0 前言

　　 方钢管混凝土柱-H型钢梁所形成的框架结构形式在世界范围内的应用越来越广泛。钢管混凝土柱-钢梁框架结构体系具有承载力高、抗震性能好、整体性好、刚度较好、施工方便等优点，框架结构结合剪力墙或核心筒等形成复合结构体系后，有效地解决了框架结构抗侧刚度小的技术难题 ^[1]。而节点作为框架结构中的重要部分，起着传递剪力和弯矩的重要作用。《矩形钢管混凝土结构技术规程》(CECS 159∶2004) ^[2]推荐的节点形式有内隔板形式、隔板贯通形式和外加强环板形式。其中，隔板贯通节点具有构造简单、传力明确和施工方便等优点，在国外尤其是日本的方钢管混凝土柱-钢梁框架结构体系中得到了广泛的应用。

　　 国内外学者对隔板贯通节点开展了相关研究工作，包括试验研究和理论研究。日本建筑协会AIJ ^[3]将核心区钢管的抗剪承载力和核心区混凝土的抗剪承载力同时考虑，并将两者进行线性叠加得到节点核心区的抗剪承载力的计算公式。Nishiyama等 ^[4]针对十字形节点、T字形节点及空间3D节点三种形式的试件进行了一系列试验研究，考察了高强度材料对节点性能的影响，结果显示所有试件均呈现出了核心区的剪切破坏形式，同时基于试验结果提出隔板贯通节点抗剪承载力计算公式。国内外学者针对隔板贯通节点的力学性能进行了很多研究，主要集中于抗弯性能 ^[5,6,7]和抗震性能 ^[8,9,10]上，而对抗剪性能的研究虽然有，但是做出节点核心区明显剪切破坏的很少。吴辽等 ^[11]对全螺栓隔板贯通节点进行研究并基于叠加理论提出包含了隔板加上核心区翼缘所组成的框架的抗剪贡献的抗剪承载力计算公式。秦颖等 ^[12]进行了4个足尺的隔板贯通节点试件(包括已有的节点形式和新提出的节点形式),破坏形式有梁下翼缘与隔板焊接区破坏和梁端塑性铰破坏两种。而由1995年日本阪神地震震害观察可知，节点核心区的剪切破坏是隔板贯通节点的主要震害形式之一。如何使节点试件呈现出明显的剪切变形从而研究节点核心区接近纯剪破坏下的抗震性能是重要的。

　　 针对目前的研究现状，本文设计了3个足尺十字形隔板贯通节点试件，并将节点核心区的钢板厚度进行削弱从而使其在低周反复荷载作用下呈现剪切破坏形式。并采用有限元软件ABAQUS建立了十字形隔板贯通节点试件的三维有限元模型，对模型进行低周往复荷载作用下的非线性有限元分析，将有限元计算结果与试验结果进行对比分析，研究核心区受力机制。

1 试验研究

1.1 节点试件设计制作

　　 试件设计按照“强构件弱节点”的设计原则，并按照水平地震作用下框架出现的反弯点机制取出框架中柱，上下柱高度均为1 600mm, 核心区高度为250mm, 主要尺寸及细部尺寸见图1(以试件S1为例)。核心区的设计共有两个变化参数：隔板厚度和节点核心区柱壁钢板厚度。表1列出了3个试件的详细参数。

　　 柱的制作工艺为冷弯薄壁钢管，连接形式为上下柱与隔板为未焊透对接焊缝(加强角焊缝),隔板与梁翼缘之间为对接焊缝，核心区柱翼缘与梁腹板之间为角焊缝，见图1。

　　 钢材强度通过钢板条拉伸试验确定，钢板条采用同批加工的相应厚度钢材切割而成，其尺寸见图2,拉伸试验按照《金属材料 拉伸试验 第一部分：室温试验方法》(GB/T 228.1—2010) ^[13]进行，所测得的屈服强度、抗拉强度和弹性模量见表2。

　　 图1 试件尺寸  

　　 试件详细参数 表1

　　 图2 钢板条拉伸试件尺寸 

　　 不同厚度钢材材料性能 表2

1.2 试验装置

　　 由1.1节可知，本文试件是根据框架在水平地震作用下出现的反弯点机制进行设计的，所以边界条件随之确定。试验装置如图3所示，加载设备包括柱顶的单向轴压千斤顶，梁端的两个拉压双向千斤顶；数据采集仪包括梁端的位移计和力传感器各两个以及应变片和应变采集箱。

　　 柱顶和柱底均应为铰接，但由于需在柱顶加轴压，所以采用图3方案——使用两个带有弧形面的夹具夹在柱顶靠下部位约束柱顶的水平位移同时保证其能绕夹具弧形的切点转动；柱底采用销轴支座。梁端采用连接端头和销轴与传感器连接。

　　 图3 试验装置示意图  

1.3 加载制度

　　 试验采用拟静力的试验方法来进行加载。加载制度如图4所示，试验中梁端的荷载和位移数据实时地传输到电脑上并生成实时图像，可以观察到试件的屈服情况。在试件屈服前，采用力控制进行分级加载(例如20,40,60kN,…);在观察到曲线达到屈服后，采用位移控制，将屈服位移Δ_y作为每级的增量(例如Δ_y,2Δ_y,3Δ_y,…),每级循环3次；在试件明显破坏或承载力下降到最大承载力的85%以下时结束试验。

　　 图4 加载制度  

2 试验结果分析

2.1 破坏形式

　　 图5 试件破坏特征  

　　 试件S1在梁端竖向位移达到16.5mm时进入屈服阶段，相应的屈服荷载为158.8kN,此时并未观察到明显现象。当梁端位移加载到2Δ_y时，节点核心区观察到轻微剪切变形，其他无明显现象。当梁端位移加载到3Δ_y时，剪切变形相较于2Δ_y时更明显，但剪切变形仍很小，梁靠近节点一侧均未出现塑性铰。当梁端位移加载到4Δ_y时，剪切变形较为明显，如图5(a)所示，此时，一侧梁与节点隔板相连的翼缘出现轻微的屈曲；当梁端位移加载到4Δ_y第二次循环时，梁产生平面外位移，梁上翼缘屈曲突然增大，响应截面的下翼缘从一侧被拉断，加载中止，见图5(b),中止时试件承载力为203.2kN,对应位移为82.7mm。

　　 试件S2在弹性段没有明显现象，位移达到15.8mm时进入屈服，相应屈服荷载为117.4kN。试件S2梁端位移加载到3Δ_y时剪切变形较为明显，梁端位移加载到5Δ_y时剪切变形最为明显，见图5(c)。此时，由于核心区柱壁中部的焊缝问题导致焊缝开裂，加载中止，见图5(d),中止时试件达到的最大承载力为134kN,对应位移为70.5mm。

　　 试件S3在弹性段梁端位移加载到4Δ_y时的试验现象与试件S2类似，其屈服位移为19.08mm, 相应的屈服荷载为105.6kN。当梁端位移加载到5Δ_y时，试件S3的核心区柱腹板出现了轻微的内凹，随着循环次数的增加和梁端位移的增大，这种内凹越来越明显。当梁端位移加载到6Δ_y时，试件S3最大承载力为150.6kN,相应位移为98.5mm。当梁端位移加载到7Δ_y时，试件S3核心区内凹最为明显，见图5(e);当梁端位移加载到7Δ_y第二次循环时核心区柱腹板在与隔板连接处被剪断，见图5(f),试验终止。

2.2 滞回曲线和骨架曲线

　　 试验得出的3个试件的荷载-位移滞回曲线如图6所示。从图6中可以观察到所有滞回曲线均稳定且饱满，表明3个试件均具有良好的耗能能力。从观察到的大的非弹性变形来看，3个试件均具有良好的延性。

　　 图6 3个试件的荷载-位移滞回曲线  

　　 试件S1,S2,S3屈服荷载分别为158.8,117.4,105.6kN,对应的各个试件的屈服位移分别为16.5,15.8,19.08mm。对比三者可知，增大核心区柱壁厚度会提高节点的初始刚度和屈服荷载，而增大隔板厚度也可以有效提高节点的初始刚度和屈服荷载。

　　 3个试件的骨架曲线见图7,其中试件S2的曲线由焊缝裂开前的试验数据和有限元分析的数据组合而成。由于试件S1相比于试件S2和S3变化的参数有两个，所以采用有限元模拟隔板厚度为14mm, 核心区柱壁厚度为12mm的节点试件Sfem(其他参数同3个试件),其骨架曲线见图7。由图7可见，4个试件的初始刚度基本一致，说明变化的参数(核心区柱壁厚度和隔板厚度)对试件的弹性刚度影响较小。试件S1,Sfem, S2,S3的极限承载力分别为203.2,184.6,168.6,150.6kN,由此可见节点核心区柱腹板和隔板厚度是节点承载力的重要影响因素。

　　 图7 试件骨架曲线对比  

2.3 试件耗能能力

　　 根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015) ^[14],试件的耗能能力可以通过荷载-位移曲线所包围的图形面积来计算。能量耗散系数E由下式计算：

　　 E=S(⌢ABC+⌢CDA)/S(ΔOBE+ΔODF)         (1)E=S(⌒ABC+⌒CDA)/S(ΔΟBE+ΔΟDF)         (1)

　　 式中：S(⌢ABC+⌢CDA)(⌒ABC+⌒CDA)表示滞回环围成的图形面积；S(ΔOBE+ΔODF)表示ΔOBE和ΔODF的面积之和，见图8。

　　 图8 耗能系数计算  

　　 所有试件的耗能系数E见表3,其中试件S1,S2表现出相似的耗能能力，试件S3耗能能力最高。

　　 试件详细参数 表3

3 有限元模型建立及对比

　　 采用有限元软件ABAQUS模拟隔板贯通节点在梁端受到反复循环荷载下的力学行为。模型尺寸及边界条件保持与前述试验相同，见图9,全局网格尺寸为25。钢管柱和钢梁均采用四节点完全积分的S4壳单元，在壳单元厚度方向采用5个积分点的Simpson积分。钢材采用三折线弹塑性本构模型，不同厚度的钢材的弹性模量、屈服强度和极限强度均按照表2取值，泊松比取0.3。

　　 有限元计算得到的各试件梁端荷载-位移滞回曲线对比见图6。由图6可见，各个试件的有限元结果和试验结果吻合较好，有限元结果得到的初始刚度、屈服荷载、极限荷载与试验相差均在10%以内；另外，以试件S3为例，变形和应力云图(图10)与图5(e),(f)吻合较好，也证明了该模型用于分析节点滞回性能的可行性。

　　 图9 有限元模型网格及边界条件  

　　 图10 试件S3应力云图/MPa  

　　 图11 骨架曲线随核心区翼缘厚度变化  

　　 在有限元模型与试验吻合较好的基础上，为弥补试验试件个数的局限性，利用模型模拟出隔板厚度为14mm而核心区钢板厚度为12mm的试件Sfem, 其骨架曲线见图7;同时，为研究核心区柱翼缘厚度单独对核心区的抗震性能的影响，在本模型的基础上进行参数化分析，变化的参数为核心区柱壁翼缘厚度，原试验核心区柱采用的冷弯薄壁加工，为了模拟核心区柱翼缘和腹板的不同厚度，模型采用上下柱冷弯形式而核心区非冷弯形式截面。骨架曲线随核心区翼缘变化见图11。由图11可知，核心区在受剪模式破坏下，其承载力和性能与核心区柱翼缘厚度无关。

4 结论

　　 本文对方钢管-H型钢梁隔板贯通式节点核心区的抗震性能进行了试验研究和有限元分析，得到以下结论：

　　 (1)对于隔板贯通节点，其隔板的厚度以及核心区柱壁的厚度对核心区的承载力有重要影响。

　　 (2)梁端塑性铰破坏模式与核心区凹曲剪切破坏模式，两者的滞回曲线均饱满而稳定，且耗能能力均能满足要求，从耗能系数来看，剪切破坏模式下，节点的耗能系数较高。

　　 (3)核心区柱腹板恒为8mm而柱翼缘分别为12,10,8mm时进行的有限元分析的结果，可以证明核心区在受剪模式破坏下，其承载力和性能与核心区柱腹板和隔板厚度相关，与核心区柱翼缘厚度无关。