带悬臂梁段连接的装配式梁柱节点拟静力试验研究

李 慎，李容容，李晓蕾，王振山

（西安理工大学土木建筑工程学院，陕西西安 710048）

引言

钢框架具有空间灵活布置的特点，被广泛应用于多高层钢结构建筑中，钢框架结构整体受力性能的关键在梁柱连接节点的传力性能。传统栓焊节点具有刚度大、承载能力高的优点，但是，焊接残余应力和缺陷导致该节点转动能力不足，延性较差，北岭地震和阪神地震中，很多钢框架结构倒塌均由节点处焊缝脆断引起［1-3］，因此，研究学者提出了传统栓焊连接节点的解决思路，如半刚性节点、翼缘加强型节点、翼缘削弱型节点和腹板削弱型节点等［4-7］，其改进思路均为加强节点区域的承载能力，使得节点的塑性铰外移，避免在节点根部出现。改进的各类节点形式在保证有一定的刚度和承载力基础上，充分发挥了节点的转动能力，保证框架有足够的延性和耗能能力。装配式建筑具有构件生产工厂化、现场施工机械化和组织管理科学化，具有建造速度快、建设周期短、建筑质量容易控制、资源利用率高和节能环保等特点［8］，自十三五规划以来，国家大力推广绿色建筑的研发与工程应用，钢结构因自身具备装配化建造的天然优势，得到研究学者的青睐［9］。针对钢框架结构，许多学者提出了预制装配式节点形式，如端板式梁柱连接节点、模块化全螺栓连接节点、带悬臂梁段的装配式节点、可变梁高装配式梁柱节点等多种形式［10-13］。文中在梁柱节点全螺栓装配化的思路上，提出了一种新型装配式梁柱节点：框架柱带悬臂梁段，便于钢梁的拼接安装，上翼缘通过L形连接件加强，形成全螺栓装配式梁柱节点，装配式节点见图1所示，符合“标准化设计、工业化生产、装配式建设”的绿色建筑思路，最大程度实现工厂内规模化生产，减少现场作业，提高工艺水平。目前，带悬臂梁段的钢梁与柱的刚性连接主要有2种形式［14-15］：栓焊连接和高强螺栓等强度连接，这类节点具有刚度大，承载能力好，传力明确的特点。文中考虑到目前针对强弱轴连接及悬臂梁段拼接节点研究的足之处，提出了一种带悬臂梁段拼接的装配式新型梁柱节点，并且考虑了柱强弱轴连接2个方向。

图1 带悬臂梁段拼接的装配式梁柱节点Fig.1 Assembled beam-column joints with cantilever segments

1 试件设计

带悬臂梁段的装配式梁柱节点拟静力试验共设计了4个足尺试件，设计梁长1 600 mm，柱取反弯点之间的距离，长度为2 216 mm，采取梁端加载方式。钢材均为Q235B，柱截面选用HW400×400×13×21，梁截面选用HN400×200×8×13。带悬臂梁段拼接的装配式新型梁柱节点几何尺寸及构造见图2和图3。试件编号XBL-1～XBL3 为强轴梁柱连接节点，考虑L 形竖板高度和加劲肋形式的影响，XBL-4 为梁柱弱轴连接节点。试件各项设计参数详见表1。

图2 标准试件几何尺寸-强轴Fig.2 Geometric dimensions of standard specimens-strong axis

图3 标准试件几何尺寸及构造-弱轴Fig.3 Geometric dimensions of standard specimens-weak axis

表1 试件设计Table 1 Test specimens

梁的端部下翼缘沿梁长方向切割170 mm，与悬臂梁段横板通过6 个10.9 级M20 高强螺栓连接；梁腹板与悬臂梁段耳板通过6个10.9级M20高强螺栓连接。在施工现场钢梁可以较方便地先置于H型钢柱悬臂段上，便于高强螺栓的施工拧紧，提高施工速度和质量，整个节点的焊接工作预先在工厂内完成，从而保证了焊接质量。

2 试件的材性试验

每种钢板厚度的材性试件取3 个试件，共12 个试件。材性试件取样及加工符合《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》（GB2975-2018）［16］的要求，材性试验按照《金属材料拉伸试验第1 部分：室温试验方法》（GB/T228.1-2010）［17］的规定进行单向拉伸试验。各试件测试结果平均值见表2。各种厚度的钢板屈强比处于0.57～0.64之间，屈强比小于0.85，钢材断后伸长率处于28%～36%之间，远远大于20%，满足规范要求。

表2 材性试验结果Table 2 Material test results

3 加载装置及加载制度

整体试验装置如图4 所示，基于场地以及设备条件，本次加载采用梁端加载的方式，将柱横放梁垂直放置采用水平加载方式进行试验。为防止试验过程中试件的整体滑移或倾覆，地梁通过地锚固定在试验室地槽上。固定支座分别通过12个M20高强螺栓固定在地梁左右两端，其中在左固定支座处安装1 000 kN液压千斤顶，在右固定支座处通过铰接支座与试件柱底连接。为约束柱顶的竖向位移，在柱顶设置固定装置。试件梁端与MTS 作动器通过4 根长螺栓及辅助加载板连接，以防止加载端处应力集中。为防止试件在加载过程中发生平面外失稳，在MTS作动器加载端处设置了侧向支撑。

图4 加载装置Fig.4 Loading setup

由架设在反力墙上1 000 kN 的MTS作动器施加梁端水平荷载；由安装在固定支座上的液压千斤顶施加柱顶轴向荷载。首先在柱顶施加1 000 kN 的轴向荷载（按轴压比0.2 计算），再在梁端施加水平荷载，水平荷载参考美国规范AISC/ANSI341-10［18］，以梁端转角作为控制参数进行加载，加载制度如图5所示。

图5 加载制度Fig.5 Loading protocol

为描述方便，在进行低周往复加载时，文中规定千斤顶推出为正向加载，反之，为负向加载。在试验加载后期，当出现以下情况之一时可停止加载：（1）梁端水平荷载下降到试件峰值荷载的85%以下；（2）试件发生脆性破坏、产生过大变形；（3）节点域出现较明显的剪切破坏；（4）钢梁出现明显的平面外失稳；（5）梁或柱构件出现破坏；（6）作动器达到极限位移而无法继续进行加载。

4 试验结果分析

4.1 试件破坏模式

各试件最终破坏图如图6 所示。XBL-1 试件发生梁上翼缘出现明显翘曲，腹板发生鼓曲，钢梁发生严重的平面外失稳，梁上翼缘与腹板发生明显的屈曲，导致试件不能继续加载，停止加载。XBL-2 负向加载至88 mm（θ=0.055）时，梁下翼缘发生明显翘曲，与柱悬臂梁段贴合部位出现明显缝隙，梁上翼缘发生微小翘曲与L型角钢贴合部位出现微小缝隙图6；XBL-3试件加载至负向位移88 mm（θ=0.055）时，L型角钢加劲肋与角钢连接部位被拉断，试件发生破坏，承载力瞬间下降至峰值荷载的85%以下，停止加载。XBL-4 当位移加载时90 mm（θ=0.05）时，试件发出一声巨响，悬臂梁段耳板与柱焊接部位焊缝被拉断，试件发生破坏，停止加载。

图6 试件破坏模式Fig.6 Failure mode of specimens

试件在破坏前钢梁基本上表现出了明显的塑性变形，充分证明了该新型节点的设计符合“强柱弱梁、强节点弱构件”的原则。在试验过程中，各试件的试验顺序依次是XBL-1～XBL-4。试件XBL-1 发生严重的扭转、面外失稳现象，导致试件不能继续加载，停止加载。试件XBL-2在加载过程中，侧向支撑与作动器之间发生相对运动产生较大的位移，继续加载可能会出现侧向支撑滚轮滑出作动器端头，出于安全考虑，导致试验加载结束。总体而言，在试验加载过程中，各试件破坏顺序基本上为：在位移加载初期，各试件均处于弹性阶段，观察不到明显试验现象。随着加载位移的逐渐增大，试件发出间断响声，梁腹板逐渐出现横向纹理并伴随着氧化皮脱落现象。梁上翼缘出现轻微翘曲，并且与L型角钢长肢贴合部位出现微小缝隙，梁下翼缘与悬臂梁段横板贴合部位也逐渐出现微小缝隙。在后续加载过程中，随着加载位移的逐渐增大，各试件梁翼缘腹板翘曲更加明显，梁上翼缘与柱、L 型角钢短肢与柱翼缘贴合部位缝隙逐渐增大，尤其是试件XBL-4 L型角钢发生明显翘曲。最后试件XBL-3、XBL-4由于试件连接部位焊缝发生脆性破坏而停止加载。检查其破坏形态，分析原因主要为对接焊缝未熔透。因此，在试件加工时，应确保其焊接质量。

4.2 滞回曲线

如图7所示，为带悬臂梁段的装配式梁柱节点足尺试件的弯矩转角关系，其中弯矩M为梁端荷载P与加载点到柱翼缘表面（强轴连接）或柱翼缘边缘（弱轴连接）距离的乘积。

图7 试件滞回曲线Fig.7 Hysteretic loops of specimens

在加载初期，滞回环呈狭长状，近似于一条直线，此时滞回曲线所围面积极小，试件的连接弯矩M随着转角θ的增大而线性增长，试件基本处于弹性受力状态。在水平往复加载过程中，试件未表现出明显的刚度退化现象，卸载后无残余变形且变形可基本恢复，试件基本处于弹性受力状态。随位移的逐级增加，滞回环逐步张开，表明试件耗能能力逐渐增大。同时，梁腹板出现氧化皮脱落现象，滞回曲线逐渐靠近位移轴，试件开始出现刚度退化，残余变形增加，表明试件已经进入弹塑性阶段。试件屈服后，随位移的增加，试件变形继续增大，残余变形明显。加载后期，位移增大较快，荷载基本不再增加并逐渐出现下降趋势，滞回曲线割线斜率急剧下降，非线性特征愈加明显，说明此时试件刚度和强度退化加剧。

在往复荷载作用下，除了试件XBL-1，试件的滞回曲线大体上都有较好的对称性，因为试件XBL-1的侧向支撑设置在作动器头两侧并且用滑轮夹住，在试验初始阶段，梁柱节点连接中线与作动器对中不够精确，导致在试验进行过程中，试件XBL-I发生扭转、面外失稳现象，导致试件滞回曲线正负向位移差别较大。

除试件XBL-2 以外，试件正负向承载力基本保持一致，XBL-3 和XBL-4 滞回曲线具有一定的对称性，这是因为悬臂段的底部加劲和L 形件顶部加劲为对称布置，梁的翼缘与腹板均有螺栓群与柱相连，梁柱节点刚度类似于刚性连接。试件XBL-2在64 mm加载级（θ=4%）时，当正向加载至36 mm时，侧向支撑与作动器之间发生相对运动产生位移较大，继续加载可能会出现侧向支撑滚轮滑出作动器端头，导致正向加载结束，开始反向加载，反向加载考虑同样原因和安全措施，反向加载直接加载至试件破坏位移（不再进行循环，因此单向拉至破坏），至96 mm（θ=6%）时停止加载。与试件XBL-3 相比，采用柱悬臂梁段双加腋，整个滞回环面积较小，说明试件耗能性能弱，由于采用悬臂梁段双加腋，柱悬臂梁段与梁腹板拼接处滑移较小，节点变形能力不足，节点试件没有足够的转动空间耗能。

与试件XBL-3 相比，试件XBL-4 采用弱轴相连，试件XBL-4 滞回曲线对称饱满，并具一定的捏缩现象。随梁端位移角的增加，刚度退化明显，试件总体承载力低于强轴试件。

总体上看，往复荷载作用下，试件的滞回曲线均呈典型的梭形，并且在加载过程中略有滑移和捏缩现象，表现出良好的抗震性能。在负向加载过程中，L型连接件竖板与柱翼缘之间的高强螺栓以及柱悬臂梁段与梁腹板拼接处的高强螺栓受拉预应力损失，摩擦力被克服产生滑移引起捏缩现象。

4.3 骨架曲线

骨架曲线可以充分反映节点受力与变形的各个不同阶段及特性，综合体现结构的抗震性能，同时根据骨架曲线可以得到结构或构件的延性、强度和刚度。本次试验4个节点试件的骨架曲线如图8。

图8 各试件骨架曲线汇总图Fig.8 Summary of skeleton curves of specimens

在加载过程中4 个试件的骨架曲线变化趋势基本保持一致，加载初期各试件的梁端转角随弯矩的变化呈线性关系，试件骨架曲线基本重叠，且各试件的刚度差别不大，试件处于弹性工作状态；随着位移的增大，试件逐渐进入屈服阶段，弯矩随转角的变化具有明显的非线性关系，试件骨架曲线斜率逐渐降低并趋于X轴倾斜，表明试件进入弹塑性工作状态，此后各试件骨架曲线逐渐产生分离；总体来看，此类型节点具有良好的抗震性能和塑性变形能力。在正向加载过程中，试件XBL-1 骨架曲线过早到达峰值荷载并出现下降趋势，由于在加载过程中，框架梁发生扭转，出现整体失稳现象，承载力快速下降，节点的整体承载力较低。试件XBL-3 在负向加载过程中，骨架曲线弯矩达到峰值后急剧下降，主要是由于试件XBL-3 在负向加载过程中L 型连接件加劲肋与连接件连接部位被拉断，节点发生破坏无法继续承受荷载。与试件XBL-3相比，试件XBL-1 增大L 型连接件竖板长度，对于承载能力和耗能能力的影响较大，而对节点的初始刚度影响并不明显，试件XBL-3有更好的耗能能力，承载能力也较试件XBL-1较高，试件表现出更好的延性。在满足构造要求的情况下，采用较小的L 型连接件竖板长度有利于提高节点的承载能力和耗能性能。但是由于试件XBL-1 在加载过程中出现面外失稳现象，导致承载力快速下降。因此，在不改变螺栓连接数量的前提下，增大L型连接件竖板长度对节点抗震性能的影响有待进一步研究。

与试件XBL-3相比，试件XBL-2采用悬臂梁段双加腋，对节点的抗震性能影响甚微。试件XBL-4初始刚度较低，随位移角的增大，其刚度曲线逐渐趋于平缓，试件总体抗弯能力低于XBL-3试件，转动能力较差。

与其他节点相比，试件XBL-3 具有较高的抗弯承载力，而极限转角也较大，表明节点具有良好的转动能力。另外，相较于试件XBL-1和试件XBL-2，其滞回曲线饱满程度也较好。表明试件XBL-3具有良好的耗能能力。因此，在进行工程设计时，在满足规范的要求下，尽可能缩短L型连接件的竖板长度，并且采用悬臂梁段单加腋形式。

4.4 刚度退化曲线

刚度退化是指在水平往复荷载作用下材料在受力过程中产生的塑性变形及损伤累积，导致试件刚度随荷载或位移循环的不断增大而逐渐减小的现象。带悬臂梁段拼接的装配式新型梁柱节点试件的刚度退化曲线如图9所示。

图9 各试件刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curve of specimens

由图9 可知，各试件在加载初期，刚度曲线较陡，退化较快；随着加载点位移的增大，当试件进入屈服阶段以后，位移角达到0.01左右时，各试件刚度退化减慢，最终趋于水平，表明试件具有较好的抗损伤性能，在地震下能不致使构件发生过大位移而破坏从而保证构件的侧向刚度。

试件XBL-1和XBL-2的初始刚度及退化曲线都较为接近，而试件XBL-3初始刚度则略大，由于试件XBL-3采用悬臂梁段单加腋并且居中布置，相对于XBL-2试件悬臂梁段双加腋以及试件XBL-1试件的L型连接件竖板加长，试件承载力更高，但初始刚度退化速率较大。试件XBL-3当梁顶水平位移转角约达到0.038 时，试件割线刚度迅速下降，原因是L 型连接件加劲肋与连接件连接部位被撕裂。与试件XBL-3 相比，弱轴连接的试件XBL-4初始刚度较低，随着位移角的增大，刚度退化曲线趋于平缓，直至试件破坏。整体来看，带悬臂梁段拼接的装配式梁柱节点强轴连接其抗震性能高于弱轴连接，节点具有较好的塑性变形能力。

4.5 荷载特征值及延性系数

在试验过程中，本次试验试件的弯矩-转角骨架曲线没有明显的屈服点，采用“等效能量法”确定试件的屈服荷载和屈服位移。极限荷载和极限位移的确定依据我国《建筑抗震试验方法规程》进行，取峰值荷载的85%作为试件的极限荷载，其所对应位移为极限位移。其中My、θy为试件进入屈服阶段所对应的弯矩、转角，Mu、θu为试件破坏时或者峰值荷载下降到85%所对应的弯矩、转角。对于没有出现承载力下载的试件，Mu为荷载达到最大值时的峰值弯矩，θu为加载点位移到达最大值时梁端极限转角。θp为梁端塑性转角，其值θp=θu-θy。

由表3 可知，4 个试件的位移延性系数均大于3.0，表明试件延性性能较好，消耗地震能量的能力较强。对比分析试件XBL-3和试件XBL-4，可知带悬臂梁段拼接的节点，强轴连接的延性高于弱轴连接；分析试件XBL-1和XBL-3，加长L型连接件竖板长度对提高试件的延性没有显著作用；总体来看，除试件XBL-1发生面外失稳，其余试件的梁端塑性转角均超过0.02 rad，均满足抗震性能限值要求。整体来说，带悬臂梁段拼接的装配式新型梁柱节点梁端的塑性转动能力较强。

表3 带悬臂梁段拼接的梁柱节点位移延性系数Table 3 Displacement ductility factor of beam-column joint with cantilever beam segment splicing

4.6 耗能系数

等效黏滞阻尼系数he是衡量结构耗能能力的重要指标，带悬臂梁段的装配式梁柱节点的等效黏滞阻尼系数he与节点转角关系见图10所示。

图10 试件耗能曲线Fig.10 Energy dissipation curve of specimens

各试件在加载初期的塑性变形和效粘滞阻尼系数较小，且吸收能量较低。随着层间位移角的增大，4 个试件逐渐进入弹塑性工作阶段，试件每加载级的耗能量也在不断增大，主要通过梁的弹塑性变形进行能量耗散，除试件XBL-1 以外，耗能曲线基本上呈上升趋势。弱轴连接节点XBL-4 试件，初始耗能性能最低。呈理想延性破坏的试件XBL-3 累计滞回耗能性能最大。

试件XBL-2 由于在正向加载过程中，侧向支撑与作动器之间发生相对运动产生位移较大，继续加载可能会出现侧向支撑滚轮滑出作动器端头，出于安全考虑，导致整个试件的抗震性能没有得到较好的发挥，等效粘滞阻尼系数较低。对比分析试件XBL-3 与试件XBL-4耗能曲线，发现在相同位移角的时候，试件XBL-3耗能远远大于试件XBL-4，且随位移角的增大，两者耗能差距逐渐减小，试件XBL-3 的等效粘滞阻尼系数在层间位移角约达到0.038 时急速下降，分析原因是因为XBL-3 试件L 型连接件加劲肋与连接部位被拉断，试件发生破坏，导致试件整体耗能性能降低。对比分析试件XBL-3与试件XBL-1，试件XBL-1初始耗能性能大于试件XBL-3，说明加长L型连接件竖板对提高节点耗能性能有一定的作用，但随着位移角的增大，试件XBL-3 逐渐出现扭转、面外失稳现象并逐渐加重，当位移角约0.015时，梁上翼缘出现明显翘曲，腹板发生鼓曲，造成整个节点的耗能能力下降。

4.7 应变分析

在梁腹板节点区外侧区域横向布置了两排应变片，如图11、图12 所示。梁截面各个位置的应变值见图13。由表2材性试验结果可知，梁翼缘和腹板屈服应变理论值分别为εy=1 363×10-6和εy=1 286×10-6，对应屈服应变值μεy分别为1 363和1 286，从图可知，在加载初期，各个位置的应变基本符合平截面假定。随荷载的增加，梁截面进入塑性，梁上各位置应变不符合平截面假定。在距离梁中性轴100 mm 处，除XBL-4节点之外，应变值急剧增大，表现在试验现象上就是该处梁腹板出现明显鼓曲。试件XBL-4 在中性轴-100 mm处，腹板出现鼓曲。对比4组试件梁截面应变分布图可知，试件XBL-2 和试件XBL-4 在距离中性轴-100 mm 位置处应变的正负号不同，即梁腹板的鼓曲方向有所不同。试件XBL-1 在梁翼缘处应变最大，说明梁翼缘屈服严重。

图11 梁截面位置坐标Fig.11 Position coordinates of beam section

图12 梁截面应变片布置详图Fig.12 Detailed layout of strain gauges for beam section

图13 各试件梁截面应变-位置关系图Fig.13 Strain-position relationship diagram of beam section each specimen

各试件梁截面弯矩-应变曲线见图14。观察发现在加载初期，梁处于弹性状态，应变随着弯矩的增加呈线性增加，随弯矩增加，梁进入塑性阶段，应变急剧增加，个别应变值出现突变。

图14 各试件梁截面弯矩-应变曲线Fig.14 Moment-strain curve of beam section for each specimen

同样，可以看出，进入塑性以后，梁翼缘处应变迅速增加，远大于梁腹板处应变，在弯矩约达到400 kN时，突变应变值发生在应变片B8/9处，此时梁上下翼缘在此处发生了扭曲。同时，应变片B12应变值发生突变，甚至部分试件的应变值超过了梁上下翼缘处的应变，说明了梁腹板在此处发生了面外鼓曲。试件XBL-4由于柱悬臂梁段耳板与柱焊接部位焊缝被拉断导致梁并未充分变形，其应变值明显小于其他构件，但变化规律基本形同。

5 结论

文中对4 个带悬臂梁段拼接的装配式新型梁柱节点试件进行拟静力试验，主要考察了在低周反复荷载作用下悬臂梁段拼接节点的破坏过程和破坏形态，得到悬臂梁段拼接节点的弯矩-转角滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线、延性和耗能系数等抗震性能指标，着重分析了悬臂梁段加劲肋数量、L 型连接件竖板长度、梁柱强弱轴连接方向对节点抗震性能的影响，主要结论如下：

（1）带悬臂梁段拼接的装配式梁柱新型节点在低周反复荷载作用下的破坏过程可分为弹性、弹塑性和塑性破坏3个阶段，经过合理设计的4个节点试件的破坏过程略有差别，但破坏模式基本一致。带悬臂梁段拼接的装配式新型梁柱节点在节点核心区并未发生明显的剪切破坏，不同设计参数试件的破坏形态略有差别，但破坏模式基本一致。4个带悬臂梁段拼接节点试件在梁翼缘处均发生一定程度的翘曲，梁腹板鼓曲现象较为严重，并且存在一定的面外变形，L型连接件竖板与柱翼缘贴合部位在试验过程中出现微小缝隙。整个试验过程中，试件各处螺栓没有出现明显的破坏现象。

（2）带悬臂梁段拼接的装配式新型梁柱节点弯矩-转角曲线呈弓形，在加载过程受到滑移的影响略有捏缩效应，滞回曲线整体比较饱满，表明试件塑性变形能力比较强，能够较好地吸收地震能量，具有良好的抗震性能。采用悬臂梁段双加劲肋，其抗震性能并没有得到明显改善。改变L型连接件竖板长度，即保持螺栓数量不变只增加螺栓间距的前提下，增大连接件竖板长度，其滞回曲线包围面积减少，耗能能力呈下降趋势。采用悬臂梁段拼接节点弱轴连接方向，其弯矩-转角滞回曲线面积有所降低，其试件整体抗震性能降低。

（3）采用悬臂梁段单加腋强轴连接方向的试件具有较高的承载力，节点具有良好的转动能力和耗能能力。增大L 型连接件竖板长度，对初始刚度影响不明显，但是降低了试件的承载能力、耗能能力。采用悬臂梁段拼接节点弱轴连接方向，试件的刚度、承载力、延性系数都较强轴连接方向低。因此，在进行工程设计时，在满足规范的要求下，尽可能缩短L型连接件竖板长度，并且采用悬臂梁段单加腋形式。