节点作为连接梁柱的重要部位，是框架结构体系中的传力枢纽，在地震作用下受力复杂，极易受损破坏，梁柱节点一旦破坏往往会引起各种不利于结构继续工作的连锁反应，最终可能导致整个框架结构发生连续倒塌，为此有必要对其进行试验和理论研究。PEC柱-型钢梁综合了型钢和混凝土两种材料的优势，填充混凝土可提高开口截面钢的局部稳定，而钢的外包约束可抑制混凝土早期开裂，结构承载力高，抗震性能较好，且具有可预制性和可装配性，适用于对工期要求紧的工程推广使用。目前国内外学者在PEC柱-型钢梁中节点连接性能方面的研究取得了一定的成果。文献[1-3]针对PEC柱-型钢梁框架完成了低周往复加载试验研究，结果表明，试件强度退化较为稳定，延性性能优势明显。文献[4]对震区PEC柱型钢梁复合框架的抗震性能进行了现场勘测评估，分析了梁柱节点的受力性能，提出了节点的具体设计方法。文献[5]对空间足尺框架进行了研究，探讨了梁柱节点及柱脚节点等的处理方式对抗震性能的影响。马吉等[6]于2013年完成了3个PEC柱-削弱梁、短钢板对穿螺栓连接中节点的模型试验，试验研究结果表明：节点域部位设置预拉对穿螺栓，在低周往复加载试验过程中可以使试件具有良好的自复位效果，试件仍表现出较好的转动与耗能能力，节点最终破坏特征为钢梁削弱截面屈服破坏。方有珍等[7-8]于对新型卷边钢板PEC柱-钢梁中节点的模型试验，试验结果表明：试件充分发挥了薄板局部屈曲后性能，端板预拉对穿螺栓连接的框架节点，转动能力可以满足抗震的相关要求，在减少节点残余变形方面同样效果显著，柱强弱轴方向刚度基本相等。文献[9]对新型PEC柱-钢梁中节点部分自复位连接抗震性能进行了试验研究，研究结果表明，设置预拉杆能实现节点域混凝土斜压带传力，层间侧移角达到0.035 rad时，承载能力仍继续增长，具有良好的自复位功效和抗倒塌性能。文献[10]设计制作1榀薄钢板组合PEC柱(强轴)-削弱截面钢梁组合框架，研究结果表明当承载力下降到极限承载力85%时，层间侧移角达到了0.0394 rad，表明试件结构抗震性能良好。
近年来，介于建筑外观及各类使用要求的需要，出现了大量复杂、大跨度结构，非规则节点应运而生，主要为节点核心区域的梁、柱截面尺寸发生改变，并且力学特性不同于传统节点。目前，关于轴压比和梁截面变化对PEC柱型钢梁节点抗震性能影响的报道很少。基于PEC柱-型钢梁中节点研究现状，结合本课题组在PEC组合件抗震性能方面已有的研究成果[11-13]。考虑到端板连接方式为半刚性连接，施工便捷，抗震性能好[14]，本次试验试件以端板高强度螺栓连接(柱腹板两侧焊接连接系杆)的PEC柱-型钢梁中节点为研究对象，完成了3个PEC柱-型钢梁中节点及1个钢框架梁柱中节点1∶2模型试件低周往复加载试验，分析了轴压比及梁截面变化对PEC柱-型钢梁中节点抗震性能的影响，开展此次试验研究，旨在为该类中节点的受力性能研究和设计提供参考。
1 试验概况
1.1 试件设计
试件基于水平地震作用下的部分包裹混凝土框架中节点原型，按缩尺比例1∶2制作，其中柱反弯点之间的距离为1.95 m，梁跨中反弯点距端板外边缘1.2 m。试件梁柱材质均为Q235B热轧H型钢，试件JD2、试件JD3、试件JD4柱腹板两侧焊接φ8@50/100连接系杆，端板与钢梁连接采用手工焊。采用10.9级M20摩擦型高强螺栓完成梁端板与PEC柱之间的连接，试件设计如图1所示。在试件的设计中考虑了轴压比和梁截面尺寸的变化，试件基本参数如表1所示。梁、柱的腹板及翼缘、连接端板分别取3个试样进行材质试验，材质试验实测值如表2所示。每批浇筑混凝土预留3个标准试块，标准立方体抗压强度试验实测值为37.8 N/mm2。
图1 试件设计
Fig.1 Design of specimens
表1 试件基本参数
Table 1 Parameters of specimens
试件编号 柱截面尺寸/mm 梁截面尺寸/mm 端板厚度/mm 柱内是否填充混凝土 轴压比非加载侧 加载侧JD-1 200×200×8×12 HN200×100×5.5×8 HN200×100×5.5×8 18 否 0.35 JD-2 200×200×8×12 HN200×100×5.5×8 HN200×100×5.5×8 18 是 0.35 JD-3 200×200×8×12 HN200×100×5.5×8 HM244×175×7×11 18 是 0.35 JD-4 200×200×8×12 HN200×100×5.5×8 HN200×100×5.5×8 18 是 0.25
表2 试件材性实测指标
Table 2 Index of specimens material performance
钢板厚度屈服强度/(N/mm2)抗拉强度/(N/mm2)(×105N/mm2) 泊松比伸长率/(%)弹性模量/5.5 311 448 2.0 0.29 36.0 7 301 423 1.8 0.31 30.0 8 291 419 1.8 0.30 33.0 11 310 421 1.9 0.29 30.0 12 306 437 2.2 0.31 34.0 18 275 457 2.3 0.23 25.0
1.2 加载方案及测点布置
PEC柱-型钢梁中节点抗震性能试验采用拟静力加载试验方式，试验加载装置如图2所示。具体加载过程为：采用竖向作动器于柱顶施加恒定竖向荷载设计值，而后用水平作动器在柱顶施加往复荷载以模拟地震作用，采用荷载-位移双控制的加载方法进行水平方向往复加载，试验规定推向、拉向加载分别为正值和负值。试件弹性阶段用荷载控制，每级荷载循环1次，当滞回曲线出现明显拐点后以0.25倍屈服位移作为级差进行位移控制加载，每级循环增加为3次。达到下列条件之一时结束试验：1) 节点核心区域的混凝土严重破坏或梁翼缘腹板严重屈曲：2) 试件整体侧移较大；3) 试验承载力下降到最大承载力的85%以下。
测试仪表如图3布置。位移计1、位移计2用于柱顶两侧位移测量，位移计3测量节点区域梁连接端板的水平位移，百分表1、百分表2布置于梁翼缘表面，测量节点在加荷过程中的转动变形。
图2 试验加载装置
Fig.2 Instructions for loading of the specimens
图3 测试仪表布置
Fig.3 Instructions for loading of the specimens
2 试验现象分析
2.1 试验过程及破坏特征
本次试验4个试件破坏形态表现为三种：试件JD1为节点区端板和柱翼缘向外鼓曲破坏；试件JD2、JD4为梁弯曲破坏，节点基本完好；试件JD3为节点区域剪切破坏；试件JD1、JD2、JD3破坏形态见图4。各试件试验现象描述如下：
1) 试件JD1(钢框架)柱顶位移加载至3.0Δy时，梁翼缘根部表面浮锈开始起皮、脱落，当加载到5.75Δy时，节点区域加载侧及非加载侧柱翼缘和梁连接端板呈现明显变形，向外鼓曲成括号状；加载至6.0Δy 时，试件整体侧移较大，此时承载力下降至峰值荷载的91.1%，试验结束。
2) 试件JD2与试件JD4在试验加载过程中的破坏现象较为相似，以JD2为例：当柱的顶部位移加载至1.75Δy时，节点核心区域混凝土表面出现可见交叉裂缝；当加载到2.25Δy时，梁上翼缘开始出现轻微屈曲，加载至4.25Δy时，梁上、下翼缘均出现明显屈曲现象，且腹板鼓曲，加载至5.0Δy时，梁翼缘及腹板屈曲严重，节点区域混凝土裂缝宽度微小，加载过程中混凝土裂缝宽度、长度略有增加，试验荷载下降至峰值荷载的84.9%，试验结束。
3) 当试件JD3柱顶位移加载到1.5Δy时，节点区混凝土表面出现两条可见交叉裂缝；加载至2.75Δy时，增加多条交叉裂缝；加载至3.75Δy时，节点核心区混凝土层开始脱落，加载至4.75Δy时，节点核心区域混凝土脱落急剧加重，节点域部分连接系杆断裂，失去拉结作用；加载至5.0Δy时，节点核心区域混凝土成块掉落，小梁下翼缘出现轻微屈曲现象，试验荷载下降到峰值荷载的84.6%，试验结束。
图4 试件破坏形态
Fig.4 Failure mode of beam-column joints
2.2 各试件破坏形态对比分析
1) 试件JD1发生节点区端板和柱翼缘鼓曲破坏，主要原因为试件设计时柱腹板两侧未焊接连接系杆，以验证连接系杆的设置在构件受荷过程中，限制柱翼缘局部屈曲变形方面的贡献。
2) 试件JD2及试件JD4破坏特征主要表现为梁翼缘、腹板均出现严重屈曲，节点区域除混凝土表面出现微小交叉裂缝外，整体基本完好，随着轴压比的增加，试件的损伤程度无明显增加，表明在本试验的轴压比变化范围内，节点的损伤程度不随轴压比的变化而呈现明显变化。
3) 试件JD3破坏特征为节点核心区混凝土成块掉落，节点域系杆断裂，失去拉结作用，节点核心区破坏严重，小梁下翼缘出现一定程度屈曲现象，究其原因主要为大、小梁存在高差减弱框架梁对节点核心区的约束所致，表明改变柱一侧梁的截面尺寸会造成试件破坏形态明显不同。
3 试验结果及分析
3.1 试件滞回曲线及骨架曲线
试件JD1～试件JD4柱顶荷载-位移滞回曲线、骨架曲线分别如图5、图6所示。
由图5可知，PEC柱-型钢梁框架中节点滞回曲线形态基本一致，总体都呈极为丰满的纺锤形，具有典型的钢结构框架节点受力特征，并具备很好的变形能力及耗能性能。试件加载初期，P-Δ滞回曲线力与位移呈线性关系，表明试件处于弹性工作阶段，在此阶段，卸载过程中几乎没有残余变形，刚度退化不明显，能耗极小；随着试验载荷的增加，试件节点区域混凝土表面开始出现微小交叉裂缝，滞回曲线逐渐向位移轴倾斜，残余变形很明显，力与位移呈非线性关系，说明试件进入弹塑性工作阶段，刚度退化趋于明显，滞回环包围面积随之增大并呈纺锤形，耗能出现明显增加。进入屈服工作阶段后，试件加载方式按位移进行控制，每级循环3次，同级位移下，每次位移循环荷载值均较上次循环荷载值有一定程度的降低，表明构件存在强度退化现象。下面分析轴压比和梁截面尺寸变化对试件滞回曲线及骨架曲线的影响：
图5 荷载-位移滞回曲线
Fig.5 Load-displacement hysterics loops of specimens
图6 试件P-Δ骨架曲线
Fig.6 P-Δ skeleton curves for the specimens
1) 由图6可以看出，试件JD2、试件JD3、试件JD4均经历了弹性阶段、弹塑性阶段及破坏阶段，达到试验峰值荷载后，均具有较长的水平屈服工作平台，表明试件具有很好的变形性能。由于实验室试验能力所限，试件JD1破坏工作阶段表现不明显。
2) 比较图5(b)、图5(c)及图5(d)可知，在本试验轴压比范围内(试验轴压比为0.25～0.35)，轴压比增加后，滞回曲线变得进一步饱满，表明试件耗能能力有所提升；而改变柱一侧梁截面尺寸后，滞回曲线包络面积无明显增加，表明梁截面尺寸变化对试件的耗能能力基本无影响。
3) 对比图6中试件JD1、JD2及JD3骨架曲线可知，型钢柱内部填充混凝土后可明显提升试件的初始刚度及承载力，轴压比变化及改变柱一侧梁截面尺寸对构件的初始刚度及承载力的贡献也较为明显。
3.2 承载力及位移
试件所得各试验阶段对应的荷载及位移如表3所列，表中符号Pcr、Py、Pm、Pu分别代表开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载、破坏荷载，其中试件破坏时荷载以峰值荷载的85%计，Δcr、Δy、Δm、Δu分别对应试件开裂、屈服、峰值及破坏阶段的位移值。由表3可知：
1) 对比试件JD1、JD2试验结果，表明型钢柱内填充混凝土后可明显提升试件的承载力，屈服荷载、峰值荷载分别提升约47.9%、31.1%。
2) 试件JD2试验轴压比为试件JD4的1.4倍，屈服荷载、峰值荷载分别提升约98%、58%。
3) 试件JD3大梁净截面模量是试件JD2的2.7倍，而屈服荷载、峰值荷载分别提升约22%、14%。
4) 由此可知，在本试验的轴压比变化范围内(试验轴压比为0.25～0.35)，试件开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载均随轴压比的增加而得到显著提升；而相比于轴压比变化对试件承载力的贡献，改变PEC柱一侧梁截面尺寸对梁柱组合件的承载力提高作用则较小。
表3 试件承载力及位移
Table 3 Load carrying capacity and displacement of specimens
注：开裂荷载即节点核心区域混凝土出现裂缝时的试验荷载。
试验编号加载方向开裂荷载Pcr/kN开裂位移Δcr/mm屈服荷载Py/kN屈服位移Δy/mm峰值荷载Δm/kN峰值位移Δm/mm破坏荷载Δu/kN破坏位移Δu/mm正向 — — 82.40 15.63 114.60 67.54 106.80 90.80 JD1反向 — — −82.20 −13.21 −111.00 −70.22 −98.80 −94.05 JD2正向 101.01 9.82 122.2 15.20 151.80 57.32 126.20 75.39反向 −98.99 −11.42 −121.2 −17.64 −144.00 −58.83 −125.00 −70.12正向 129.10 10.79 149.20 16.65 165.80 56.42 142.20 86.96反向 −113.40 −9.19 −148.80 −19.71 −172.20 −41.35 −143.60 −92.75 JD4 正向反向JD3 35.00 35.00 6.32−6.02 53.60−69.10 12.06−14.10 94.00−93.50 49.48−47.78 70.70−79.00 69.78−67.84
3.3 层间位移角及延性
对框架结构进行抗震设计时，延性性能判定，通常采用层间位移角及位移延性系数两个指标来衡量。层间位移角按下式计算，公式中H为层高，iΔ为水平加载各阶段作用点至柱底铰支座的距离，即：
本次试验试件的层间位移角及位移延性系数如表4所示，对比表4中试验结果可知：
1) 层间位移角在试件破坏时，介于1/28～1/21，远超过钢筋混凝土框架及多高层钢结构弹塑性层间位移角限值1/50[15]，说明PEC柱-型钢梁框架中节点屈服后，结构抗倒塌能力较强。
2) PEC柱-型钢梁节点位移延性系数4.47～5.30，普通型钢混凝土框架节点的位移延性系数为4～4.8[16]，说明PEC柱-型钢梁框架中节点在变形性方面存在一定优势。
3) 对比试件JD1、JD2位移延性系数试验结果可知，型钢柱内部填充混凝土后对试件延性存在明显影响，但相比钢筋混凝土框架节点试验测得的位移延性系数均小于2.0来说，PEC柱-型钢梁框架中节点变形能力比普通钢筋混凝土框架节点强很多。
4) 试件JD2试验轴压比为试件JD4的1.4倍，而位移延性系数是试件JD4的84.3%。
5) 试件JD3大梁净截面模量为试件JD2的2.7倍，而位移延性系数是试件JD2的111%。
6) 在本试验轴压比变化范围内(试验轴压比为0.25～0.35)，随着轴压比增加，试件延性性能有所下降，下降约15.7%；而改变PEC柱一侧梁截面尺寸后梁柱组合件延性性能有所提升，提升约11%。
3.4 等效黏滞阻尼系数
文献[17]指出：等效黏滞阻尼系数he可用来衡量试件的耗能能力，求得本试验各试件框架中节点的等效黏滞阻尼系数如表5所示，屈服、峰值和破坏荷载时，等效黏滞阻尼系数分别用hey、heu、hem表示，由表5可知：
1) PEC柱-型钢梁框架中节点破坏时，等效黏滞阻尼系数位于0.537～0.610，而普通钢筋混凝土仅约为0.1，说明PEC柱-型钢梁框架中节点较普通钢筋混凝土框架节点耗能能力相比优势明显。
2) 对比试件JD1、JD2试验结果可知，试件JD2屈服荷载、峰值荷载和破坏荷载对应的等效黏滞阻尼系数是JD1的87%、91%、98%，说明型钢柱内部填充混凝土后对试件的耗能能力影响不大。
3) 试件JD2试验轴压比取试件JD4的1.4倍，而破坏荷载时，所对应的等效黏滞阻尼系数是试件JD4的1.16倍。
4) 试件JD3大梁净截面模量是试件JD2的2.7倍，而破坏荷载时等效黏滞阻尼系数是试件JD2的0.98倍。
5) 在本试验的轴压比变化范围内（试验轴压比为0.25～0.35），随着轴压比增加，试件的耗能能力有所增加，增加约11.6%，而改变PEC柱一侧梁的截面尺寸对梁柱组合件的耗能影响较小。
表4 层间位移角及延性系数
Table 4 Inter-story drift and ductility
试件编号加载方向屈服位移角θy峰值位移角θm破坏位移角θu位移延性系数μ 平均值JD1正向1/100 1/29 1/22 5.81 6.46负向1/147 1/28 1/21 7.12正向1/128 1/34 1/26 4.96 4.47负向1/111 1/34 1/28 3.98 JD3正向1/117 1/35 1/23 5.22 4.96负向1/99 1/48 1/21 4.71 JD2正向1/147 1/36 1/25 5.79 JD4 5.30负向1/125 1/37 1/26 4.81
表5 等效黏滞性阻尼系数
Table 5 Equivalent viscous damping coefficients of specimens
试件编号 hey heu hem JD1 0.299 0.527 0.610 JD2 0.261 0.481 0.598 JD3 0.248 0.469 0.600 JD4 0.208 0.439 0.537
3.5 强度退化
在进行结构抗震设计时，衡量抗震性能优劣的另一重要指标为循环往复加载过程中节点强度退化的情况。强度退化计算方法为：同一级位移控制下，第n次循环及第1次循环分别对应的最大荷载之比，以Pn/P1来表示，试件强度退化情况见图7。
对图7分析可知，随试验加载位移不断增加，强度退化逐渐加重，说明在循环荷载过程中，试件产生不可恢复的损伤，但总体而言，各试件强度退化均大于0.95，退化幅度并不大，说明PEC柱-型钢梁中节点的抗震能力较好；对比图7(b)、图7(c)及图7(d)发现，轴压比变化、改变梁截面尺寸对PEC柱-型钢梁中节点强度退化规律均未产生明显影响。
图7 强度退化
Fig.7 Strength degradation
3.6 刚度退化
试件刚度计算时可取割线刚度，即每次循环加载过程中，峰值荷载与相应位移的比值。各试件刚度退化如图8所示。试件刚度随着正、负方向循环加载位移的增加而逐渐呈下降趋势，各试件正负方向初始刚度存在一定差异，究其原因为：试件加载过程中，损伤不断累积及试件制作误差所致。各试件刚度退化表现为：试验开始阶段比较陡峭，刚度退化较快，后期则逐渐趋于平缓，由此可知，轴压比及柱一侧梁截面尺寸的改变对试件刚度退化规律无明显影响。对比图8各试件刚度退化曲线可知：
1) 型钢柱内部填充混凝土后，试件的初始刚度得到较大提升，初始刚度增加约40%。
2) 试件JD2试验轴压比取值为试件JD4的1.4倍，初始刚度大幅度提升约92%。
3) 试件JD3大梁净截面模量是试件JD2的2.7倍，初始刚度提升约30%。
4) 在本试验的轴压比变化范围内(试验轴压比为0.25～0.35)，轴压比的增加，对试件初始刚度的提升效果显著，改变柱一侧梁的截面尺寸对梁柱组合件的初始刚度提高作用也较明显。
图8 刚度退化
Fig.8 Stiffness degradation
3.7 节点域力学机理分析
试件JD2及试件JD3在竖向荷载和水平荷载作用下，节点域受力情况如图9所示，考虑梁端弯矩对节点域剪力的影响，剪力计算简图如图10所示。
图9 节点受力示意图
Fig.9 Force distribution of joints
图10 节点剪力计算简图
Fig.10 Shear calculation diagram of joints
试件在弹性工作阶段，节点核心区型钢与混凝土间整体工作较好且剪力完全由型钢腹板与混凝土承担，此时，试件JD2、试件JD3在A-A截面和B-B截面处受到的水平剪力如下式(1)：
式(1)中令
分别为小(左)截面梁、大(右)截面梁高度，计算确定
值的大小，以确定异性截面梁梁端弯矩对节点域剪力的影响。按梁线刚度大小进行节点弯矩的分配，假设小截面梁线刚度为i，则有大截面梁线刚度为3.26i ，并假设上、下柱弯矩之和为M；对于试件JD1有
对于试件JD2有
求得
则有
表明异形梁的布置会减小梁端弯矩对节点域剪力的消除作用，较等截面梁相比减小约14%，由此可知改变一侧梁截面高度后会造成节点域输入剪力增大，从而导致节点核心区剪切破坏，计算结果与试验结果基本吻合。
4 结论
通过3个PEC柱-型钢梁中节点及1个钢框架梁柱中节点对比试件的低周往复加载试验，根据对试验现象及试验数据的对比分析，得到如下结论：
(1) 钢框架梁柱中节点发生节点区端板和柱翼缘鼓曲破坏，对比已有研究成果，表明连接系杆在限制柱翼缘局部屈曲变形方面作用突出；PEC柱−型钢梁中节点滞回曲线呈纺锤形，具有钢框架节点的力学特性。
(2) 在本试验轴压比范围内(轴压比试验值为0.25～0.35)，PEC柱-等截面型钢梁中节点均发生梁弯曲破坏，损伤程度无明显变化；而PEC柱-变截面型钢梁中节点发生节点区核心区剪切破坏，表明改变柱一侧梁的截面尺寸对试件破坏形态产生明显影响。
(3) PEC柱-型钢梁中节点由于型钢柱内部填充混凝土，试件的初始刚度、承载力分别增加约40%、31.1%，且试件仍具有较好的延性性能及耗能能力。
(4) 在本试验轴压比范围内(轴压比试验值为0.25～0.35)，随着轴压比增加，试件屈服及峰值荷载均显著增加，分别提升约98%、58%。延性性能有所下降，下降约15.7%；耗能能力有所提升，提升约11.6%。
(5) PEC柱-型钢梁中节点改变柱一侧梁截面尺寸后，试件的屈服荷载、峰值荷载分别提升约22%、14%，延性性能提升约11%；对构件节点耗能能力、强度及刚度退化规律无明显影响。但PEC柱-变截面型钢梁中节点发生节点区核心区剪切破坏，主要原因为改变一侧梁截面高度后，造成节点域输入剪力增大所致。按常规节点设计的变截面梁中节点不能满足“强节点弱构件”的抗震设计基本要求，在进行工程设计时应予以重视。
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