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方钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁节点的抗震性能试验
摘要：本文提出了一种将薄壁方钢管混凝土柱与节点两侧的钢筋混凝土梁连接的节点系统。为了延缓高宽厚比的方形钢管的局部屈曲并增强对填充混凝土的约束效果，将对角加劲肋焊接到内部方形钢管的相邻侧面，并将纵向钢筋嵌入方钢管混凝土柱中。在联合轴压和反向循环荷载作用下，对4个带内膜片的钢管混凝土节点进行了大位移比6.7%的测试。4个试件均按强柱弱梁概念和强联合弱构件抗震设计思想设计。钢管混凝土柱截面尺寸为300times;300 mm。梁截面尺寸为200times;350 mm，钢筋混凝土梁采用高强度钢筋(600 MPa)。方管宽厚比和柱内轴向荷载水平是研究的两个重要参数。失效模式有两种，即观察了梁受弯破坏和梁受弯破坏与粘结破坏的关系。两种破坏模式均具有延性，节点在循环荷载作用下表现出良好的抗震性能。根据试验结果，提出了节点设计的一些注意事项。
作者关键词：钢管混凝土；钢筋混凝土梁；钢-混凝土复合节点；内部隔膜抗震性能；金属和复合结构。
介绍
钢管混凝土柱是一种经济适用的柱型，由填充混凝土和钢管组成。钢管混凝土柱填充混凝土增强了钢管的稳定性，同时钢管可以约束填充混凝土，起到模板的作用。因此，钢管混凝土柱可以作为多层和高层建筑中抵抗竖向和横向荷载的主要结构构件之一。近年来，方钢管混凝土构件作为柱、墩、桥拱、塔、桁架构件等越来越受到世界各国的欢迎，这是由于其相对于圆形钢管混凝土构件的优势:(1)与圆管相比，方截面钢管有利于装饰、建筑空间的布置、防火;(2)梁柱连接更方便、简单，施工成本更低;(3)截面惯性矩越大，横向承载力越高。然而，方形钢管不能提供像圆形钢管那样多的围压，局部屈曲更容易发生，特别是对于高宽厚比钢管。如图1中所示(a)，为了最大程度地减小高宽厚比(通常ge;60)的方形钢管的局部屈曲,提高填充混凝土的约束效果,作者提出了一种新颖的加劲肋布置，该加劲肋具有焊接在冷弯方管相邻边上的圆形切口钢管。内部加强筋促进了薄壁方钢管的使用，并具有取代横向钢筋的潜力。虽然需要额外的加工，但与相同钢量的厚管方钢管混凝土柱相比，管材较薄的方钢管混凝土柱、内部加强筋和柱纵杆的结构性能更好。嵌入式加强筋和纵向钢筋可以提高防火性能。
钢管混凝土框架结构中最重要且经常出现问题的部分是梁与柱之间的连接，这在地震中起着至关重要的作用。通过试验研究了方钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁的连接性能。有两种类型的连接细节，即通过柱连接和通过梁连接。Nie(2008)，Bai(2008)， Tang(2016)，和Zhang(2012)等人提出了一种混凝土外包钢管混凝土柱和钢筋混凝土梁的连接系统，代表了横梁连接。对于这种连接，钢管在接头区域完全断开，钢筋钢筋混凝土梁中的纵向钢筋通过接头连续。Pan(2014)和Liao(2014)研究了贯通柱连接的力学性能。
图1.两种节点系统:(a) RCFST柱与RC梁的节点;(b)钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁与环梁连接.
在这种连接系统中，钢筋混凝土梁被用来连接钢管混凝土柱。如图1(b)所示，两者都着重于钢筋混凝土环梁的加固细节。试验结果表明，连续梁节点和连续柱节点均具有较高的承载力、刚度和耗能能力。
但是，还查明了下列问题。对于连续梁节点，环梁的配筋细部较为复杂，突出的环梁对幕墙的布置有一定的难度，在建筑上不可取。对于直柱节点，现场焊接和复杂的配筋细节是不可避免的。
因此，图1(a)所示的方钢管混凝土(RCFST)柱与钢筋混凝土梁的新型节点体系具有一定的优势。在接头系统中，方型空心截面(SHS)上的开口允许梁的加固是连续的，而内部横膈膜则焊接到冷成型的SHS上。除了约束钢管和混凝土外，带有圆形开口的内横隔板还可用于加固柱。根据Fan (2015)的研究，在传统的方CFST柱与内隔板的钢梁节点之间，内隔板主要传递由梁弯矩引起的钢法兰的力。相比之下，图1(a)所示的内膜片则不需要从RC梁传递力。
为了评价抗震性能，在轴压和反循环荷载共同作用下，对4个带内隔板的方钢管混凝土节点进行了抗震试验。节点区钢管宽厚比和柱内轴向荷载水平是两个重要的节点参数。研究了混凝土的破坏模式、变形能力、耗能能力和粘结强度。提出了该新型关节系统的设计思路。
实验程序
试样
试件由四个从平面框架(约半尺度模型)上取下的内部RCFST复合节点组成，节点位于梁和柱的假定跨中拐点处。摘要以四种不同轴向荷载水平或宽厚比的节点管材为例，对四种相同尺寸的节点管材进行了现场浇筑，模拟了典型的内梁柱节点。根据强柱弱梁设计准则，设计了钢筋混凝土梁节点试件的方钢管混凝土柱。为便于比较，计算了柱弯矩()和梁弯矩()。分析所用的材料性能与实测值一致。轴向荷载水平为0.20和0.40的试件，预测的强柱-弱梁弯矩比，即∶分别为2.55和2.64。这意味着这些柱子在整个测试过程中保持弹性。
组合柱轴向荷载水平n选择分别为0.20和0.40。定义在方程式(1)中;由于这个定义，它可以反映混凝土的实际应力水平
其中=在柱顶施加的轴向载荷；系数0.85表示圆筒强度和构件强度之间的差异；=平均混凝土圆筒抗压强度，可以从测量的混凝土立方体强度fcu（=0.8fcu）；fa和fy分别=钢和纵向柱钢筋屈服强度；Ac=混凝土的横截面积；Aa=钢管和内部垂直钢筋的总横截面积；Ar=总横截面积纵向柱钢筋。
表1给出了每个样本的详细信息。以CFSTJ-2- 4a为例，首字母CFSTJ表示正方形的RCFST节理试件;第一个数字2表示连接管tj的厚度(mm);第二个数字4，表示内部隔膜td的厚度为4mm;A表示施加的柱轴向荷载为1000kN，对应的轴向荷载水平为0.20,B表示轴向荷载为2000kN，对应的轴向荷载水平为0.40。
图2为节点试件的细节。为了避免潜在的塑性铰区，保持柱的连续承载能力，节点区钢管分别向上和向下延伸至管径的一半。加劲肋的开口用来保证混凝土的完整性。
带内加强筋方管的加工工艺如图3(a)所示。为了防止焊缝的不良失效，采用了50毫米宽的钢板来加强垂直对接焊缝的连接线。通过对上柱段和下柱段分别为关节段。管端焊接20毫米厚的端板，并在浇注混凝土前在指定位置加筋。最后，养护后用高强水泥将混凝土顶面整平，再将另一端板焊接到管顶。
焊接残余应力对加筋方钢管混凝土柱的性能影响不大(Tao et al. 2009)。为了在试验过程中清楚地观察接头管剪切板的现象，选择了图3(b)中钢管截面的方向。
材料
所有试件均采用相同的配筋细部，浇筑相同的混凝土。九个混凝土立方体(150times;150times;150mm)在与试件相同的条件下制备并固化。试件实测混凝土立方体平均强度fcu为49.0 MPa，对应的筒体抗压强度为39.2 MPa。对三种不同的钢管和钢筋进行拉伸试验，以确定它们各自的平均力学性能，如表2所示。
测试设置、测量和测试过程
试验前对柱进行预加载，逐步施加轴向载荷，达到指定的轴向载荷(试件CFSTJ-2-4A、CFSTJ-4-4A、CFSTJ-6-4A分别为1000kN;CFSTJ-2-4B为2000kN)。在每次试验中，柱轴向载荷通过手动调节3000kN来加载液压千斤顶,四个ϕ46预应力钢棒。四个ϕ46钢条会压缩列。横向荷载通过放置在柱顶部的一个500kN的液压千斤顶循环施加(图4)。
如图4所示，我们安装了LVDTs和位移传感器来观察节点核心区、梁和柱的性能。在柱和梁的塑性铰区周围放置四个测斜仪，以获得相应的转动。在钢筋、连接管和内部横膈膜上放置应变片，以研究它们的性能(图5)。
图3.（a）具有内部加强筋的方管的制造过程；（b）钢管截面的方向（俯视图）.
图4.测试设置.
图5.（a）钢筋应变仪的位置；（b）接头管应变仪.
图6.加载过程.
水平循环加载采用位移控制模式(图6)(Li et al. 2009)。
测试结果
失效模式
两种不同的失效模式，测试结束时相应的裂缝分布模式和相关照片如图7所示。通过在每次测试后移除接合区域处的管来观察接合区域内的混凝土中的裂缝。
破坏模式I[7(a)]的特征是梁受弯破坏，其次是梁纵筋的粘结破坏。这在样本CFSTJ-2-4A和CFSTJ-4-4A中观察到。弯曲裂缝在两个试样的梁在水平加载后立即出现。这些裂纹在循环荷载逆转过程中逐渐形成弯剪裂缝和许多斜向裂缝。裂缝从梁的顶部和底部表面发出，通过塑料铰链处的裂缝连接在一起形成。如图7(b)所示，对于两个试样,在第一个或第二个循环中，均观察到在5%的位移比下，纵向梁加强筋在关节芯内发生了显著的滑移。节点附近的梁端混凝土被压碎、碎裂，由于梁纵向钢筋的塑性伸长和滑移，柱面与钢筋混凝土梁之间出现了垂直缝隙。剪切滑移线[图7(c)]发生在连接管本身，随着水平位移的增加，连接管发生屈曲。凸起屈曲[图7(d)]，这是由于钢筋的滑动和从钢筋周围的覆盖混凝土中拉出引起的，发生在钢筋穿过的接缝管中。由于2毫米管（D /=50）的面外抗弯刚度相对较弱，因此接头管弯曲。 至于标本CFSTJ-4-4A A的接头管厚度为4毫米，在接头管上也出现了剪切滑移线，但由于较低的宽厚比（D /=75）和相对较低的厚度而未观察到屈曲较大的平面外抗弯刚度。拆除接缝管后，两个试样的混凝土芯几乎保持完整，只有几个对角线裂缝。
破坏模式II[图7(f)]是在试件CFSTJ-2-4B和CFSTJ-6-4A中观察到，其特征是节点外梁受弯破坏。然而，梁纵筋的粘结破坏直到试验结束才被观察到，这是与破坏模式I最重要的区别。测试过程中的观察结果与破坏模式I相似，直到达到位移比为5％。由于接缝管的宽厚比较小（对于CFSTJ-6-4A，D /=50）和较高的轴向载荷（对于CFSTJ-2-4B，n= 0.40），因此核心混凝土保持完整无任何可见裂缝。但是，在塑料铰链处，梁纵筋的屈曲严重损坏了接缝区域附近的梁端混凝土[图7(g)]。没有出现可见的钢筋滑移。在试件CFSTJ-2-4B中，接头管和纵筋上也出现了剪切滑移线。但是，钢管在两个试样中都没有弯曲。
图7.裂纹模式：（a–e）破坏模式I（CFSTJ-2-4A）；（f和g）破坏模式II（CFSTJ-2-4B）
横向荷载(P)和侧向位移曲线(Delta;)
图8显示了所有样品在循环荷载下P-Delta;的滞后曲线。这里，P是由于在柱顶部施加的位移引起的反作用力，Delta;是相应的水平位移。施加水平力后，所有光束都会破裂。初始载荷-位移响应是线性的。随后，随着试样进入非弹性范围，刚度逐渐降低。随着较大的水平位移，在滞后环中观察到夹紧效应。
对于失效模式I(梁受弯破坏与粘结破坏)，粘结破坏发生在水平位移达到116.5 mm(5%位移比)后。当试件CFSTJ-2-4A和CFSTJ-4-4A向负方向加载时，纵向杆件滑向节理附近[图9 (a)]。当加载方向反转并且载荷减小到较小值时，接合区域内的纵筋几乎可以自由滑动[图3]。9 (b))。由于试件刚度接近于零，曲线几乎是水平的，如图8(a、c)中的水平虚线曲线所示。。之后，斜柱与顶部的左侧混凝土梁和底部的右侧混凝土梁接触[图9（c）]。部分力转移到完好的混凝土上，试件刚度再次增大，如图8(a、c)曲线所示。
对于失效模式II(纯梁受弯破坏)，梁纵筋未见明显滑移，因此曲线较完整。结果表明，CFSTJ-2-4B接头管首先屈服，表明采用薄壁钢管实际上提高了接头的延性。
分析和结论
P-Delta;包络曲线
图10给出了骨架样品的载荷-挠度曲线,显示了不同的参数对P-Delta;包络曲线的影响。随着接头管宽厚比由150降至50[图10(a)]，从钢管到芯混凝土的限制效果得到改善，并且由钢管提供的剪切能力增加。由于钢管部分的面积较大。因此，接合区的承载能力增加并且接合区内的裂缝更少。试样CFSTJ-2-4A和CFSTJ-4-4A的失效模式和骨架曲线几乎相同，第一周期正向5.6%位移的强度突然下降到载荷的68.0%和70.2%。第一个周期分别为5%位移，因为两者都经历了梁钢筋的严重滑动。然而，在样品CFSTJ-6-4A中未观察到滑移，这归因于连接管的较低宽厚度比（=50）增强了粘合强度
如图10(b)所示，对于试件CFSTJ-2-4A和CFSTJ-2-4B，随着轴向荷载水平从0.20提高到0.40，粘结条件得到改善，破坏模式为CFSTJ-2-4B从模式I更改为模式II，并且初始刚度稍大。
对于标本CFSTJ-2-4A和CFSTJ-4-4A（模式I），所有试样都首先发生梁的弯曲破坏，然后是粘结破坏。因此，承载能力由RC梁的挠曲能力决定，峰值载荷几乎相同。但是，梁纵向钢筋的粘结失效和屈曲都导致侧向载荷突然下降。由于5.6%位移处的粘结破坏，CFSTJ-2-4A和CFSTJ-4-4A的正方向上的强度分别下降了35.7%和32.1%。在6.7%位移的梁塑性铰区中，由于纵向钢筋的屈曲，CFSTJ-2-4B和CFSTJ-64A的正方向上的强度下降了各自最大载荷的41%和22.8%。
图8.载荷-位移磁滞曲线：（a）CFSTJ-2-4A；(b) CFSTJ-2-4B;(c)CFSTJ-4-4A;（d）CFSTJ-6-4A
图9.粘结破坏的机理：（a）负向加载；（b）中间位置；（c）正向加载。
变形能力
位移延性系数（mu;）定义为Delta;u/Delta;y，用于量化复合材料节点的延性，其中Delta;u和Delta;y分别是P-Delta;骨架曲线上
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