王浩　趙欣　馬國偉

摘 要：提出一種新型模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系，將改進的模塊單元間隔布置并通過聯(lián)肢單元聯(lián)接，避免疊梁并柱產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)冗余。針對新型結(jié)構(gòu)體系的裝配特征，提出一種兩側(cè)分別為全焊接與全栓接的梁柱節(jié)點。開展3根十字形足尺節(jié)點試件的擬靜力試驗，研究節(jié)點的抗震性能，分析節(jié)點的破壞模式、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化和耗能能力，探討豎向拼接螺栓連接方式和核心區(qū)柱壁厚度對節(jié)點抗震性能的影響規(guī)律。結(jié)果表明：節(jié)點試件左右兩側(cè)抗震性能存在差異;聯(lián)肢側(cè)滯回曲線呈弓形且具有良好的轉(zhuǎn)動能力，模塊側(cè)滯回曲線呈梭形但轉(zhuǎn)動能力差;加厚核心區(qū)柱壁是提升節(jié)點抗震性能的有效手段;豎向拼接采用高強螺栓連接比對穿螺栓連接能更好地提升聯(lián)肢側(cè)的滯回性能、剛度及耗能能力。

關(guān)鍵詞：裝配式建筑;聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu);梁柱節(jié)點;抗震性能;試驗研究

中圖分類號：TU391 文獻標志碼：A 文章編號：2096-6717（2022）04-0096-09

Experimental analysis on seismic behavior of interior joint in coupled modular steel structure

WANG Haoa， ZHAO Xina，b， MA Guoweia，b

（a. School of Civil and Transportation Engineering; b. Tianjin Key Laboratory of Prefabricated Building and Intelligent Construction， Hebei University of Technology， Tianjin 300401， P. R. China）

Abstract： This paper proposed a novel modular steel structure system， which arranges the improved module units at interval and integrates them with the coupled unit， to avoid the structural redundancy resulting from the laminated-beams and group-columns.In view of the assembly characteristics of the novel structural system， this paper further proposed a beam-column joint， which connects the beams on both sides separately through fully-welded connection and fully-bolted connection. To investigate the seismic behavior of novel joint， quasi-static tests of three full-scale cruciform joint specimens were carried out， the failure modes， hysteretic curves， envelop curves， stiffness degradation and energy dissipation capacity of joints were analyzed， the effect law of vertical-splicing bolt connection type and column wall thickness in panel zone on the seismic behavior of joint was discussed. The results show that， seismic behavior on both sides of joint specimens exhibit some differences.The hysteresis curves of the coupled side joint are in bow shape and have good rotation behavior， the modular side joints exhibit shuttle shape hysteretic curves but their rotation ability are poor. Thickening the column wall in panel zone is an effective way to improve the seismic behavior of the joint.High strength bolts applied in vertical splicing could improve the hysteretic behavior， stiffness and energy dissipation capacity of the coupled side joint compared with through high-strength bolts.

Keywords：prefabricated building; coupled modular steel structure; beam-column joint; seismic behavior;experimental analysis

模塊建筑是建筑工業(yè)化發(fā)展的高級階段，柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊因其單元輕質(zhì)高強、方便運輸?shù)跹b、可實現(xiàn)一面或多面墻體完全開放等優(yōu)勢而廣泛應(yīng)用于模塊建筑[1-3]。由模塊柱、底梁和頂梁組成的三維空間結(jié)構(gòu)模塊單元水平、豎向堆疊后，同層模塊單元交匯處的模塊柱組成并柱，上下層模塊交匯處上層底梁與下層頂梁形成疊梁。模塊建筑的快速裝配特征使得柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊單元間只在角部連接，導致并柱與疊梁均只在各自的端部進行連接[4]，研究表明，此連接方式的并柱只有部分組合作用[5]，疊梁無組合作用[6-7]或難以達到協(xié)同工作的理想狀態(tài)[8]，無法充分發(fā)揮材料的性能而造成材料成本的增加和浪費。學者們從改進模塊單元和增強構(gòu)件組合性能方面開展了相關(guān)研究。楊尚榮[9]提出單層梁模塊體系及其配套的榫卯螺栓連接節(jié)點并開展了抗震性能研究;Lee等[10]提出弱化頂梁為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件并研究了頂梁托架式連接節(jié)點的抗震性能;Sharafi等[11]提出榫卯式模塊單元構(gòu)件以形成自鎖結(jié)構(gòu)系統(tǒng)而增強構(gòu)件間協(xié)同性能;Xu等[12-13]提出通過改變雙梁接觸性能提升其組合能力并開展了相關(guān)試驗研究;王煒[14]提出異形角柱模塊單元并沿柱高度方向通過螺栓連接增強并柱組合性。以上研究主要集中于改善模塊體系的疊梁共同工作性能，少數(shù)研究兼顧提升并柱、疊梁的組合性能，卻加大了工廠加工及現(xiàn)場裝配難度，筆者提出一種聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)新型體系及其拼裝節(jié)點，通過3個足尺十字形節(jié)點試件的低周往復荷載試驗，開展中節(jié)點的抗震性能研究。

1 聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系

為充分利用模塊結(jié)構(gòu)集成度高的優(yōu)勢，有效避免由于疊梁并柱的結(jié)構(gòu)冗余，將模塊單元間隔布置并通過聯(lián)肢單元聯(lián)接各模塊，如圖1（a）所示。模塊單元為傳統(tǒng)柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊單元，聯(lián)肢單元為同時集成天花板與地板的結(jié)構(gòu)板單元，結(jié)構(gòu)骨架由兩根平行布置的聯(lián)肢梁及橫跨于其間的次梁格柵組成，如圖1（b）所示。聯(lián)肢單元的聯(lián)肢梁直接將荷載傳遞至相鄰模塊單元的模塊柱，從而將圖1（a）中的紅色并柱簡化為綠色的單柱形式。

傳統(tǒng)柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊體系的疊梁由具有頂梁和底梁“雙層梁”體系的模塊單元豎向堆疊形成，因此提出弱化模塊單元底梁。具體而言，將模塊單元的頂梁設(shè)置為結(jié)構(gòu)梁，使其同時承受本層模塊單元的天花板荷載和上層模塊單元的地板荷載;將底梁設(shè)置為非結(jié)構(gòu)梁，保證模塊單元在運輸及吊裝過程中的穩(wěn)定性，如圖2（a）所示。改進的模塊單元豎向堆疊后避免了紅色疊梁的形成，如圖2（b）所示。

改進的模塊單元雙向間隔布置并以聯(lián)肢單元連接后，再逐層布置相同單元，最終形成新型聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系，如圖3所示。聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)改進了無組合作用或組合作用不明確的并柱、疊梁傳統(tǒng)模塊體系，從而有效減少了材料的浪費，單元交匯處結(jié)構(gòu)構(gòu)件數(shù)量的顯著減少，大大降低了模塊間節(jié)點裝配難度，聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)具有了明確的傳力路徑，模塊梁、聯(lián)肢梁與模塊柱形成框架結(jié)構(gòu)抵抗水平作用。該體系中模塊結(jié)構(gòu)梁與聯(lián)肢梁選取相同截面的H型鋼，且處于同一高度以保證模塊單元與聯(lián)肢單元的結(jié)構(gòu)梁頂、底面完全平齊。并且兩者的結(jié)構(gòu)梁頂面和底面均分別集成相同構(gòu)造的地板與天花板，以保證模塊單元與聯(lián)肢單元部分的協(xié)調(diào)一致性和施工的便利性。該體系采用嚴格控制焊縫質(zhì)量的工廠焊接和快速高效全栓接的現(xiàn)場裝配方式，具有較高的加工與施工精度要求，可通過采用型材、自動化焊接、數(shù)字化開孔及其自定位構(gòu)造等措施滿足其精度要求。受限于道路運輸要求、無支撐及非貫通柱等特征，聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)適用于中低層裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑體系。

2 聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點

圖4為聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系典型單元間裝配示意圖，上下層模塊單元與兩個聯(lián)肢單元通過聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點連接各單元結(jié)構(gòu)構(gòu)件的端部形成結(jié)構(gòu)整體。模塊單元的模塊梁與模塊柱在工廠焊接連接，現(xiàn)場裝配時該節(jié)點需在樓板高度處豎向拼接上層模塊單元的模塊柱（以下簡稱上層模塊柱）與下層模塊單元的模塊柱（以下簡稱下層模塊柱）以及水平連接聯(lián)肢單元內(nèi)的聯(lián)肢梁。

聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點的實體構(gòu)造如圖5所示。該節(jié)點連接上層模塊柱、下層模塊柱、模塊梁和聯(lián)肢梁。模塊柱的方鋼管柱、內(nèi)隔板、上蓋板和整體式內(nèi)套筒在工廠焊接加工為一體。內(nèi)隔板所處位置與梁下翼緣對應(yīng)，其在四邊開V形坡口后采用熔透焊與方鋼管柱壁焊接為一體。上蓋板位于方鋼管柱頂面，方鋼管柱頂壁面開V形坡口并與上蓋板焊接為一體。內(nèi)套筒由四塊鋼板通過角焊縫焊接并將底部開V形坡口與上蓋板頂面焊接，各部件位置關(guān)系如圖5（a）所示。內(nèi)套筒直接焊接至方鋼管柱而形成整體式內(nèi)套筒，降低其現(xiàn)場裝配難度及減少螺栓裝配工作量。該體系的分層裝配特征使得方鋼管柱需在樓板高度處斷開，這為梁柱連接采用高強螺栓提供了操作空間，進一步將用于提升節(jié)點性能的內(nèi)隔板以及整體式內(nèi)套筒所需的上蓋板開設(shè)120 mm圓孔，以保留高強螺栓操作空間優(yōu)勢。模塊梁由H型鋼梁與擴翼板組成，聯(lián)肢梁由H型鋼梁與平端板焊接而成，如圖5（b）所示。上層模塊柱與下層模塊柱通過整體式內(nèi)套筒和螺栓實現(xiàn)豎向拼接，螺栓可采用高強螺栓或?qū)Υ┞菟ǎ捎酶邚娐菟〞r需將螺母提前焊接至整體式內(nèi)套筒內(nèi)側(cè)。聯(lián)肢梁通過角鋼和螺栓實現(xiàn)與模塊柱的連接，節(jié)點裝配過程如圖5（c）、（d）所示。

3 試驗概況

3.1 試驗設(shè)計

為研究該節(jié)點的平面內(nèi)受力性能，以某3層聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)為原型，取梁柱反彎點處為試驗單元，設(shè)計制作3個十字形節(jié)點試件CM1、CM2、CM3，基本參數(shù)如表1所示。試件所用鋼材均為Q355B，方鋼管柱采用□200×200×8，H型鋼梁采用HM194×150×6×9，內(nèi)套筒采用□180×180×12，角鋼采用∟180×90×14，以上尺寸單位均為mm。高強螺栓與對穿螺栓均采用10.9級M20。CM3試件的加厚核心區(qū)鋼管由14 mm厚鋼板焊接而成，鋼管底部與方鋼管柱焊接為一體。試件尺寸及節(jié)點構(gòu)造如圖6所示。

3.2 材性試驗

以6組不同板厚的鋼板或型鋼各3件制作18個拉伸試樣，參考《金屬材料拉伸試驗第一部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010），通過MTS拉伸試驗機對各組鋼材進行材性試驗，結(jié)果的平均值如表2所示。

3.3 加載裝置及加載制度

試驗采用梁柱節(jié)點擬靜力試驗常用的梁端加載方式。下層模塊柱底通過銷軸與鉸支座連接形成固定鉸約束，上層模塊柱頂側(cè)面通過夾板與水平錨桿固定于反力墻上，形成豎向可移動的鉸支座，柱頂面通過單向千斤頂施加595 kN壓力（軸壓比為0.2），柱頂與柱底固定裝置與文獻[7]保持一致。聯(lián)肢梁端與模塊梁端均通過夾板與螺桿連接于作動器，而將其約束條件視為自由端，試驗加載裝置及對應(yīng)力學簡圖如圖7所示。兩梁端分別通過MTS加載控制系統(tǒng)施加反向低周往復荷載，加載制度參考美國AISC抗震規(guī)范[15]的層間位移角加載。由于模塊梁焊接與聯(lián)肢梁栓接性能的差異性，當一側(cè)節(jié)點破壞而另一側(cè)節(jié)點仍具有較大承載能力儲備時，應(yīng)卸載破壞側(cè)梁端并且繼續(xù)加載另一側(cè)梁端，直至另一側(cè)發(fā)生破壞或荷載下降到峰值荷載的85%時停止試驗。兩梁端的加載制度如圖8所示。為便于描述，以圖7所示裝置視角為基準，規(guī)定左梁作動器向下施加推力時彎矩和層間位移角為正，向上施加拉力時彎矩和層間位移角為負。

3.4 量測內(nèi)容

試驗通過MTS加載控制系統(tǒng)記錄聯(lián)肢梁端的荷載F1和位移δ1以及模塊梁端的荷載F2和位移δ2，節(jié)點兩側(cè)的彎矩分別取為梁端荷載與加載點至柱軸心所在平面距離L的乘積，節(jié)點兩側(cè)的層間位移角分別取為梁端位移與加載點至柱軸心所在平面距離L的比值。

4 試驗結(jié)果與討論

4.1 試驗過程及破壞特征

CM1加載至0.03 rad時，頂角鋼上部與柱壁脫開，可見明顯縫隙，加載至-0.03 rad時，聯(lián)肢梁側(cè)柱壁變形使底角鋼與平端板均與相鄰柱壁間出現(xiàn)明顯縫隙。加載至0.04 rad時，聯(lián)肢梁上翼緣螺栓滑移，加載至0.05 rad時，模塊梁上翼緣漆皮輕微脫落，聯(lián)肢梁頂角鋼與柱壁完全脫離。加載至-0.05 rad時，發(fā)生圖10（a）所示紅色圓圈區(qū)域中的焊接于模塊梁下翼緣的擴翼板與柱壁焊縫角部的開裂現(xiàn)象，并且聯(lián)肢梁側(cè)發(fā)生圖10（d）所示的底角鋼對應(yīng)柱壁不斷鼓曲的現(xiàn)象。加載至0.05 rad時，第2次循環(huán)時圖10（a）中的開裂焊縫不斷擴展，回零后卸載模塊側(cè)作動器并繼續(xù)加載聯(lián)肢側(cè)。加載至0.06 rad時，第2次循環(huán)時發(fā)生圖10（c）所示紅色圓圈內(nèi)的頂角鋼加勁肋焊縫斷裂現(xiàn)象并造成荷載的急劇下降。圖10（c）中頂角鋼垂直肢對應(yīng)高強螺栓的失效被認定為試件破壞并停止加載。

CM2加載至0.03 rad時，聯(lián)肢梁上翼緣螺栓滑移，模塊梁發(fā)生圖10（b）所示白色區(qū)域中的下翼緣與擴翼板焊接完全開裂現(xiàn)象，因此，回零后卸載模塊側(cè)并繼續(xù)加載聯(lián)肢側(cè)。加載至-0.03 rad時，聯(lián)肢側(cè)出現(xiàn)與CM1一致的底角鋼對應(yīng)柱壁變形而使柱壁與平端板及角鋼出現(xiàn)明顯縫隙。加載至0.04 rad時，頂角鋼垂直肢整面及平端板上部與柱壁縫隙明顯。后續(xù)加載過程中，螺栓滑移及柱壁不斷鼓曲，直至加載至0.07 rad時出現(xiàn)圖10（e）紅色圓圈所示的與CM1相同的頂角鋼加勁肋焊縫斷裂而造成荷載急劇下降的現(xiàn)象。加載至-0.07 rad時，圖10（f）紅色圓圈區(qū)域所示的底角鋼與柱壁連接處的高強螺栓有拔出趨勢，因此認為試件破壞并結(jié)束試驗。

CM3加載至0.03 rad時，聯(lián)肢梁上翼緣螺栓滑移。加載至0.04 rad時，模塊梁發(fā)生圖10（b）所示的下翼緣與擴翼板焊縫開裂現(xiàn)象且上翼緣漆皮脫落明顯，聯(lián)肢側(cè)頂角鋼加勁肋焊縫斷裂使頂角鋼切換為無加勁肋受力模式。加載至-0.04 rad時，模塊梁上翼緣漆皮不斷脫落，聯(lián)肢梁下翼緣螺栓滑移。加載至0.04 rad時，第2循環(huán)時模塊梁發(fā)生同CM2一致的圖10（b）所示的翼緣與擴翼板焊縫的完全貫通開裂，因此，在回零后卸載模塊側(cè)。加載至0.05 rad時，頂角鋼底部及平端板頂部均與柱壁縫隙明顯，聯(lián)肢梁的外排螺栓及角鋼外側(cè)對應(yīng)翼緣漆皮脫落明顯。后續(xù)加載中角鋼外側(cè)梁翼緣漆皮不斷脫落，加載至-0.06 rad時，角鋼外側(cè)梁翼緣呈現(xiàn)輕微局部屈曲。加載至±0.07 rad時，角鋼外側(cè)梁翼緣呈現(xiàn)明顯局部屈曲，加載至±0.08 rad時，聯(lián)肢側(cè)的下翼緣與上翼緣分別呈現(xiàn)出比圖10（g）、（h）中紅色圓圈處更加明顯的局部屈曲，并且其承載能力開始下降，翼緣變形過大，出現(xiàn)剪切破壞，認定為試件破壞并結(jié)束試驗。

4.2 滯回曲線

圖11為3個試件的節(jié)點聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點模塊側(cè)的彎矩層間位移角滯回曲線。由圖11可知，由于節(jié)點聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點模塊側(cè)栓接與焊接的連接方式不同，兩者的滯回曲線呈現(xiàn)明顯的差異性，節(jié)點聯(lián)肢側(cè)滯回曲線呈弓形，節(jié)點模塊側(cè)滯回曲線呈梭形。對比CM1與CM2的節(jié)點聯(lián)肢側(cè)，后者在加載后期呈現(xiàn)明顯捏縮，這是由于對穿螺栓受力后伸長，卸載后不能恢復原長，其“對拉效應(yīng)”[16]導致節(jié)點表現(xiàn)出較差的滯回性能。對比CM1與CM2的模塊梁，前者滯回曲線呈飽滿梭形，后者由于梁柱焊縫質(zhì)量問題開裂較早，未表現(xiàn)出良好的滯回性能。對比CM1與CM3的聯(lián)肢梁，后者滯回環(huán)更加飽滿，這是由于增大核心區(qū)厚度能夠使耗能模式由CM1的柱壁鼓曲變形轉(zhuǎn)移至CM3的螺栓滑移及梁翼緣變形，從而有效提升了節(jié)點的滯回性能。

4.3 骨架曲線

3個試件的骨架曲線如圖12所示。由圖12可知，栓接與焊接的不同連接方式使節(jié)點聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點模塊側(cè)骨架曲線分離明顯，兩側(cè)節(jié)點的承載性能存在差異。對比CM1與CM2的節(jié)點聯(lián)肢側(cè)，正向加載初期，前者的高強螺栓對頂角鋼較強的約束作用使得其承載性能高于后者;加載后期，后者模塊梁的過早退出工作反而使聯(lián)肢梁在達到相同位移時需要施加更大荷載，導致后者的節(jié)點聯(lián)肢側(cè)正向荷載顯著增長。對比CM1與CM2的節(jié)點模塊側(cè)，兩者骨架曲線在CM2破壞前基本重合，說明豎向拼接螺栓類型對其無明顯影響。對比CM1與CM3，增大核心區(qū)柱壁厚度能夠增強節(jié)點聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點模塊側(cè)在各加載級下的承載能力，尤其柱壁鼓曲變形的改善能夠顯著增強節(jié)點聯(lián)肢側(cè)的負向承載性能。

節(jié)點聯(lián)肢側(cè)與節(jié)點模塊側(cè)的初始抗彎剛度、極限彎矩及極限層間位移角試驗結(jié)果列于表3，其中，初始抗彎剛度通過擬合骨架曲線的彈性階段斜率得出，極限彎矩取骨架曲線極值的絕對值，由于部分構(gòu)件未出現(xiàn)下降段或荷載未下降至85%以下，極限層間位移角取終止試驗時對應(yīng)層間位移角的絕對值。對比各試件的聯(lián)肢側(cè)極限彎矩與模塊側(cè)極限彎矩可以看出，前者普遍高于后者，這是由于模塊側(cè)焊縫的過早開裂而使其無法充分發(fā)揮承載力，聯(lián)肢側(cè)的梁全截面通過復合帶肋角鋼連接和平端連接栓接于方鋼管柱而表現(xiàn)出良好的抗彎承載力。對比CM1與CM2可知，相較于對穿螺栓，采用高強螺栓連接頂角鋼與模塊柱能夠顯著提升節(jié)點聯(lián)肢側(cè)的正向初始剛度，由3 157 kN·m/rad提升至4 400 kN·m/rad。兩者梁下翼緣與柱連接方式一致，但前者初始剛度略低，推斷為CM1加載過程中柱頂一側(cè)夾板松動導致其抗彎剛度降低。對比CM1與CM3，增大核心區(qū)柱壁厚度能夠顯著增強兩側(cè)節(jié)點的初始抗彎剛度及抗彎承載能力，其中，聯(lián)肢側(cè)的正負向初始剛度分別提高了19.0%和33.3%，聯(lián)肢側(cè)的正、負向極限彎矩分別提高了39.3%和29.6%，模塊側(cè)的正、負向極限彎矩分別提高了7.8%和32.8%，由此說明，核心區(qū)柱壁的厚度是該類型節(jié)點承載性能及初始抗彎剛度的重要影響因素。

4.4 剛度退化

由于各試件的節(jié)點模塊側(cè)剛度退化不明顯，因此，圖13給出了3個試件節(jié)點聯(lián)肢側(cè)的正負向剛度退化性能柱狀圖，等效剛度退化系數(shù)取為骨架曲線中各級層間位移角下的割線剛度與初始抗彎剛度的比值。對比CM1與CM2，前者的正向剛度在0.03 rad后退化能力明顯快于后者，這是由于CM2加載至0.03 rad時模塊梁退出工作，無模塊側(cè)的協(xié)同作用反而增大了節(jié)點聯(lián)肢側(cè)的剛度。對比CM1與CM3的正向剛度退化，兩者在各層間位移角下基本保持一致，說明柱壁核心區(qū)厚度的增加對節(jié)點的正

向剛度退化影響不顯著。對比CM1與CM3的負向剛度退化，除加載至0.06 rad時CM1模塊梁退出工作顯著增強了節(jié)點聯(lián)肢側(cè)負向抗彎剛度外，厚核心區(qū)柱壁的CM3負向剛度明顯緩于薄核心區(qū)柱壁的CM1，這是由于柱壁厚度的增加導致塑性開展由高強螺栓、柱壁向鋼梁發(fā)展，從而延遲了節(jié)點的剛度退化速度。

4.5 耗能能力

參考《建筑抗震試驗規(guī)程》（JGJ/T 101—2015），耗能能力通過能量耗散系數(shù)E和等效粘滯阻尼系數(shù)he表征，計算方法如圖14所示。表4給出了各試件兩側(cè)節(jié)點破壞時的耗能情況，可以看出，除CM2節(jié)點模塊側(cè)因焊縫斷裂過早破壞外，即使節(jié)點模塊側(cè)破壞時的層間位移角小于節(jié)點聯(lián)肢側(cè)，但仍表現(xiàn)出較強的耗能能力，CM1與CM3節(jié)點模塊側(cè)的等效粘滯阻尼系數(shù)分別達到0.270和0.245，均高于節(jié)點聯(lián)肢側(cè)。對比CM1與CM2節(jié)點聯(lián)肢側(cè)，兩者在破壞時的等效粘滯阻尼系數(shù)分別為0.196和0.135，對穿螺栓過于顯著的“對拉效應(yīng)”使節(jié)點產(chǎn)生滑移，降低了節(jié)點的耗能能力。CM1與CM3節(jié)點聯(lián)肢側(cè)破壞時均表現(xiàn)出良好的耗能能力，但后者更優(yōu)，這是由于核心區(qū)柱壁厚度的增加使節(jié)點破壞前的耗能模式由柱壁鼓曲變形轉(zhuǎn)變?yōu)榻卿撏鈧?cè)梁翼緣屈曲變形，角鋼與聯(lián)肢梁相連接的螺栓群滑移也能夠消耗一部分能量。綜上，采用高強螺栓豎向拼接模塊柱以及加厚核心區(qū)柱壁均能有效提升節(jié)點聯(lián)肢側(cè)的耗能能力。

5 結(jié)論

1）提出的聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)體系有效避免了傳統(tǒng)柱承重式鋼結(jié)構(gòu)模塊體系的“并柱疊梁”結(jié)構(gòu)冗余問題，從而減少了材料的浪費，降低了節(jié)點的裝配難度，同時使整體結(jié)構(gòu)的傳力路徑更加明確。

2）聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點左右兩側(cè)抗震性能存在差異。聯(lián)肢側(cè)滯回曲線呈弓形且具有良好的轉(zhuǎn)動能力，模塊側(cè)滯回曲線呈梭形但轉(zhuǎn)動能力差，模塊側(cè)極限抗彎承載力普遍低于聯(lián)肢側(cè)。

3）豎向拼接采用高強螺栓，相較于對穿螺栓能夠有效提升聯(lián)肢側(cè)正向初始剛度，對穿螺栓的對拉效應(yīng)易削弱節(jié)點的耗能能力。加厚核心區(qū)柱壁能夠提升節(jié)點兩側(cè)的承載能力及剛度。

4）聯(lián)肢模塊化鋼結(jié)構(gòu)中節(jié)點有待通過優(yōu)化構(gòu)造進一步縮小兩側(cè)抗震性能的差異。模塊側(cè)通過塑性鉸外移避免焊縫拉裂的脆性破壞，高強螺栓豎向拼接及適當增加核心區(qū)柱壁厚度實現(xiàn)兩側(cè)剛度協(xié)同性。以上改進措施有待進一步通過試驗和數(shù)值模擬進行研究。

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（編輯 黃廷）

收稿日期：2021-07-23

基金項目：國家自然科學基金（52078179、51708168）

作者簡介：王浩（1992- ），男，博士，主要從事智能建造研究，E-mail：13672067512@163.com。

趙欣（通信作者），女，副教授，E-mail：673790320@qq.com。

Received：2021-07-23

Foundation items：National Natural Science Foundation of China （No. 52078179， 51708168）

Author brief：WANG Hao （1992- ）， PhD， main research interest： intelligent construction， E-mail： 13672067512@163.com.

ZHAO Xin （corresponding author）， associate professor， E-mail： 673790320@qq.com.