鄭 宏 王 瑋 楊瑞鵬 張 馳

（長安大學建筑工程學院，西安 710064）

0 引言

鋼框架中的梁柱節(jié)點作為結構的重要部位，將梁柱連接成為一個整體，能夠有效傳遞力和彎矩。梁柱焊接節(jié)點作為剛性連接長期被認為具有良好的韌性，可以依靠塑性變形來吸收地震能量。然而北嶺地震和阪神地震中，梁柱焊接處發(fā)生了較多的脆性斷裂，人們開始改變看法，相關學者對鋼框架節(jié)點進行了深入的研究，提出了很多新型的節(jié)點構造形式，這些節(jié)點主要分為削弱型節(jié)點和加強型節(jié)點兩大類。

國內外針對加強型節(jié)點已開展了廣泛研究，相繼提出過擴翼式梁柱節(jié)點、梁端蓋板和翼緣板加強節(jié)點、柱腹板加補強板及橫向加勁肋加強節(jié)點等。方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點，類似于利用混凝土對梁柱節(jié)點進行加強，可以充分發(fā)揮兩類材料的優(yōu)點，現應用較為廣泛。Morita K［1］提出內隔板式連接節(jié)點，通過擬靜力試驗證明在循環(huán)荷載下，節(jié)點具有良好的延性和耗能性能。于旭［2］提出T型加勁板式連接節(jié)點，進行了擬靜力試驗，結果表明該類節(jié)點抗震性能優(yōu)良，并針對該節(jié)點給出了相關抗震設計建議。

針對削弱型節(jié)點，國內外也已開展較多研究，其中，Pachoumis［3］提出RBS型連接節(jié)點，進行了擬靜力試驗和有限元分析，結果表明該節(jié)點滯回性能良好，塑性變形能力較強。Li R［4］對圓鋼管混凝土柱RBS型連接組合中節(jié)點進行了擬靜力試驗，得出該節(jié)點能夠使塑性鉸外移，且節(jié)點最終以柱中混凝的壓碎和鋼管柱的屈曲為破壞模式。

對比國內外研究發(fā)現，對加強型節(jié)點的研究存在以下局限：①橫向加勁肋-柱腹板補強節(jié)點，焊接板件較多，很難保證焊縫質量，并且較大的殘余應力不利于節(jié)點發(fā)揮其抗震性能；②梁端加翼緣板節(jié)點，增加了梁截面高度，影響建筑美觀，同時也不能改善節(jié)點在強軸和弱軸兩個方向上的連接強度差異；③側板加強型節(jié)點，會導致梁長度方向的截面抗彎剛度發(fā)生突變，側板焊接處形成應力集中，從而形成裂縫，降低了節(jié)點的承載力和可靠性；④擴翼型節(jié)點，增加的短梁與鋼梁的對接焊縫處容易發(fā)生脆性斷裂，會降低結構的承載力和穩(wěn)定性。

結合以上研究的不足，本文提出了節(jié)點域局部灌漿節(jié)點，即在工字形柱節(jié)點域一定高度范圍焊接蒙皮板和加勁肋，并在與柱腹板和翼緣形成的封閉區(qū)域內澆筑灌漿料，具體結構和裝配圖如圖1（a）、（b）、（c）所示；為改善該節(jié)點的不足，進行了RBS削弱，最終提出RBS削弱型節(jié)點域局部灌漿節(jié)點，結構如圖1（d）所示。

圖1 節(jié)點域局部灌漿節(jié)點及RBS削弱型節(jié)點詳圖Fig.1 Detail of local grouting joint and RBS weakened joint

1 有限元模擬及驗證

由于本文提出的新型節(jié)點類似于方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點，因此采用ABAQUS對方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點進行建模分析，并與已有試驗結果進行對比，證明有限元建模的可靠性。

1.1 試件幾何尺寸及材料屬性

本文對文獻［5］中試件進行數值模擬，試件為十字形節(jié)點，其節(jié)點輪廓尺寸和內隔板尺寸如圖2、圖3所示，各構件截面尺寸見表1。

表1 各構件的截面尺寸（單位：mm）Table 1 The section size of each component（Unit：mm）

圖2 節(jié)點尺寸（單位：mm）Fig.2 Size of joint（Unit：mm）

圖3 隔板尺寸（單位：mm）Fig.3 Size of diaphragm（Unit：mm）

試件鋼材類型為Q345B，灌漿料強度等級為C40，各材料性能見表2。

表2 試件主要材料性能Table 2 The main material properties of the specimen

1.2 邊界條件及加載制度

試驗裝置如圖4所示，加載分為兩步，首先進行荷載加載，對柱頂施加水平方向的循環(huán)荷載，試件達到彈性極限后；然后進行位移加載，位移按照1倍、2倍、3倍的屈服位移進行加載，每級循環(huán)3次，直到試件破壞。正式加載前，在柱頂施加1 000 kN的軸向壓力，以保證柱的穩(wěn)定。

圖4 試驗裝置Fig.4 Test equipment

利用ABAQUS對該試件進行建模，模型如圖5所示。柱底采用鉸接約束，梁兩端約束豎向位移，在柱頂施加豎向軸力和水平作用。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

1.3 有限元模擬與試驗結果對比

1.3.1 破壞模式對比

通過有限元模擬分析發(fā)現，模型與試驗試件的破壞模式較為一致，見圖6，試件中左梁上端翼緣發(fā)生撕裂，有限元模型中對應位置產生大于鋼材破壞的應力；試件中右梁下翼緣對接焊縫處發(fā)生脆性斷裂，有限元模型中對應位置應力集中較明顯，應力遠大于周邊鋼材應力。

圖6 試驗試件與有限元模型破壞對比Fig.6 Destruction comparison between test specimen and finite element model

1.3.2 滯回曲線對比

有限元模擬所得滯回曲線如圖7（a）所示，試驗所得滯回曲線如圖7（b）所示，通過對比發(fā)現，二者曲線飽和度相似，彈性階段的斜率接近，形狀均為梭形，由于有限元模型假定材料未損傷，且未實現單元刪除，因此曲線形狀較為理想，對稱性較好。

圖7 滯回曲線對比Fig.7 The comparison of Hysteretic curves

1.3.3 骨架曲線對比

圖8給出了構件的試驗與有限元模擬分析的骨架曲線，從圖中可以看出兩曲線斜率走勢接近，吻合較好。

圖8 骨架曲線對比Fig.8 The comparison of Skeleton curves

1.3.4 延性對比

試驗與有限元模型分析所得試件的各延性指標見表3，包括層間位移系數（u=Δu/Δy）、層間轉角延性系數（uφ=φu/φy）。由表可知，延性指標的有限元模擬值與試驗值較為接近。

表3 構件延性指標的試驗與有限元模擬值Table 3 Experimental and finite element simulation values of ductility index of specimen

1.3.5 承載力對比

有限元模型的屈服荷載為156 kN，試驗的屈服荷載為168.1 kN，誤差為7.8%；有限元模型的峰值荷載為160 kN，試驗的峰值荷載為190.3 kN，誤差為18.9%。由于有限元模型未考慮材料損傷等缺陷，其承載力高于試驗值，但誤差均在20%以內，有限元模擬結果較為可靠。

1.3.6 耗能能力對比

原試驗選用耗能系數E［5］作為衡量試件耗能能力指標，試驗和有限元中構件的耗能系數E見表4。由表可知，有限元模擬結果與試驗結果的誤差為16.7%，在20%以內，模擬結果較為可靠。

表4 構件耗能系數的試驗與有限元模擬值Table 4 Experimental and finite element simulation values of energy dissipation of specimen

綜上，有限元模擬的各項指標均與試驗結果較為吻合，誤差在合理范圍內，因此通過ABAQUS模擬試驗進行分析是可行的。

2 節(jié)點域局部灌漿節(jié)點滯回性能分析

本文應用ABAQUS建立傳統鋼節(jié)點（TSJ）、柱腹板補強節(jié)點（FBJ）以及節(jié)點域局部灌漿節(jié)點（CSJ）模型，對比三類節(jié)點的滯回性能。

2.1 有限元模型建立

2.1.1 試件設計

本文中的構件尺寸及鋼材型號選取如下：梁選取HN300×200×8×12，梁長2 400 mm；柱選取HW300×300×12×16，柱高3 300 mm，節(jié)點域的加勁肋、FBJ節(jié)點中的補強板分別與梁翼緣和柱腹板等厚；CSJ中的澆筑灌漿料厚度取1.4倍梁高，蒙皮板與柱翼緣等厚，以保證鋼柱弱軸方向的連接。三種節(jié)點類型的裝配圖如圖9所示。

圖9 三種節(jié)點的裝配圖Fig.9 Assembly drawing of three joints

2.1.2 材料本構模型

鋼材的屬性參照文獻［6］，本構關系如圖10所示。材料力學性能如表5所示。

圖10 鋼材本構關系Fig.10 The constitutive relation of steel

表5 鋼材材料性能Table 5 The material properties of steel

灌漿料等級取C40，性能指標如表6所示。

表6 灌漿料材料性能Table 6 The material properties of concrete

灌漿料采用考慮損傷因子的塑性損傷模型來進行有限元分析，建模所需參數，依據文獻［9］第C.2.3節(jié)、C.2.4節(jié)所提供的算法及公式進行確定。

2.1.3 邊界條件及加載方式

該結構邊界條件及加載位置如圖11所示，柱底采用鉸接，梁兩端約束豎向位移，柱頂施加豎向力，保證柱軸壓比達到0.2，然后在柱頂施加水平往復作用。

圖11 結構邊界條件及加載位置Fig.11 Structural boundary conditions and loading position

整個模擬過程的加載方式為：首先施加0.2倍的屈服位移，之后以20%的增量逐級遞增，直到80%的屈服位移，每級循環(huán)一次；然后分別施加1～5倍的屈服位移，每級循環(huán)三次，當節(jié)點承載力下降至80%極限荷載或者構件破壞時進行卸載，整個過程的加載制度如圖12所示。

圖12 加載制度Fig.12 Loading system

2.2 三類節(jié)點有限元模擬對比分析

2.2.1 應力應變分析對比

圖13為TSJ節(jié)點在三個位移時刻下的應力分布。由圖可得，屈服位移時刻，梁柱焊縫處應力集中明顯，節(jié)點域內產生較大應力應變；峰值位移時刻，梁柱焊縫處的應力值已遠大于鋼材的破壞應力，很容易發(fā)生脆性斷裂，節(jié)點域出現明顯的剪切變形；極限位移時刻，節(jié)點域和焊縫處應力進一步增大，節(jié)點域發(fā)生嚴重的剪切變形。

圖13 TSJ節(jié)點鋼材應力分布Fig.13 The steel stress distribution of TSJ joint

FBJ節(jié)點在屈服位移、峰值位移和極限位移作用下，內部應力分布如圖14所示。由圖可知，屈服位移時刻，梁柱焊縫處應力最大，節(jié)點域柱腹板產生較小的塑性應變；隨著位移的增加，達到峰值位移時刻，梁端與節(jié)點域的應力應變較大，塑性變形進一步增加；當位移達到極限位移時刻時，梁端形成塑性鉸，整個節(jié)點進行內力重分布，節(jié)點域應力降低，主要破壞集中在梁端塑性鉸處。與TSJ節(jié)點相比，FBJ節(jié)點最終破壞主要集中在梁端塑性鉸處，節(jié)點域處較為安全，更符合抗震設計中“強節(jié)點弱構件”的理念。

圖14 FBJ節(jié)點鋼材應力云圖Fig.14 The steel stress distribution of FBJ joint

圖15為CSJ節(jié)點達到屈服位移、峰值位移和極限位移時的應力分布圖。屈服位移時，節(jié)點最大應力集中在梁柱焊縫處，節(jié)點域應力較小，基本處于彈性階段，未發(fā)生明顯的變形；位移繼續(xù)增大，當達到峰值位移時刻，應力擴散至梁端，已明顯達到較高水平，產生了較大的塑性變形，節(jié)點域上應力有小幅增加，但仍未產生明顯的變形；當位移增加至極限位移時刻，梁端應力增加至屈服應力，產生塑性鉸，發(fā)生較大的塑性變形，此時整個節(jié)點內部發(fā)生應力重分布，節(jié)點域內的應力反而有一定程度的降低，仍未見明顯的變形。CSJ節(jié)點的最終破壞形式與FBJ節(jié)點一致，均為梁端產生塑性鉸而破壞，但相較于FBJ節(jié)點，節(jié)點域內的應力更小，產生的變形更小，因此節(jié)點域的承載力遠大于鋼梁，整個節(jié)點的安全儲備更好，更符合“強節(jié)點弱構件”的抗震理念。

CSJ節(jié)點內部的灌漿料應力分布如圖16所示。屈服位移時刻，在灌漿料塊的角部產生較大應力；隨著位移的增加，應力逐漸向塊體的中部擴散；但當位移增至使梁端產生塑性鉸后，發(fā)生內力重分布，灌漿料塊體的應力有所降低。

圖16 CSJ節(jié)點灌漿料應力云圖Fig.16 The stress distribution of CSJ joint’s grouting material

綜合對比以上三種節(jié)點的破壞特征發(fā)現，TSJ節(jié)點最終以梁和節(jié)點域發(fā)生較大的塑性變形而破壞；FBJ節(jié)點最終以梁端形成塑性鉸，節(jié)點域發(fā)生一定的塑性變形而破壞；CSJ節(jié)點最終以梁端形成塑性鉸，節(jié)點域幾乎不發(fā)生變形而破壞。由此可知，CSJ節(jié)點域中的灌漿料可以有效加強節(jié)點域的剛度和承載力，為結構的抗震提供可靠保障。

2.2.2 滯回曲線和耗能能力對比

圖17為三種節(jié)點滯回曲線對比圖，三者均顯示出了良好的工作性能。三節(jié)點的滯回曲線均呈梭形且對稱飽滿，TSJ節(jié)點由于節(jié)點域剛度和承載力較低，破壞較早，滯回環(huán)包裹面積較?。籆SJ和FBJ節(jié)點隨著加載位移的增大，滯回環(huán)面積不斷增加，但由于加載后期，梁端塑性鉸的形成，節(jié)點整體剛度和承載力的下降，滯回環(huán)較之前的更加扁長。

圖17 滯回曲線對比Fig.17 The comparison of hysteretic curves

從三個節(jié)點的滯回環(huán)面積中可以看出，TSJ節(jié)點的耗能能力最小，CSJ和FBJ節(jié)點的耗能能力較為接近。為了更深入地研究各節(jié)點的耗能能力，采用等效黏滯阻尼系數he［6］來進行評價。

he越大，說明該節(jié)點的耗能能力越強。圖18為三種節(jié)點的等效黏滯阻尼系數曲線。由圖可知，在加載前期，TSJ節(jié)點的耗能能力較強，主要是因為TSJ節(jié)點較早進入塑性，同時節(jié)點域發(fā)生剪切變形，轉動能力較強，耗能更多；隨著加載的增大，CSJ和FBJ節(jié)點的梁端逐漸形成塑性鉸，節(jié)點的耗能增長較快；在加載后期，CSJ和FBJ節(jié)點的耗能均大于TSJ節(jié)點，一方面是因為TSJ節(jié)點的節(jié)點域剪切變形過大，耗能能力降低，另一方面，梁端塑性鉸轉動的耗能要強于節(jié)點域剪切變形的耗能。

圖18 等效黏滯阻尼系數曲線對比圖Fig.18 Comparison diagram of equivalent viscous damping coefficient curves

2.2.3 骨架曲線對比

圖19為三類節(jié)點的骨架曲線對比圖，由圖可得，CSJ節(jié)點的承載力明顯大于FBJ和TSJ節(jié)點，說明在節(jié)點域澆筑灌漿料可以有效加強節(jié)點，提高節(jié)點承載力；之所以會出現后期承載力下降，主要是因為隨著加載位移的增大，梁端塑性鉸形成后，節(jié)點剛度下降，轉動能力增強；而TSJ節(jié)點承載力未出現下降，也反映出了該節(jié)點并沒有充分發(fā)揮出材料的塑性變形能力。

圖19 骨架曲線對比Fig.19 Comparison of skeleton curves

2.2.4 延性對比分析

各試件的延性系數見表7，由前述可知，TSJ節(jié)點發(fā)生節(jié)點域的剪切變形，延性較差，因此本文主要對CSJ和FBJ兩種節(jié)點的延性進行分析，以確定灌漿料對節(jié)點延性的影響程度。

表7中Py和Pu分別為試件的屈服荷載和極限荷載，Δu、Δy表示結構的極限位移和屈服位移，μ為位移延性系數（μ=Δu/Δy）［7］。分析可知，CSJ節(jié)點的位移延性系數相比FBJ節(jié)點有所提高，但二者的延性系數都比較小，延性較差。

表7 節(jié)點承載力及延性指標對比Table 7 Comparison of joint bearing capacity and ductility indexes

2.2.5 剛度退化對比分析

節(jié)點的剛度退化可以通過割線剛度系數K［8］的變化來反映。三種節(jié)點的割線剛度系數K隨著位移的退化曲線見圖20。

圖20 節(jié)點的剛度退化曲線Fig.20 Stiffness degradation curves of joint

由圖可知，CSJ和FBJ節(jié)點的剛度明顯大于TSJ節(jié)點的剛度，說明節(jié)點域加強后可以顯著提高節(jié)點的整體剛度；CSJ節(jié)點的初始剛度大于FBJ節(jié)點的初始剛度，說明節(jié)點域澆筑灌漿料可以有效提高節(jié)點的剛度。TSJ節(jié)點在加載初期的剛度退化明顯快于CSJ和FBJ節(jié)點，主要是由于TSJ節(jié)點節(jié)點域柱腹板的剪切變形所造成的；進入彈塑性階段后，由于CSJ節(jié)點內部灌漿料的破壞對剛度有一定影響，因此剛度退化速度略快于FBJ節(jié)點；加載后期，進入塑性階段，各節(jié)點的剛度退化曲線趨于穩(wěn)定平緩。

3 RBS削弱型節(jié)點域局部灌漿節(jié)點滯回性能分析

通過以上分析可知，節(jié)點域局部灌漿節(jié)點具有承載力高、初始剛度大、滯回性能好、耗能能力強的優(yōu)點，同時也具有延性差、梁柱焊縫應力集中的缺點。為改善該節(jié)點的缺陷，擬在梁端采用RBS［9］削弱，將塑性鉸外移，由此提出RBS削弱型節(jié)點域局部灌漿節(jié)點（RCSJ），如圖1（d）所示，其中：a=0.6bf，b=0.75hb，c=0.22bf，bf為鋼梁翼緣寬度，hb為鋼梁截面高。

利用ABAQUS對RCSJ節(jié)點進行建模分析，并與CSJ節(jié)點進行對比分析，結果如下。

3.1 滯回曲線和耗能能力對比分析

圖21為RCSJ節(jié)點與CSJ節(jié)點的滯回曲線的對比圖。由圖可知，兩曲線均對稱飽滿，呈梭形狀，具有良好的滯回性能。CSJ節(jié)點承載力明顯高于RCSJ節(jié)點，隨著加載位移的增大，RCSJ節(jié)點的滯回環(huán)面積大于CSJ節(jié)點的，加載后期RCSJ節(jié)點依靠外移的塑性鉸具有更好的轉動能力，可吸收更多的能量，而CSJ節(jié)點由于梁端處焊縫應力集中，轉動能力相對較差，且較早發(fā)生破壞，耗能相對較差。

圖21 滯回曲線對比Fig.21 The comparison of hysteretic curves

采用等效黏滯阻尼系數he對兩節(jié)點耗能能力進行分析，如圖22所示，由圖可知，RCSJ節(jié)點的耗能能力強于CSJ節(jié)點，與上述分析所對應。

圖22 等效黏滯阻尼系數對比Fig.22 Comparison of equivalent viscous damping coefficient curves

3.2 骨架曲線對比

兩節(jié)點的骨架曲線如圖23所示。對比兩曲線可知，RCSJ節(jié)點和CSJ節(jié)點的破壞均經歷了彈性、彈塑性和塑性三個階段；CSJ節(jié)點的承載力高于RCSJ節(jié)點，但達到屈服位移后，下降較為突然，且明顯快于RCSJ節(jié)點，這是由于CSJ節(jié)點梁柱焊縫處發(fā)生的脆性斷裂所致，而RCSJ節(jié)點由于梁端削弱，塑性鉸外移至削弱處，高應力區(qū)避開了焊縫連接處，可充分利用鋼材的塑性變形。

圖23 骨架曲線對比Fig.23 Comparison of skeleton curves

3.3 延性對比分析

RCSJ節(jié)點和CSJ節(jié)點的延性系數如表8所示，對比表中各系數可知，RBS削弱雖然使節(jié)點的屈服荷載和極限荷載分別下降18.39%和22.98%，但使節(jié)點的延性系數提高58.96%，較大程度地改善了CSJ節(jié)點的延性。

表8 節(jié)點承載力及延性指標對比Table 8 Comparison of joint bearing capacity and ductility indexes

3.4 剛度退化曲線

圖24為兩節(jié)點的剛度退化曲線，對比兩曲線可知，兩節(jié)點的剛度退化趨勢較為一致，CSJ節(jié)點的初始剛度大于RCSJ節(jié)點的；加載初期，曲線下降緩慢，表明兩節(jié)點剛度退化程度較?。浑S著位移的增大，曲線下降增快，且CSJ節(jié)點下降速率更快，表明CSJ節(jié)點剛度退化更快，這主要是由于，CSJ節(jié)點塑性鉸內的梁柱焊縫處應力較大，從而使節(jié)點域內部的灌漿料承受的應力更大，灌漿料破壞相對較嚴重，剛度退化較多。

圖24 剛度退化曲線對比Fig.24 Comparison of stiffness degradation curves

4 結 論

本文在驗證ABAQUS有限元軟件可行的基礎上，提出了節(jié)點域局部灌漿節(jié)點（CSJ）和RBS削弱型節(jié)點域局部灌漿節(jié)點節(jié)點（RCSJ），并通過有限元建模分析，將傳統鋼節(jié)點（TSJ）、柱腹板補強節(jié)點（FBJ）、節(jié)點域局部灌漿節(jié)點（CSJ）和RBS削弱型節(jié)點域局部灌漿節(jié)點（RCSJ）在往復荷載下的滯回性能進行對比，得出以下結論：

（1）CSJ節(jié)點最終以梁端形成塑性鉸而破壞，破壞時節(jié)點域內應力較小，幾乎未發(fā)生變形，符合“強節(jié)點，弱構件”的抗震理念。

（2）CSJ節(jié)點較TSJ、FBJ節(jié)點具有更高的承載力和初始剛度，延性系數雖有所提升，但數值較小，整體延性較差。

（3）CSJ節(jié)點的耗能能力強于TSJ和FBJ節(jié)點，剛度退化情況優(yōu)于TSJ節(jié)點，但不如FBJ節(jié)點。

（4）RCSJ節(jié)點在承載力和剛度降低不多的情況下，大大提升了CSJ節(jié)點的延性，同時有效地增加了節(jié)點的耗能能力。

（5）RCSJ節(jié)點的剛度退化情況明顯優(yōu)于CSJ節(jié)點。

綜上，CSJ節(jié)點的滯回性能優(yōu)于TSJ和FBJ節(jié)點，RCSJ節(jié)點很好地改善了CSJ節(jié)點延性差、梁端焊縫處應力集中的缺點，進一步提升了節(jié)點的滯回性能。