戎?賢，張祥幸，杜顏勝

方鋼管混凝土柱-H型梁新型節(jié)點(diǎn)倒塌性能試驗(yàn)研究

戎?賢1, 2，張祥幸1，杜顏勝3

(1. 河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院，天津 300401；2. 河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401；3. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072)

為提高方鋼管混凝土柱-H型鋼梁節(jié)點(diǎn)連續(xù)倒塌工況下的承載力和轉(zhuǎn)動(dòng)能力，提出了一種H型鋼梁下栓接貫通隔板上焊接外環(huán)板的新型節(jié)點(diǎn)形式，進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分析了腹板連接板處開(kāi)長(zhǎng)圓螺栓孔對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響．結(jié)果表明：與以往節(jié)點(diǎn)形式相比，該種新型節(jié)點(diǎn)形式具有更高的承載力和更好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力；鋼梁的受力符合梁抗彎?rùn)C(jī)制轉(zhuǎn)懸索機(jī)制的一般規(guī)律；腹板連接板處開(kāi)設(shè)長(zhǎng)圓螺栓孔并未削弱連接，反而提高了節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和豎向抗力，梁抗彎?rùn)C(jī)制失效后進(jìn)入懸鏈線階段，是鋼框架體系中用于抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)的一種較為理想的節(jié)點(diǎn)形式．同時(shí)通過(guò)對(duì)比規(guī)范發(fā)現(xiàn)，該種新型節(jié)點(diǎn)形式承載力符合相關(guān)設(shè)計(jì)要求，此規(guī)范可用于該節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)屈服預(yù)測(cè)．

鋼節(jié)點(diǎn)；連續(xù)性倒塌；靜力試驗(yàn)；貫通隔板；懸索機(jī)制

連續(xù)倒塌是指建筑結(jié)構(gòu)在正常使用年限內(nèi)，極端效應(yīng)如地震、火災(zāi)、爆炸等的作用造成結(jié)構(gòu)體系的局部破壞，隨后失效處上部荷載的傳遞打破結(jié)構(gòu)原有的內(nèi)力平衡，進(jìn)而引發(fā)與初始破壞不成比例的更大范圍的破壞或坍塌．從20世紀(jì)60年代開(kāi)始，伴隨著幾個(gè)建筑結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌重大事件的發(fā)生[1]，人們對(duì)結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌的研究總共經(jīng)歷了3次高峰．當(dāng)前，抗連續(xù)倒塌的相關(guān)研究主要包括框架體系研究[2-6]、子結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)研究[7-16]和基于子結(jié)構(gòu)試驗(yàn)進(jìn)行框架體系實(shí)景數(shù)值模擬[17-20]3個(gè)方面．

目前規(guī)范中，抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)主要包括兩種定量分析的方法[5]：備用路徑法(APM)和有效拉結(jié)力法(TFM)．美國(guó)總務(wù)局(GSA)制定的抗連續(xù)倒塌分析及設(shè)計(jì)指南[21]和美國(guó)國(guó)防部(DoD)的建筑物抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)規(guī)范[22]均采用備用路徑法(APM). DoD(2005)規(guī)范建議，對(duì)于中高安全等級(jí)的結(jié)構(gòu)，梁的跨高比大于5時(shí)，塑性鉸旋轉(zhuǎn)角度應(yīng)取12°，相當(dāng)于0.213的豎向偏轉(zhuǎn)(其中為梁的跨度)．

Yang等[7]對(duì)腹板夾板螺栓連接、上下翼緣角鋼螺栓連接和將前兩者連接方式進(jìn)行組合的3種梁柱節(jié)點(diǎn)連接方式進(jìn)行了試驗(yàn)．結(jié)果表明，兩者組合的連接方式更有利于節(jié)點(diǎn)處延性和魯棒性的發(fā)揮．同時(shí)，對(duì)7種不同的鋼梁柱節(jié)點(diǎn)連接形式進(jìn)行了試驗(yàn)研?究[8]和有限元模擬[9]，梁腹板與柱之間采用角鋼夾板連接的栓接形式對(duì)懸鏈線機(jī)制最有利．Li等[10]對(duì)外環(huán)板式圓鋼管梁柱節(jié)點(diǎn)連接形式進(jìn)行了試驗(yàn)研究，與焊接相比，梁腹板與剪切板之間通過(guò)螺栓連接可提高節(jié)點(diǎn)冗余度，能更好地發(fā)揮懸鏈線機(jī)制，更有利于節(jié)點(diǎn)抵抗連續(xù)性倒塌．王偉等[11]對(duì)方鋼管柱-H型梁內(nèi)隔板式剛性連接節(jié)點(diǎn)的抗連續(xù)倒塌性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究．與腹板處雙列螺栓集中布置相比，在下翼緣開(kāi)裂后，螺栓沿梁高方向單列分散布置更利于剩余截面的軸力發(fā)展，有利于懸鏈線機(jī)制的充分發(fā)揮．

文獻(xiàn)[23-25]設(shè)計(jì)了鋼管混凝土柱-鋼梁下翼緣螺栓連接、上翼緣焊接的裝配式節(jié)點(diǎn)形式，有效解決了裝配式精度和施工問(wèn)題．此種節(jié)點(diǎn)形式下翼緣采用螺栓連接，在柱失效的模式下，具有更強(qiáng)的豎向抗力；上翼緣采用焊接，解決了裝配式施工中精度控制不佳而造成的螺栓難以對(duì)中的問(wèn)題．本文在前述研究的基礎(chǔ)上提出了一種新型梁柱節(jié)點(diǎn)形式并對(duì)其進(jìn)行了試驗(yàn)研究．

1?試驗(yàn)概況

1.1?試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)了兩個(gè)滿足基本力學(xué)性能及抗震要求的方鋼管混凝土柱-H型梁下栓接貫通隔板上焊接外貼板連接的梁柱節(jié)點(diǎn)試件(見(jiàn)表1)．方鋼管柱截面規(guī)格為□250×10，H型梁截面規(guī)格為H300×150× 6×8，腹板連接板厚8mm，貫通隔板、外貼板和外環(huán)板厚度均為10mm，柱內(nèi)貫通隔板處設(shè)置的澆筑孔直徑為150mm，4角各設(shè)置一個(gè)直徑為25mm的透氣孔(見(jiàn)圖1(a)、(b))．鋼梁下翼緣與貫通隔板之間、鋼梁腹板與焊接在方鋼管柱上的腹板連接板之間均采用10.9級(jí)摩擦型高強(qiáng)螺栓連接；鋼梁上翼緣與上外環(huán)板之間、上外環(huán)板與方鋼管柱之間以及下貫通隔板與上下方鋼管柱之間均采用開(kāi)坡口全熔透焊接；上貼板與方鋼管柱和外環(huán)板之間均采用角焊縫焊接(見(jiàn)圖1(c))．

表1?試件參數(shù)

Tab.1?Dimensions of specimens

圖1?新型梁柱節(jié)點(diǎn)詳圖

兩個(gè)試件的區(qū)別為腹板連接板上螺栓孔開(kāi)孔形式，以考察螺栓孔變化對(duì)節(jié)點(diǎn)豎向位移、梁柱轉(zhuǎn)角和節(jié)點(diǎn)承載力的影響．試件SI-1腹板連接板處開(kāi)圓螺栓孔，試件SI-2腹板連接板處采用長(zhǎng)圓螺栓孔．梁柱子結(jié)構(gòu)采用雙半跨單柱形式，梁跨度取為4.7m，即梁的跨高比為16．柱高取1.3m．試件采用Q345B鋼和強(qiáng)度等級(jí)為C50的混凝土，實(shí)測(cè)材性如表2所示．

表2?試件材料性能參數(shù)

Tab.2?Mechanical properties of materials used in specimens

1.2?試驗(yàn)裝置與加載

試驗(yàn)前設(shè)計(jì)了一套用于約束梁端和柱底的試驗(yàn)裝置．如圖2(a)所示，為了模擬柱失效情形下節(jié)點(diǎn)處實(shí)際受力情況，梁端兩個(gè)水平反力三角架與鋼梁間采用固定鉸連接，與實(shí)際鋼梁跨中反彎點(diǎn)的作用一致．三角反力架與實(shí)驗(yàn)室底板之間錨接，錨桿抗剪提供試驗(yàn)過(guò)程中的水平反力．柱底處安裝了滑動(dòng)約束裝置，可有效防止柱子在試驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)較大傾斜．實(shí)際試驗(yàn)時(shí)，在子結(jié)構(gòu)鋼梁跨中平面外設(shè)置了水平防側(cè)移裝置(見(jiàn)圖2(b))，可調(diào)節(jié)裝置能保證試驗(yàn)前水平側(cè)移裝置與鋼梁上下翼緣的臨界接觸，從而防止梁柱節(jié)點(diǎn)在豎向滑移過(guò)程中因加工誤差導(dǎo)致鋼梁扭曲．試件柱頂與上部1000kN電伺服作動(dòng)器連接，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，保證柱身豎向滑移．

選用靜態(tài)采集儀DH3816N對(duì)節(jié)點(diǎn)處豎向位移和荷載進(jìn)行采集．本試驗(yàn)采用柱端加載方式，全程采用先由荷載控制后轉(zhuǎn)為位移控制的加載方式[26]．第1～4級(jí)，采用每級(jí)加載40kN、加載速度為8kN/min的荷載控制；第5級(jí)采用加載20kN、加載速度為8kN/min的荷載控制；第6～10級(jí)，采用每級(jí)加載10mm、加載速度為2mm/min的位移控制；第11級(jí)開(kāi)始，采用每級(jí)加載30mm、加載速度為4mm/min的位移控制．每級(jí)加載結(jié)束后持荷3～5min．當(dāng)加載至試件發(fā)生明顯破壞或承載力不再上升時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束.

圖2?試驗(yàn)加載裝置

1.3?試驗(yàn)量測(cè)

量測(cè)內(nèi)容主要包括柱頂荷載、豎向位移與試件關(guān)鍵截面應(yīng)變．豎向位移能為梁柱子結(jié)構(gòu)豎向大變形特征分析和內(nèi)力分析提供依據(jù)，位移計(jì)布置位置參見(jiàn)圖3．其中W表示鋼梁西側(cè)，E表示鋼梁東側(cè)．

圖3?位移計(jì)布置

以西側(cè)位移計(jì)布置為例，作簡(jiǎn)要介紹：兩端鉸接處用銷軸與試驗(yàn)裝置連接，鉸接處剛度大、變形小，因此D1是對(duì)D3測(cè)值的修正；位移計(jì)D13和D15是為了修正因鉸接處初始縫隙而造成的短柱豎向位移；考慮梁長(zhǎng)和節(jié)點(diǎn)區(qū)塑性變形明顯等因素，靠近核心區(qū)處位移計(jì)間距設(shè)為400mm；上外環(huán)板處剛度較大，梁上翼緣在大變形情形下不會(huì)對(duì)位移測(cè)量產(chǎn)生較大影響，因此將位移計(jì)D11布置在平面內(nèi)柱左距中軸線150mm處．

在梁柱試件上選取關(guān)鍵截面布置了應(yīng)變片，梁試件的測(cè)點(diǎn)截面位置參見(jiàn)圖4．靠近梁兩端三角反力架鉸支座的1、1截面，由于遠(yuǎn)離塑性區(qū)域，在試驗(yàn)過(guò)程中通常假定始終處于彈性狀態(tài)，可根據(jù)該截面應(yīng)變計(jì)算出鋼梁內(nèi)力；塑性區(qū)域2、2截面和3、3截面的應(yīng)變值可用來(lái)分析節(jié)點(diǎn)區(qū)附近的應(yīng)變分布和發(fā)展特征，分析梁柱連接處的傳力機(jī)制和受力特征，截面位置選取詳見(jiàn)圖4．

圖4?應(yīng)變片布置

2?試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1?試驗(yàn)曲線及失效模式

方鋼管混凝土柱-H型鋼梁下栓上焊節(jié)點(diǎn)柱頂加載的荷載-位移曲線如圖5所示．圖中已標(biāo)識(shí)出各個(gè)階段的關(guān)鍵點(diǎn)，并標(biāo)出了關(guān)鍵點(diǎn)的荷載和位移值．試件SI-1和SI-2的破壞形態(tài)分別如圖6和圖7所示.

如圖5所示，試件SI-1和SI-2在前期的受力特性基本上保持一致．開(kāi)始加載時(shí)，鋼材處于線彈性階段，加載至120kN時(shí)表現(xiàn)為非線性特征，鋼梁出現(xiàn)輕微彎曲，整個(gè)試件主要是由梁抗彎?rùn)C(jī)制提供豎向荷載抗力．當(dāng)荷載加載至180kN(A/I)附近時(shí)，鋼梁上翼緣發(fā)生明顯屈曲變形(圖6(a)、圖7(a))，整個(gè)節(jié)點(diǎn)突然發(fā)生豎向大位移，荷載減小，期間伴有較大聲響，與實(shí)際倒塌過(guò)程表現(xiàn)一致．

圖5?試件荷載-位移曲線

(1) 試件SI-1發(fā)生豎向大位移時(shí)，荷載由178kN降至145kN，位移由76mm瞬間增至190mm.隨后，荷載隨位移的增加而提高，在位移增至255mm的過(guò)程中，西側(cè)鋼梁下翼緣處螺栓孔發(fā)生明顯的孔壁承壓破壞(圖6(b))，形狀變?yōu)闄E圓長(zhǎng)孔，螺栓邊距鋼板頸縮現(xiàn)象不明顯，螺栓出現(xiàn)較大滑移，荷載發(fā)生較小下降后隨即繼續(xù)增加．當(dāng)位移增加至354mm時(shí)，鋼梁下翼緣在與貫通隔板連接的最外側(cè)螺栓處發(fā)生較大彎折翹曲變形(圖6(c))，隨著變形的加大，承載力從645kN開(kāi)始下降，隨即上升．位移到達(dá)403mm的過(guò)程，貫通隔板最外兩側(cè)螺栓連接處，兩鋼梁下翼緣逐漸由頸縮轉(zhuǎn)為斷裂，荷載增至656kN后開(kāi)始下降．試件SI-1發(fā)生破壞(圖6(d))，試驗(yàn)停止加載．

圖6?試件SI-1破壞過(guò)程

圖7?試件SI-2破壞過(guò)程

(2) 試件SI-2發(fā)生豎向大位移時(shí)，荷載由180kN降至130kN，位移由83mm瞬間增至240mm．隨著持荷時(shí)間增長(zhǎng)，位移由240mm增至324mm，貫通隔板最外側(cè)H型鋼梁下翼緣螺栓孔發(fā)生輕微孔壁承壓破壞，螺栓出現(xiàn)一定程度的滑移(圖7(b))．破壞的節(jié)點(diǎn)開(kāi)始對(duì)作動(dòng)器產(chǎn)生拉力作用，荷載隨位移的增大而緩慢增加，由130kN增至226kN．

隨后對(duì)試件SI-2繼續(xù)施加豎向荷載．位移增至395mm時(shí)，柱東側(cè)上翼緣屈曲變形嚴(yán)重，上翼緣與腹板在核心區(qū)連接處發(fā)生撕裂(圖7(c))；上翼緣焊縫處呈現(xiàn)90°彎折，坡口焊縫有輕微撕裂跡象；上外環(huán)板與南北兩側(cè)外貼板焊縫處出現(xiàn)輕微裂紋，上外環(huán)板屈曲變形嚴(yán)重．下翼緣在東側(cè)起第2和第3個(gè)螺栓間發(fā)生彎折．柱東下翼緣最東側(cè)螺栓孔的南北兩側(cè)邊板均有頸縮跡象；腹板連接板東側(cè)，腹板向北屈曲變形嚴(yán)重(圖7(d))．下翼緣與貫通隔板向上彎曲嚴(yán)重，東西兩側(cè)腹板螺栓出現(xiàn)一定程度滑移，承載力下降至439kN后繼續(xù)上升，峰值荷載為712kN．位移增至422mm時(shí)，試件發(fā)生明顯破壞，承載力迅速下降，試驗(yàn)停止加載(圖7(e))．

從圖5荷載-位移曲線可以看出，方鋼管混凝土柱-H型鋼梁下栓上焊新型節(jié)點(diǎn)具有較高的豎向承載力和較大的豎向變形能力，且曲線變化趨勢(shì)符合一般鋼梁柱節(jié)點(diǎn)的受力特性．試件SI-1節(jié)點(diǎn)核心區(qū)貫通隔板剛度較大，從最終破壞形態(tài)可以看出，短柱豎向大位移主要是由于上翼緣屈曲變形、貫通隔板外鋼梁下翼緣鋼材屈服、螺栓孔的孔壁承壓破壞以及螺栓孔邊板頸縮和斷裂．試件SI-2與SI-1相比，抗彎承載力相當(dāng)，具有更好的豎向變形能力和更高的最終抗力.節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鋼梁上翼緣與腹板連接的薄弱部位(圖7(a))在加載過(guò)程中發(fā)生彎折屈曲破壞，鋼梁下翼緣的孔壁承壓破壞和腹板連接板處開(kāi)設(shè)長(zhǎng)圓螺栓孔在一定程度上均有利于提高節(jié)點(diǎn)的豎向位移．梁柱節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的提高有利于懸鏈線機(jī)制的發(fā)揮，可以提高節(jié)點(diǎn)在柱失效模式下的變形能力和最終豎向抗力.

2.2?試件變形分析

隨著加載的進(jìn)行，H型梁產(chǎn)生了較大豎向變形，鋼梁上布設(shè)的位移計(jì)反映出其變形特征(見(jiàn)圖8)，以試件SI-1為例，鋼梁在加載前期主要表現(xiàn)為梁彎曲變形，隨著豎向位移的增大，每?jī)蓚€(gè)測(cè)點(diǎn)之間近似呈直線連接狀態(tài)，即懸鏈線特征．

圖8?試件SI-1的變形發(fā)展過(guò)程

從旋轉(zhuǎn)角度來(lái)看，試件SI-1較早進(jìn)入懸鏈線階段(0.15rad，見(jiàn)圖5)，試件SI-2在轉(zhuǎn)角處略大于0.16rad(見(jiàn)圖5)時(shí)整體由梁抗彎轉(zhuǎn)變?yōu)閼益溇€作用抵抗柱頂軸壓力．兩試件較以往研究的節(jié)點(diǎn)類型[8, 11]具有更高的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和豎向抗力(見(jiàn)表3)．試件SI-2的整體變形形態(tài)如圖9所示．

表3?不同梁柱節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角和豎向抗力對(duì)比

Tab.2?Comparison of corner and vertical resistance of different beam-column joints

注：試件SI-3、SI-4數(shù)據(jù)來(lái)自文獻(xiàn)[11]；試件SI-5～SI-8數(shù)據(jù)來(lái)自文獻(xiàn)[8]；鋼柱和梁尺寸為英標(biāo)換算后的對(duì)應(yīng)值；鋼材S355和Q345B具有相同的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度．

圖9?試件SI-2的最終變形形態(tài)

2.3?梁截面應(yīng)變發(fā)展與分布

試件SI-1和SI-2截面1的軸向應(yīng)變發(fā)展如圖10所示．可以看出，起始階段鋼梁上部受壓、下部受拉，且上部壓應(yīng)變值約為下部拉應(yīng)變值的2倍，即發(fā)生相同豎向位移時(shí)，上部變形要遠(yuǎn)大于下部變形．試件SI-1豎向位移從80mm增至190mm(圖5中段)過(guò)程中，1截面各個(gè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值基本沒(méi)有變化，符合段豎向荷載未增加致使鋼梁內(nèi)力不增長(zhǎng)的變化規(guī)律．之后鋼梁進(jìn)入拉彎階段，隨著豎向位移的繼續(xù)增加，圖10(a)中鋼梁上翼緣應(yīng)變由負(fù)值變?yōu)檎?圖5中點(diǎn))，鋼梁進(jìn)入懸鏈線階段，即此時(shí)鋼梁全截面受拉．從應(yīng)變片S13與其他位置應(yīng)變走勢(shì)可以看出，當(dāng)節(jié)點(diǎn)豎向位移超過(guò)310mm時(shí)，鋼梁有反向受彎趨勢(shì)．試件SI-2變形特征和試件SI-1較為相似．當(dāng)豎向位移達(dá)到324mm(圖5中點(diǎn)1)時(shí)，從圖10(b)可以看出，鋼梁全截面開(kāi)始受拉，鋼梁由抗彎階段很快進(jìn)入懸鏈線階段，此時(shí)鋼梁全截面受拉.

加載全過(guò)程中，貫通隔板外靠近塑性區(qū)域的截面2的軸向應(yīng)變分布情況如圖11所示．試件SI-1的豎向位移小于100mm時(shí)，整個(gè)截面上部受壓下部受拉，中性軸略高于鋼梁幾何形心，下部拉應(yīng)變略高于上部壓應(yīng)變．豎向位移超過(guò)100mm時(shí)，鋼梁向下發(fā)生瞬間塌陷，隨后進(jìn)入拉彎階段，鋼梁除上翼緣及其附近較小范圍內(nèi)受壓外，其他部位應(yīng)變均為正，表現(xiàn)為受拉．試件SI-2與SI-1在截面2處拉壓情況表現(xiàn)相似，但前期梁抗彎階段中性軸更接近幾何形心高度，后期截面各測(cè)點(diǎn)拉應(yīng)變值較大．

圖10?試件截面W1的軸向應(yīng)變發(fā)展

圖12所示為兩個(gè)試件鋼梁截面3的上、下翼緣處軸向應(yīng)變發(fā)展曲線．試件SI-1的下翼緣處于受拉狀態(tài)，鋼梁下翼緣受貫通隔板最外側(cè)摩擦型高強(qiáng)螺栓的影響，拉應(yīng)變值較小，3截面受拉變形不明顯．應(yīng)變片S41值較大，此處上翼緣發(fā)生了局部受壓屈曲，S43處鋼板受壓變形較小．當(dāng)節(jié)點(diǎn)豎向位移超過(guò)200mm時(shí)，鋼梁全截面受拉，上、下翼緣處的鋼材應(yīng)變均變?yōu)檎嚰I-2始終表現(xiàn)為上翼緣受壓、下翼緣受拉．

圖12?試件截面W3的上、下翼緣軸向應(yīng)變發(fā)展

3?計(jì)算方法

計(jì)算出效應(yīng)設(shè)計(jì)值，與鋼梁的實(shí)際抗力進(jìn)行比較．根據(jù)《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 99—2015)[27]可知，梁與柱連接的全塑性截面受彎承載力計(jì)算公式為

其中，H型鋼梁與方鋼管柱剛性連接時(shí)，取

對(duì)于方鋼管柱，m取值為

鋼梁凈截面如圖13(a)所示，經(jīng)計(jì)算得m＝73.5mm，e＝7003cm4，ej＝461928mm3．在該工況作用下，最不利截面處全截面塑性受彎承載力p＝181kN·m．故對(duì)應(yīng)梁柱子結(jié)構(gòu)柱頂荷載理論值p＝176.7kN．理論計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖13(b)所示，取上外環(huán)板與鋼梁焊縫外側(cè)25mm處為不利截面．

圖13?計(jì)算簡(jiǎn)圖

通過(guò)比較梁柱節(jié)點(diǎn)屈服時(shí)試驗(yàn)實(shí)測(cè)值與理論計(jì)算值(表4)發(fā)現(xiàn)，兩者的誤差均在2%之內(nèi)．因此，采用《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ99—2015)設(shè)計(jì)方鋼管柱-H型梁下栓接貫通隔板上焊接外環(huán)板的新型節(jié)點(diǎn)形式時(shí)承載力是可行的．

表4 節(jié)點(diǎn)屈服荷載試驗(yàn)值E與理論計(jì)算值P對(duì)比

Tab.4 Comparison of test results FE and theoretical cal-culation results FP

4?結(jié)?論

本文提出了一種新型方鋼管柱-H型梁節(jié)點(diǎn)連接形式，通過(guò)對(duì)梁柱子結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析了該節(jié)點(diǎn)形式的承載力和梁柱轉(zhuǎn)動(dòng)能力，對(duì)腹板連接板處開(kāi)長(zhǎng)圓螺栓孔的影響進(jìn)行了比較分析，得出了鋼梁各受力階段和相關(guān)力學(xué)特征．

(1) 方鋼管混凝土柱-H型鋼梁下栓接貫通隔板上焊接外環(huán)板的新型節(jié)點(diǎn)形式具有較高豎向抗力和較好轉(zhuǎn)動(dòng)能力．貫通隔板較高抗拉能力和與下翼緣的栓接在很大程度上提高了梁柱連接冗余度，能夠提供更加可靠的拉結(jié)力；同時(shí)，較好的梁柱節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力后期可以提供更大的豎向荷載抗力．因此，該種節(jié)點(diǎn)形式有利于柱失效模式下梁柱節(jié)點(diǎn)受力．

(2) 該種新型節(jié)點(diǎn)形式在豎向荷載作用下，梁的受力符合先經(jīng)歷抗彎階段后轉(zhuǎn)為懸鏈線階段的受力機(jī)制．腹板連接板處開(kāi)長(zhǎng)圓螺栓孔的試件SI-2與SI-1相比，豎向抗力提高8.54%，豎向位移提高4.7%，具有更好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力．試件SI-1受力總共經(jīng)歷3個(gè)階段：抗彎、拉彎和懸鏈線階段；試件SI-2只經(jīng)歷兩個(gè)階段，即抗彎階段和懸鏈線階段．

(3) 方鋼管柱-H型鋼梁下栓接貫通隔板上焊接外環(huán)板的新型節(jié)點(diǎn)形式的設(shè)計(jì)符合《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 99—2015)，且理論計(jì)算值比真實(shí)值略小，誤差在2%以內(nèi)，因此，可采用此規(guī)范對(duì)該種新型節(jié)點(diǎn)形式進(jìn)行設(shè)計(jì)和屈服承載力預(yù)測(cè)．

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Experimental Study on Collapse Behavior of a Square Concrete-Filled Steel Tubular Column-H-Beam Joint

Rong Xian1, 2，Zhang Xiangxing1，Du Yansheng3

(1. School of Civil and Transportation Engineering，Hebei University of Technology，Tianjin 300401，China；2. Civil Engineering Technology Research Center of Hebei Province，Tianjin 300401，China；3. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

To improve the bearing and rotational capacities of a square concrete-filled steel tubular column with H-beam joints under progressive collapse conditions，we propose a beam-column connection using a steel beam with an H-shaped lower flange and perforation plate bolting with the upper flange welded to outer ring plates．This joint form was statically tested by electric servo actuator．The influence of an exposed long，round bolt hole on the mechanic-cal properties of the joint was also analyzed．Results showed that the proposed connection had higher bearing and rotational capacities compared to previous connection forms；further，the force component of the steel beam conformed to the general beam bending conditions．The long，round bolt holes set at the connecting web plate did not weaken the connection；on the contrary，they improved rotational ability and vertical resistance of the joint．The catenary stage appeared after the beam-bending resistance mechanism failed．Furthermore，we found that the bearing capacity of the connection met the relevant design requirements in accordance with the standard specification．Hence，this specification can be used for the design and structural yield point prediction of the connection．The proposed connection form was found to be ideal for resisting progressive collapse conditions in the steel frame system．

steel joint；progressive collapse；static test；perforation plate；catenary mechanism

TU398

A

0493-2137(2020)07-0704-09

10.11784/tdxbz201905108

2019-05-30；

2019-08-02.

戎?賢（1965—??），男，博士，教授，xrong@hebut.edu.cn.

杜顏勝，duys@tju.edu.cn.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51808182)；河北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(E2017202278).

Supported by the National Natural Science Fundation of China(No.51808182)，the Hebei Provincial Natural Science Foundation (No.E2017202278).

(責(zé)任編輯：樊素英)