鋼管混凝土柱-鋼梁下栓上焊隔板貫通節點抗震試驗研究

余玉潔，林思文，張超，丁發興，蔣麗忠，魏標

(1.中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075；2.湖南省裝配式建筑工程技術研究中心，湖南長沙，410075)

鋼管混凝土柱[1]充分結合了混凝土與鋼材各自的優點，具有抗震性能好、施工方便等突出特點。許多學者對鋼管混凝土柱-鋼梁節點的連接方式和受力性能展開了廣泛研究。常見的節點形式有內隔板式節點、外環板式節點和隔板貫通式節點[2-4]等。陳以一等[5]對6 個隔板貫通節點和2 個內隔板節點進行低周往復荷載試驗，發現隔板厚度、隔板與梁翼緣的焊縫質量是保證節點滯回能力的關鍵。姜忻良等[6]開展了4個足尺十字形隔板貫通節點試驗，發現鋼梁翼緣與隔板的細部連接構造對節點的延性、耗能能力和剛度退化有較大影響。榮彬等[7]通過低周反復荷載試驗和有限元模擬，對T字形和十字形方鋼管柱隔板貫通節點的抗剪強度進行了研究。李自林等[8]開展了全螺栓隔板貫通節點試驗研究，發現全螺栓連接具有良好的抗震性能，且螺栓的滑移提高了節點的變形能力和延性性能。鋼管混凝土柱-H 型鋼梁焊接式節點中，由于腹板阻隔使得鋼梁下翼緣焊縫不能連續施焊，焊縫質量難以保證。當鋼結構采用鋼筋混凝土樓板或組合式樓板時，混凝土樓板采用栓釘與鋼梁上翼緣錨固。樓板共同參與受力會使得鋼梁內中性軸上移，下翼緣承受荷載增大。在美國北嶺和日本神戶地震中，鋼結構節點多出現下翼緣焊縫脆性斷裂的現象[9]。為解決下翼緣焊縫斷裂問題，并提高裝配化程度，陳志華等[10]提出下栓上焊式隔板貫通節點構造，該節點的鋼梁下翼緣與下隔板采用螺栓連接，上翼緣與上隔板焊接。該不對稱節點構造可能導致上下翼緣具有不同的承載和變形能力，使得該節點的工作機理以及抗震性能與傳統隔板貫通節點不同。另一方面，當應用組合樓板時，由于混凝土材料的抗壓強度高，抗拉強度小，樓板對正彎矩承載力的強化作用更大，而對提高負彎矩承載力有限。樓板的非對稱協同工作機制使得下栓上焊節點的工作機理更加復雜。為了進一步了解這種非對稱連接節點的工作機理以及樓板的組合效應，對6個下栓上焊隔板貫通節點進行試驗，以探究下翼緣螺栓數量和連接方式、樓板的組合效應以及下貫通隔板厚度對其抗震性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設計

選取平面框架中的邊節點為研究對象，共設計6個試件，節點示意圖和詳細尺寸見圖1。該試驗主要研究下栓上焊連接對于節點抗震性能的影響。為保證強柱弱梁準則，節點柱肢采用截面寬度和厚度分別為250.0 mm和8.0 mm的冷彎方鋼管，鋼梁采用高×寬×腹板厚×翼緣厚為300.0 mm×150.0 mm×6.5 mm×9.0 mm的H型鋼梁。鋼管、鋼梁、貫通隔板、腹板連接板等鋼材型號為Q345B，腹板螺栓和下翼緣螺栓采用10.9 級M22 摩擦型高強螺栓。鋼管柱內混凝土等級為C40，樓板混凝土等級為C30。樓板內每隔150 mm 配直徑為10 mm 的HPB235級鋼筋，雙層雙向布置，板內鋼筋與鋼管柱壁之間不進行連接處理。按照GB 50017—2017“鋼結構設計標準”[11]中完全剪力連接的設計要求，在鋼梁的上翼緣每隔90 mm 布置雙排直徑為13 mm 的普通圓柱頭焊釘作為剪力連接件，形成鋼-混凝土組合梁。

圖1 試件幾何尺寸及構造Fig.1 Dimensions and details of specimens

試件的基本參數見表1。試件WF 為傳統的栓焊混合連接節點，用作試驗對比組，其余試件均為下栓上焊隔板貫通節點，節點構造如圖2所示。下栓上焊節點中下隔板包含外伸端板段與鋼梁下翼緣螺栓連接。節點設計中貫通隔板在連接區域縮減寬度至與鋼梁翼緣等寬，同時，采用圓弧形倒角構造以避免應力集中。腹板連接板提前與鋼管混凝土柱壁角焊縫相連。連接時，先吊裝鋼梁擱置于下隔板之上，連接下翼緣和腹板螺栓，并初擰緊固。之后對上隔板和鋼梁上翼緣采用對接焊縫連接，對腹板螺栓和鋼梁下翼緣螺栓復擰至設計預緊力(根據GB 50017—2017“鋼結構設計標準”查得)。樓板組合節點鋼梁連接方式類似。鋼梁上翼緣提前設有栓釘，待鋼梁節點區域連接完成后，在其上部區域布設樓板鋼筋并澆筑混凝土成型。

圖2 節點試件構造及制作過程Fig.2 Connection details and the fabrication process

表1 試件基本參數Table 1 Basic parameters of specimens

本試驗參照文獻[10]中鋼梁上下翼緣等強連接的設計要求計算下翼緣螺栓數量。當下翼緣采用4排(8 個)螺栓時，可使下翼緣連接的抗滑移強度略高于上翼緣的設計屈服強度，因此，試件B4 作為下栓上焊節點基準試件。試件B2采用2排(4個)螺栓連接，探究下翼緣為弱螺栓連接時節點的抗震性能。試件C4 為下翼緣4 排螺栓連接的帶樓板節點，可與B4 試件對比考察樓板組合效應的影響。試件C3 用于研究下翼緣采用弱連接時樓板組合效應對于節點抗震性能的影響。上述試件中貫通隔板厚度均為12 mm。下隔板螺栓連接中螺栓孔會削弱下隔板有效承載截面，將可能導致下隔板被拉斷。因此，實驗中補充C4B16試件，即在C4節點構造基礎上，采用16 mm 厚的下貫通隔板來研究下隔板增強對于節點強度和變形能力的影響。

1.2 材料性能

進行節點試驗之前，依據GB/T 2975—2018[12]在方鋼管、H 型鋼梁和貫通隔板截取材料性能試件，并按照GB/T 228.1—2010[13]進行拉伸試驗。每種鋼板提取3組試樣，并取3組試樣性能指標結果的平均值作為該鋼材力學性能指標的代表值。鋼材主要性能指標見表2。

表2 鋼材材料性質Table 2 Material properties of steels

混凝土材料在實驗前經過試配確定了鋼管柱內C40 混凝土的配合比(即水、水泥、砂、石子質量比)為0.50∶1.00∶1.49∶2.99，砂率為0.33；樓板C30 混凝土的水、水泥、砂、石子的質量比為0.60∶1.00∶2.09∶3.88，砂率為0.35。配制的混凝土均未添加外加劑。在澆筑試件內混凝土的同時制作邊長為150 mm的標準立方體試塊，與試件同條件養護，并在節點試驗前測得各試件內C40和C30混凝土的立方體抗壓強度，結果見表3。

表3 混凝土材料性質Table 3 Material properties of concrete

1.3 試驗加載和測量內容

試驗裝置如圖3所示。柱底與固定鉸支座相連，柱頂設置1個球鉸以實現柱端鉸接，同時，柱頂設置水平拉桿以限制柱端側向位移。試驗中，在鋼梁端部通過100 t 拉壓電液伺服作動器進行低周往復加載，加載點到柱中心線的距離為1.86 m。滯回試驗之前通過柱頂分配梁施加827.8 kN 軸壓力使軸壓比為0.2，且該軸壓力在滯回試驗過程中保持恒定。在無樓板節點試驗中，鋼梁兩側由1對剛性側向支撐，以約束鋼梁的平面外扭轉。

試驗的測量方案如圖3(a)所示。沿鋼梁跨度方向布置W1 至W4 共4 個位移計以測量加載中鋼梁的撓度變化。沿鋼管混凝土柱高度方向布置W5至W8 共4 個位移計以監測其水平側移和轉動狀況。同時，在節點關鍵位置布置應變片以監測節點的應變。試驗前，在試件關鍵連接區域刷涂白灰，通過試驗中涂料的剝落程度觀測各部位的屈服和塑性發展狀況，并觀測下翼緣螺栓連接處的滑移。

圖3 試驗裝置Fig.3 Test setup

試驗加載制度參考美國鋼結構抗震規范(AISC 341-16)[14]，選用層間位移角控制加載以直接對比不同構造節點的抗震性能。前3 級位移分別為0.003 75，0.005 00 和0.007 50 rad，每級循環往復加載6次；第4級位移為0.010 00 rad，循環往復加載4 次；之后位移依次為0.015 00，0.020 00，0.030 00 和0.040 00 rad，各循環加載2 次；此后位移增量為0.010 00 rad，且每級循環加載2次，直至試件破壞或承載力降至85%以下。加載制度如表4所示。

表4 加載制度Table 4 Loading process

2 試驗過程及現象

傳統栓焊式節點WF試件在加載到0.010 00 rad時，梁翼緣過焊孔處出現斜向屈服痕跡，隨后屈服區域不斷擴大；梁端位移加載到0.020 00 rad時，上翼緣焊縫中部出現小段裂紋，鋼梁下翼緣距離柱邊約120 mm處出現輕微鼓曲。在后續加載循環過程中，上翼緣焊縫裂紋迅速擴展至斷裂，梁端豎向彎矩下降至峰值彎矩的85%以下，試驗停止，試件的破壞形態如圖4(a)所示。試件WF進入塑性發展階段不久，梁端焊縫斷裂。

試件B2 中，當梁端位移加載到0.007 50 rad時，鋼梁下翼緣與下隔板之間開始產生相對滑動；當梁端位移加載到0.030 00 rad 時，鋼梁上翼緣距離柱邊約130 mm 處出現輕微鼓曲；加載到0.040 00 rad 時，梁端正向承載力達到峰值，上翼緣鼓曲顯著增大，過焊孔處和對接焊縫端部出現細小裂紋；加載到0.050 00 rad 時，下翼緣在下隔板外端位置出現輕微鼓曲。向下加載時，上翼緣裂紋貫通，彎矩降至峰值彎矩的85%以下，停止加載。破壞形態如圖4(b)所示。

試件B4 中，當梁端位移加載到0.015 00 rad時，鋼梁下翼緣與下隔板之間產生相對滑移；加載到0.040 00 rad 時，過焊孔處上翼緣鼓曲，梁端向上彎曲承載力達到峰值；加載到0.050 00 rad時，上翼緣過焊孔處出現明顯撕裂，同時，腹板剪切板與鋼柱焊縫端部撕裂；加載到0.060 00 rad 時，腹板剪力板焊縫端部處鋼管柱壁受拉鼓曲，鋼梁上翼緣焊縫產生貫通裂縫，彎矩降至峰值彎矩的85%以下，停止加載。破壞形態如圖4(c)所示。

圖4 無樓板節點試件變形及破壞模式Fig.4 Deformation and failure processes of bare beam connections

在帶樓板試件C3 中，當梁端位移加載到0.010 00 rad 時，鋼梁下翼緣與下隔板之間出現相對滑動；加載到0.015 00 rad 時，樓板與柱壁出現分離，且分離距離隨著加載幅度增大而增大；加載到0.030 00 rad 時，腹板剪切板與柱壁焊縫處下端部出現拉裂現象，且當梁端向上加載時，鋼管混凝土柱壁交匯處樓板混凝土被壓碎；加載到0.040 00 rad時，梁端彎矩達到峰值；向下加載時，鋼梁下翼緣與下隔板外端部相互擠壓，產生翹曲變形，上翼緣焊縫端部出現長約30 mm 的裂紋；加載到0.050 00 rad 時，上翼緣裂縫迅速擴展至撕裂，試件破壞，停止加載。破壞形態如圖5(a)所示。

帶樓板試件C4 與C4B16 節點試驗加載前期變形及破壞現象類似。加載到0.015 00 rad 時，鋼梁下翼緣連接產生螺栓滑移，且樓板與鋼管混凝土柱交匯處產生板柱分離；加載到0.030 00 rad 時，鋼梁下翼緣在下隔板外側位置產生屈曲，隨后鼓曲不斷加大；加載到0.040 00 rad 時，梁端彎矩達到峰值；加載到0.050 00 rad時，試件C4下隔板在靠近柱邊的第1排螺栓位置出現頸縮現象，之后下隔板被拉斷，節點失效，如圖5(b)所示。而試件C4B16 采用較厚下隔板，隔板處未產生明顯的頸縮和塑性變形。加載到0.050 00 rad 時，鋼梁翼緣和腹板屈曲變形加劇，彎矩持續下降；加載到0.060 00 rad 時，試件C4B16 的鋼梁下翼緣在遠離柱邊的最外排螺栓位置出現輕微頸縮現象，此時，節點承載力已降至峰值的85%以下。試件C4B16的破壞形態如圖5(c)所示。

圖5 有樓板節點試件變形及破壞模式Fig.5 Deformation and failure processes of composite beam connections

試驗中僅WF 試件在0.020 00 rad 時發生了焊縫斷裂破壞，下栓上焊節點(有無樓板)變形均在0.040 00 rad 以上。其中，無樓板節點鋼梁上翼緣受壓時產生屈曲變形。有樓板的組合梁節點上翼緣受樓板約束限制，屈曲現象較輕微；下翼緣在下隔板外端處出現不同程度屈曲，并產生塑性鉸。

在試驗過程中，下栓上焊節點下翼緣螺栓連接均發生了螺栓及板件滑移現象，且滑移程度隨節點轉角增大而增大，如圖6(a)所示；試驗后，拆除螺栓，發現鋼梁下翼緣或下隔板的螺栓孔受擠壓變形呈橢圓形，孔壁可見螺桿擠壓出的螺紋痕跡，腹板螺栓孔依然呈圓形，螺桿的螺紋磨損較小，如圖6(b)所示。

圖6 螺栓連接處變形情況Fig.6 Deformation of bolt connection

3 試驗結果及分析

3.1 滯回曲線及滯回承載性能對比

由于該節點試件采用強柱設計，試驗中所有試件的節點域及柱肢段均未出現屈服現象，該節點變形主要來源于梁段和梁端處下栓上焊節點連接區域。圖7所示為試驗中各梁端彎矩(M)與節點轉角(θ)滯回關系曲線。試件WF的滯回環呈現出飽滿的梭形，但由于上翼緣焊縫過早產生裂紋并導致節點破壞，使得節點最大轉角僅大0.020 00 rad，如圖7(a)所示。在圖7(b)和圖7(c)中，無樓板下栓上焊節點的滯回曲線表現出一定的捏縮現象，且試件B2比B4捏縮程度更明顯。該捏縮現象與下翼緣螺栓滑移產生時機一致，螺栓滑移時承載力變化速率較小。當節點轉角幅度增大，下翼緣螺栓與孔壁接觸進入承壓受力階段時，承載力增長速率增大。

圖7 彎矩-轉角滯回曲線Fig.7 Moment-rotation angle(M-θ)hysteretic loop curves

從圖7(a)可見：試件B4 下翼緣螺栓連接抗滑移能力較強，鋼梁上翼緣屈服先于下翼緣螺栓滑移，因此，B4 與WF 具有相近的屈服轉角和屈服彎矩。從圖7(b)可見：鋼梁向上彎曲(正向轉角)變形時，試件B2 下翼緣螺栓滑移產生較早，其屈服彎矩受下翼緣連接的摩擦力控制，因此，B2 相較于B4 表現出較低的屈服彎矩和屈服位移；但當節點轉角較大時，B2與B4下翼緣連接處均出現螺栓孔壁擠壓現象，上翼緣均產生局部失穩，節點承載力由上翼緣受壓承載決定，因此，兩節點非線性承載力及變化趨勢類似；當鋼梁向下彎曲時，B2的正負向承載力相似，而B4表現出正負向非對稱的承載能力，即負向彎曲承載力高于其正向彎曲承載力。

從圖7(d)和圖7(f)可見：考慮樓板組合作用的下栓上焊節點滯回曲線仍表現出捏縮現象，且試件C3 比試件C4 捏縮效應更加顯著。對比試件C4與B4 可見：樓板有效增大了試件的剛度和強度。由于鋼梁向上受彎時樓板與柱壁擠壓承載，而負向加載時樓板主要通過板邊緣部分的錨固效應參與受力，因此，樓板對于節點表現出非對稱的承載力增強效應，即節點正向承載力提升幅度大于負向承載力提升幅度。

下栓上焊的構造形式使得節點具有較高的負向承載能力，而樓板的非對稱承載力增強效應減弱了下栓上焊節點強度的不對稱性，最終使得試件C4的正負向承載力接近。試件C4由于下隔板截面被削弱，導致該螺栓連接承載力由下隔板凈截面抗拉承載力決定。試件C4B16采用比C4更厚的下貫通隔板，下隔板凈截面抗拉承載能力增強，因此，下翼緣螺栓連接表現出更高的抗拉承載力，該節點正向強度略高于其負向強度。

3.2 骨架曲線

提取圖7中各試件滯回曲線中各級加載的峰值點繪制骨架曲線，如圖8所示。從圖8可見：試件WF，B2 和B4 屈服前彈性剛度基本相同；下栓上焊節點正向彎曲時，其上翼緣受壓，且在轉角較大時會產生受壓屈曲失穩，導致其正向承載力達到峰值后下降。節點下翼緣螺栓連接構造以及下隔板支撐效應使得下翼緣不易屈曲，因此，節點負向承載力在轉角達到0.050 00 rad 之前，承載力持續增大。

圖8 試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

試件B2和B4正向受彎時，其下翼緣螺栓滑移致使骨架曲線呈現一定的平臺段。試件B2 的屈服彎矩及負向峰值彎矩均比試件B4 的小，但二者的正向峰值彎矩相近。試件C3，C4和C4B16骨架曲線在彈性階段斜率基本相同，且比試件B4 的斜率大，這三者的屈服彎矩和峰值彎矩均比試件B4 的大。試件C3和C4正負向峰值彎矩及骨架曲線走勢相近。試件C4B16 的骨架曲線在負向受彎時與C4的相近，而正向受彎時其后期表現出更大的峰值彎矩。試件C4B16 的轉動變形能力最大，正負向轉角均達到0.060 00 rad。帶樓板節點正向受彎時，混凝土板能有效約束上翼緣的局部鼓曲，而節點負向受彎后期樓板錨固區域產生受拉破壞，因此，帶樓板節點在達到峰值彎矩后，正向彎曲強度退化幅度小于負向彎曲強度，強度退化模式與無樓板節點的相反。

采用文獻[3]中試件屈服點、峰值點和破壞點的確定方法(見圖9)，根據試驗骨架曲線確定各試件的屈服彎矩My、峰值彎矩Mm、破壞彎矩Mu(85%峰值彎矩)和對應的屈服轉角θy、峰值轉角θm、破壞轉角θu，如表5所示。

表5 各試件骨架曲線特征值、延性及耗能系數Table 5 Characteristic values of skeleton curves，ductility and energy dissipation

圖9 試件屈服點的確定Fig.9 Determination for yield point of specimens

當試件WF 屈服轉角為0.013 00 rad 時，下翼緣采用弱螺栓連接的試件B2 和C3 的屈服轉角比WF 的略小，其他試件的屈服轉角比WF 的略大。除B2外，下栓上焊節點的屈服彎矩均比WF的大。試件C4B16的正、負向峰值彎矩分別比試件C4大13.95%和4.72%；試件C4 的正向峰值彎矩分別比試件B4 和C3 大51.41%和5.43%，試件C4 負向峰值彎矩分別比試件B4和C3大20.81%和2.03%；試件B4的正向峰值彎矩與B2的接近，而負向峰值彎矩比B2大14.29%；下栓上焊節點的破壞位移基本一致，均在0.050 00 rad 附近。有樓板節點的各特征彎矩普遍比無樓板節點試件的大。下栓上焊節點上下翼緣連接的不對稱性導致部分試件表現出正負向非對稱的承載力。

3.3 延性和耗能能力

試件的轉角延性系數μ采用θu/θy計算，試件的耗能能力用能量耗散系數E和等效黏滯阻尼系數he來衡量，計算結果見表4。GB 50011—2010“建筑抗震設計規范”[14]規定多高層鋼結構彈性層間位移角的限值[θe]=1/250 rad，彈塑性層間位移角限值[θp]=1/50 rad。試驗中，栓焊混合連接節點WF 的彈性和彈塑性層間位移角分別為3.33[θe]和1.06[θp]。盡管該節點較早產生斷裂破壞，但其變形能力仍滿足規范要求。下栓上焊隔板貫通節點的彈性和彈塑性層間位移角分別為(2.62～3.84)[θe]和(2.37～2.99)[θp]，均滿足抗震規范限值要求；其延性系數μ為3.30～4.96，具有良好的延性性能。除試件WF 和C3 的等效黏滯阻尼系數he僅為0.15～0.17 kJ 外，其余4 個下栓上焊節點的he為0.22～0.27 kJ，為鋼筋混凝土節點(he≈0.1 kJ)[15]黏滯阻尼系數的2倍以上。因此，該類節點滯回曲線雖然表現出一定的捏縮現象，但仍具有較強的耗能能力。對比各試件he可知：樓板的組合作用使得節點承載能力提高，導致節點相對耗能效率略微降低；下翼緣螺栓數量增加、下貫通隔板厚度增大都有利于提高試件的耗能能力。

3.4 承載力退化

承載力退化是指在同一加載幅值下，試件承載力隨著循環次數的增加而降低，采用承載力退化系數進行分析。

式中：λj為第j級加載時試件承載力退化系數；Pj1和分別為第j級加載時第1 次、第i+1 次循環的峰值彎矩。各試件屈服后承載力退化曲線如圖10所示。從圖10可見：試件B2 和B4 的承載力表現出一致的退化趨勢，但B4 承載力退化更緩慢；由于樓板裂縫的發展，有樓板節點的承載力退化系數普遍比無樓板節點的低，但承載力退化趨勢比無樓板節點承載力退化趨勢更加平緩。所有試件的承載力退化系數基本都在0.85 以上，說明下栓上焊節點在低周往復荷載作用下具有比較穩定的承載能力。

圖10 承載力退化曲線Fig.10 Strength degradation curves

3.5 剛度退化

試件的剛度退化特性采用各級加載下的環線剛度Ki來衡量，具體表達式為

式中：Ki為第i級加載下的環線剛度；Mj i和θji分別為第i級加載下第j次循環的最大彎矩和最大轉角位移；n為各級的循環次數。

圖11所示為節點的剛度退化曲線。由圖11可知：各試件的剛度退化規律基本一致；在粱端位移小于0.020 00 rad 階段，螺栓滑移和樓板裂縫發展導致各試件剛度退化較迅速，螺桿與孔壁接觸之后，各試件剛度退化速度減慢；樓板大幅度提高了試件的初始剛度，下翼緣螺栓數量對帶樓板試件的剛度影響有限，總體上，試件C4B16 的剛度性能最優。

圖11 剛度退化曲線Fig.11 Stiffness degradation curves

3.6 螺栓滑移與節點承載機理分析

在試驗過程中，節點下翼緣處會出現螺栓及板件滑移現象。當節點轉角為正時，鋼梁下翼緣相對下隔板往遠離柱方向滑移；當轉角為負時，下翼緣相對下隔板朝向柱方向滑移。在試驗過程中，通過測量板件相對錯動距離來表征板件滑移程度。

下翼緣處相對滑移距離Δ如圖12所示。從圖12可見：節點正向受彎時，下翼緣處的滑移量普遍比負向受彎時的大，如試件B4 的正向滑移遠大于負向滑移；試件B2和C3比其他試件更早出現滑移，增加下翼緣螺栓數有利于減小滑移量。

圖12 下翼緣處相對滑移Fig.12 Relative slip at bottom flange

圖13所示為試件B2和B4的典型滯回環對比。從圖13可見：下栓上焊節點在下翼緣螺栓連接處的滑移導致滯回環出現捏縮現象，圖中切線剛度較平緩的一段曲線對應滑移階段，緊接著剛度有較大回升，對應螺桿與孔壁接觸受力階段。B4 的滑移階段比B2 的滑移階段更短。由于孔壁承壓導致出現塑性變形效應，在同一級轉角下第2圈加載時，從螺栓滑移到孔壁承壓時的剛度提升幅度比第1圈加載時略小。

對于無樓板節點試件，下翼緣及下隔板在拉、壓受力下由于泊松效應會導致其板件厚度產生微小變化。下翼緣受壓時，下翼緣及下隔板厚度增大，在螺栓緊固長度不變時導致板件之間的擠壓力增大，從而導致摩擦阻力增大；反之，當下翼緣受拉時，下翼緣螺栓連接摩擦阻力減小。該摩擦力變化效應隨著螺栓數量增多而增大，因此，B4 與B2 相比，其正、負向滑移量差距加大(見圖12)。而且在同一加載幅度下，B4 與B2 相比具有更大的負向承載力，且該承載力差異在滯回曲線捏縮段即螺栓滑移段最顯著(見圖13)。

圖13 試件B2、B4典型滯回環對比Fig.13 Typical hysteretic loops of B2 and B4

樓板的組合效應使得鋼梁中性軸位置上移，從而導致下翼緣處的滑移量增大，因此，C3和C4的正、負向受彎時均出現較大的滑移現象。加厚下隔板的構造可減小下隔板塑性變形，且拉、壓力作用下板件的泊松變形效應明顯，受壓時下翼緣連接摩擦力增大，受拉時摩擦力減小，最終導致C4B16中正向板件滑移量遠大于其負向滑移量。

圖14所示為有樓板節點中樓板與柱前后壁分離距離隨梁端轉角θ變化。從圖14可以看出：試件C3和C4的板柱分離距離較大且增長幅度基本一致，而試件C4B16 的板柱分離距離較小；該效應與螺栓滑移現象相呼應，C3和C4中下翼緣滑移量較大，梁段轉動幅度較大，導致樓板與柱壁擠壓及壓碎效應增強，因此，該2組試件板柱分離距離較C4B16的分離距離更大。

圖14 板柱分離程度Fig.14 Separation between column and slab

4 結論

1)與傳統的栓焊混合節點相比，下栓上焊節點具有良好的延性，在下翼緣連接較強或較弱時，其層間位移角均大于0.040 00 rad。隨著螺栓發生滑動，下翼緣連接處的承載機制由摩擦阻力變為螺桿與孔壁接觸承載力。上下翼緣不對稱的連接方式和下翼緣處的滑移現象導致正負向強度不對稱以及滯回環的捏縮效應。負向加載時，下翼緣連接的摩擦阻力增大，節點負向強度高于其正向強度。

2)樓板大幅度提高了下栓上焊節點的正向承載能力，從而降低了其正負向強度的不對稱性，使最大正彎矩與最大負彎矩接近。樓板與柱翼緣之間的接觸承壓對于節點正向承載能力有增強作用。但在循環荷載作用下，柱邊處混凝土壓碎會逐漸降低該承載力增強效應。樓板對上翼緣的加強作用導致梁截面中性軸上移，使下翼緣處的變形需求增大，而下翼緣螺栓連接以及板件滑移可有效適應該變形需求，從而提高節點的變形能力。

3)樓板通過栓釘與鋼梁連接形成組合梁，對上翼緣的翹曲變形有抑制作用，使得有樓板節點與無樓板節點表現出不同的強度退化模式。下翼緣采用弱連接時組合梁節點較早出現相對滑移，且滑移程度較大，使得梁端出現部分截面轉動效應。

4)適當提高下翼緣螺栓連接強度和下貫通隔板厚度可提高節點承載和變形的穩定性，最大轉角可達0.060 00 rad 且無斷裂失效，并使塑性鉸外移至下隔板范圍以外。設計下栓上焊節點時，下貫通隔板的抗拉作用力和下翼緣螺栓連接處的摩擦阻力都應高于上翼緣的抗拉作用力，以確保滿足下翼緣連接強度要求。