喬光德，劉繼明，吳成龍，譚文婭，王傳貽，張祥威

(青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，青島 266525)

近年來，國家對預(yù)制裝配式建筑結(jié)構(gòu)的大力推廣，使預(yù)制裝配式框架結(jié)構(gòu)的抗震研究成為了國內(nèi)外學(xué)者關(guān)注的重點，型鋼混凝土柱和鋼梁作為一種組合結(jié)構(gòu)，由于其良好的抗震性能被廣泛應(yīng)用于裝配式建筑結(jié)構(gòu)中梁柱節(jié)點的連接。

SALVATORE等[1]通過試驗測試發(fā)現(xiàn)鋼-混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)能夠合理地利用材料且具有很高的預(yù)制能力，可以提供高水平的延展性和耗能能力。DENG等[2]介紹了一種完全預(yù)制的梁-柱節(jié)點，其中包含復(fù)合鋼超高性能混凝土，通過試驗研究發(fā)現(xiàn)節(jié)點具有良好的承載力和抗震性能，并為梁柱節(jié)點連接提出了理論模型。WU等[3]提出了一種新型的模塊化預(yù)制復(fù)合接頭，研究低周往復(fù)循環(huán)荷載作用下3個不同剛度比試件的失效過程和特性，發(fā)現(xiàn)該新型復(fù)合接頭具有較高的承載能力和良好的抗震性能。蘆靜夫等[4]利用ABAQUS對新型裝配式鋼-混組合梁柱節(jié)點進行有限元數(shù)值模擬，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：該新型節(jié)點在多遇地震作用下承載力較好，受力性能優(yōu)異，且節(jié)點連接高效，可提高裝配效率。張健新等[5]對工字鋼、對拉螺栓和方鋼管3種不同連接形式的新型裝配式鋼混框架中節(jié)點進行低周往復(fù)荷載試驗，發(fā)現(xiàn)方鋼管連接形式的試件有著最高的累積耗能能力、承載能力和變形能力，且破壞形態(tài)最優(yōu)。張愛林等[6]發(fā)現(xiàn)端板式裝配式梁柱連接節(jié)點可以有效控制翼緣連接板剛度變化，利用翼緣連接板導(dǎo)致的變形去消耗地震能量，從而保證梁柱等主要構(gòu)件不發(fā)生破壞。程萬鵬等[7]對預(yù)制裝配式部分鋼骨混凝土框架結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點進行試驗研究，發(fā)現(xiàn)該節(jié)點比普通鋼筋混凝土節(jié)點承載力高2～3倍，且承載力退化速率較慢，在保持高承載力的同時還具有較好的延性。劉震等[8]對預(yù)制裝配式H型鋼骨混凝土柱-柱連接的節(jié)點進行有限元受力分析，發(fā)現(xiàn)該節(jié)點的初始剛度、承載力和延性性能較好，且軸壓比和剪跨比對節(jié)點的靜力性能影響顯著。王燕[9]闡述過塑性鉸外移的必要性，通過“強柱弱梁，強節(jié)點”的設(shè)計思想使梁端出現(xiàn)塑性鉸，從而形成較大的變形能力和耗能能力。郭子雄等[10]對新型裝配式鋼筋混凝土柱-鋼梁框架節(jié)點進行低周反復(fù)荷載試驗，發(fā)現(xiàn)該節(jié)點的破壞模式均是梁端出現(xiàn)塑性鉸，通過梁絞機制破壞來充分耗能。

目前，預(yù)制鋼-混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)組成梁柱節(jié)點的抗震性能方面的研究較少。因此，本文在課題組前期擬靜力試驗研究的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS軟件對新型SRC柱-H型鋼梁組合邊節(jié)點進行數(shù)值模擬，得到的滯回曲線、骨架曲線和破壞形態(tài)與試驗曲線吻合較好，說明了有限元模型的可行性，進而分析節(jié)點蓋板長度和柱軸壓比2個參數(shù)變量對該節(jié)點抗震性能的影響。

1 試件概況

1.1 試件設(shè)計與制作

新型SRC柱-H型鋼梁組合邊節(jié)點的設(shè)計如圖1所示，主要由預(yù)制的SRC柱、H型鋼梁和節(jié)點核心區(qū)模塊3部分組成，試件所用型鋼均為Q355B，SRC柱的截面尺寸為350 mm×350 mm，主要由H型鋼骨HW150 mm×150 mm×7 mm×10 mm，4根直徑20 mm的HRB400級縱筋，直徑8 mm的HPB300級箍筋，以及外包C40混凝土組合而成；鋼梁尺寸為280 mm×150 mm×10 mm×10 mm；上下柱和節(jié)點核心區(qū)模塊通過M20的S10.9級摩擦型高強螺栓連接；鋼梁和節(jié)點核心區(qū)模塊采用同級別的M24摩擦型高強螺栓連接；在施工現(xiàn)場通過栓焊混合連接的方式進行快速裝配，在達到裝配快捷的同時，也能滿足“強柱弱梁”的抗震設(shè)計原則。

圖1 新型SRC柱-H型鋼梁組合節(jié)點(單位：mm)

1.2 加載裝置和加載制度

本次試驗依照規(guī)程[11]中荷載-位移控制的方法進行加載，試件的屈服荷載根據(jù)理論計算確定，屈服之前采用荷載控制，屈服之后位移控制；試件加載至梁端載荷下降為85%的峰值荷載或者試件有明顯破壞現(xiàn)象時，停止試驗。加載裝置和加載制度分別見圖2和圖3。

圖2 試件加載裝置

圖3 加載制度

圖4 材料本構(gòu)關(guān)系

2 有限元模型建立與驗證

2.1 材料本構(gòu)關(guān)系

本文所用的型鋼均為Q355B，彈性模量為2.06×105MPa，密度為7.85×103kg/m3，泊松比取為0.3，鋼材、螺栓均采用簡化處理的二折線本構(gòu)模型[12]，材料的本構(gòu)關(guān)系見圖4。型鋼、螺栓和鋼筋在計算中均使用Von-Mises屈服準(zhǔn)則及相關(guān)聯(lián)的流動法則?；炷敛捎盟苄該p傷模型，其本構(gòu)關(guān)系基于規(guī)范[13]建議的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

2.2 網(wǎng)格劃分及相互作用

本模型中縱筋和箍筋采取T3D2單元進行網(wǎng)格劃分，其余部件采用C3D8R單元，以保證求解的精確度。由于試驗中試件的變形主要在節(jié)點核心區(qū)附近，故方鋼管、節(jié)點蓋板、翼緣連接板和腹板等厚度方向至少劃分2個網(wǎng)格單元；節(jié)點核心區(qū)和上下柱及梁之間通過螺栓的預(yù)緊力進行連接，M24和M20高強螺栓的預(yù)緊力分別是255和155 kN，螺栓網(wǎng)格劃分精細；上下柱縱筋外伸至節(jié)點核心區(qū)的部分采用“等效螺栓”進行替代，等效螺栓的材料屬性設(shè)置為縱筋的屬性，兩者之間采用“耦合”的方式進行約束連接；節(jié)點蓋板和梁翼緣部分通過翼緣連接板進行“綁定”約束來模擬試件中的焊接，螺栓和螺栓孔之間采用“表面-表面”接觸，考慮到螺栓和螺栓孔之間存在間隙，為調(diào)整區(qū)域指定容差設(shè)置為1，其余“表面-表面”接觸均設(shè)為0.1，接觸的摩擦系數(shù)為0.35，有限元網(wǎng)格劃分和邊界條件設(shè)置見圖5。

圖5 有限元網(wǎng)格劃分和邊界條件設(shè)置

2.3 邊界條件

ABAQUS數(shù)值模擬所建立的邊界條件要與試驗相一致，本模型先在梁端部創(chuàng)建參考點RP1，上柱頂面中心位置為RP2，柱底面中心位置為RP3，通過耦合的方式將這3個需要運動的面進行約束。其中梁端加載端RP1的y位移方向和x，z轉(zhuǎn)角方向進行約束限制；柱頂RP2的x，y位移方向和x，z轉(zhuǎn)角方向進行約束限制；柱底RP3的x，y，z位移方向和x，z轉(zhuǎn)角方向進行約束限制。軸壓力所需的集中荷載通過參考點RP2施加在柱頂面的中心位置，模型的低周往復(fù)循環(huán)荷載加載點設(shè)置在梁端參考點RP1，以此來和試驗的邊界條件相對應(yīng)。

2.4 有限元模型驗證

由圖6可見，試驗和模擬的破壞形態(tài)均是在翼緣連接板處形成塑性鉸，受壓側(cè)的翼緣連接板屈曲變形，受拉的一側(cè)撕裂變形，兩者的破壞模式相近說明了模型的可行性。

圖6 破壞形態(tài)對比

試驗和模擬的滯回曲線對比見圖7，可見兩者結(jié)果吻合較好。兩者曲線整體較為飽滿，呈現(xiàn)梭形，反映出其塑性變形能力較好，具有良好的耗能能力；加載初期，兩者都處于彈性階段，荷載-位移曲線基本成線性增加，隨著位移加到25 mm后，滯回曲線包圍的面積開始加大，說明試驗和模型耗能增加；加載后期，試件的強度、剛度退化較快，模擬時由于材料屬性和邊界條件設(shè)置過于理想化，所以模擬曲線總體上比試驗曲線更為平滑和飽滿。圖8是試驗和模擬的骨架曲線對比，可見兩者曲線走勢基本一致，均有著明顯的彈性、強化和破壞3個階段。滯回曲線和骨架曲線與試驗結(jié)果相近進一步驗證了模型的準(zhǔn)確性。

3 有限元參數(shù)分析

3.1 節(jié)點蓋板長度對抗震性能影響

考慮到節(jié)點蓋板長度(Length of Joint Cover，簡稱JCL)取值的不同會影響到塑性鉸的位置，本文在節(jié)點蓋板長度a為250 mm的BASE試件基礎(chǔ)上模擬了150 mm(JCL-1)、200 mm(JCL-2)、300 mm(JCL-3)和350 mm(JCL-4) 4個長度，進一步探究節(jié)點蓋板長度對試件抗震性能的影響。

3.1.1 骨架曲線和特征點分析

參數(shù)JCL模型的骨架曲線見圖9，用“能量等值法”在骨架曲線上求出屈服位移Δy，峰值荷載Pm的85%為破壞荷載Pu，對應(yīng)位移為破壞位移Δu，平均延性系數(shù)μ取試件的破壞位移Δu與屈服位移Δy的比值，各特征點均是取正負向循環(huán)的平均值，特征點值匯總于表1。

表1 節(jié)點模型的特征點值匯總

圖10 等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq計算示意

從表1和圖9可知，各模型在彈性階段基本一致，隨著節(jié)點蓋板長度的增加，JCL-4模型相較于JCL-1模型屈服位移和屈服荷載分別增加了27.4%和16.7%，JCL-4模型相較于JCL-1模型峰值位移和峰值荷載分別提高了52.6%和20.6%，JCL-4模型相較于JCL-1模型破壞位移和破壞荷載分別增加了8.6%和21.4%，JCL-4模型相較于JCL-1模型延性減小了17.1%，其主要原因是節(jié)點蓋板長度增加，相當(dāng)于塑性鉸外移距離加大，塑性鉸處的彎矩是恒定的，由V=M/L知，梁加載端距離塑性鉸的位置變小，所以梁加載端剪力加大即承載力變大。

本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq來表示試件在地震作用下的耗能能力，ζeq計算公式和示意見圖10，S(ABC+CDA)為滯回曲線最后一級加載位移，第1循環(huán)的包絡(luò)面積；S(OBE+ODF)為圖中△OBE和△ODF的面積總和。由表1可知，等效黏滯阻尼系數(shù)隨著節(jié)點蓋板長度的增加而減小，表明試件的耗能能力變差，JCL-1模型相較于BASE模型等效黏滯阻尼系數(shù)增加了7.5%，JCL-4模型相比于BASE模型減小了26.4%，節(jié)點蓋板長度為350 mm時耗能能力下降最為嚴(yán)重。圖11為JCL參數(shù)模型達到破壞時的型鋼應(yīng)力云圖，可見JCL-4模型的節(jié)點蓋板和柱節(jié)點區(qū)端板連接處有一定程度的彎曲變形，此時節(jié)點核心區(qū)應(yīng)力增大，容易引起節(jié)點域的脆性剪切破壞，說明塑性鉸位置離節(jié)點核心區(qū)越遠，模型的耗能能力越差。

圖11 JCL參數(shù)模型的型鋼應(yīng)力云圖

3.1.2 強度退化和剛度退化

本文采用強度退化系數(shù)λj表示強度退化的特性，該特性可描述為節(jié)點承載力在相同級別加載條件下因循環(huán)次數(shù)增多而降低的現(xiàn)象。

(1)

式中：Pj為第j(取j=1)次循環(huán)中的峰值荷載；Pmax為整個循環(huán)中的峰值荷載。

圖12為節(jié)點蓋板長度對強度退化曲線的影響。從圖中可以看出各模型均有著明顯的對稱性；各模型的強度退化系數(shù)在0.6～1.0之間區(qū)別較大，其中JCL-1，JCL-2和BASE 3個模型強度退化曲線較為接近，上升段較快，模型屈服較早，達到峰值荷載時的位移較早，峰值荷載后逐步退化；JCL-3，JCL-4模型前期上升段較慢，達到峰值荷載時的位移較晚，峰值荷載后迅速下降；說明節(jié)點蓋板長度超過250 mm的模型后期強度退化較快。

本文采用環(huán)線剛度Kj來描述剛度退化，表示節(jié)點剛度隨著循環(huán)加載次數(shù)增多而逐漸變小的特性。

(2)

節(jié)點蓋板長度對梁端位移-環(huán)線剛度曲線影響見圖13。由圖13可見，環(huán)線剛度正負向?qū)ΨQ明顯；隨著位移的增大，各模型剛度退化模式和規(guī)律趨于一致，且在加載前期剛度退化較快，加載后期退化速率放緩；節(jié)點蓋板長度越大的模型初始剛度越大，這是因為翼緣連接板遠離節(jié)點核心區(qū)，塑性鉸外移距離加大。

3.2 柱軸壓比對抗震性能影響

柱軸壓比是影響抗震性能的一個重要因素，試驗的柱軸壓比n取值為0.15，考慮到實際工程中該比值會偏大，所以本文模擬了3種柱軸壓比值，分別為0.2，0.3和0.5，以此來研究柱軸壓比對該試件抗震性能的影響。

3.2.1 骨架曲線和特征點分析

不同柱軸壓比模擬的骨架曲線見圖14。4條骨架曲線在加載前期比較相近，隨著位移的增大，骨架曲線走向出現(xiàn)變化，柱軸壓比增大會使屈服位移提前，由表1可知，n=0.5模型比BASE模型提前5.16 mm，峰值荷載過后，軸壓比較大的骨架曲線下降更快，延性系數(shù)有所下降，這是因為軸壓比增加時軸力變大，混凝土截面壓應(yīng)力和壓應(yīng)變都增加，致使受壓區(qū)高度增加，截面的極限變形能力減小，最終導(dǎo)致延性降低，方林等[14]研究型鋼混凝土十字形異形柱時也驗證了這點；BASE模型相比于n=0.5模型等效黏滯阻尼系數(shù)從0.348增加到0.391，提高了12.4%，徐金俊等[15]研究型鋼混凝土柱也同樣證明了提高軸壓比能增加試件的耗能能力，這是因為隨著柱軸壓比值的增大，模型的屈服位移、峰值位移和破壞位移都會提前，鋼材的屈服程度更高，說明柱軸壓比的增大能顯著提高模型的耗能能力。

3.2.2 強度退化和剛度退化

柱軸壓比的位移-強度退化系數(shù)曲線變化見圖15。可見，不同軸壓比的強度退化系數(shù)均在0.8～1之間區(qū)別較大；在加載前期，軸壓比較大的模型強度上升較快，屈服較早；各模型到達峰值點后，柱軸壓比越大曲線下降越陡峭，說明強度退化越快，模型的破壞也會提前，這也是導(dǎo)致高軸壓比延性較低的一個原因。

不同柱軸壓比下梁端位移和環(huán)線剛度曲線變化見圖16。軸壓比的增大對模型的初始剛度有著明顯的提升，這是因為上下混凝土柱和節(jié)點核心區(qū)之間隨著軸向壓力的增大而結(jié)合得更緊密；各模型環(huán)線剛度在加載前期整體呈線性退化，后期退化速率放緩，且加載到峰值荷載后，軸壓比越大的模型，退化速率越快。

4 結(jié)論

本文在擬靜力試驗的基礎(chǔ)上，通過ABAQUS對節(jié)點建立了8個精細化的有限元模型，研究了節(jié)點蓋板長度和柱軸壓比對預(yù)制裝配式SRC柱-H型鋼梁組合邊節(jié)點抗震性能的影響規(guī)律，得出結(jié)論如下：

1) 預(yù)制裝配式SRC柱-H型鋼梁組合邊節(jié)點在低周往復(fù)荷載作用下，其破壞位置均發(fā)生在翼緣連接板處，實現(xiàn)塑性鉸外移的目的，體現(xiàn)“強柱弱梁，強節(jié)點弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計思想。

2) ABAQUS有限元軟件模擬出的結(jié)果能夠較好地吻合試驗結(jié)果，說明有限元軟件模擬此類節(jié)點的抗震性能具有可行性，可為后續(xù)深入研究提供理論依據(jù)。

3) 節(jié)點蓋板長度所模擬5個模型的延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)平均值為2.63和0.33，體現(xiàn)出模型整體延性性能和耗能能力較好；當(dāng)節(jié)點蓋板長度增加時，模型的破壞荷載和峰值荷載都有著顯著的提高，表明模型的承載能力得到提高，但模型的耗能能力、延性和滯回性能均有所下降。

4) 軸壓比從0.15增大到0.5，模型的屈服位移和破壞位移都會提前，耗能能力和初始剛度提升較為明顯，但加載后期強度、剛度退化速率也越快，延性下降較多。