鄧 揚(yáng) 李愛群, 張昀路 李雨航

(1北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院， 北京 100044)(2東南大學(xué)土木工程學(xué)院， 南京 211189)

20世紀(jì)80年代以來，裝配式框架結(jié)構(gòu)因其建筑平面布置靈活、環(huán)保、預(yù)制率高等特點(diǎn)，在學(xué)校、醫(yī)院、工業(yè)廠房等建筑中廣泛應(yīng)用[1].裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)是裝配式框架結(jié)構(gòu)體系中的重要組成部分，影響著裝配式框架結(jié)構(gòu)的抗震性能和安全性.相關(guān)震害調(diào)研表明，現(xiàn)階段裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)仍存在較多缺陷[2-4].相較于現(xiàn)澆混凝土框架結(jié)構(gòu)，裝配式結(jié)構(gòu)的梁柱節(jié)點(diǎn)承載力、耗能能力、結(jié)構(gòu)整體性較差，從而使得結(jié)構(gòu)的抗震性能較差.裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)在震后梁、柱等構(gòu)件塑性損傷嚴(yán)重，預(yù)制構(gòu)件難以充分發(fā)揮其耗能作用，損傷控制能力有待提高，震后耗能構(gòu)件在破壞后難以快速修復(fù)或更換.裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)對預(yù)制和施工的精度要求較高，難以實(shí)現(xiàn)大規(guī)?？焖偕a(chǎn)與安裝.上述問題都制約著裝配式建筑的發(fā)展和推廣.為此，國內(nèi)外學(xué)者提出了各種新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)，包括鋼筋錨固連接、灌漿套筒連接、焊接、螺栓連接等節(jié)點(diǎn)連接形式[5-10].Ketiyot等[10]制作了一種新型T形截面型鋼連接梁柱節(jié)點(diǎn)，通過在預(yù)制梁中預(yù)埋T形截面型鋼并與柱中預(yù)埋鋼板焊接而成；試驗(yàn)表明，該節(jié)點(diǎn)的抗震性能雖有所提升，但剛度退化速度遠(yuǎn)快于現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)，承載力也低于預(yù)期.Yuskel等[11]設(shè)計(jì)了一種新型套筒后澆混凝土節(jié)點(diǎn)，在柱端對接處上部預(yù)留灌漿槽，將預(yù)制好的鋼套筒內(nèi)插入鋼筋，然后進(jìn)行澆筑；試驗(yàn)結(jié)果表明，該節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能接近，節(jié)點(diǎn)連接可靠.楊輝等[12]提出了一種新型混合式預(yù)應(yīng)力梁柱節(jié)點(diǎn)，在施工階段通過后張預(yù)應(yīng)力法將預(yù)制柱、梁連接為一體，使得該節(jié)點(diǎn)具有承載能力，并對其余部分進(jìn)行現(xiàn)澆；試驗(yàn)表明，相較于現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)，新型節(jié)點(diǎn)的延性增強(qiáng)，損傷降低，而節(jié)點(diǎn)承載力則變化較小.

基于研究現(xiàn)狀[13-15]，本文提出了一種由銷軸、耳板、梁柱端板構(gòu)成的新型梁柱節(jié)點(diǎn)形式.設(shè)計(jì)并制作了現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)和裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)，開展了低周往復(fù)荷載試驗(yàn)與有限元模擬，研究了節(jié)點(diǎn)的破壞模式、滯回能力、剛度退化和骨架曲線，并分析了耳板與梁柱端板厚度對節(jié)點(diǎn)非耗能構(gòu)件損傷控制能力的影響.

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)構(gòu)件與加載裝置

本試驗(yàn)以一幢4層混凝土框架實(shí)際工程為背景，按照《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[16]的要求進(jìn)行設(shè)計(jì)，梁柱構(gòu)件尺寸及配筋參照該實(shí)際工程中框架一層的節(jié)點(diǎn)為原型.設(shè)計(jì)了2個(gè)足尺框架梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)件，即1個(gè)現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)對比構(gòu)件和1個(gè)裝配式銷軸混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)預(yù)制構(gòu)件.

構(gòu)件梁截面尺寸為250 mm×600 mm，柱截面尺寸為400 mm×400 mm，各構(gòu)件的混凝土保護(hù)層厚度均為20 mm.構(gòu)件的混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C30，縱向受力鋼筋和箍筋均為HRB400.構(gòu)件梁柱均采用對稱配筋，柱縱筋直徑為20 mm，梁受拉鋼筋直徑為22 mm，受壓鋼筋直徑為20 mm，箍筋直徑為8 mm.銷軸耗能節(jié)點(diǎn)主要通過2個(gè)插入耳板的銷軸將耳板兩側(cè)的梁端與柱端連接起來，2個(gè)銷軸承擔(dān)梁傳遞的剪力與彎矩.柱端通過內(nèi)部錨筋與耳板相連的柱端板塞焊連接，梁端由梁內(nèi)錨固鋼筋直接與梁端板塞焊連接，耳板與梁柱端板通過焊接連接，其中耳板厚度為25 mm，梁柱端板厚度為10 mm.為防止耳板與梁柱端板間的焊縫開裂，于耳板上方接縫處焊接一塊梯形加勁肋板，厚度為8 mm，面積為17 500 mm2.所有焊縫均通過外觀檢查和超聲波檢查，確保耳板、端板與梁柱構(gòu)件的連接.其中耳板厚度為25 mm，梁柱端板厚度為10 mm.根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[17]，確定銷軸直徑、耳板尺寸及厚度.各構(gòu)件的幾何尺寸和配筋見圖1.

(a) 現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)

鋼構(gòu)件采用高精度數(shù)控機(jī)床加工，其尺寸可直接導(dǎo)入數(shù)控機(jī)床進(jìn)行精加工，而后通過三維掃描將構(gòu)件的實(shí)測數(shù)據(jù)與Revit上的構(gòu)件尺寸、孔洞位置及大小進(jìn)行比對調(diào)整，確保鋼構(gòu)件具有較高的精度.

本試驗(yàn)的加載裝置見圖2[18-19].試驗(yàn)前一次性施加軸向力至800 kN，軸壓比為0.35[20]，并使其保持恒定；梁端加載選用MTS 1 000 kN液壓伺服控制系統(tǒng)控制，最大行程為150 mm，采用位移控制的加載制度(見圖3).為更好地消除連接件間隙對試驗(yàn)的影響，對節(jié)點(diǎn)施加5 mm的預(yù)加載位移，正式加載時(shí)以10 mm級(jí)差進(jìn)行逐級(jí)往復(fù)循環(huán)加載，每級(jí)進(jìn)行2次往復(fù)循環(huán)加載.當(dāng)施加的荷載降低到極限荷載85%以下時(shí)或耗能件出現(xiàn)明顯破壞時(shí)，認(rèn)為構(gòu)件破壞.

圖2 試驗(yàn)示意圖

圖3 加載制度

1.2 材性試驗(yàn)

在擬靜力試驗(yàn)前，對材料進(jìn)行材性試驗(yàn).混凝土采用C30混凝土澆筑試塊，每一批混凝土都留置出3塊邊長為150 mm的立方體混凝土標(biāo)準(zhǔn)試塊，并在相同條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù).根據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)[21]，進(jìn)行混凝土試塊的材性試驗(yàn)，測量得到現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)及耗能節(jié)點(diǎn)混凝土試塊的立方體抗壓強(qiáng)度分別為36.8和38.1 MPa，其軸心抗壓強(qiáng)度分別為24.0 和27.1 MPa.

鋼筋均采用HRB400級(jí)筋，其中梁上端縱筋、梁錨筋、箍筋、柱縱筋直徑分別為20、22、8、12 mm，不同直徑鋼筋分別取樣3根.耗能端板、耳板鋼材均采用Q345B級(jí)，其中梁柱端板厚度為10 mm，加勁肋厚度為8 mm.對于不同厚度的端板分別取樣3塊，依據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)》(GB/T 228.1—2010)[22]進(jìn)行鋼材力學(xué)性能試驗(yàn)，測量鋼筋及鋼材構(gòu)件的屈服強(qiáng)度fy、極限強(qiáng)度fu和彈性模量E.鋼筋和鋼材的力學(xué)性能分別見表1和表2.

表1 鋼筋的力學(xué)性能

表2 鋼構(gòu)件的力學(xué)性能

2 有限元模型

利用有限元軟件ABAQUS對各梁柱節(jié)點(diǎn)建立有限元模型. 2組節(jié)點(diǎn)模型中混凝土梁、柱采用實(shí)體單元C3D8R進(jìn)行模擬，鋼筋采用T3DR單元進(jìn)行模擬.裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)的銷軸、耳板、梁柱端板等構(gòu)件均采用C3D8R單元進(jìn)行模擬.

各有限元模型的混凝土構(gòu)件使用C30混凝土，材料信息根據(jù)材性試驗(yàn)數(shù)據(jù)取平均值.混凝土構(gòu)件采用塑性損傷模型進(jìn)行模擬；鋼材采用三折線本構(gòu)模型進(jìn)行模擬[23].材料達(dá)到屈服強(qiáng)度后，會(huì)出現(xiàn)強(qiáng)化剛度為E/100的上升段并逐漸達(dá)到極限強(qiáng)度，而后出現(xiàn)剛度為-E/100的下降段，這種三折線本構(gòu)模型滿足Von-Mises屈服準(zhǔn)則.

2組節(jié)點(diǎn)模型中，鋼筋骨架均使用Embedded命令嵌入到混凝土梁、柱內(nèi)，該命令默認(rèn)鋼筋與混凝土之間完全黏結(jié)，可以在保證精度的前提下使2種材料協(xié)調(diào)變形.對于銷軸耗能節(jié)點(diǎn)，耳板與鋼筋骨架、耳板與耗能端板采用Tie約束命令進(jìn)行剛性連接.耳板孔與銷軸之間采用表面與表面接觸.法向設(shè)為硬接觸，可保證2個(gè)接觸面能有效傳遞壓力，且兩面不互相滲透.切線方向采用罰摩擦公式設(shè)置定義摩擦[24]，利用摩擦系數(shù)測定儀測得模擬鋼材的無潤滑靜摩擦系數(shù)為0.35，同時(shí)對銷軸的面外方向進(jìn)行約束，以保證鉸接.

邊界條件對有限元模擬的準(zhǔn)確性有著重要影響.本文依據(jù)試驗(yàn)加載裝置和實(shí)際加載情況對各節(jié)點(diǎn)有限元模型施加邊界條件.試驗(yàn)中作動(dòng)器在柱端施加豎向軸力，保持軸壓比為0.35；柱頂和柱底采用鉸接固定，保證平面內(nèi)鉸接；梁端作動(dòng)器對梁端兩側(cè)逐級(jí)施加往復(fù)荷載.在各節(jié)點(diǎn)有限元建模的過程中，首先對柱頂?shù)钠矫嫱馕灰七M(jìn)行約束，并在柱頂參考點(diǎn)處將軸力以集中力的形式施加；然后，對柱底平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)以外的5個(gè)自由度進(jìn)行約束；最后，結(jié)合試驗(yàn)加載機(jī)制，在梁端參考點(diǎn)施加豎方向的往復(fù)位移荷載，只保留梁端豎向自由度，對梁端其余方向自由度進(jìn)行約束.

3 結(jié)果分析與對比

3.1 節(jié)點(diǎn)破壞特征

通過比較銷軸耗能節(jié)點(diǎn)的破壞特征、試驗(yàn)破壞現(xiàn)象以及節(jié)點(diǎn)塑性應(yīng)變，驗(yàn)證有限元模擬的準(zhǔn)確性.本試驗(yàn)通過位移進(jìn)行控制，梁端位移以左側(cè)梁向上加載、右側(cè)梁向下加載為正，各節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)過程都經(jīng)歷了彈性階段、帶裂縫工作階段和破壞階段.

現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)在不同梁端位移下的破壞特征圖見圖4.由圖可知，當(dāng)梁端位移d=±30 m時(shí)，節(jié)點(diǎn)梁端中部出現(xiàn)數(shù)條斜裂縫，最大裂縫寬度為4 mm.節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)數(shù)條斜裂縫，裂縫寬度逐漸增大，最大裂縫寬度為5 mm.當(dāng)梁端位移d=±50 mm時(shí)，現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)梁構(gòu)件裂縫數(shù)量和長度基本不變，寬度逐漸增大，最大裂縫寬度為7 mm， 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土保護(hù)層開始出現(xiàn)較為集中的裂縫，該處混凝土保護(hù)層開始出現(xiàn)脫落，裂縫最大寬度約為10 mm.當(dāng)梁端位移d=±70 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土保護(hù)層脫落明顯，裂縫更為集中，裂縫的最大寬度約為13 mm，節(jié)點(diǎn)梁端裂縫數(shù)量和長度有所增加，裂縫寬度增長幅度較小.當(dāng)梁端位移d=±90 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土保護(hù)層大量脫落，裂縫不斷發(fā)展，裂縫貫穿柱截面，發(fā)生剪切破壞，現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)梁端裂縫數(shù)量和長度持續(xù)增加，裂縫最大寬度為10 mm.

新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)在不同梁端位移下的破壞特征圖見圖5.由圖可知，當(dāng)梁端位移d=±30 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)梁端出現(xiàn)第1條微小斜裂縫，柱側(cè)端板與混凝土沿接縫處、梁端板上下緣與混凝土交界處均出現(xiàn)裂縫，梁端兩側(cè)距離耳板約100 mm處首先出現(xiàn)約200 mm長的微小斜裂縫，耳板與梁柱端板并未存在明顯變形，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)并未出現(xiàn)明顯裂縫.當(dāng)梁端位移d=±50 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)梁上裂縫數(shù)量和長度基本不變，寬度逐漸增大，最大裂縫寬度為3 mm，柱側(cè)端板與混凝土接縫處混凝土保護(hù)層開始出現(xiàn)較為集中的裂縫，梁端板上下緣開裂最大寬度約為5 mm，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)并未出現(xiàn)明顯裂縫.當(dāng)梁端位移d=±70 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)梁端板彎曲較為明顯，左側(cè)梁端外側(cè)混凝土保護(hù)層開始脫落，下側(cè)靠近端板部分混凝土保護(hù)層也存在一定的脫落現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)開始出現(xiàn)X形微小裂縫，裂縫寬度不足1 mm.當(dāng)梁端位移d=±90 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)的柱側(cè)端板上下緣被拉彎，上下側(cè)接縫處混凝土保護(hù)層脫落，與錨筋焊接部分柱端板被拉裂，兩側(cè)梁除端板上下緣與混凝土脫開，上下緣端板被拉彎.上下側(cè)接縫處混凝土保護(hù)層局部脫落，柱端板與錨筋焊接部分被拉裂，柱錨筋在混凝土中出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)耳板未存在明顯變形，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)X形微小裂縫數(shù)量開始增多，最終達(dá)到8條，裂縫最大寬度約為2 mm，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土并未出現(xiàn)脫落現(xiàn)象.

2組節(jié)點(diǎn)的模型計(jì)算結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果分別見圖6和圖7.最大等效塑性應(yīng)變?chǔ)舖ax和米塞斯應(yīng)力σV可有效反映構(gòu)件的塑性損傷和受力狀況.現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)模擬中，當(dāng)加載位移為90 mm時(shí)，梁端混凝土大部分已進(jìn)入塑性狀態(tài)，最大等效塑性應(yīng)變達(dá)到0.086 28;鋼筋部分僅梁端縱筋進(jìn)入塑性階段，最大塑性應(yīng)變達(dá)到0.215，梁端縱筋最大應(yīng)力為495.12 MPa.梁端受到的荷載通過鋼筋傳遞到節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，導(dǎo)致現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)的塑性損傷主要集中在節(jié)點(diǎn)的核心區(qū).在新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)中，當(dāng)加載位移為92 mm時(shí)，鋼材中只有柱錨筋及耳板進(jìn)入塑性狀態(tài)，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.196，最大應(yīng)力為469 MPa，梁縱筋及其他預(yù)埋件均處于彈性階段; 非耗能構(gòu)件中僅梁、柱端部混凝土進(jìn)入塑性狀態(tài)，最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.051 88.梁端受到的彎矩、剪力通過錨固鋼筋傳遞到端板和耳板上，并通過端板屈曲為主、銷軸轉(zhuǎn)動(dòng)為輔的方式耗散點(diǎn)大部分能量，減小核心區(qū)內(nèi)力，使得新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)的非耗能構(gòu)件塑性損傷較小.通過對比模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果可見，其破壞特征及塑性應(yīng)變發(fā)展趨勢較為接近，銷軸耗能節(jié)點(diǎn)有助于減少混凝土梁、柱的塑性變形，減少混凝土的損傷.

(a) 混凝土塑性應(yīng)變 (b) 鋼筋塑性應(yīng)變

(a) 混凝土塑性應(yīng)變 (b) 鋼筋、耳板、銷軸塑性應(yīng)變

3.2 滯回曲線

2組節(jié)點(diǎn)的滯回曲線試驗(yàn)結(jié)果及有限元模擬結(jié)果見圖8.由圖可知，新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)的正向加載最大承載力模擬值和試驗(yàn)值分別為247.7和251.3 kN，負(fù)向最大承載力模擬值和試驗(yàn)值分別為248.5和252.6 kN.現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)的正向加載最大承載力模擬值和試驗(yàn)值分別為243.5和247.6 kN，負(fù)向最大承載力模擬值和試驗(yàn)值分別為242.2和246.3 kN.新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)位移分別為92.92和89.92 mm時(shí)達(dá)到極限荷載.滯回曲線的試驗(yàn)結(jié)果和有限元模擬結(jié)果基本吻合.相比模擬結(jié)果，試驗(yàn)所得滯回曲線捏縮現(xiàn)象更加明顯，這是因?yàn)樵囼?yàn)中銷軸與耳板之間存在空隙，進(jìn)而在加載過程中出現(xiàn)了銷軸滑移.相較于現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)，新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)的滯回曲線所包含的面積更大，故具有更好的抗震性能和耗能能力.由此可見，新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能和耗能能力.

(a) 現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)

3.3 骨架曲線

圖9給出了2組節(jié)點(diǎn)骨架曲線的試驗(yàn)結(jié)果及有限元模擬結(jié)果.由圖可知，試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果基本吻合.銷軸的增加對節(jié)點(diǎn)峰值荷載與極限位移影響不大.2組節(jié)點(diǎn)均經(jīng)歷了彈性和彈塑性階段.在彈性階段，各節(jié)點(diǎn)的骨架曲線近似呈直線分布，無殘余應(yīng)力產(chǎn)生;隨著荷載的增加，節(jié)點(diǎn)剛度逐漸減小，進(jìn)而使得骨架曲線斜率減??；進(jìn)入彈塑性階段后，骨架曲線逐漸趨于平緩，無明顯剛度退化現(xiàn)象.

(a) 現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)

3.4 剛度退化曲線

依據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[25]計(jì)算出各節(jié)點(diǎn)在不同梁端位移下的剛度值，進(jìn)而對各節(jié)點(diǎn)受力狀態(tài)的轉(zhuǎn)變和抵抗變形能力進(jìn)行評估，割線剛度的計(jì)算公式為

(1)

式中，+Fi和-Fi分別為第i次正向峰值荷載和負(fù)向峰值荷載；+Xi和-Xi分別為第i次正向梁端峰值位移和負(fù)向梁端峰值位移.

圖10為節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線.由圖可知，初始加載位移較小時(shí)，銷軸未發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，新型銷軸節(jié)點(diǎn)的變形機(jī)制以彈性為主，割線剛度保持在15 kN/mm左右.當(dāng)加載位移為20～60 mm時(shí)，端板開始產(chǎn)生變形并發(fā)生屈曲，銷軸與耳板之間產(chǎn)生了輕微轉(zhuǎn)動(dòng)，節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)塑性變形.此后，節(jié)點(diǎn)割線剛度不斷減小，剛度退化速度較為穩(wěn)定；當(dāng)加載位移大于60 mm時(shí)，新型銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)端板的塑性不斷發(fā)展，使得割線剛度平緩?fù)嘶?結(jié)果表明，相較于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，新型銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)的耗能能力和塑性變形能力更強(qiáng).

圖10 節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線

4 裝配式節(jié)點(diǎn)參數(shù)分析

4.1 關(guān)鍵參數(shù)選取

現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)在地震往復(fù)作用下，依靠梁、柱節(jié)點(diǎn)處產(chǎn)生的塑性鉸進(jìn)行耗能.隨著梁內(nèi)鋼筋屈服及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域黏結(jié)破壞的產(chǎn)生，節(jié)點(diǎn)的滯回性能、耗能能力、延性迅速降低，通過設(shè)置人工耗能銷軸，可以解決上述問題.為保證耗能節(jié)點(diǎn)先于梁、柱構(gòu)件進(jìn)入屈服階段，耗能節(jié)點(diǎn)的屈服承載力應(yīng)低于梁、柱構(gòu)件的屈服承載力.銷軸耗能節(jié)點(diǎn)通過銷軸、耳板、耗能端板承受并傳遞往復(fù)荷載下的彎矩與剪力.

采用ABAQUS軟件建立銷軸耗能節(jié)點(diǎn)，并對其進(jìn)行參數(shù)分析，研究耳板與端板厚度對節(jié)點(diǎn)耗能能力的影響.耳板與端板構(gòu)件的尺寸見表3.

表3 新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)尺寸 mm

4.2 有限元模擬結(jié)果

通過對上述6組銷軸新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行往復(fù)試驗(yàn)?zāi)M，引入等效黏滯阻尼系數(shù)he和累積耗能量，考察各節(jié)點(diǎn)的耗能能力.荷載變形曲線見圖11.根據(jù)規(guī)范《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[25]，等效黏滯阻尼系數(shù)的計(jì)算公式為

(2)

式中，S(ABC+CDA)為圖11中滯回曲線包絡(luò)的面積；S(OBE+ODF)為圖中三角形OBE與三角形ODF的面積.

圖11 荷載變形曲線

等效黏滯阻尼系數(shù)可以反映節(jié)點(diǎn)的耗能能力，he越大，說明該節(jié)點(diǎn)的耗能能力強(qiáng).如圖12所示，梁柱端板厚度的增加會(huì)使等效黏滯阻尼系數(shù)增加，即耗能效率提升.然而，he隨著耳板厚度的增加而降低.這是因?yàn)槎搴穸鹊脑黾邮沟娩N軸耗能節(jié)點(diǎn)的屈服承載力也增加，屈服更晚，導(dǎo)致梁端部參與耗能變形致使節(jié)點(diǎn)的耗能能力下降.

圖12 等效黏滯阻尼系數(shù)

圖13為不同參數(shù)下節(jié)點(diǎn)的骨架曲線.由圖可知，耳板厚度與端板厚度的增加可以有效提升節(jié)點(diǎn)的承載力，節(jié)點(diǎn)S6的承載力在各組中最大，正向加載和負(fù)向加載下分別為262.7和258.5 kN.各節(jié)點(diǎn)均經(jīng)歷了彈性與彈塑性階段.在彈性階段，各節(jié)點(diǎn)的骨架曲線近似呈直線分布，無明顯斜率變化；隨著加載位移的增大，各節(jié)點(diǎn)剛度與骨架曲線斜率逐漸減小，最終趨于平緩，無明顯的剛度退化現(xiàn)象.

圖13 不同參數(shù)下骨架曲線

對不同參數(shù)下各節(jié)點(diǎn)骨架曲線進(jìn)行分析，計(jì)算各節(jié)點(diǎn)在不同加載位移下的剛度變化，結(jié)果見圖14.由圖可知，節(jié)點(diǎn)S6的初始剛度最大，初始割線剛度約為16 kN/mm，說明增加耳板與端板的厚度可使節(jié)點(diǎn)初始剛度變大.當(dāng)加載位移小于20 mm時(shí)，新型銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)以彈性變形為主，節(jié)點(diǎn)剛度未發(fā)生明顯退化.當(dāng)加載位移為20～60 mm時(shí)，端板開始發(fā)生屈曲，銷軸與耳板之間產(chǎn)生輕微轉(zhuǎn)動(dòng)，說明新型銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)了塑性變形以及剛體轉(zhuǎn)動(dòng)變形.因此，割線剛度不斷減小，剛度退化速度較為穩(wěn)定；當(dāng)加載位移大于60 mm時(shí)，新型銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)端板塑性不斷發(fā)展，使得割線剛度平緩?fù)嘶?

圖14 不同參數(shù)下剛度退化曲線

節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)的計(jì)算公式為

(3)

式中，Δu、Δy分別為節(jié)點(diǎn)的極限位移和屈服位移.

不同端板與耳板參數(shù)下的節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)與最大等效塑性應(yīng)變見表4.由表可知，端板與耳板厚度的增大會(huì)增加節(jié)點(diǎn)延性系數(shù).當(dāng)耳板和梁柱端板的厚度分別為25和10 mm(節(jié)點(diǎn)S5)時(shí)節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)最大，可達(dá)4.7.當(dāng)梁柱端板厚度為8 mm時(shí)，最大等效塑性應(yīng)變隨著耳板厚度的增大而小幅增大；當(dāng)梁柱端板厚度為10 mm時(shí)，最大等效塑性應(yīng)變隨著耳板厚度的增大先減小后增大.由此說明，節(jié)點(diǎn)S6的整體剛度較大，使得梁端混凝土塑性損傷有所增大.

表4 節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)及混凝土最大等效塑性應(yīng)變

綜上所述，當(dāng)梁柱端板厚度為10 mm、耳板厚度為25 mm時(shí)，新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)延性最好，且非耗能構(gòu)件的塑性損傷較低.

5 結(jié)論

1)新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)數(shù)值模擬結(jié)果在破壞模式、損傷位置、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線等方面與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，表明新型梁柱結(jié)構(gòu)的有限元模擬方法是可靠的.

2)新型裝配式銷軸梁柱節(jié)點(diǎn)主要通過端板屈曲、耳板與銷軸轉(zhuǎn)動(dòng)進(jìn)行耗能.與現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)相比，該新型節(jié)點(diǎn)在不降低承載力和初始剛度的前提下使混凝土梁、柱的塑性損傷有所降低.節(jié)點(diǎn)的破壞模式由核心區(qū)剪切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榱?、柱端板屈曲破?采用銷軸及耳板可提升節(jié)點(diǎn)的延性與耗能能力，降低節(jié)點(diǎn)損傷.

3)對節(jié)點(diǎn)耳板與端板厚度進(jìn)行參數(shù)分析，考察不同條件下節(jié)點(diǎn)的黏滯阻尼系數(shù)、延性系數(shù)和梁端塑性應(yīng)變.結(jié)果表明，新型銷軸耗能節(jié)點(diǎn)在耳板厚度為25 mm、梁柱端板厚度為10 mm時(shí)，延性和耗能能力最好，梁端塑性損傷最小.