考虑轴压比作用的模块化预制钢骨混凝土柱-钢梁组合节点抗震性能分析

2022-01-11吴成龙李绍辉王其辉刘继明

科学技术与工程 2021年35期

吴成龙，李绍辉，王其辉，刘继明

(青岛理工大学土木工程学院，青岛 266033)

装配式建筑相较于传统建筑的施工方式具有工业化程度高、节能环保等优势，能够有效降低现场施工引起的环境污染问题，并减少安全事故的发生[1-3]。钢骨混凝土(steel reinforced concrete，SRC)组合结构是在钢筋混凝土结构和钢结构的基础上逐步发展起来，它具有承载力高、刚度大以及良好的抗震性能和耐久性能等特点[4]。

目前，中外有关装配式钢筋混凝土结构、装配式钢结构的相关研究工作已广泛开展，并取得了丰富的研究成果[5-8]。在试验研究方面，邓宇等[9]针对装配式梁板节点存在整体性差的问题，通过试验研究了新型梁板节点的受力性能，研究表明，涂抹环氧树脂进行连接处理的装配叠合楼板具有较好的承载力。陈珊珊等[10]通过试验和有限元分析，研究了考虑楼板组合效应对装配式钢混组合节点抗震性能的影响。此外，Li等[11]开发了一种适用于预制混凝土结构的新型预制梁柱钢节点。Zhang等[12]提出了一种新型的预制混合钢纤维混凝土/钢筋混凝土梁柱连接节点。为了进一步提高装配式梁柱节点的延性变形和能量耗散，以及避免因节点核心区钢筋绑扎困难等问题，邓明科等[13]提出了一种在梁柱节点局部区域浇筑高延性混凝土的构造方法。程蓓等[14]设计了一种通过高强螺栓将预埋型钢的预制柱和预制梁进行干式连接新型节点。在理论研究方面，Zhan等[15]针对装配式钢结构中梁柱连接方式直接影响结构的施工过程和拼装速度问题，提出一种具有易装配性能的梁柱节点形式。结合试验结果和有限元分析，推导了节点的抗滑移屈服弯矩和极限弯矩的理论公式，并通过试验结果验证了理论公式的精确度。Nzabonimpa等[16]通过ABAQUS软件对通过法兰连接的装配式梁柱边节点进行精细化模拟。结果表明：模拟得到的结果与试验结果吻合很好，精细化模型可以准确地预测复杂性框架梁柱及节点连接构造问题，有效节约试验成本。

然而，中外关于模块化预制SRC柱-钢梁组合节点(modular prefabricated SRC column to steel beam composite internal joint，MPCIJ)的研究尚未广泛开展，且在组合楼板作用下的受力性能尚未明确，亟需开展相关试验或理论研究。因此，在文献[17-18]基础上，通过ABAQUS进行精细化有限元建模，分析了5个不同轴压比作用下MPCIJ的抗震性能。研究内容主要包括轴压比对MPCIJ的承载能力、延性、耗能、强度和刚度退化性能的影响规律，研究成果可为预制装配式SRC框架结构抗震性能优化设计提供借鉴和参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验设计3个中节点试件(MPCIJ1、MPCIJ2和MPCIJ3)，试件的尺寸设计及连接构造如图1、表1所示。试件的变化参数是梁柱线刚度比(ki)和梁柱抗弯承载力比(km)，ki值和km值是由钢梁截面的尺寸高度进行控制。其中，ki和km的计算公式为

(1)

(2)

式中：∑Mb为梁构件的截面抗弯承载力；∑Mc为柱构件在上下柱端截面的压弯承载力之和；EbIb和EcIc分别为梁和柱的弹性抗弯刚度。3个试件的钢梁尺寸均为H 280 mm×150 mm×10 mm×10 mm，预制柱截面尺寸均为350 mm×350 mm，柱内H型钢骨尺寸均为H 150 mm×150 mm×7 mm×10 mm，其余各连接部件及细部尺寸见图1。

P为梁端施加荷载，Py为屈服荷载，Δ为梁端加载位移，Δy为屈服位移图2 拟静力试验加载[19]Fig.2 Quasi-static test loading[19]

1.2 材料性能

各节点试件中采用的混凝土强度等级均为C40，钢材质均为Q345B，纵向受力钢筋强度等级均为HRB400，箍筋强度等级均为HPB300，摩擦型高强螺栓包括10.9S M20和M24两种规格。通过材性试验得到各材料的力学性能指标如表2、表3所示，其中高强螺栓力学性能参数由供货商提供。

表2 混凝土力学性能Table 2 Mechanical properties of concrete

表3 钢材力学性能Table 3 Mechanical properties of steel

1.3 加载方案

MPCIJ拟静力试验是在青岛理工大学结构试验室进行，加载装置及加载制度如图2所示。预制柱两端为铰接连接，柱顶轴向荷载由1 000 kN油压千斤顶提供，试验加载时柱顶保持恒定荷载506 kN(轴压比为0.15)。钢梁端部与500 kN的力学测试与模拟(mechanical testing and simulation，MTS)液压伺服作动器相连并施加低周往复荷载。

梁端加载时采用荷载-位移混合控制的方法。试件屈服以前，采用分级荷载控制，每级荷载的增量约为屈服荷载的1/5，各级循环加载1次；试件屈服以后(根据荷载-位移滞回曲线变化趋势及试验前的数值模拟分析综合确定屈服状态)，改为位移控制，每级位移增量为屈服位移的整倍数，每级位移循环加载3次。当梁端荷载下降至峰值荷载的85%以下时，加载结束。详细试验研究结果可参考文献[17]。

2 有限元模型

2.1 有限元模型建立

以MPCIJ2为基本模型，通过有限元软件ABAQUS按1∶1的比例建立了精细化三维实体有限元模型，并对5个不同轴压比时的MPCIJ试件[n=0.15(MPCIJ-0.15)、n=0.25(MPCIJ-0.25)、n=0.45(MPCIJ-0.45)、n=0.65(MPCIJ-0.65)、n=0.85(MPCIJ-0.85)]进行低周反复加载模拟分析，包括设置单元几何属性、材料本构的定义和选取、接触单元的定义与选取、边界条件的施加、设置荷载工况等，如图3所示。

图3 节点有限元模型(MPCIJ2为例)Fig.3 Finite element model (MPCIJ2 as an example)

节点模型中采用的混凝土强度等级均为C40，混凝土采用的是损伤塑性模型，其本构关系是按照规范GB 50010—2010中附录C.2推荐的应力-应变曲线得到[20]，定义如下。

受拉状态：

σ=(1-dt)E0ε

(3)

(4)

(5)

(6)

受压状态：

σ=(1-dc)E0ε

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

式中：σ为混凝土应力；ε为混凝土应变；dc和dt分别为混凝土单轴受压、受拉损伤因子；εt0为混凝土峰值拉应变；σt0为混凝土峰值拉应力；εc0为混凝土峰值压应变；σc0为混凝土峰值压应力；αc和αt分别为混凝土单轴受压、受拉应力-应变曲线下降段参数值。

混凝土的力学性能参数如表2所示，混凝土损伤塑性模型的特征参数如表4所示。节点模型中的使用的钢材及钢筋均采用二折线本构模型，并考虑von-Mises屈服准则及相关流动法则。其中钢材和钢筋的密度均为7.8103kg/m3，弹性模量为2.06105MPa，泊松比为0.3，高强螺栓的力学性能主要由供应商提供[21]。钢材的力学性能参数见表3。

表4 混凝土损伤塑性模型的特征参数Table 4 Characteristic parameters of damage plastic model for concrete

模型中的混凝土、钢梁及其他组成部件均采用C3D8R单元，纵筋和箍筋采用T3D2单元[22]。对节点核心区及附近柱端和梁端均进行网格加密处理，对各部件厚度方向至少划分2个单元网格，以提高计算结果的精度。原因是这些部位在受到外部往复荷载作用时，往往存在应力集中或者塑性变形较大的现象。对于远离节点核心区的钢梁和预制柱部分，采用构件沿长边方向进行单精度线性布种的方法进行网格划分，使远离节点核心区域的网格尺寸较大一些。原因是该部分区域对计算结果精度影响较小，并且可降低计算时间成本。

注:Ψ为扩张角，э为偏心率，σb0为初始等效双轴压缩屈服应力，σc0为初始单轴压缩屈服应力，Kc为张力子午线和压缩子午线恒定应力的比值，μ为黏度参数，υc为泊松比，ρ为密度。

预制SRC柱内的H型钢骨与柱端连接板之间、节点盖板与方钢管和加劲板之间、翼缘连接板与节点盖板和钢梁翼缘之间均采为焊接，模型中采用“Tie”约束。H型钢骨、纵筋以及箍筋均通过“Embedded”命令嵌入混凝土中。模型中其他混凝土与钢材之间、钢材与钢材之间、高强螺栓与钢材之间的均采用“面-面接触”关系，接触面之间的切向接触性能采用“罚”函数，摩擦系数选取0.35，法向接触性能采用“硬接触”。其中，柱顶(RP-1)柱底(RP-2)均为铰接，柱顶的轴向荷载，以及按照加载制度进行的梁端的往复荷载均与试验保持一致。同时，柱端连接采用的10.9S M20高强螺栓的预紧力设置为155 kN，梁端腹板连接采用的10.9S M24高强螺栓预紧力设置为225 kN[22]。

2.2 有限元模型验证

将有限元模型计算得到的滞回曲线和骨架曲线分别与试验结果进行对比，如图4所示。由图4可知，有限元计算得到的滞回曲线和试验结果的整体变化趋势相近，且均较为饱满，表明了该新型组合节点具有较高的耗能能力。其中，试验滞回曲线在0位移附近具有一定的捏缩现象，主要是因为试验件在加载时因节点模块内部焊缝断裂及焊接残余应力的存在导致，而在有限元分析时，各钢材之间的接触属性较为理想，不存在焊缝断裂问题。同时，在节点的整个加载过程中，有限元模型计算得到的骨架曲线和试验曲线拟合度较高，均有明显的弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。

图4 滞回曲线和骨架曲线的对比Fig.4 Comparison between hysteretic curve and skeleton curve

此外，将有限元计算得到的屈服荷载、峰值荷载及破坏荷载分别与试验结果进行对比，结果如表5所示。可知，有限元计算结果与试验结果非常接近，屈服荷载相对误差为-1.28%～1.56%，峰值荷载相对误差为-8.59%～0.31%，基本满足精度要求。将节点有限元模型的破坏形态与试验结果进行对比，如图5所示，可知，两者的破坏形态基本吻合，节点的破坏位置均发生在节点模块内部的加劲板和节点盖板处，并最终因内部焊缝断裂导致承载力下降而加载结束。综上可知，通过ABAQUS建立的有限元模型具有一定的准确性，且能够对MPCIJ的破坏形态和承载能力进行可靠分析。

图5 节点破坏形态对比Fig.5 Comparison of joint failure mode

表5 试验和有限元计算结果对比Table 5 Comparison of test and FEA results

3 有限元结果分析

3.1 滞回曲线

不同轴压比下，各MPCIJ试件在最终破坏时的滞回曲线及对应的应力云图如图6所示。通过对比可知，MPCIJ的滞回性能良好，滞回曲线饱满，反映出MPCIJ良好的耗能性能。通过增大轴压比，MPCIJ的承载力呈现出先增大后降低的变化趋势，塑性变形和初始刚度有所提高。主要是因为随着轴压比的增大，轴向荷载对柱端变形有一定的约束作用，有效抑制了柱端连接板和节点盖板的翘曲变形。当轴压比为0.45时，轴向荷载的抑制作用发挥到最大，使得MPCIJ的承载力达到峰值。随着轴压比继续增大，轴向荷载的抑制作用降低，除了柱端连接板和节点盖板的翘曲变形增加外，节点模块的剪切变形和加劲板1的压弯变形增大，导致MPCIJ的整体变形性能得以增加。

图6 滞回曲线及应力云图Fig.6 Hysteretic curve and stress nephogram

3.2 骨架曲线

在各MPCIJ试件的荷载-位移(P-Δ)骨架曲线上，各特征点的定义如图7所示，即“屈服”点(Δy，Py)、“峰值”点(Δmax，Pmax)和“破坏”点(Δu，Pu)。在确定屈服点时，采用Park法[23]方进行确定，极限荷载取值为峰值荷载的85%，部分特征点计算结果汇总如表6所示。在往复荷载作用下，各MPCIJ试件的骨架曲线对比如图8所示。

图7 Park法定义屈服点Fig.7 Definition of yield point by Park method

由图8可知，不同轴压比时各节点骨架曲线的整体变化趋势基本一致，正反向加载时具有较好的对称性。随着轴压比的增大，节点峰值承载力的整体变化幅度约为3.2%。轴压比为0.45时，MPCIJ试件正反向峰值承载力的平均值最大，约为141 kN。原因是随着轴向荷载的增大，预制柱端连接板与节点模块之间的法向接触得到增强，提高了两者之间的剪切摩擦作用，并有效抵抗来自梁端传递的剪力，从而增大了梁端的受剪承载能力。在初始加载阶段，各节点在正反向加载时初始弹性刚度(K0)的平均值随着轴压比的增大呈增大趋势(表6)，增幅约为27%，表明轴压比对节点在弹性受力阶段的影响不容忽视。随着外部荷载的继续增大，各MPCIJ试件逐步达到屈服且骨架曲线的加载刚度出现不同程度的退化，直到试件加载至破坏。

图8 骨架曲线对比Fig.8 Skeleton curve comparison

3.3 延性分析

MPCIJ的延性性能采用位移延性系数(μ)进行表示，其定义为

(12)

式(12)中:Δu为极限位移；Δy为屈服位移。

表6 MPCIJ承载力及延性特性Table 6 bearing capacity and ductility characteristics of MPCIJ

3.4 耗能分析

MPCIJ的耗能性能采用等效黏滞阻尼系数(he)进行表示，其定义为

(13)

式(13)中：E为耗散的能量；SABCD为滞回环包围面积；S△OBE、S△ODF为三角形包围面积[图9(a)]。

各MPCIJ在屈服后的he值随梁端加载位移的变化曲线如图9(b)所示。分析表明，各试件的he值均随位移的增大而提高，表现出良好的耗能能力，且与相应各阶段的耗能能力变化趋势相符。当各节点在达到峰值荷载时的he=0.20～0.35，表现出良好的能量耗散性能。由此表明，MPCIJ基本能够达到普通型钢混凝土组合节点的能量耗散指标，满足型钢混凝土组合结构的抗震设计要求。轴压比对MPCIJ的耗能性能影响明显，其变化幅值约为67%。

为进一步研究MPCIJ在梁端往复加载过程中的实际耗能性能，在此引入单周耗能系数(Ei)和累积耗能系数(Etotal)的概念，其计算结果如图9(c)、图9(d)所示。由图9(c)可知，不同轴压比作用下，各节点随着循环次数的增加，Ei值整体呈增长的阶梯状。各MPCIJ在加载后期的破坏阶段，其单周耗能能力仍然有明显的提高。在相同位移时，随着循环次数的增加，由于节点的承载力和刚度发生退化现象，导致其耗能能力有所下降。由图9(d)可知，不同轴压比作用下，Etotal随着循环次数的增加近似呈指数函数增长，进一步反映出了MPCIJ良好的耗能性能。

图9 耗能特性Fig.9 Energy consumption characteristics

3.5 性能退化分析

MPCIJ的强度退化采用强度退化系数(λj)进行表示，其定义为

(14)

式(14)中：Pj为第j次加载循环的峰值荷载；Pmax为整个加载循环过程中的峰值荷载。刚度退化采用环线刚度(Kj)进行表示，其定义为

(15)

图10和图11分别为各MPCIJ的强度退化和刚度退化曲线。由图10可知，在外部荷载作用下，各节点的强度退化曲线随加载位移的增大基本呈对称状。随着轴压比的增大，MPCIJ在破坏阶段的退化速度较快，但整体为0.85～1.0，整体退化性能稳定。由图11可知，随加载位移的增大，各节点刚度退化曲线的整体变化趋势非常接近。随着轴压比的增大，各MPCIJ在初始阶段的刚度有一定的提高。但随着加载位移的增大，MPCIJ在破坏阶段时的退化刚度趋于一致，刚度退化性能较稳定，尚未出现刚度突变等问题。