节点在框架中起着传递内力、分配内力和保证结构整体性的作用。常规节点在当前建筑结构中较为普遍;非常规节点主要出现在大跨、重载的工业厂房和高层建筑结构中, 具有一定的特殊性。

　　 由于外环板式连接节点可保证柱的连续性^[1], 其抗震性能优于其他连接节点, 因此外环板式连接节点被广泛运用于实际工程。国内外学者对外加强环式钢框架异型节点域进行了大量的试验研究和理论分析^[2,3,4]。KUWAHARA S等^[5]和李刚等^[6]运用有限元模拟和试验对钢框架异形节点进行了研究, 得到了异形节点的承载力、刚度评价公式和此类节点的破坏模态。吴涛等^[7]、李红星等^[8]对钢筋混凝土框架异形节点进行了试验研究, 结果表明异形节点的抗震性能较常规节点差, 耗能能力不满足抗震设计。T Zhou等^[9]对6个方钢管混凝土柱和钢梁组成的节点试件进行循环加载研究其抗震性能, 结果表明, 试件延性比μ≈2.28～3.86, 能量耗散比E≈2.029～2.494, 具有良好的抗震性能。目前研究仅限于钢筋混凝土异形节点、钢结构异形节点、外加强环式方钢管混凝土柱-钢梁节点的抗震性能研究, 针对方钢管混凝土柱-H型不等高钢梁框架节点的研究较少。本文进行了4个按“强剪弱弯、强节点弱构件”原则设计的方钢管混凝土柱-H型不等高梁框架节点在同轴力和柱端水平反复荷载作用下的滞回性能试验研究, 分析了在不同梁高差条件下的滞回性能、延性、耗能、强度及刚度退化。

　　 通过对4个方钢管混凝土柱-H型不等高梁框架节点试件进行拟静力加载, 探究梁高差变化 (一侧梁高不变, 减小另一侧梁高) 对该类异形节点的抗震性能影响。试件参数见表1。以试件 CFSTJ-1为例, 几何尺寸及构造见图1。方钢管柱、H型钢梁和外环板均采用Q235B, 钢梁与外环板采用栓焊连接, 焊缝为全熔透焊缝, 方钢管柱内灌注C40混凝土。

　　 150×150×150混凝土立方体试块的抗压强度平均值为45.1MPa, 钢材材料力学性能实测值如表2所示。

　　 试验采用拟静力加载, 加载装置如图2所示。柱顶竖向轴压力通过液压千斤顶加载至试验轴压力670kN。

　　 水平荷载采取荷载-位移控制加载制度:试件屈服前采用荷载控制进行加载, 每级荷载增量±10kN, 循环1次;试件屈服后采用位移控制, 按1Δ_y, 2Δ_y, 3Δ_y… (Δ_y为屈服位移) 进行加载, 试件屈服后每级循环3次。试件加载制度如图3所示, 当荷载降低至峰值荷载的85%以下, 停止试验。

　　 在外环板和钢梁相应位置布置应变片, 与应变测量仪相连, 由计算机自动采集数据, 与作动器位移采集同步进行。应变片布置见图4。

　　 试件加载过程中, 以推为正 (+) , 拉为负 (-) 。4个试件破坏过程和破坏现象均类似。以试件CFSTJ-1为例, 加载过程破坏现象如图5所示。由图5可知, 试件CFSTJ-1屈服后, 腹板螺栓连接处高梁上翼缘油漆开始脱落;随着位移的增加, 高梁上翼缘发生屈曲, 且高梁下翼缘开裂。随着位移的进一步增加, 高梁下翼缘焊缝通裂;试件破坏时, 高梁上翼缘焊缝开裂。

　　 试件CFSTJ-1破坏形式见图6 (a) 。当柱端水平荷载为+57.3kN时, 柱端水平位移为+8.6mm, 此时高梁上翼缘2^#和高梁下翼缘3^#应变片分别为-1 431με和+1 499με, 达到屈服;当荷载-位移 (P-Δ) 曲线出现明显拐点时, 按位移控制加载。位移控制加载后, 在±36mm级位移第1个循环过程中, 位移达到+33.3mm时, 腹板螺栓连接处高梁上翼缘油漆开始脱落, 如图5 (a) 所示。在±45mm级位移第1个循环过程中, 位移达到+43mm时, 高梁上翼缘距焊缝约2cm处发生屈曲, 如图5 (b) 所示;位移达到+44.3mm时, 荷载达到峰值+159.2kN;在±45mm级位移第3次循环加载时, 屈曲部分被拉平;同级第3个循环过程中, 位移到达+45mm时, 听到“啪”的一声, 高梁下翼缘焊缝开裂, 高梁上翼缘屈曲明显增加, 如图5 (c) , (d) 所示。在±54mm级位移第1个循环过程中, 位移达到+51mm时, 高梁下翼缘焊缝通裂, 如图5 (e) 所示;当位移达到-48.8mm时, 低梁上翼缘油漆脱落。在±63mm级位移第1个循环过程中, 正向加载时荷载为+109.5kN, 荷载已下降至峰值荷载的85%;位移达到-49.7mm时, 高梁上翼缘焊缝开裂, 如图5 (f) 所示, 停止加载。

　　 试件CFSTJ-2破坏形式见图6 (b) 。当柱端水平荷载为+44.9kN时, 柱端水平位移为 +9.2mm, 此时高梁上翼缘1^#和2^#应变片分别为 -1 502με和 -1 413με, 产生屈服;当P-Δ曲线出现明显拐点时, 按位移控制加载。位移控制加载后, 在±36mm级位移第1个循环过程中, 位移达到 +32.4mm和-34mm时, 高梁下翼缘和上翼缘距焊缝约3cm处油漆脱落;在±45mm级位移第2个循环过程中, 位移达到 +39.6mm时, 高梁上翼缘鼓曲, 同级反向加载时鼓曲部分被拉平, 同级第3个循环过程中, 负向加载时高梁上翼缘严重弯曲;位移达到 +42.7mm时, 高梁下翼缘发生撕裂, 此时低梁下翼缘油漆脱落。在 ±54mm级位移第1次循环过程中, 高梁下翼缘焊缝处被拉断, 荷载下降;在±63mm级位移第1个循环时, 荷载降至85%以下, 停止加载。

　　 试件CFSTJ-3破坏形式见图6 (c) 。当柱端水平荷载为+47.5kN时, 柱端水平位移为+9.3mm, 此时高梁上翼缘2^#以及上环板7^#应变片分别达到 -1 399με和-1 444με, 产生屈服;当P-Δ曲线出现明显拐点时, 按位移控制加载。位移控制加载后, 在±36mm级位移第2个循环过程中, 位移达到 -31.8mm时, 高梁下翼缘距焊缝约2.6cm处油漆脱落。在±45mm级位移第1个循环过程中, 位移达到+43.9mm时, 高梁上翼缘距焊缝约2mm处受压弯曲, 同时高梁下翼缘焊缝开裂, 同级第2次循环过程中, 负向加载时, 高梁下翼缘焊缝缝隙加长, 同级第3次循环过程中, 位移达到-30mm时, 高梁上翼缘焊缝开裂, 位移达到+43mm时, 高梁下翼缘焊缝完全断裂, 同级反向加载过程中, 低梁上翼缘产生弯曲现象。在±54mm级位移第2个循环过程中, 位移达到-48mm时, 高梁上翼缘焊缝处断裂, 试件破坏。

　　 试件CFSTJ-4破坏形式见图6 (d) 。当柱端水平荷载为+47.3kN时, 柱端水平位移为+9.9mm, 此时高梁上翼缘1^#, 2^#及下环板22^#应变片分别达到 -1 522με, -1 461με及+1 387με, 产生屈服;当P-Δ曲线出现明显拐点时, 按位移控制加载。位移控制加载后, 在±36mm位移级第2个循环过程中, 位移达到-30.7mm时, 高梁下翼缘焊缝周围油漆脱落。在±45mm位移级第1个循环过程中, 位移达到 -40.2mm时, 高梁下翼缘距焊缝约2mm处产生弯曲;同级负向加载时, 高梁下翼缘弯曲部分更加明显。在±54mm位移级第1个循环过程中, 位移达到+51mm时, 高梁下翼缘焊缝产生裂缝;同级第2次循环过程中, 位移达到+52.8mm时, 低梁下翼缘焊缝处产生弯曲, 荷载下降, 构件破坏。

　　 试验测得的4个试件的荷载-位移滞回曲线如图7所示。可以看出, 试验得到的滞回关系曲线具有以下特点:

　　 (1) 4个试件的滞回曲线均呈存在“捏缩”效应的弓形, 其耗能能力较好。加载初期, 滞回环较小, 当位移回到零, 荷载也基本处于零, 构件处于弹性阶段;当位移达到屈服位移后, 滞回环逐渐变大, 并倾向横坐标位移轴, 构件处在非弹性阶段, 构件整体刚度开始下降, 随着钢梁翼缘变形的增大或者焊缝的开裂, 构件承载力迅速下降。

　　 (2) 在加载过程中, 4个试件均先在高梁端发生破坏, 这是因为高梁所承受的弯矩大于高梁端抗弯承载力。试件CFSTJ-1和试件CFSTJ-2破坏基本发生在高梁端, 低梁仅出现油漆脱落现象, 试件CFSTJ-3和试件CFSTJ-4的低梁端在加载后期出现弯曲现象。当正向加载时, 试件CFSTJ-1～CFSTJ-4的正向最大荷载分别为+152.3, +149.9, +158.6, +171.2kN;负向加载时, 试件CFSTJ-1～CFSTJ-4的负向最大荷载分别为-166.5, -171.2, -193.0, -232.0kN。其中, 试件CFSTJ-2极限承载力比试件CFSTJ-1的极限承载力略低, 这是由于对试件CFSTJ-2加载时, 柱顶平面滚轴滑动所致。试件负向荷载大于正向荷载。

　　 (3) 随着柱端位移的增大, 试件CFSTJ-1～CFSTJ-4的刚度逐渐退化, 这主要是因为随着柱端位移的增大, 钢梁翼缘弯曲变形增加以及焊缝产生裂缝, 致使刚度退化;虽然试件CFSTJ-1～CFSTJ-4在反向加载后期时荷载降低不明显, 但随着变形增加, 最终刚度也出现退化。

　　 (4) 随着加载位移的增大, 试件CFSTJ-1～CFSTJ-4的刚度在构件屈曲或焊缝开裂前基本没有退化, 强度退化也不明显。

　　 骨架曲线可以反映试件的耗能能力、强度、延性、刚度等性能。试件的骨架曲线见图8。由图8可知, 随着梁高差的增大, 试件加载时的承载能力降低;试件的极限阶段与破坏阶段较为接近, 这是由于梁与外环板采用栓焊连接, 当加载荷载达到极限荷载时, 焊缝的开裂使得承载力严重下降。试件CFSTJ-1～ CFSTJ-4都经历了屈服、极限和破坏三个阶段。

　　 本文采用韩林海^[10]给定的方法来确定屈服位移Δ_y和屈服荷载P_y, 如图9所示。承载力最大值对应荷载和位移分别为极限荷载P_max和极限位移Δ_max, 定义试件破坏荷载P_u=0.85P_max, 破坏荷载对应的位移为破坏位移Δ_u。按照上述方法, 由图8的荷载-位移曲线确定试件的P_y, Δ_y, P_max, Δ_max, P_u和Δ_u, 如表3所示。

　　 将试件破坏时的柱顶水平位移Δ_u与试件屈服时柱顶水平位移Δ_y的比值μ定义为延性系数, 如式 (1) 所示。μ值越大, 节点延性越好^[11,12]。

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

　　 试件CFSTJ-1～CFSTJ-4的延性系数如表3所示。由表3可知, 试件的延性系数为3.956～4.388, 延性较好。

　　 强度退化是指在等位移幅值加载情况下, 试件的强度随着循环次数的增加而降低的特征。该特征用强度退化系数 (承载力退化系数) λ_j表示。

　　 试件CFSTJ-1～CFSTJ-4的强度退化系数随加载位移级别 (Δ/Δ_y) 的变化情况如图10所示。由图10可以看出, 强度退化系数随着水平加载位移级别的增大基本呈下降趋势。所有试件在屈服后至钢梁屈曲或焊缝开裂前, 同级荷载退化不明显, 有些甚至略有提高;只有当梁端完全屈曲或者焊缝开裂后, 强度才明显退化。强度退化系数的最小值在0.864～0.953之间。

　　 刚度退化一般是指:1) 在相同峰值荷载时, 峰值荷载对应的峰值位移随循环次数的增加而增加为刚度退化;2) 在相同位移条件下, 构件的刚度随循环次数的增大而降低为刚度退化;3) 刚度随着循环次数和位移接近极限值时为刚度退化。构件刚度一般用同级循环的割线刚度表示, 割线刚度K_i为:

　　 ${\rm K}{}_i=\frac{\left|+{\rm P}{}_{ji}\right|+\left|-{\rm P}{}_{ji}\right|}{\left|+\mu {}_{ji}\right|+\left|-\mu {}_{ji}\right|}(2)$

　　 式中:P_ji为第j次加载位移时, 第i次循环加载的峰值荷载, kN;μ_ji为P_ji对应的位移值, mm。

　　 图11为不同试件割线刚度随柱端加载位移的变化情况。从图11可见, 所有试件均出现较为明显的刚度退化;试件的变化趋势类似, 当荷载达到极限荷载后割线刚度退化曲线更陡, 梁高差变化对割线刚度影响较大。试件CFSTJ-1与试件CFSTJ-2割线刚度有一突变过程。可见试件CFSTJ-2 (梁高差为150mm) 所对应的尺寸是一分界点。故在进行抗震设计时, 应按大小梁高差的范围对不等高梁异型节点试件进行区分。

　　 如图11所示, 随着柱端位移增大, 由于梁端钢材的累计塑性损伤及焊缝缺陷, 节点刚度逐渐退化。试件CFSTJ-1～CFSTJ-4在各个阶段割线刚度退化情况见表4。

　　 根据《建筑抗震试验方法规程》 (JGJ/T 101—2015) 推荐采用能量耗能系数E来反映构件耗能能力。能量耗散系数E用式 (3) 计算, 计算示意图见图12。

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

　　 现代工程抗震中, 一般采用等效黏滞阻尼系数h_e来衡量结构的耗能能力, h_e的计算公式如下:

　　 $h{}_{\text{e}}=\frac{E}{2\text{π}}(4)$

　　 由式 (3) , (4) 计算得到4个构件的能量耗散系数E和等效黏滞阻尼系数h_e见表5。由表5可知, 试件的等效黏滞阻尼系数为0.220～0.288, 一般钢筋混凝土节点的等效黏滞阻尼系数为0.1, 型钢混凝土的等效黏滞阻尼系数为0.3左右, 可见该类节点耗能能力较强, 耗能指标满足抗震设计的要求。

　　 试件节点在加载过程中受力情况如图13所示。图中M_b1, M_b2分别为高梁、低梁节点处弯矩;B为钢管柱宽;N_c1为钢管柱内力。梁端承载力按照式 (5) 计算, 核心区①和核心区②水平剪力分别按照式 (6) , (7) ^[12]计算。

　　 ${\rm M}{}_{\text{f}\text{u}}=bt{}_{\text{f}}f{}_{\text{y}}h{}_{\text{b}}(5)$

　　 式中:M_fu为梁端翼缘焊接处的抗弯承载力;b为梁翼缘宽;t_f为梁翼缘厚度;f_y为梁翼缘实测屈服强度;h_b为梁翼缘间中心距。

　　 $\begin{array}{l}V{}_1={\rm T}{}_1+{\rm T}{}_2-Q{}_{\text{c}\text{o}\text{l}}(6)\\ V{}_2={\rm T}{}_2-Q{}_{\text{c}\text{o}\text{l}}(7)\end{array}$

　　 式中:V₁, V₂分别为核心区①和核心区②的剪力值;Q_col为柱剪力;T₁, T₂分别为高、低梁向节点区传入的拉力, 计算公式别见式 (8) , (9) ^[12]:

　　 $\begin{array}{l}{\rm T}{}_1=\frac{{\rm M}{}_{\text{n}1}}{h{}_{\text{b}1}}(8)\\ {\rm T}{}_2=\frac{{\rm M}{}_{\text{n}2}}{h{}_{\text{b}2}}(9)\end{array}$

　　 Q_col计算公式如下^[12]:

　　 $Q{}_{\text{c}\text{o}\text{l}}=\frac{{\rm M}{}_{\text{n}1}+{\rm M}{}_{\text{n}2}}{{\rm H}{}_{\text{c}}-h{}_1}(10)$

　　 式中:M_n1, M_n2分别为高梁、低梁端名义弯矩^[13];h_b1, h_b2分别为高梁、低梁翼缘中心距;H_c为上柱和下柱反弯点之间的距离;h₁为高梁高度。

　　 本试验试件受力简化如图14所示。梁端试验弯矩M_b用位移法求得:

　　 高梁梁端弯矩计算式如下:

　　 ${\rm M}{}_{\text{b}}=\frac{{\rm P}(L{}_1+L{}_2)i{}_{\text{b}}}{i{}_{\text{b}}+i{}_{\text{c}}}(11)$

　　 低梁梁端弯矩计算式如下:

　　 ${\rm M}{}_{\text{c}}=\frac{{\rm P}(L{}_1+L{}_2)i{}_{\text{c}}}{i{}_{\text{b}}+i{}_{\text{c}}}(12)$

　　 式中:i_b, i_c分别为高梁、低梁的线刚度;P为柱顶水平荷载;L₁, L₂分别为作动器中心线, L₁=675mm, L₂=710mm。

　　 表6为式 (5) 计算的梁端弯矩和式 (11) , (12) 计算的当荷载达到屈服荷载时所得的试件试验值对比结果。

　　 由表6可知, 当柱顶水平荷载达到屈服荷载时, 随着梁高差的增大, 高梁端弯矩增大且接近弯矩计算值, 但差别不大, 低梁端弯矩减小。

　　 在进行节点剪力计算时, 对试件CFSTJ-1～CFSTJ-4核心区①按式 (6) 计算, 核心区②按式 (7) 计算。表7为表6中梁端弯矩试验值所对应的T₁, T₂和Q_col值, 由式 (8) ～ (10) 计算所得。表8为表6中梁端弯矩试验值所对应的节点水平剪力实测值, 由式 (6) , (7) 计算所得。

　　 由表8可知, 当柱顶水平荷载达到屈服荷载时, 随着梁高差的增大, 核心区①的剪力V₁逐渐增大。

　　 (1) 4个试件的破坏均发生梁端屈曲或焊缝开裂, 在加载过程中, 节点核心区无任何破坏, 满足“强剪弱弯, 强节点弱构件”的设计原则。

　　 (2) 试件承载力的下降主要是因为梁端屈曲和焊缝开裂所致, 并且反向承载力要高于正向加载时的承载力。试验加载过程中, 所有构件最终都出现了焊缝开裂, 属于脆性破坏, 因此在实际工程中应尽量避免出现。

　　 (3) 4个试件的破坏现象和梁端弯矩、剪力随梁高差不同呈现出差异, 随着梁高差的增大, 低梁端所受弯矩减小, 上环板与中环板形成的核心区①所受剪力增大。梁端达到屈服时, 节点域均处于弹性阶段。

　　 (4) 不等高梁外加强环式刚节点具有较好的变形能力和稳定的耗能能力。随着左右梁高差增大, 节点耗能能力降低。

　　 本试验梁柱采用外环板栓焊连接, 4个试件均有很好的耗能能力与延性, 但加载过程中出现了外环板与钢梁焊缝开裂使钢材没得到充分的利用, 因此在设计时应保证焊缝质量。由于不等高梁异型节点的特殊性和重要性, 应改善节点的受力状态, 如节点区梁端加腋、转移塑性铰等, 以保证结构的整体性。