趙凱常,劉繼明*,吳成龍,劉震,陳珊珊,王鵬飛,2

預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁組合邊節(jié)點受力性能分析

趙凱常1,劉繼明1*,吳成龍1,劉震1,陳珊珊1,王鵬飛1,2

1. 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院, 山東 青島 266033 2. 青島理工大學(xué)建筑與城鄉(xiāng)規(guī)劃學(xué)院, 山東 青島 266033

為探究預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁組合邊節(jié)點在單調(diào)荷載作用下的力學(xué)性能，在此基于已有的試驗結(jié)果，通過有限元軟件ABAQUS建立該邊節(jié)點在低周往復(fù)荷載作用下的數(shù)值模型。分析表明，有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果具有較高的吻合度，所建模型有效且可靠；在此基礎(chǔ)上，分析了節(jié)點核心區(qū)節(jié)點蓋板懸臂段長度()、翼緣連接板厚度()和翼緣連接板焊縫長度(l)對該新型節(jié)點受力和變形性能的影響規(guī)律，得到了不同影響因素作用下新型節(jié)點的破壞形態(tài)、荷載-位移曲線和關(guān)鍵路徑上的應(yīng)力分布規(guī)律。結(jié)果表明：增加節(jié)點蓋板懸臂段長度能有效改善節(jié)點的破壞形態(tài)，但對提升節(jié)點的承載能力影響較小；增加翼緣連接板厚度有利于提高節(jié)點的承載能力和延性性能，承載力和延性分別提升30.3%和43.0%，但增加了節(jié)點核心區(qū)的剪切變形，不利于塑性鉸外移；翼緣連接板的焊接長度可有效改善節(jié)點的破壞形態(tài)和延性性能，但焊縫長度為100 mm的節(jié)點承載力下降約為13.2%，建議焊縫長度取值110~130 mm。

組合鋼梁; 節(jié)點; 受力分析

目前，在國家政策和新技術(shù)的推動下，很多研究者對裝配式結(jié)構(gòu)開展了一系列相關(guān)的研究工作。國內(nèi)學(xué)者李向民等[1]通過制作1個原尺寸現(xiàn)澆對比節(jié)點與3個裝配式節(jié)點，進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗，得出該裝配式節(jié)點承載力高于現(xiàn)澆節(jié)點，滿足設(shè)計承載力的要求。李正良等[2]提出了新型裝配式方鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁組合框撐體系，節(jié)點核心區(qū)域采用短方鋼管和帶工字型鋼牛腿的十字加勁肋，與帶工字型鋼接頭的鋼筋混凝土梁通過高強螺栓連接。試驗表明,該新型結(jié)構(gòu)體系具有“強柱、弱梁”和“強節(jié)點、弱構(gòu)件”的失效機制。劉學(xué)春等[3]利用ABAQUS有限元軟件分析了焊接、栓接、栓焊混合3種連接節(jié)點對模塊化裝配式鋼結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律，其認(rèn)為焊接節(jié)點不能實現(xiàn)“強柱弱梁”，栓接節(jié)點的貼板連接強度不夠，栓焊節(jié)點延性耗能能力較強，具有較好的實用性。張愛林等[4]研究了節(jié)點連接蓋板、螺栓間距及懸臂梁段尺寸等參數(shù)對翼緣雙蓋板型裝配式鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點的承載性能影響，通過合理選取參數(shù)，實現(xiàn)該結(jié)構(gòu)震后的可修復(fù)性。國外學(xué)者Sudhakar A等[5]提出一種裝配式型鋼-混凝土框架組合節(jié)點，通過低周往復(fù)加載試驗和非線性有限元分析，重點對柱的軸壓比、連接板的厚度等參數(shù)進(jìn)行了分析，結(jié)果表明：在一定范圍內(nèi)增大柱頂軸壓力可改善梁柱連接處的力學(xué)性能；增加連接板厚度可提高節(jié)點耗能性能。

另外，一些學(xué)者對梁柱節(jié)點的連接方式進(jìn)行改進(jìn)和完善。國內(nèi)學(xué)者王元清等[6]分析了不銹鋼材梁柱栓焊混合連接節(jié)點的承載性能及變形能力，發(fā)現(xiàn)節(jié)點的應(yīng)力集中主要在構(gòu)造孔處梁腹板與翼緣板焊縫處、梁根部翼緣與柱翼緣焊縫處、剪切板與柱翼緣連接處，在梁翼緣和剪切板均有較大的屈曲變形。國外學(xué)者Kim T等[7]通過對不同規(guī)格蓋板和法蘭板的彎梁柱節(jié)點進(jìn)行往復(fù)加載試驗，各節(jié)點試件均未發(fā)生脆性破壞，屈服位置發(fā)生在梁翼緣和腹板上；適當(dāng)減小梁腹板的高度和厚度可以延遲梁柱節(jié)點強度和剛度的損失，兩種節(jié)點均表現(xiàn)出良好的抗震性能。Chen CC等[8]改進(jìn)方鋼管柱與鋼梁連接處的法蘭板，分別利用有限元分析和試驗對3個足尺梁柱節(jié)點進(jìn)行循環(huán)加載，結(jié)果表明：加寬法蘭板可以使試件在遠(yuǎn)離柱面的梁端形成塑性鉸，表現(xiàn)出較好的延性行為，有效降低脆性斷裂的可能性。

綜上所述，大部分學(xué)者對裝配式鋼結(jié)構(gòu)框架節(jié)點和裝配式混凝土框架節(jié)點的抗震性能進(jìn)行了一系列研究[9-12]，而對裝配式鋼骨混凝土框架節(jié)點的受力性能研究較少。在此，本文基于課題組前期研究成果[13-17]，利用ABAQUS有限元軟件對新型預(yù)制裝配式SRC柱(Steel Reinforced Concrete Column，簡稱SRC柱)-鋼梁邊節(jié)點的力學(xué)性能進(jìn)行研究，分析了節(jié)點核心區(qū)節(jié)點蓋板懸臂段長度()、翼緣連接板厚度()和翼緣連接板焊縫長度(l)對該新型節(jié)點破壞形態(tài)和受力性能的影響規(guī)律，研究成果可為我國裝配式建筑的發(fā)展提供參考和借鑒，同時為推動我國建筑工業(yè)化的高效、全面發(fā)展具有重要意義。

1 試件設(shè)計

以文獻(xiàn)[13]中的PCBJ3試件作為本文模擬的對比試驗件，該試件的連接方式采用梁端栓焊混合連接，預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁邊節(jié)點的組成及尺寸設(shè)計如圖1所示。

為進(jìn)一步探究預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁組合邊節(jié)點在單調(diào)荷載作用下的力學(xué)性能，本文在已有試驗?zāi)Ｐ偷幕A(chǔ)上設(shè)計了10個有限元模型，分別討論值、值和l值3個參數(shù)對預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁組合邊節(jié)點受力和變形性能影響規(guī)律。

1-柱端加載板；2-H型鋼骨(外包混凝土)；3-柱縱筋；4-柱箍筋；5-柱端連接板；6-節(jié)點蓋板；7-方鋼管；8—加勁肋1；9-M20高強螺栓；10-加勁肋2；11-M24高強螺栓；12-腹板連接板；13-翼緣連接板；14-H型鋼梁；15-鋼梁加勁肋；16-作動器連接板

各模型的主要參數(shù)設(shè)計如表1所示，其余各部件尺寸均與文獻(xiàn)中試驗件PCBJ3相同。

表 1 試件參數(shù)設(shè)計

2 有限元模型的建立及其有效性驗證

2.1 建立有限元模型

2.1.1 材料的本構(gòu)關(guān)系混凝土采用損傷塑性模型，并按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010-2010)[18]建議的混凝土單軸受壓應(yīng)力(c)-應(yīng)變(c)曲線和受拉應(yīng)力(t)-應(yīng)變(t)曲線，如圖2(a)、(b)。Q345B鋼材和鋼筋采用彈塑性強化模型，應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2(c)所示，其中Q345B鋼材的密度為7.8×103kg/m3，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3；螺栓的本構(gòu)關(guān)系選取圖2(d)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線；ABAQUS計算過程中采用Von-Mises屈服準(zhǔn)則及相關(guān)流動法則。

圖 2 材料的本構(gòu)關(guān)系

2.1.2 單元類型和網(wǎng)格劃分模型中縱筋和箍筋采用T3D2(兩節(jié)點線性三維桁架單元)單元。對于混凝土、鋼梁及節(jié)點模塊等其他組成部件均采用C3D8R(八節(jié)點六面體線性減縮積分單元)單元，原因是ABAQUS有限元軟件對位移求解結(jié)果的精度非常高，使用該單元類型在彎曲荷載下不會產(chǎn)生剪切自鎖現(xiàn)象，且當(dāng)網(wǎng)格發(fā)生扭曲變形時，對模型分析精度的影響較小[19]。

對節(jié)點核心區(qū)模塊和鋼梁連接處、節(jié)點核心區(qū)模塊與SRC柱連接處、節(jié)點核心區(qū)、翼緣連接板、螺栓和螺栓孔進(jìn)行網(wǎng)格加密，對各部件厚度方向至少劃分2個單元網(wǎng)格，以提高計算結(jié)果的精度，原因是這些部位可能存在應(yīng)力集中區(qū)域或者塑性應(yīng)變較大；對鋼梁、H型鋼骨及混凝土部件的長邊方向進(jìn)行單精度(Single)線性布置種子(Seeds)，在鋼梁加載端、SRC上柱上端和SRC下柱下端劃分較粗的網(wǎng)格，原因是該部分區(qū)域?qū)τ嬎憬Y(jié)果精度影響較小，并且可降低計算時間成本。其中，新型預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁邊節(jié)點模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖 3 試件網(wǎng)格劃分

2.1.3 相互作用和邊界條件設(shè)置混凝土與柱兩端的端板、柱端連接端板與節(jié)點蓋板、縱筋與柱端連接板和節(jié)點蓋板以及螺栓與各鋼板之間的面-面(Surface to surface)接觸關(guān)系，切向的摩擦公式采用“罰”(Penalty)函數(shù)，摩擦系數(shù)選取0.35，法向壓力采用“硬接觸”(“Hard” Contact)；柱內(nèi)H型鋼骨與柱兩端的端板、節(jié)點蓋板與方鋼管和加勁肋、翼緣連接板與節(jié)點蓋板和鋼梁翼緣之間的焊縫為綁定約束；H型鋼骨、縱筋以及箍筋通過Embedded命令嵌入混凝土柱中。

在SRC柱底的耦合點RP3處設(shè)置三向平動約束和、向轉(zhuǎn)動約束；在柱頂?shù)鸟詈宵cRP2處、向平動約束和、向轉(zhuǎn)動約束，在向施加506 kN荷載，軸壓比約為0.15；鋼梁加載端的耦合點RP1為加載點，通過Coupling傳遞于鋼梁加載端截面，并在RP1處設(shè)置向平動約束，防止試件在加載過程中發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)，避免出現(xiàn)計算結(jié)果不收斂。對M20高強螺栓設(shè)置155 kN的預(yù)緊力，對M24高強螺栓設(shè)置225 kN的預(yù)緊力。其中，耦合點和、、方向如圖3所示。

2.2 有效性驗證

本節(jié)選取與試驗件PCBJ3相對應(yīng)的JD-0模型進(jìn)行對比。

2.2.1 破壞形態(tài)對比試驗和有限元模擬的破壞形態(tài)均選取最終破壞時的狀態(tài)，兩者對比如圖4所示。由圖4可知，試驗件和有限元模型的破壞位置均發(fā)生在翼緣連接板，經(jīng)過低周期往復(fù)加載，翼緣連接板不斷受到拉伸和壓縮變形，最終發(fā)生屈曲變形或斷裂破壞，即破壞時在受拉側(cè)翼緣連接板中間部位發(fā)生斷裂變形，在受壓側(cè)翼緣連接板受壓發(fā)生明顯屈曲變形。另外，在節(jié)點核心區(qū)與鋼梁連接處，試驗件在鋼梁腹板和腹板連接板之間發(fā)生很小的轉(zhuǎn)動，說明此時M24高強螺栓受到剪切作用。

圖 4 往復(fù)加載下節(jié)點的破壞狀態(tài)

2.2.2 滯回曲線和骨架曲線對比試驗件PCBJ3及其有限元模型的滯回和骨架曲線對比如圖5所示。

圖 5 滯回曲線和骨架曲線對比

由圖5可知，有限元模擬和試驗試件的滯回曲線整體變化趨勢相近，且呈飽滿梭形，表明該新型組合節(jié)點能量耗散的能力較高。在彈性階段，有限元模型和試驗件的荷載-位移關(guān)系呈線性變化，兩者的骨架曲線擬合度較高。從彈塑性階段到破壞階段，隨著加載位移的增加，兩者的加載荷載增加幅度明顯降低，峰值荷載之后開始下降；兩者滯回曲線的發(fā)展趨勢基本一致，但有限元模型的承載力略低高于試驗件，一是由于ABAQUS有限元模型中材料本構(gòu)關(guān)系和邊界條件的設(shè)置趨于理想化，模擬試件的材料被簡化處理，二是本模型未考慮鋼筋與混凝土的粘結(jié)作用和混凝土的破壞準(zhǔn)則。根據(jù)骨架曲線分別計算得到試驗件和有限元模型的屈服荷載和峰值荷載，計算結(jié)果匯總于表2所示。

表 2 試驗和有限元模擬的承載力對比

由表2可知，有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果兩者相差較小，屈服荷載相對誤差為-11.0%；極限荷載相對誤差為-7.0%，基本滿足精度要求。

綜上所述，通過試驗件和有限元模型的計算結(jié)果對比，可得出兩者的破壞形態(tài)相似，滯回曲線和骨架曲線吻合度較高，承載力大小相差較小。表明利用ABAQUS有限元軟件制作的模型對預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁組合邊節(jié)點的受力性能進(jìn)行分析可行，其分析結(jié)果具有一定的可靠性。

3 有限元參數(shù)分析

通過對10個試件在鋼梁加載端的耦合點RP1處進(jìn)行單調(diào)勻速加載，加載至荷載-位移曲線的下降段，下降值控制在極限荷載的85%之后；或者試件某部分出現(xiàn)顯著變形，嚴(yán)重影響節(jié)點的穩(wěn)定性。

3.1 破壞形態(tài)分析

單調(diào)加載下各節(jié)點試件的應(yīng)力分布如圖6所示，主要展示了節(jié)點核心區(qū)和節(jié)點核心區(qū)與鋼梁連接處，原因是各節(jié)點的破壞均發(fā)生在節(jié)點核心區(qū)和鋼梁之間的翼緣連接板處；另外，由于高強螺栓在整個加載過程中基本處于彈性狀態(tài)，故在應(yīng)力分布圖中尚未進(jìn)行顯示。

圖 6 不同影響因素時的各節(jié)點應(yīng)力分布

由圖6(a)-(d)可知，節(jié)點在不同值下，各節(jié)點均為受拉側(cè)翼緣連接板屈服后發(fā)生明顯拉伸變形，避免了節(jié)點發(fā)生脆性破壞；另外隨著懸臂段長度的增加，節(jié)點核心區(qū)方鋼管和加勁肋2的應(yīng)力分布值明顯減小，有利于改善節(jié)點核心區(qū)附近的破壞形態(tài)。由圖6(a)、(e)-(g)可得，值對節(jié)點的破壞形態(tài)差異比較明顯，JD-5和JD-0試件僅在翼緣連接板處有較大應(yīng)力，對SRC柱和節(jié)點核心區(qū)起了較好的保護作用；對于JD-6和JD-7試件，在方鋼管、加勁肋2、節(jié)點蓋板、鋼梁腹板和翼緣均產(chǎn)生較大的應(yīng)力分布，雖提升了節(jié)點的承載力和延性性能，但節(jié)點易在節(jié)點核心區(qū)發(fā)生剪切破壞，不利于實現(xiàn)塑性鉸外移。由圖6(a)、(h)-(j)可知，隨著l值的減少，翼緣連接板的自由變形長度增加，翼緣連接板被拉伸長度明顯增加，受壓側(cè)翼緣連接板的屈曲變形更為明顯，增加了節(jié)點的變形能力；另外，各節(jié)點在方鋼管、加勁肋2和節(jié)點蓋板處的應(yīng)力較小，增加了節(jié)點核心區(qū)的可靠性。

綜上所述，該新型節(jié)點的主要破壞發(fā)生在節(jié)點核心區(qū)上下節(jié)點蓋板與H型鋼梁翼緣相連的翼緣連接板處，其中在受拉側(cè)翼緣連接板發(fā)生拉伸破壞和受壓側(cè)翼緣板發(fā)生屈曲破壞最為嚴(yán)重；另外，在節(jié)點核心區(qū)方鋼管、加勁肋1的應(yīng)力分布較均勻，沒有出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，說明該節(jié)點的節(jié)點核心區(qū)受力合理?？傊?，該新型節(jié)點滿足框架結(jié)構(gòu)中破壞時塑性鉸出現(xiàn)在梁端的設(shè)計原則，增加了結(jié)構(gòu)的塑性變形能力，達(dá)到了“強柱弱梁”的設(shè)計要求。

3.2 承載力分析

由ABAQUS計算結(jié)果得到各節(jié)點的荷載-位移曲線，如圖7所示。

圖 7 荷載-位移曲線

對預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁組合邊節(jié)點進(jìn)行單調(diào)加載時，節(jié)點基本經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。由圖7(a)可知，在彈性階段，隨著值增加，節(jié)點的初始剛度略有降低，主要由于節(jié)點的撓度和轉(zhuǎn)角的增加；在彈塑性階段，增加值，峰值荷載略有提升，從191.6 kN增加至195.2 kN，但峰值位移增加比較明顯，從104.5 mm到140.8 mm，說明延長節(jié)點蓋板懸臂段長度可以適當(dāng)提高節(jié)點的變形能力。由圖7(b)可知，當(dāng)增加值，各節(jié)點在彈性階段的荷載-位移曲線差異不大，均在25 mm位移左右達(dá)到屈服；在彈塑性階段各節(jié)點承載力差異很大，當(dāng)厚度減小至9 mm時，加載至73.0 mm位移時就出現(xiàn)峰值荷載，荷載大小僅為171.9 kN，之后節(jié)點很快就進(jìn)入破壞狀態(tài)；相對于JD-0試件，當(dāng)厚度增加至11 mm、12 mm時，峰值荷載分別提升9.1%、16.8%，峰值荷載對應(yīng)位移分別提升了44.2%、91.8%，說明增加翼緣連接板厚度有利于改善節(jié)點承載力和延性。由圖7(c)可知，在屈服點之前，不同l值的試件變化規(guī)律基本相同；屈服之后，JD-9試件與JD-0試件的荷載-位移曲線基本相同，節(jié)點的延性和剛度都比較好；JD-8試件的承載力和延性較JD-0、JD-9試件略有降低；JD-7試件屈服之后立馬達(dá)到極限狀態(tài)，之后荷載下降緩慢。

最后，將3種影響因素對新型預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁邊節(jié)點承載能力的影響結(jié)果進(jìn)行匯總，計算結(jié)果如表3所示。其中，延性系數(shù)采用位移延性系數(shù)計算方法，為破壞位移與屈服位移之比[13]。

表 3 單調(diào)加載下各節(jié)點承載力計算結(jié)果

由表3可知，值對節(jié)點的延性系數(shù)影響較小，延性系數(shù)為5.70~6.25，對屈服荷載和峰值荷載的影響也較小，說明增加節(jié)點蓋板懸臂段長度對改善節(jié)點承載力和延性不明顯；增加值可明顯提高節(jié)點的承載力和延性，峰值荷載增加了30.3%，延性系數(shù)增加了43.0%；當(dāng)減小l值時，節(jié)點的承載力略有降低，降低約為13.2%，但對提高節(jié)點的延性非常明顯，延性系數(shù)提升33.6%，有利于節(jié)點發(fā)生塑性破壞。

3.3 應(yīng)力路徑分析

為進(jìn)一步分析節(jié)點三種不同影響因素對新型預(yù)制裝配式SRC柱-鋼梁邊節(jié)點性能的影響，設(shè)計了2條關(guān)鍵路徑，節(jié)點蓋板寬度方向，即為圖1中的路徑一；翼緣連接板長度方向，即為圖1中的路徑二。通過ABAQUS有限元計算結(jié)果，得出關(guān)鍵路徑上的應(yīng)力大小。圖8為不同值的計算結(jié)果，圖9為值的計算結(jié)果，圖10為l值的計算結(jié)果。

圖 8 不同l值的應(yīng)力分布

由圖8(a)可得，值對節(jié)點蓋板應(yīng)力分布的影響呈規(guī)律性變化，當(dāng)增加懸臂段長度，節(jié)點蓋板寬度方向中間和兩邊部分的應(yīng)力也有明顯增加；另外，各節(jié)點在節(jié)點蓋板中間部分應(yīng)力略大，但沒有達(dá)到破壞狀態(tài)。由圖8(b)可得，各節(jié)點在受拉側(cè)翼緣連接板長度方向的應(yīng)力分布基本相同，都在翼緣連接板中間部分達(dá)到破壞強度。

圖 9 不同t值的應(yīng)力分布

從圖9(a)可得，值對節(jié)點蓋板的應(yīng)力影響較大，其中JD-5和JD-6試件的節(jié)點蓋板受到的應(yīng)力值較大，此時對節(jié)點蓋板懸臂端的彎曲破壞影響加大，不利于節(jié)點核心區(qū)的穩(wěn)定；JD-4和JD-0試件僅在節(jié)點蓋板中間位置應(yīng)力較大，兩邊應(yīng)力明顯小于JD-5和JD-6試件的。由圖9(b)可得，各節(jié)點的應(yīng)力分布差異較小，均在翼緣連接板中間位置發(fā)生應(yīng)力集中，且都達(dá)到400 MPa，說明各節(jié)點在翼緣連接板發(fā)生塑性變形。

圖 10 不同wl值的應(yīng)力分布

由圖10(a)可知，各節(jié)點達(dá)到破壞后，節(jié)點蓋板寬度方向的應(yīng)力分布呈現(xiàn)“W”形是由于連接SRC柱與節(jié)點核心區(qū)的高強螺栓和縱筋造成的；隨著l值的減小，節(jié)點蓋板中間位置的應(yīng)力值基本相同，兩邊應(yīng)力值降低，由于節(jié)點延性增加，翼緣連接板長度方向焊縫向節(jié)點蓋板兩側(cè)傳遞的力減少。由圖10(b)可知，對于JD-7和JD-8試件，翼緣連接板的應(yīng)力分布波動比較大，均高于JD-9和JD-0試件，且翼緣連接板中間部分的受壓應(yīng)力達(dá)到440 MPa，表明此時翼緣連接板發(fā)生拉伸破壞更為明顯。

4 結(jié) 論

本文基于已完成的試驗結(jié)果，通過ABAQUS建立了考慮節(jié)點核心區(qū)節(jié)點蓋板懸臂段長度、翼緣連接板厚度和翼緣連接板焊縫長度的10個節(jié)點模型試件，并進(jìn)行單調(diào)加載仿真試驗，以探究不同影響因素下各節(jié)點的破壞形態(tài)、荷載-位移曲線和關(guān)鍵路徑上的應(yīng)力分布規(guī)律，得如下結(jié)論：

（1）通過往復(fù)加載下ABAQUS有限元軟件模型計算結(jié)果與試驗件測試結(jié)果對比，兩者的破壞形態(tài)基本一致，主要破壞均發(fā)生在翼緣連接板，滯回曲線和骨架曲線吻合度較高，承載力相差較小，對所建立的數(shù)值模型進(jìn)行了有效驗證；

（2）通過對不同節(jié)點核心區(qū)節(jié)點蓋板懸臂段長度的模型試件進(jìn)行單調(diào)加載，發(fā)現(xiàn)節(jié)點蓋板懸臂段長度的增加對節(jié)點承載力影響較小，約為1.9%，但增加節(jié)點蓋板懸臂段長度可以增加節(jié)點的破壞位移，并有效改善節(jié)點核心區(qū)的應(yīng)力重分布；

（3）由于該新型節(jié)點的破壞主要發(fā)生在翼緣連接板，增加翼緣連接板的厚度可以明顯提高節(jié)點的承載能力，在不考慮鋼材焊接的影響下，承載力增大幅度約為30.3%，同時也增加了節(jié)點的變形性能，延性系數(shù)增大了約43.0%，但對節(jié)點核心區(qū)的破壞也較為嚴(yán)重，不利于實現(xiàn)塑性鉸外移；

（4）減小翼緣連接板焊縫長度可提高節(jié)點的延性性能，焊縫長度為100 mm的節(jié)點延性系數(shù)增加了33.6%，實現(xiàn)了節(jié)點塑性破壞的目標(biāo)，但降低了節(jié)點的承載能力，承載力下降約為13.2%，建議在后期設(shè)計優(yōu)化時的翼緣連接板焊縫長度取110~130 mm。

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The Analysis on Stress Properties at Nodes of Prefabricated SRC column - steel beam assembly Combination

ZHAO Kai-chang1, LIU Ji-ming1*, WU Cheng-long1, LIU Zhen1, CHEN Shan-shan1, WANG Peng-fei1,2

1.266033,2.266033,

To explore the mechanical properties of prefabricated SRC column-steel beam combined joints under the monotonic load, and based on the existing test results, the finite element software ABAQUS is used to establish a numerical model of the joint under low-cycle reciprocating loads. The analysis shows that the software calculation results are in good agreement with the test results, and the model is effective and reliable; on this basis, exploring the influence of the new joint on the force and deformation performance of the cantilever section length (), flange connection plate thickness () and flange connection plate weld length (l); and it derives the failure morphology, load-displacement curve and the distribution of stress on the critical path under the influence of different influencing factors. The results show that increasing the length of the cantilever section of the joint cover can effectively improve the failure mode of the joint, but has little effect on the bearing capacity of the joint. Increasing the thickness of the flange connecting plate can significantly increase the bearing capacity and ductility of the joint, which is increased by 40.0% and 43.0%, respectively. However, it also increases the shear deformation of the core area of the joint, which is not conducive to the plastic hinge. The welding length of the flange connecting plate can effectively improve the failure mode and ductility of the joint, but the bearing capacity of the joint decreases by about 13.2%. It is recommended that the weld length be between 110~130 mm.

Combination steel beam; node; stress analysis

TV334

A

1000-2324(2021)01-0124-08

10.3969/j.issn.1000-2324.2021.01.022

2019-08-31

2019-12-11

國家自然科學(xué)基金項目(51078195);山東省高?？蒲杏媱濏椖?A2018-065)

趙凱常(1991-),男,碩士研究生,主要從事裝配式框架結(jié)構(gòu)抗震性能的研究. E-mail:zkaizhige@qq.com

Author for correspondence. E-mail:Liujm63@163.com