOF所围面积。

　　 试件的能量耗散系数反映构件耗散所输入能量的能力^[9]。从表6中可以看出, 试件BASE由于加载端固定不牢, 导致能量耗散系数最小;设置槽形焊缝的试件JD1耗能系数小于用加劲板补强的试件JD2, JD3, 这表明加劲板的存在, 增加了试件耗散所输入能量的能力;桁架腹板较高、承载力较高的试件JD2的耗能系数小于桁架腹板高度较小、承载力较低的试件JD3;另外加宽加劲板的试件JD4耗能系数较小。

　　 滞回环面积反映出试件吸收能量多少的能力^[10], 试件JD1滞回环面积最大, 表明设置焊缝的节点试件吸收能量的能力较大;试件JD2, BASE, JD3滞回环面积逐渐减小, 表明随着桁架弦杆腹板高度的减小, 试件吸收能量的能力逐渐减小;试件JD4滞回环面积大于试件JD2, 表明加劲板加宽较加劲板加高有利于试件吸收地震能量。

　　 图14所示为各试件的节点刚度退化系数ξ, 从图中可以看出试件BASE和试件JD2刚度退化系数呈陡坡式下降, 这表明试件在塑性加载段, 由于弹性模量下降, 试件出现局部屈曲或截面破坏, 导致试件刚度突然减小, 刚度退化曲线不稳定, 试件BASE还可能由于加载端固定不牢, 引起刚度退化不稳定;试件JD4的刚度退化系数虽然没有出现骤降, 但波动幅度很大, 试件刚度变化并不稳定;试件JD1, JD3的刚度退化系数在位移达50mm之后, 曲线开始变缓, 节点刚度退化速率减慢。

　　 相较来说设置加劲板试件刚度变化总体上都不稳定, 但桁架腹板高度较小的试件刚度退化较为平缓;设置槽形焊缝的试件刚度退化曲线最为平缓, 试件刚度变化稳定。

　　 通过对钢网格空腹桁架与柱相交节点进行低周反复荷载试验研究, 得到以下结论:

　　 (1) 空腹桁架与柱相交节点空腹部位设置焊缝或加劲板, 这两种节点形式均使得节点在加强部位外侧形成塑性铰, 从而保护了梁柱连接部位焊缝, 避免其发生脆性破坏。

　　 (2) 随着加劲板高度减小和上、下弦腹板高度的增加, 试件承载力、延性、总的能量耗散值均有所提高;但增加加劲板的宽度对试件影响较小, 承载力、延性未见明显提升。

　　 (3) 采用槽形焊缝在空腹角部进行补强的节点, 缓解了加劲板节点试件的应力集中, 其承载能力、塑性转动能力、耗能能力等均表现良好, 是一种很有潜力的节点构造形式。

　　 (4) 焊有加劲板的节点, 由于截面突变, 存在应力集中现象, 从而影响了节点的抗震性能, 今后的设计中应采取措施对焊有加劲板的节点进行改进;另外, 设置加劲板和槽型焊缝的节点试件的桁架上、下弦均出现了局部失稳现象, 因此缓解加劲板节点试件的应力集中、减小弦杆局部屈曲问题是下一步研究的重点。