连续倒塌是指，由下柱失效等因素产生局部破坏进而引发更大范围或整体坍塌的过程。中柱失效后，框架结构首先依靠梁的抗弯机制来抵抗上部荷载，随失效柱竖向位移不断增大，节点处梁截面发生全截面塑性弯曲，最终受力模式也逐渐由抗弯机制转向悬链线机制，此时梁全截面受拉。整个过程总共经历了线弹性、弹塑性、塑性和悬链线阶段^[1]。

前期研究从不同方面对不同结构进行了理论分析、试验研究和有限元模拟^[1-5]。Demonceau等^[6]提出了用于连续倒塌研究的子结构模型，并对5种连接方式进行了试验研究，分析了节点转动能力及其在悬链线作用下的力学性能。钢管混凝土柱和钢梁的连接多为焊接，因此对钢梁柱节点连续倒塌性能研究多集中于此^[7-11]。Sadek等^[12]对梁柱装配式节点进行了试验研究和有限元模拟，从而得出了包括悬链线机制在内的失效模式和主要特征响应。

Yang等^[13]对7种不同节点形式进行了试验研究，对比了各个节点形式的承载力和转动能力，分析了钢梁传力机制。同时，讨论了框架结构中梁柱节点的简化形式^[14-15]，分析了均布荷载和集中荷载的不同影响。Wang等^[16-17]讨论了腹板处螺栓不同排列方式对节点破坏模式、转动能力和承载力的影响，同时提出了一种新型的梁柱节点连接方式，该种新型节点形式更有利于钢梁轴力的发展和悬链线作用下节点承载力的提高。

在前人研究的基础上，针对以往节点形式承载力低、转动能力差、施工安装精度要求高等问题，提出了一种方钢管混凝土柱—H型钢梁下栓接贯通隔板、上焊接外环板和外贴板的新型节点形式。文中主要讨论该种新型节点形式下柱失效情形时钢梁的传力性能。

1 试验装置与试件

为模拟中柱失效时钢梁的受力情形，设计了一套用于加载钢梁柱节点子结构的试验装置(图 1)。东、西2个三角架可作为梁端固定铰支座，可为梁柱子结构提供除平面内转动之外的所有反力；柱底设有水平防侧移装置，以确保柱顶轴向加载时，短柱能沿其内壁保持竖向滑移。Li等^[18]在试验的基础上，通过有限元软件对失效柱柱顶和柱底边界条件进行了分析。结果表明，试验时在柱底设置水平防侧移装置仅限制柱子水平方向移动，试验和数值分析结果与实际结构中柱失效边界条件基本一致，因此，柱底设置水平防侧移装置较为合理。柱顶竖向荷载由1 000 kN电伺服作动器提供。为防止钢梁出现扭曲屈曲，实际试验时钢梁两侧设有平面外防侧移装置(图 2)，使其与钢梁上下翼缘处于临界接触状态。

试验设计了2个方钢管混凝土柱—H型钢梁下栓接贯通隔板上焊接外环板钢节点试件，试件SI-1腹板连接板处开圆螺栓孔，试件SI-2腹板连接板处开长圆螺栓孔。方钢管的截面尺寸为250 mm×10 mm，H型钢梁的截面尺寸为300 mm×150 mm×6 mm×8 mm，根据《钢结构设计标准》^[19]取腹板连接板厚度为8 mm，其余板件厚度均取10 mm。螺栓均采用10.9级摩擦型高强螺栓，贯通隔板与上下钢管柱之间、钢梁上翼缘与外环板之间采用坡口焊缝焊接，其余板件均采用角焊缝的焊接方式，节点详图见图 3。梁柱子结构采用双半跨单柱形式，钢梁的跨度为4 700 mm，柱高取1 300 mm。试件采用Q345B钢材，混凝土的强度等级为C50，钢材实测材性见表 1所示。

2 试验量测与加载

在钢梁关键截面部位设置了应变片(图 4(a))。其中，W表示钢梁西侧，E表示钢梁东侧。在远离梁柱节点塑性区的W₁(E₁)截面布置应变片，认为该截面在整个试验过程中始终处于弹性状态，由此可依据钢梁截面实测应变值求出钢梁内力。根据几何条件求出钢梁任意截面内力，同时可据此计算不同传力机制对竖向荷载的抗力分担。R₁、R₂为2个电子转角仪，可用来实时监测并记录钢梁转角。

从图 4(b)截面应变片布置可以看出，W₁截面上下翼缘设置3个应变片，能更容易观测到翼缘局部屈曲，剔除屈曲部分后的应变均值更具参考价值。上下翼缘均值差可用于计算钢梁弯矩和剪力，全截面应变均值为钢梁轴力计算提供依据。截面W₂、W₃处应变片主要用于钢梁传力机制发展趋势预测和判断，对钢梁的整体传力分析具有较大参考价值。在弹性应变范围内，也可用于钢梁内力计算。

试验采用柱顶加载的方式，先由荷载控制加载，待钢梁发生屈服后转由位移控制^[20]。试验采用分级加载方式，1~4级，每级加载40 kN，加载速度为8 kN/min；第5级加载20 kN，加载速度为8 kN/min。6~10级，每级加载10 mm，加载速度为2 mm/min；从第11级开始，每级加载30 mm，加载速度为4 mm/min。每级加载结束后持荷3~5 min，加载至梁柱节点发生明显破坏或承载力不再上升时，试验结束。

3 试验结果 3.1 试验现象

起初加载时，钢梁未见明显变形，电伺服作动器荷载值快速增加。当对2试件(SI-1、SI-2)加载至120 kN时钢梁出现较明显弯曲变形；荷载加载至180 kN时，钢梁出现较大变形，上翼缘随后出现较大局部屈曲(图 5(a))，梁柱节点随即发生竖向大位移。外环板和外贴板焊接刚度较大，钢梁上翼缘发生弯折屈曲时两者现象不明显。由于作动器伸长速度慢于节点下移速度，实测荷载值随位移增加略有下降。

随试验加载，钢梁下翼缘受拉严重，钢梁下翼缘最薄弱位置出现在贯通隔板最外侧螺栓处。试验继续进行，该薄弱位置开始发生孔壁承压破坏，螺栓孔不断变长；随后，螺栓孔边板出现颈缩迹象(图 5(b))。当加载接近试验结束时，钢梁下翼缘薄弱位置螺栓孔边板发生断裂(图 5(c))。继续加载，裂缝沿腹板撕裂，荷载不再增加时终止试验。

3.2 钢梁截面应变分析

根据表 1实测材性试验值可知，应变小于1 800 με时钢材处于弹性阶段。图 6中应变值均在1 500 με以下，可以用材料力学中弹性公式计算钢梁截面内力，上文对E₁(W₁)截面始终处于弹性状态的假定成立。同时，在截面E₁(W₁)计算基础上，通过静力分析法和平衡条件求得钢梁任意截面内力值。

$ N = EA{\rm{ \mathsf{ ε} }}, $

(1)

$ M = EI\frac{1}{\rho }, $

(2)

$ V = M/\sqrt {{l^2} + {\delta ^2}} , $

(3)

式中：N为钢梁轴力；M为钢梁截面弯矩；V为剪力；E为弹性模量；A为钢梁截面积；ε为钢梁截面平均应变值；1/ρ为钢梁截面曲率；l为钢梁弹性段任一截面到邻近支座的距离；δ为对应截面竖向位移。

试验开始加载时，钢梁弯矩随短柱竖向位移近似呈现线性增加，试件SI-1在竖向位移到达40 mm后开始进入弹塑性阶段，符合钢结构挠度设计要求。当竖向位移增至189 mm时，试件SI-1在E₁截面处的弯矩瞬间下降(图 7(a))，钢梁上翼缘的局部屈曲削弱了梁抗弯机制，轴力同时发生突增(图 7(b))。此后，试件SI-1截面E₁处的弯矩基本保持在40 kN·m附近，表明钢梁抗弯机制并未消失；E₁全截面轴力不断增大，直至钢梁下翼缘最外侧螺栓孔断裂。

试件SI-2与SI-1的弯矩和轴力发展趋势接近，竖向位移到达40 mm附近时进入弹塑性阶段。试件SI-2在屈服瞬间所产生的竖向位移大于试件SI-1，这与其腹板连接板开设长圆螺栓孔有关，表明腹板连接板开设长圆螺栓孔的梁柱节点具有更好的转动能力。

从对竖向承载力的分担情况来看(图 8)，试验刚开始加载时，梁柱子结构主要依靠钢梁抗弯机制抵抗上部荷载，此时试件SI-1的钢梁轴力和转角均较小，因此轴力对上部荷载抗力的贡献十分有限。当梁柱节点瞬间发生竖向大位移后，梁的抗弯机制瞬间削弱，随后弯矩保持在某一值附近，直至试验结束；位移突增瞬间，悬链线机制开始发挥作用，钢梁由抗弯阶段进入拉弯阶段。对比图 7(b)和图 8(b)可以发现，竖向位移在240~320 mm时，虽然试件SI-2钢梁轴力始终较小，但轴力所提供的竖向抗力却有所增长，表明节点转动能力对竖向承载力同样具有较大影响。

$ {{F}_{\text{F}}}=V\ \text{cos}~\theta , $

(4)

$ {{F}_{\text{c}}}={{F}_{\text{T}}}-{{F}_{\text{F}}}, $

(5)

式中：V为钢梁任意截面处剪力；θ为钢梁转角；F_T为子结构单侧竖向抗力总值；F_F为子结构抗弯机制单侧竖向抗力值；F_c为子结构悬链线机制单侧抗力值。

通过静力分析和几何关系可得出钢梁任意截面内力，钢梁轴力在不同截面处的大小应保持相等，图 9(a)显示出3个不同截面的轴向力十分接近，从而验证了采用静力分析和几何计算方法的正确性，由截面E₁推导E₃内力是可行的。截面E₂处钢梁轴力略大于E₃，表明钢梁在拉弯阶段贯通隔板最外侧螺栓对钢梁轴力传递的影响较小。从图 9(b)看出，试件SI-1发生竖向大变形后，截面E₁弯矩下降，截面E₂、E₃的弯矩值随竖向位移的增加而增大，表明：钢梁在下翼缘断裂前，贯通隔板提供的可靠梁柱连接对附近钢梁段的抗弯影响较大，该种节点形式具有较强的抗弯传力性能。

4 实际应用

《混凝土结构与砌体结构设计》^[21]中对荷载的分布情况进行了说明，通过对等跨框架结构荷载分布区域进行划分，得出阴影部分计算面积(图 10)。不考虑钢梁自重导致局部面荷载增加的情况，对计算区域的面荷载做了均布假定，此种荷载计算简化与实际工况更接近(图 11(a))。框架结构双跨钢梁受力情况简化模型如图 11(b)所示，局部面荷载值为q，等效线性荷载值为Q。《建筑结构静力计算实用手册》^[22]给出，钢梁最大弯矩值为M=17/24QL²，其中，L为钢梁半跨长度。通过试验弯矩值计算线性荷载Q，可得出该实验竖向集中荷载F在实际工况下的等效面荷载q，其可作为该种新型梁柱节点钢框架数值分析面荷载参考值使用。

钢梁内力的试验实测值和理论计算值如表 2所示，2种荷载值较为接近，表明此种简化分析法是有效的，钢框架分析中该种新型节点应当作刚性连接进行考虑。P_Eu为考虑柱底竖向摩擦力后的极限承载力，M_Eu取方钢管柱东、西两侧弯矩均值。试件SI-2的荷载值偏差较大，这与试件SI-2的转动角度较大导致抗弯机制提供的竖向抗力较小有关；2试件的理论值与试验值相比均较为保守，因此均布荷载理论计算值q_cu可作为该种新型节点框架结构极限面荷载使用。

5 结论

文章对方钢管混凝土柱—H型钢梁下栓接贯通隔板上焊接外环板的新型节点形式进行了试验研究，分析了钢梁的受力特性和钢梁在不同受力阶段不同机制对竖向抗力的分担情况，对比了不同截面处钢梁的内力，得出了该新型节点用于钢框架结构极限计算的面荷载推荐值。

1) 该种新型节点在整个试验过程中，节点远端钢梁始终保持弹性受力状态，可通过理论计算得到钢梁轴力、剪力和弯矩值。通过比较计算结果发现，不同截面处的轴力值十分接近，表明采用此计算法计算钢梁内力具有可行性；靠近节点核心区的不同截面弯矩差值较小，受贯通隔板较强抗弯能力的影响较大。

2) 通过对比试件SI-1和SI-2在E₁截面处的弯矩图发现，两子结构的钢梁始终发生正向弯曲。试件发生屈服之前，抗弯机制对竖向抗力起主导作用；试件屈服后，钢梁轴力迅速增长，内部弯矩突降后保持在某一值附近，主要由钢梁拉力提供节点竖向抗力。同时发现，梁柱节点的转动能力对节点竖向承载力具有较大影响。

3) 通过计算，提出了该种新型节点用于框架结构分析的面荷载极限值。按照实际楼面荷载分布情况进行区域划分，对该种新型梁柱节点作刚性连接假定，通过分析发现：与以往均布荷载和梁柱铰接简化相比，该种假设和计算方法更接近实际工况。通过对比试件SI-1和SI-2发现，节点转动能力的提高会影响该方法的计算精度。