带腹板耳板的顶底角钢螺栓连接钢框架-中心支撑体系抗震性能研究*

梁柱节点是钢框架的重要组成部分，其性能对结构的整体性能有显著影响，因此钢框架分析应考虑连接的非线性[1-2]。半刚性连接具有良好的变形能力，可以优化弯矩在钢框架中的分配，从而使结构在受力和经济方面均更加合理[3-7]。带腹板耳板的顶底角钢螺栓连接节点是一种便于装配化的半刚性节点，具有构造简单、传力途径清晰、安装简便无需焊接，底角钢可作为梁的承托等特点，应用前景广阔。

历次地震中，焊接钢框架结构发生了较严重的脆性破坏，而螺栓连接钢框架的破坏较轻[8-10]。将半刚性螺栓连接应用于钢框架-中心支撑结构，形成装配式半刚性钢框架-中心支撑结构体系。相比于焊接钢框架，该体系的变形能力和耗能能力更强[11-12]，且施工速度快，安装过程绿色环保，更适用于装配式建筑。

本文结合工程实际，针对带腹板耳板的顶底角钢螺栓连接和人字形、交叉形中心支撑，设计了两榀半刚性节点钢框架-支撑结构试件，并对其进行低周往复荷载作用下的试验研究，对该结构体系的受力过程、滞回性能、承载能力和破坏模式等进行分析。在试验研究的基础上，利用有限元软件ABAQUS对试件进行非线性数值模拟分析，与试验结果进行对比并分析误差产生的原因。

1 试验概况

1.1 试件概况

1.1.1 试件设计

采用SAP 2000软件对试件进行设计。试件均为单榀两跨两层，缩尺比例1∶2，其中一跨带中心支撑，另一跨为半刚性抗弯钢框架。轴线间距3 000×2=6 000 mm，总高度3 417 mm(包含地梁)，如图1所示。钢框架柱、梁和支撑均采用型钢制作。支撑与钢框架通过节点板连接。半刚性节点构造如图2所示。各构件截面尺寸详见表1。试件编号详见表2。

a—人字形支撑钢框架试件；b—交叉形支撑钢框架试件。
1—框架柱；2—框架梁；3—支撑；4—半刚性节点；
5—节点板；6—地梁。
图1 试件几何尺寸及构造

1—框架柱；2—框架梁；3—节点域；4—角钢；
5—耳板；6—高强螺栓。
图2 带腹板耳板的顶底角钢螺栓连接构造

表1 试件规格mm

注：节点板Ⅰ为交叉形支撑钢框架试件的节点板及人字形支撑钢框架试件的梁中部节点板；节点板Ⅱ为人字形支撑钢框架试件的梁端部节点板。

表2 试件编号、形式及加载方式

1.1.2 材性试验

试件均采用Q235B钢材制作。通过材性试验确定钢材的屈服强度fy、极限抗拉强度fu、弹性模量E和伸长率δ。根据GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》、GB/T 2975—1998《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试验制备》中的相关规定，对制备好的试样进行了材性试验，结果见表3。

表3 材性试验结果

1.1.3 试验装置

试验在山东建筑大学结构工程实验室进行。竖向荷载由3个30 t的液压千斤顶施加于柱顶，采用1个100 t MTS电液伺服作动器施加水平往复荷载，作动器行程±250 mm。为保证加载过程中试件的平面外稳定，在首层及二层节点处及梁中部设置足够刚度的侧向支撑，在侧向支撑上设置滚轮以降低摩擦力对面内水平荷载的影响。框架柱脚与地梁通过焊接连接，实现固端约束的边界条件。以C-JA试件为例，试验装置如图3所示。

1—试件；2—门架大梁：3—滚轴；4—千斤顶；5—传感器；
6—作动器；7—加载端头；8—反力墙；9—地锚栓。
图3 加载装置(以C-JA为例)

1.1.4 加载方案

根据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》，正式加载前，应先对试件进行预加载。正式加载过程中，水平荷载采用荷载和位移联合控制加载。试件屈服前，采用荷载增量控制，以0.25Fy为荷载增量(Fy为估算得出的初始屈服荷载)；试件屈服后，采用位移增量控制，以初始屈服位移为各级荷载增量。每级循环两周，直到试件破坏。

1.2 试验过程和现象

C-JA试件在荷载增量控制加载阶段时，无任何变形，未发出声响，实时应变数据表明试件处于弹性工作状态。水平位移值达到2Δy(Δy为屈服位移)时，二层支撑交叉节点钢管壁受压变形及受拉撕裂，见图4a、图4b。水平位移值达到3Δy时，二层支撑在交叉节点处的裂缝不断扩展并断裂，见图4c、图4d，荷载-位移曲线出现转折，承载力下降。水平位移值达到4Δy时，由于二层支撑断裂，二层梁受压力增大，梁端产生轻微面外失稳，见图4e。水平位移值达到5Δy时，一层支撑在交叉节点处产生裂缝，见图4h。水平位移值达到(6～7)Δy时，一层支撑交叉节点处的裂缝继续扩展，见图4f。水平位移值达到8Δy时，一层支撑在交叉节点处断裂，见图4g，承载力明显下降；一层半刚性节点的角钢与柱翼缘脱开，见图4i。当水平位移值达到(8～10)Δy时，试件仅钢框架受力，二层梁面外失稳现象十分严重，边柱扭转明显，见图4j，承载力下降到峰值荷载的49.2%，试验结束。

a—交叉节点变形；b—二层交叉节点裂缝；c—裂缝开展；d—二层支撑断裂；e—二层梁端失稳；f—支撑裂缝扩展；
g—一层支撑断裂；h—一层交叉节点裂缝；i—一层节点变形；j—梁端面外失稳。
图4 C-JA试件试验现象

a—支撑面外失稳；b—支撑裂缝；c—支撑失稳加剧；d—支撑失稳；e—支撑拉断；f—梁端面外失稳；g—梁端拉断。
图5 C-RA试件试验现象

C-RA试件在荷载增量控制加载阶段时，试件无宏观试验现象，实时应变数据表明试件处于弹性工作状态。水平位移值达到2Δy时，二层支撑受压失稳，实时应变数据也表明支撑已进入屈服阶段，见图5a所示。水平位移值达到(3～4)Δy时，一层西支撑及二层东支撑均在节点板附近产生裂缝，如图5b所示。水平位移值达到5Δy时，二层东支撑失稳现象愈发明显，中部钢管壁压扁，塑性铰形成较为明显，如图5c所示，试件承载力达到峰值。水平位移值达到6Δy时，一层西支撑受压时产生失稳迹象，见图5d，受拉时裂缝继续开展；同时，二层东支撑失稳继续开展，中部钢管壁内凹明显。当水平位移值达到7Δy时，一层西支撑和二层东支撑在节点板附近相继被拉断，见图5e，荷载-位移曲线产生转折，试件承载力明显下降。当水平位移值达到8Δy时，二层梁端产生面外失稳现象，二层西支撑失稳加剧。当水平位移值达到9Δy时，二层梁端面外失稳现象加剧，如图5f所示，边柱扭转。当水平位移值达到10Δy时，二层梁端上下翼缘焊缝断裂，腹板撕裂，见图5g，试件无法继续承载，试验结束。

由试验现象可知：C-JA试件支撑的破坏集中在交叉节点处，这是由于该节点在往复荷载作用下处于多向应力状态，截面塑性不易发展，呈现出脆性破坏的特征；C-RA试件支撑的破坏表现为中部受压失稳和节点板连接处断裂，这是因为在节点板连接处存在刚度突变，在往复荷载作用下支撑端部存在应力集中而破坏。

各试件卸载后，无支撑跨钢梁的变形基本恢复；钢柱柱脚虽变形不明显，但应变数据显示其已有塑性开展。带支撑跨钢梁和支撑均保留了较大的残余变形，半刚性节点无明显变形。从整个试验过程可以看出结构体系大致遵循“支撑—梁—柱”的破坏顺序，结构体系具备两道抗震防线，满足“强柱弱梁”“强节点弱构件”的设计要求，符合“小震弹性；中震支撑不屈曲，框架弹性；大震支撑允许破坏，框架不屈曲”的设计准则。

1.3 试验数据分析

1.3.1 滞回曲线

a—试件C-JA；b—试件C-RA。
图6 试件的滞回曲线

根据试验数据得到试件的滞回曲线如图6所示。可知：在整个循环加载过程中，滞回曲线呈“三段式”，即根据滞回环的对角线斜率可以将滞回曲线分为三个部分：加载初期，滞回曲线近似呈线性关系，卸载后几乎无残余变形，试件没有能量的耗散，此时试件处于弹性工作阶段，对角线斜率最大，试件的侧向刚度由支撑体系和半刚性连接钢框架共同提供；随着侧移的增加，支撑产生弹塑性变形并不断扩展，滞回曲线开始呈现非线性，滞回环包围的面积增大，呈饱满的梭形，试件的耗能量逐渐增多，同时，滞回环的对角线斜率逐渐降低，说明试件的整体侧向刚度在不断退化；加载后期，支撑基本退出工作，滞回环的对角线斜率最小，试件的抗侧刚度仅由半刚性钢框架提供，但滞回环仍呈饱满的梭形且无明显的滑移，钢框架的承载力无明显降低，说明半刚性钢框架有良好的承载能力和稳定的耗能性能。

1.3.2 骨架曲线

绘制各试件的骨架曲线于图7。可以看出：各试件的骨架曲线在推、拉方向具有良好的对称性，初始弹性刚度基本一致，且均具有较高的抗侧承载力和刚度，在大变形状态下仍具有一定的承载能力。

图7 试件的骨架曲线

C-JA和C-RA试件的骨架曲线均为倒S形，表明试件的受力过程可大致分为弹性、弹塑性和破坏退化三个阶段：1)弹性阶段，水平位移分别不超过11.2，9.6 mm，层间位移角不超过1/268；2)弹塑性阶段，水平位移分别不超过39.2，33.6 mm，层间位移角不超过1/63；3)破坏阶段，水平位移分别超过39.2，33.6 mm时，支撑基本退出工作，结构侧向承载力降低，刚度退化，仅剩半刚性钢框架受力，但曲线下降缓慢，说明半刚性钢框架亦有良好的延性和承载能力。试件整体呈现延性破坏的特点。

对比C-JA和C-RA试件可以看出：C-RA试件的骨架曲线平滑，整个加载过程中承载性能比C-JA更稳定；C-RA试件的极限承载力比C-JA试件高12.7%。

1.3.3 耗能性能

图8 能量耗散系数E对比

各试件的能量耗散系数E随加载历程的变化曲线如图8所示。可以看出，在加载初期，各试件的能量耗散系数E均较小，表明结构处于弹性工作阶段，几乎没有能量的耗散；进入弹塑性工作阶段后，支撑发挥耗能作用，能量耗散系数显著增大；随着加载的进行，支撑损伤不断积累，能量耗散系数趋于稳定；在加载后期，支撑基本退出工作，仅半刚性钢框架耗能，能量耗散系数有所降低。

对比两种试件可以看出， C-RA试件的能量耗散系数大于C-JA试件，说明采用人字形支撑的钢框架试件的耗能能力优于采用交叉形支撑的钢框架试件。

1.3.4 刚度退化

将各试件在加载过程中每级循环的割线刚度值列于表4。各试件的刚度比(各级循环的刚度与初始刚度之比)随加载历程的变化曲线见图9。

表4 试件的割线刚度 N/mm

图9 试件的相对刚度退化曲线

由表4和图9可以看出：在加载初期(前8级循环)，各试件的割线刚度比略有降低，此时结构处于弹性阶段；随着荷载的增加，支撑逐渐屈服耗能，结构进入弹塑性阶段，此时试件的刚度比的递减趋势明显，割线刚度不断减小；在加载后期，试件进入破坏阶段，支撑的损伤不断积累，钢框架受力增大，但割线刚度衰减幅度降低；加载至最后3～5个循环时，试件的割线刚度降低幅度很小，可以忽略不计，表明支撑构件均已退出工作，试件仅有半刚性钢框架受力，刚度值为半刚性钢框架的割线刚度。

由图9还可以看出，各试件最终的刚度比约为0.18～0.2，表明支撑体系作为主要抗侧力构件，提供了约80%～82%的侧向刚度。因此加强支撑连接节点的强度，保证节点晚于支撑破坏，可使支撑更充分地发挥其耗能作用，结构的承载能力和延性会更加优越。

1.3.5 破坏模式

由1.2节试验过程可以得出， C-JA试件的塑性开展顺序为：通长支撑在交叉节点处出现平行于焊缝的裂缝，随着受力的增大，裂缝逐渐贯通，支撑断裂，进而二层梁端失稳，出现塑性铰，最终在首层柱底形成塑性铰。C-RA试件的塑性开展顺序为：支撑受压失稳，支撑在节点板附近被拉断并退出工作，二层梁端翼缘屈曲，出现塑性铰，最终在底层柱底形成塑性铰。可以看出，结构体系大致遵循“支撑—梁—柱”的破坏顺序，结构体系具备两道抗震防线，满足“强柱弱梁”“强节点弱构件”的设计要求。

2 有限元分析

基于有限元软件ABAQUS平台，考虑材料非线性和几何非线性，采用一般壳单元S4R模拟钢框架及支撑，采用弹簧单元(Spring 2单元)模拟梁柱半刚性节点，根据文献[3]的节点分析结果，通过修改INP文件来赋予其非线性连接特性。带支撑跨的梁柱节点为焊接连接，采用绑定约束(TIE)定义其连接关系。网格划分采用Swept Meshing生成。加载方式与拟静力试验相同，首先在框架柱顶按柱轴压比0.3施加轴压力，其次在二层梁端中心线处逐级施加往复水平荷载。为精确模拟试件在试验过程中的约束条件和受力状态，将柱顶截面采用MPC连接耦合至一个主节点上，形成刚性面，将竖向集中荷载施加在该主节点上，可避免应力集中导致构件破坏。同时省去地梁的建模，将柱脚底部节点设为固接。为避免模型面外失稳，分别在二层梁和首层梁跨中处约束相关节点的面外自由度，模拟侧向支撑。钢材采用双线性随动强化模型，服从Mises屈服准则、相关流动准则和随动强化准则，考虑包辛格效应，泊松比取0.3。钢材塑性数据、弹性模量等采用表3的材性试验数据。有限元模型如图10所示。

a—试件C-JA；b—试件C-RA。
图10 有限元分析模型

2.1 滞回曲线

图11为试件滞回曲线的试验结果与有限元分析结果的对比。

a—试件C-JA；b—试件C-RA。
----有限元； 试验。
图11 试件的滞回曲线对比

由图11可知，有限元分析得到的滞回曲线与试验得到的滞回曲线吻合较好，屈服荷载、峰值荷载和极限荷载的误差在10%以内，表明该ABAQUS模型可以较好地模拟试件的力学性能。但两者也还有一定的差值，分析原因如下：

1)与试验结果相比，有限元分析得到的滞回曲线更为饱满，滞回环包围的面积比试验值大，无捏缩现象。这是因为在试验中后期，连接MTS作动器与试件的螺栓松动，往复加载过程中螺栓处有滑移现象，导致试验结果呈现一定的捏缩现象，而有限元分析中不会产生这种现象。

2)有限元分析后期的承载力和刚度均高于试验值，这是因为实际材料中存在着初始缺陷，会对试验结果造成一定影响，而在有限元模型的材料本构关系中并未考虑材料的初始损伤。

2.2 承载力性能指标

采用通用屈服弯矩法[14]确定试件的屈服荷载和屈服位移，如图12所示。点A、B、C、D分别为试件的初始屈服点、屈服点、峰值荷载点和破坏荷载点。其中，根据JGJ/T 101—2015，取Pu=0.85Pmax，对应的Δu为试件的极限位移，结构的延性以位移延性系数μ(μ=Δu/Δy)来衡量。

表5为试件有限元分析结果与试验结果的承载力性能比较。可以看出，ABAQUS模型能够较准确地预测试件的屈服荷载、屈服位移、极限荷载等性能指标，误差在10%以内。有限元分析中，C-RA试件的延性系数为2.5，延性尚可，C-JA试件为1.7，其延性系数较低的主要原因为试验中支撑交叉节点在试验过程中始终处于多向应力状态，过早发生疲劳破坏，试件的变形能力未能充分发挥。若对支撑交叉节点处予以加强或采取强度更好的连接方式，避免支撑在受力过程中过早破坏，可有效提高其延性性能。

图12 通用屈服弯矩法

表5 试件有限元计算承载力与试验值的比较

注：误差为试验结果与ABAQUS结果之差的绝对值与试验结果的比值。

2.3 应力分析

2.3.1 C-RA试件

C-RA试件的应力云图如图13所示。由图13可知，支撑应力达到260～310 MPa时，表明其已进入屈服阶段发挥耗能作用。由于直接承受MTS传来的水平荷载，二层钢框架梁端的应力水平较高，框架进入塑性阶段并产生塑性铰，应力集中现象明显，这与试验现象(图14)基本吻合。而柱脚处的应力水平相对较低，但仍具有充分的承载能力，符合“强柱弱梁”的设计理念。

图13 C-RA试件的von Mises应力云图 MPa

a—支撑节点板附近；b—梁柱节点附近。
图14 二层梁端节点塑性铰

图15 C-JA试件的von Mises应力云图 MPa

2.3.2 C-JA试件

C-JA试件的应力云图见图15。可知，在水平荷载作用下，支撑在交叉节点处产生了明显的应力集中，应力水平已经远超其屈服强度，形成了较大塑性变形并导致支撑破坏，如图16a、图16b所示。而支撑其他部分仍保持较低的应力水平，支撑的耗能能力未能充分发挥。二层钢框架梁端(图16c)直接承受MTS传来的荷载，局部进入塑性阶段并产生塑性铰，但并未产生明显破坏，仍具有一定的承载能力。柱脚处应力水平低，基本处于弹性阶段，结构满足“强柱弱梁”的设计理念。

a—一层支撑交叉节点破坏；b—二层支撑交叉节点破坏；c—二层梁端塑性铰。
图16 C-JA试件破坏的有限元分析

综上可知，在水平荷载作用下，C-RA、C-JA试件的支撑均首先发生屈服耗能，降低了钢框架柱和梁的应力，有效保护了主要承重构件，保证结构在罕遇地震下不致突然倒塌，满足多道抗震防线的要求。

3 结 论

1)采用交叉形中心支撑或人字形中心支撑的半刚性钢框架-支撑结构体系均具有良好的抗震性能。支撑体系与半刚性钢框架协同工作性能良好。

2)与交叉形中心支撑相比，选用人字形中心支撑时半刚性钢框架结构具有更优良的抗震性能。

3)支撑体系作为主要抗侧力构件，为整体结构提供了约80%～82%的侧向刚度。

4)试件的滞回曲线呈“三段式”，较好地反映了试件的破坏过程。结构体系遵循“支撑—梁—柱”的破坏顺序，支撑先于钢框架破坏，结构具备两道抗震防线，满足“强柱弱梁”“强节点弱构件”的设计理念。

5)有限元分析结果与试验数据基本吻合，表明所建立的有限元模型可以较好地模拟半刚性节点钢框架-中心支撑结构在循环荷载下的受力性能。