葉全喜，王元清，林 櫻，王中興，舒 暢，張 楓，李桐棟

(1.河北水利電力學(xué)院土木工程學(xué)院，河北 滄州 061001；2.清華大學(xué)土木工程系，北京 100084；3.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300350；4.中國(guó)五洲工程設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司，北京 100053；5.深圳金鑫綠建股份有限公司，深圳 518117；6.河北省巖土工程安全與變形控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 滄州 061001)

傳統(tǒng)矩形柱的截面寬度往往遠(yuǎn)大于內(nèi)墻寬，這使得室內(nèi)會(huì)出現(xiàn)陽(yáng)角、柱楞，尤其用于住宅時(shí)，會(huì)嚴(yán)重影響房間的布置效果及空間利用率.異形柱可以在不改變柱子截面面積的前提下，調(diào)整柱子寬度，使柱肢寬度與墻體相近，從而避免陽(yáng)角、柱楞帶來(lái)的問(wèn)題.窄截面的矩形鋼管混凝土柱作為異形柱的一種類(lèi)似形式，其截面寬度可以小于或等于內(nèi)墻寬，做到“藏柱于墻”，而且其外部鋼管與內(nèi)部混凝土的相互約束作用能提高柱子的整體受力性能，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)應(yīng)用小截面提供較大軸向及彎剪性能的目的[1].但由于窄截面鋼管混凝土柱截面寬度較小，其梁柱節(jié)點(diǎn)若采用傳統(tǒng)內(nèi)隔板連接構(gòu)造，其焊接施工非常困難且不利于混凝土澆筑；若采用傳統(tǒng)外環(huán)板連接構(gòu)造，其用鋼量及尺寸較大的問(wèn)題仍無(wú)法解決，且外環(huán)板凸角明顯，影響建筑美觀.

針對(duì)以上問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出多種改進(jìn)的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造方案.按傳力構(gòu)件與外鋼管的相對(duì)位置可主要分為：1)傳力構(gòu)件在外鋼管內(nèi)部，包括穿心式連接[2-7]、內(nèi)隔板三邊焊接一邊不焊[8]或連接、貫通式連接[9-11]、十字形上內(nèi)隔板與帶T形加勁肋的下內(nèi)隔板混用[12]或連接、半內(nèi)隔板-T型錨固件式連接[13]等形式.2)傳力構(gòu)件在外鋼管外部，包括外貼T型加勁肋式連接[14]、三角形加勁板式連接[15]等形式.其中穿心式連接構(gòu)造可以通過(guò)穿心構(gòu)件直接將外荷載傳遞到節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，同時(shí)滿(mǎn)足鋼管柱空間充裕不影響混凝土澆筑的要求，是一種非常適合于窄截面鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式.

本文在現(xiàn)有研究基礎(chǔ)上，提出一種適用于裝配式鋼結(jié)構(gòu)住宅的豎向穿心板式窄截面鋼管凝土柱-鋼梁栓接節(jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)既可避免室內(nèi)柱子凸角的出現(xiàn)，又能實(shí)現(xiàn)自身的快速施工裝配、合理傳力.本研究闡述了該節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造組成，并在其單調(diào)加載試驗(yàn)基礎(chǔ)上對(duì)其承載性能及加載過(guò)程進(jìn)行詳細(xì)的試驗(yàn)及有限元對(duì)比分析.

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造及裝配制作過(guò)程

該豎向穿心板式栓接節(jié)點(diǎn) (vertical through diaphragm bolted joint,VTDBJ)的構(gòu)造如圖1所示，節(jié)點(diǎn)主要由窄截面的鋼管混凝土柱子部分、鋼梁及高強(qiáng)螺栓組成.

VTDBJ裝配制作過(guò)程為：

步驟1將豎向穿心板對(duì)穿鋼管混凝土柱兩短邊柱壁的預(yù)留孔，并與孔壁及事先焊接在兩短邊柱壁的蓋板焊接在一起組成柱子部分，柱子部分的制作全部在工廠(chǎng)完成，為方便裝配施工，上下蓋板間距略大于梁高3 mm，柱壁焊接單剪切板.

步驟2柱子部分運(yùn)抵施工現(xiàn)場(chǎng)后，將鋼梁插入一側(cè)的上下蓋板之間，用高強(qiáng)螺栓將梁翼緣及腹板分別與蓋板、剪切板連接在一起，柱內(nèi)現(xiàn)場(chǎng)澆筑混凝土形成VTDBJ.

2 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)概況

2.1 試件尺寸及材性

本文采用Q345鋼材設(shè)計(jì)了一個(gè)足尺的十字形VTDBJ試件，并對(duì)其進(jìn)行單調(diào)加載試驗(yàn).VTDBJ試件的柱子截面為220 mm×440 mm×12 mm，長(zhǎng)度2 800 mm；梁截面均為170 mm×350 mm×6 mm×10 mm、長(zhǎng)度為2 300 mm，梁端加載點(diǎn)到柱子中心的距離為2 330 mm；豎向穿心板為梯形，尺寸為540(800)mm×98 mm×30 mm；剪切板為矩形，尺寸為10 mm×105 mm×260 mm；梁上下翼緣各采用6個(gè)10.9級(jí)M24高強(qiáng)螺栓，腹板采用3個(gè)10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓，其余具體尺寸如圖2所示.試件各鋼結(jié)構(gòu)部分按文獻(xiàn)[16]的規(guī)定進(jìn)行材性試驗(yàn)，材性參數(shù)如表1所示.鋼管內(nèi)混凝土采用C40級(jí)，按文獻(xiàn)[17]進(jìn)行試驗(yàn)得到混凝土抗壓強(qiáng)度f(wàn)ak為54.2 MPa.

圖2 VTDBJ尺寸(單位：mm)Fig.2 Dimensions of VTDBJ (unit:mm)

表1 試件材性參數(shù)Table 1 Material parameters of specimens

2.2 試驗(yàn)方案

試件加載裝置如圖3所示：鋼管混凝土柱上、下各安裝一個(gè)鉸接柱靴來(lái)模擬上、下柱反彎點(diǎn)的邊界條件，柱靴由左右2個(gè)水平千斤頂固定，上部千斤頂按軸壓比0.3對(duì)鋼管混凝土柱施加恒定軸力，南北2個(gè)豎向MTS執(zhí)行器連接梁端進(jìn)行加載，在2個(gè)鋼梁端部采用側(cè)向約束防止梁端在加載過(guò)程中的平面外失穩(wěn).

圖3 試驗(yàn)加載示意圖Fig.3 Diagram of the test setup

2.3 加載制度

單調(diào)加載：MTS執(zhí)行器以2 mm/s的速度加載，南北2個(gè)梁端分別向下、向上加載，每加載5 cm暫停加載并觀察現(xiàn)象，直至加載到梁端豎向荷載降至峰值荷載的85%或節(jié)點(diǎn)破壞嚴(yán)重、加載位移過(guò)大不宜繼續(xù)加載為止.

3 有限元模型

3.1 有限元模型的建立

應(yīng)用ABAQUS有限元軟件建立VTDBJ模型如圖4所示，各組成部分單元類(lèi)型均采用C3D8R.為提高運(yùn)算精度及運(yùn)算效率，以試驗(yàn)破壞模式為參考，對(duì)節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵部位的網(wǎng)格細(xì)化，忽略上下蓋板間距大于梁高引起的安裝縫，上下蓋板間距與梁按等高處理.為防止加載點(diǎn)處應(yīng)力集中，在梁端加載點(diǎn)處綁定剛性墊塊，通過(guò)設(shè)置剛性墊塊的邊界條件來(lái)模擬試驗(yàn)時(shí)梁端的側(cè)向約束.F為柱頂軸向壓力，與試驗(yàn)中柱頂軸力相同，按0.3倍軸壓比施加于柱頂，δ為梁端豎向加載位移，分析時(shí)施加在剛性墊塊中心處.

節(jié)點(diǎn)加載過(guò)程分為3個(gè)部分：1)高強(qiáng)螺栓施加預(yù)緊力.2)柱子施加軸力.3)梁端施加位移荷載.其中，高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力采用ABAQUS中的bolt功能施加，先對(duì)螺栓施加很小的預(yù)緊力(10 kN)，使計(jì)算容易通過(guò)，再按文獻(xiàn)[18]規(guī)定對(duì)M24及M20高強(qiáng)螺栓分別施加225、155 kN的預(yù)緊力，然后使用固定當(dāng)前長(zhǎng)度功能鎖定螺栓預(yù)緊力在當(dāng)前長(zhǎng)度.

3.2 接觸關(guān)系設(shè)置

有限元模型中梁上翼緣與上蓋板、梁下翼緣與下蓋板、梁腹板與剪切板間的接觸關(guān)系在法線(xiàn)方向設(shè)置為硬接觸，切線(xiàn)方向設(shè)置為摩擦.各摩擦面均按噴砂處理，由于噴砂質(zhì)量對(duì)摩擦因數(shù)有很大影響，因此為準(zhǔn)確模擬該節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)加載過(guò)程，摩擦因數(shù)取值以圖5中節(jié)點(diǎn)力矩平衡為依據(jù)，節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)得到的荷載-位移曲線(xiàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)進(jìn)行計(jì)算.螺栓和與其接觸的各板件間均設(shè)置為硬接觸，柱子外鋼管與內(nèi)部混凝土間在切線(xiàn)方向設(shè)置為摩擦，摩擦因數(shù)參考文獻(xiàn)[19]取0.6，在法線(xiàn)方向設(shè)置為硬接觸.穿心板與柱子外鋼管間采用綁定功能模擬焊接，其與內(nèi)部混凝土的包裹關(guān)系采用嵌入功能模擬.

由圖5可知，當(dāng)外荷載N在連接處形成的彎矩值M達(dá)到高強(qiáng)螺栓提供的抗滑移彎矩時(shí)節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生滑移，由節(jié)點(diǎn)力矩平衡可得

M=Nl=M1+M2

(1)

(2)

3.3 節(jié)點(diǎn)有限元模型尺寸及材性參數(shù)

有限元模型各組成部分尺寸與試驗(yàn)試件取值一致.有限元模型中的各部分的材性數(shù)據(jù)均以2.1節(jié)材性試驗(yàn)參數(shù)為基礎(chǔ)，鋼材按雙折線(xiàn)模型輸入.

4 加載過(guò)程及計(jì)算結(jié)果分析

4.1 加載過(guò)程

圖6為不同位移下VTDBJ試驗(yàn)及有限元分析的狀態(tài)對(duì)比.試驗(yàn)分析時(shí)VTDBJ南北2個(gè)鋼梁的加載方向相反，南部鋼梁加載方向與有限元分析相同，梁端向下加載，梁下翼緣受壓、上翼緣受拉，為方便對(duì)比，選取試驗(yàn)加載的整體圖、南部連接節(jié)點(diǎn)放大圖及有限元分析節(jié)點(diǎn)放大圖如圖6所示.

當(dāng)試驗(yàn)加載的梁端豎向位移達(dá)到約14.52 mm時(shí)，南部連接開(kāi)始滑移，試驗(yàn)加載的梁端豎向位移達(dá)到18.61 mm左右時(shí)，北部連接開(kāi)始滑移，有限元分析的梁端豎向位移達(dá)到15.78 mm左右時(shí)，有限元節(jié)點(diǎn)開(kāi)始滑移.當(dāng)梁端豎向位移達(dá)到約110 mm時(shí)，試驗(yàn)分析的南北2個(gè)鋼梁及有限元分析的鋼梁在加載平面內(nèi)發(fā)生較大的整體彎曲變形，且其受壓翼緣均開(kāi)始出現(xiàn)微弱的屈曲變形.在豎向位移荷載達(dá)到140 mm時(shí)，試驗(yàn)分析的南北2個(gè)鋼梁受壓翼緣均發(fā)生嚴(yán)重的屈曲破壞，靠近受壓翼緣一側(cè)的腹板產(chǎn)生較大的剪切變形，發(fā)生鼓曲現(xiàn)象，此時(shí)試驗(yàn)停止，有限元分析加載至140 mm時(shí)結(jié)果與試驗(yàn)?zāi)喜夸摿合嗨?，其受壓下翼緣也發(fā)生了較大的屈曲變形，靠近下翼緣的腹板也發(fā)生明顯的鼓曲現(xiàn)象.由以上試驗(yàn)及有限元分析的狀態(tài)對(duì)比可知，VTDBJ有限元分析與試驗(yàn)破壞過(guò)程吻合較好.

4.2 計(jì)算結(jié)果分析

4.2.1 荷載位移曲線(xiàn)分析

VTDBJ試驗(yàn)及有限元分析的荷載-位移曲線(xiàn)及其具體參數(shù)如圖7、表2所示，由圖7及表2可知，試驗(yàn)及有限元分析的加載過(guò)程均可分為彈性階段、滑移階段、強(qiáng)化階段、破壞階段4個(gè)階段(圖7以有限元分析為例，對(duì)4個(gè)階段進(jìn)行了標(biāo)注)；試驗(yàn)及有限元分析的荷載-位移曲線(xiàn)總體趨勢(shì)吻合較好，各階段對(duì)應(yīng)荷載相差不大；強(qiáng)化階段有限元分析曲線(xiàn)相對(duì)試驗(yàn)曲線(xiàn)更加飽滿(mǎn)平滑，這主要是由于有限元分析的邊界條件、初始狀態(tài)(未考慮安裝縫等因素對(duì)結(jié)構(gòu)承載性能的影響)、材性參數(shù)設(shè)置等更加理想所致；加載初期試驗(yàn)及有限元分析的3條曲線(xiàn)剛度相差很小，其后VTDBJ試驗(yàn)北部連接的加載剛度相對(duì)變化較大、破壞階段有限元分析的極限位移小于試驗(yàn)值，這只要是由于場(chǎng)地條件的限制使得節(jié)點(diǎn)北部連接的側(cè)向約束并未放置到梁端部，在彈性階段北部連接的梁端便發(fā)生了一定的扭轉(zhuǎn)，且其扭轉(zhuǎn)量隨加載位移的增大而增大所致.圖7、表2中Test-S表示試驗(yàn)?zāi)喜窟B接，Test-N表示試驗(yàn)北部連接，F(xiàn)EA表示有限元模型.

圖7 節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線(xiàn)Fig.7 Load-displacement curves of joint

表2 不同階段位移范圍Table 2 Range of displacements in different stages

對(duì)比圖7、表2可知，VTDBJ試驗(yàn)及有限元分析的各階段加載特征基本一致，說(shuō)明該節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)的具體加載過(guò)程可通過(guò)VTDBJ有限元分析詳細(xì)反映.

1)0—1(加載位移為0～15.78 mm)為彈性階段，該階段鋼梁及螺栓連接部分整體發(fā)生彈性受彎變形，節(jié)點(diǎn)剛度保持不變.此階段有限元與試驗(yàn)?zāi)线B接節(jié)點(diǎn)的剛度相差很小，北連接節(jié)點(diǎn)由于存在一定的扭轉(zhuǎn)，使得加載剛度在該階段后期變小.

2)1—2(加載位移為15.78～46.66 mm)為滑移階段，整個(gè)滑移階段可為分2個(gè)部分，每部分滑移都是以螺栓滑動(dòng)開(kāi)始，螺栓逐漸傾斜直至螺桿與螺孔接觸后擠緊為止，這主要是由加載過(guò)程中上下翼緣及腹板處的高強(qiáng)螺栓連接滑移不同步造成.因?yàn)閺椥噪A段曲線(xiàn)的剛度不同，所以曲線(xiàn)中初始滑移位移有一定差異，但初始滑移荷載相差不大.

第1部分加載位移(15.78～25.08 mm)為上翼緣螺栓連接率先發(fā)生滑移階段，此時(shí)下翼緣及腹板螺栓連接不發(fā)生滑移；第2部分加載位移(25.08～42.66 mm)為上翼緣螺栓連接滑移結(jié)束后，下翼緣及腹板螺栓節(jié)點(diǎn)發(fā)生滑移過(guò)程.此過(guò)程中上翼緣螺栓螺桿繼續(xù)與孔壁擠壓，孔壁進(jìn)入屈服狀態(tài).

3)2—3(加載位移42.66～100.42 mm)為下翼緣螺桿連接滑移結(jié)束后的強(qiáng)化階段，該階段上下翼緣螺桿與螺孔壁擠壓明顯，螺孔周?chē)M(jìn)入塑性區(qū)域逐漸加大、腹板的剪切變形逐漸加大，腹板螺栓連接在此階段緩慢發(fā)生滑移，下翼緣受壓發(fā)生的屈曲變形逐漸加大.

4)3—4(加載位移101.42～140 mm)為節(jié)點(diǎn)的破壞階段，該階段梁下翼緣受壓發(fā)生的屈曲變形逐漸嚴(yán)重，與受壓翼緣相鄰的腹板逐漸發(fā)生嚴(yán)重的鼓曲破壞.

4.2.2 接觸壓力變化分析

圖8為節(jié)點(diǎn)加載全過(guò)程接觸壓力曲線(xiàn)，由圖8可知，從高強(qiáng)螺栓施加預(yù)緊力到最終的梁端加載，梁腹板-剪切板、梁上翼緣-下蓋板及梁下翼緣-下蓋板間的接觸壓力都呈現(xiàn)相似的變化趨勢(shì).

圖8 節(jié)點(diǎn)加載全過(guò)程接觸壓力曲線(xiàn)Fig.8 Curves of contact pressure of VTDBJ in loading process

1)螺栓施加預(yù)緊力很小的階段(10 kN)3對(duì)接觸面的壓力都非常小.

2)當(dāng)按規(guī)范要求施加指定的預(yù)緊力(225、155 kN)時(shí)，3對(duì)接觸面的壓力都呈現(xiàn)線(xiàn)性增長(zhǎng)并最終趨于穩(wěn)定.

3)在有限元固定當(dāng)前長(zhǎng)度及柱子施加軸壓階段，3對(duì)接觸面的壓力幾乎沒(méi)有變化.

4)在梁端加載過(guò)程中，梁上翼緣與上蓋板、梁腹板與剪切板間的接觸壓力先逐漸減小后趨于穩(wěn)定，梁下翼緣與下蓋板間的接觸壓力則是先逐漸增大后逐漸減小再趨于穩(wěn)定，其中梁上翼緣與上蓋板間接觸壓力損失最大，由開(kāi)始的1 358 kN(每個(gè)高強(qiáng)螺栓大約產(chǎn)生壓力225 kN，6個(gè)高強(qiáng)螺栓約產(chǎn)生壓力1 350 kN)減小到590 kN左右,這主要是因?yàn)榱憾讼蛳录虞d時(shí)，上翼緣和上蓋板間有脫離的趨勢(shì)，下翼緣和下蓋板間有壓緊的趨勢(shì)，又由于豎向穿心板對(duì)蓋板的約束作用，因此連接上翼緣和上蓋板的高強(qiáng)螺栓承受拉剪組合作用，高強(qiáng)螺栓中施加的預(yù)緊力被抵消一部分，造成板件間的接觸壓力減小，同時(shí)下翼緣對(duì)下蓋板的壓緊趨勢(shì)使得該對(duì)板件間的接觸壓力增大，但當(dāng)上翼緣開(kāi)始滑移時(shí)，整個(gè)節(jié)點(diǎn)的受力狀態(tài)發(fā)生改變，下翼緣與下蓋板間的接觸壓力開(kāi)始減小，但減小幅度不大；梁腹板與剪切板間的接觸壓力僅有很小的減小幅度，這是因?yàn)樵撎幍穆菟ㄟB接部位僅有很小的剪切變形所致；3對(duì)接觸壓力最終都趨于平衡，是因?yàn)榇藭r(shí)下翼緣受壓發(fā)生屈曲變形，荷載不能再有效的向連接部位傳遞所致.

4.2.3 節(jié)點(diǎn)延性分析

節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)β計(jì)算公式為

(3)

式中：θu為節(jié)點(diǎn)極限彎矩對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角；θy為節(jié)點(diǎn)屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角.當(dāng)節(jié)點(diǎn)有明顯滑移過(guò)程時(shí)，其理論的各轉(zhuǎn)角關(guān)系可由圖9得到，其中：θp為節(jié)點(diǎn)的塑性轉(zhuǎn)角；θs為節(jié)點(diǎn)的滑移轉(zhuǎn)角；K0為節(jié)點(diǎn)初始剛度；Mu為節(jié)點(diǎn)抗彎承載力；Ms為節(jié)點(diǎn)抗滑移承載力滑移.節(jié)點(diǎn)卸載時(shí)的剛度與初始加載剛度相同，由圖9中幾何關(guān)系可知θy、θp、β計(jì)算公式分別為

圖9 節(jié)點(diǎn)各轉(zhuǎn)角幾何關(guān)系示意圖Fig.9 Schematic diagram of geometric relationship of drift angles

θy=θu-θp

(4)

(5)

(6)

(7)

由試驗(yàn)及有限元分析結(jié)果、式(1)～(5)可得節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)及各轉(zhuǎn)角如表3所示，由表3可知，南北2個(gè)方向節(jié)點(diǎn)及有限元模型單調(diào)加載的位移延性系數(shù)都大于6，滿(mǎn)足文獻(xiàn)[19]關(guān)于節(jié)點(diǎn)可用于抗震區(qū)和延性性能良好的要求、所有節(jié)點(diǎn)塑性轉(zhuǎn)角均滿(mǎn)足歐洲規(guī)范EC8[20]關(guān)于塑性轉(zhuǎn)角大于0.035 rad的要求，說(shuō)明該種節(jié)點(diǎn)均具有較強(qiáng)的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力.

表3 節(jié)點(diǎn)各轉(zhuǎn)角參數(shù)Table 3 Moment parameters of joints

4.2.4 節(jié)點(diǎn)剛度評(píng)價(jià)

按照歐洲規(guī)范EC3[21]的評(píng)價(jià)方法，對(duì)VTDBJ的剛度進(jìn)行分類(lèi)評(píng)價(jià).以轉(zhuǎn)動(dòng)剛度為標(biāo)準(zhǔn)：1)名義鉸接K0≤0.5EIb/Lb.2)剛性連接K0≥8EIb/Lb，無(wú)側(cè)移框架；K0≥25EIb/Lb，有側(cè)移框架.3)半剛性連接不滿(mǎn)足1)和2)條件的連接.其中：EIb為梁的抗彎剛度，Lb為梁的跨度.

以強(qiáng)度為標(biāo)準(zhǔn)：1)名義鉸接Mu≤0.25Mbp.2)全強(qiáng)度連接Mu≥Mbp.3)部分強(qiáng)度連接不滿(mǎn)足1)和2)條件的連接.其中：Mu為節(jié)點(diǎn)抗彎承載力，Mbp為節(jié)點(diǎn)的塑性受彎承載力.

由表4可知，VTDBJ試驗(yàn)及有限元分析所得的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度相差不大，均略大于11倍的EIb/Lb，有限元分析所得節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度比試驗(yàn)值略大，主要是由于有限元分析的各種條件均為理想的狀態(tài)，而試驗(yàn)構(gòu)件的加工存在一定的初始缺陷、試件裝配過(guò)程及試件的邊界條件設(shè)置均存在一定的誤差所致.

表4 節(jié)點(diǎn)剛度參數(shù)Table 4 Parameters of joint stiffness

①α為節(jié)點(diǎn)初始剛度與EIb/Lb的比值.

本節(jié)點(diǎn)適用于多高層裝配式鋼結(jié)構(gòu)住宅，可按有側(cè)移框架設(shè)計(jì)，按轉(zhuǎn)動(dòng)剛度標(biāo)準(zhǔn)分類(lèi)，VTDBJ屬于半剛性連接節(jié)點(diǎn).VTDBJ試驗(yàn)及有限元分析的Mu均大于Mbp，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度得到充分利用，按強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)分類(lèi)可知該種穿心板式節(jié)點(diǎn)屬于全強(qiáng)度連接.

5 結(jié)論

通過(guò)對(duì)所提出的豎向穿心板式鋼管混凝土柱-鋼梁栓接節(jié)點(diǎn)承載性能的試驗(yàn)及有限元對(duì)比分析，得到以下結(jié)論：

1)VTDBJ具有構(gòu)造簡(jiǎn)單、裝配便捷、易于澆筑混凝土、傳力明確等優(yōu)點(diǎn)，是一種非常適合應(yīng)用于裝配式鋼結(jié)構(gòu)住宅的節(jié)點(diǎn)形式.

2)VTDBJ試驗(yàn)及有限元分析的加載過(guò)程均可分為4各階段：彈性階段、滑移階段、強(qiáng)化階段、破壞階段.

3)VTDBJ均屬于半剛性連接，通過(guò)穿心板對(duì)拼接處鋼梁的加強(qiáng)作用實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)塑性鉸的外移，最終在連接區(qū)外側(cè)發(fā)生梁翼緣及腹板的失穩(wěn)破壞，實(shí)現(xiàn)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件的設(shè)計(jì)原則.

4)按實(shí)際摩擦因數(shù)建立VTDBJ有限元模型，其模擬分析與試驗(yàn)總體加載過(guò)程吻合較好，破壞模式一致，因此可通過(guò)該有限元模型詳細(xì)研究相關(guān)試驗(yàn)的加載受力過(guò)程.

5)VTDBJ試驗(yàn)及有限元分析的延性系數(shù)大于6、塑形轉(zhuǎn)角大于0.035 rad，滿(mǎn)足相關(guān)規(guī)范的要求.節(jié)點(diǎn)在單調(diào)荷載作用下表現(xiàn)出較強(qiáng)的塑形轉(zhuǎn)動(dòng)能力，該節(jié)點(diǎn)屬于可用于抗震區(qū)、具有很好的延性性能的節(jié)點(diǎn).