吳成龍, 王其輝, 李紹輝, 劉繼明

(青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院， 山東 青島 266033)

近些年，隨著國(guó)家建筑工業(yè)化水平的不斷提升，裝配式混凝土結(jié)構(gòu)所具有的節(jié)能環(huán)保、質(zhì)量可靠和人工成本低[1]等優(yōu)勢(shì)越來越得到重視，并且具有較好的抗震性能和可持續(xù)性，但具有自重大、強(qiáng)度低和結(jié)構(gòu)承載力小等缺點(diǎn)。鋼結(jié)構(gòu)相比混凝土結(jié)構(gòu)具有加工性能良好、輕質(zhì)高強(qiáng)和施工速度快等優(yōu)點(diǎn)，但耐腐蝕性差，維護(hù)費(fèi)用高和耐火性能差等不足[2]。然而，裝配式型鋼混凝土(Steel Reinforced Concrete，SRC)組合結(jié)構(gòu)是裝配式混凝土結(jié)構(gòu)和鋼結(jié)構(gòu)的有機(jī)結(jié)合，具有承載力大、連接可靠和良好的耐久性等優(yōu)勢(shì)，具有極其廣闊的應(yīng)用前景，對(duì)我國(guó)建筑行業(yè)的發(fā)展和結(jié)構(gòu)抗震性能的改善具有重要意義[3]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)預(yù)制裝配式型鋼混凝土組合節(jié)點(diǎn)的性能開展了一系列研究工作，并取得一定的研究成果[4,5]。其中，為了改善型鋼混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的施工條件，陳勇等[6]提出兩種型鋼混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)，分別在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)采用U形拉結(jié)筋和梁端型鋼腹板開矩形孔等方式，明顯提高了節(jié)點(diǎn)施工速度。王博等[7]研究了型鋼混凝土T型節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)該節(jié)點(diǎn)破壞形式為柱端破壞，抗震性能較差, 通過配置短肢剪力墻后節(jié)點(diǎn)破壞模式可以明顯改善，并提高節(jié)點(diǎn)的承載力與延性性能。為了進(jìn)一步研究帶斜撐箱形鋼管疊合柱型鋼混凝土框架節(jié)點(diǎn)，金衛(wèi)明等[8]通過AUTOLISP編程輔助建模，可以快速建立ABAQUS有限元分析初始數(shù)值模型，有助于分析構(gòu)造復(fù)雜的型鋼混凝土組合節(jié)點(diǎn)形式，以及驗(yàn)證設(shè)想。徐金俊等[9,10]研究了型鋼混凝土異形柱節(jié)點(diǎn)抗震性能，以及與矩形截面柱結(jié)構(gòu)相比的不同特性，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)變受力方式和提高軸壓比等方法，能夠提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力，并且該類節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能。白國(guó)良等[11]研究型鋼混凝土異型中節(jié)點(diǎn)的梁布置方式對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，發(fā)現(xiàn)梁錯(cuò)位節(jié)點(diǎn)相比左右梁平齊變梁節(jié)點(diǎn)與常規(guī)節(jié)點(diǎn)的承載能力有所提高，而延性和耗能有所降低。門進(jìn)杰等[12]采用布置帶可更換構(gòu)件使型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)震后可恢復(fù)功能，并且提供一種該結(jié)構(gòu)形式的抗震設(shè)計(jì)方法以及構(gòu)件截面設(shè)計(jì)方法。此外，Li等[13]提出一種在梁柱之間設(shè)置阻尼器的新型預(yù)制節(jié)點(diǎn)，研究表明，該新型節(jié)點(diǎn)的抗震性能良好，可以取代現(xiàn)澆混凝土節(jié)點(diǎn)。殷詩(shī)寶等[14]研究了一種狗骨式型鋼混凝土框架節(jié)點(diǎn)，得出梁翼緣的削弱對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力影響不大，但能提高節(jié)點(diǎn)的耗能性能。侯光榮等[15]結(jié)合實(shí)際工程設(shè)計(jì)出一種新型裝配式部分型鋼混凝土框架節(jié)點(diǎn)，通過采用足尺模型對(duì)該節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周往復(fù)荷載實(shí)驗(yàn)，得出新型節(jié)點(diǎn)具有良好的延性、承載能力和耗能能力。馮世強(qiáng)等[16]提出一種新型自復(fù)位裝配式鋼-混凝土混合結(jié)構(gòu)框架節(jié)點(diǎn)，思路主要是通過梁內(nèi)預(yù)應(yīng)力為鋼梁提供復(fù)位力，并通過黃銅板摩擦與鋼梁段塑性變形進(jìn)行耗能，該結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能、變形能力和較好的復(fù)位能力。陳珊珊等[17]研究了新型預(yù)制裝配式SRC柱 - 鋼梁組合邊節(jié)點(diǎn)的抗震性能，得出節(jié)點(diǎn)蓋板懸臂段為圓弧過渡形時(shí)，能夠明顯改善節(jié)點(diǎn)承載力和延性性能。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)預(yù)制裝配式型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量的分析研究，但是裝配式型鋼混凝土組合節(jié)點(diǎn)在不同構(gòu)造參數(shù)下的抗震性能亟待研究。基于此本文在課題組前期試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上[18,19],通過ABAQUS軟件進(jìn)行建模分析與對(duì)比，研究了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土強(qiáng)度、柱端連接螺栓孔徑和邊距對(duì)新型節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，研究成果可為該新型節(jié)點(diǎn)的理論分析與工程應(yīng)用提供參考和借鑒。

1 試驗(yàn)概況

裝配式型鋼混凝土組合節(jié)點(diǎn)主要由預(yù)制 SRC 柱、節(jié)點(diǎn)模塊、H型鋼梁三部組成，其中，SRC柱采用H型鋼作為預(yù)制柱鋼骨，通過焊接方式將縱筋一端固定在柱端加載板，另一端穿過柱端連接板的螺栓孔進(jìn)行螺栓連接，從而形成鋼骨架；節(jié)點(diǎn)模塊由節(jié)點(diǎn)蓋板、方鋼管和加勁板1，2焊接組成。SRC柱、節(jié)點(diǎn)模塊、鋼梁分別通過高強(qiáng)螺栓、翼緣連接板和腹板連接板等，以栓焊混合的方式進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)裝配。節(jié)點(diǎn)構(gòu)造及整體示意圖如圖1(以MPCIJ2為例[18])所示。

試驗(yàn)裝置和加載制度如圖2所示。試驗(yàn)時(shí)，節(jié)點(diǎn)采用梁端加載方式，通過100 t油壓千斤頂對(duì)柱頂按試驗(yàn)軸壓比0.15施加豎向軸力。通過兩個(gè)50 t MTS作動(dòng)器在梁端加載點(diǎn)同步施加低周往復(fù)荷載，并自動(dòng)采集梁端的承載力和位移數(shù)據(jù)。在節(jié)點(diǎn)達(dá)到屈服前，采用荷載控制，每級(jí)荷載循環(huán)一次；屈服后改為位移控制，并按屈服位移Δy的整數(shù)倍分級(jí)加載，即 1Δy，2Δy，3Δy，…，每級(jí)循環(huán)3次；當(dāng)試件承載力下降至峰值承載力的85%時(shí)，終止試驗(yàn)。

圖1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造及整體示意/mm

圖2 擬靜力試驗(yàn)及加載制度

表1 鋼材力學(xué)性能

2 有限元數(shù)值模型

2.1 本構(gòu)關(guān)系

結(jié)合鋼材和混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果，在節(jié)點(diǎn)有限元模型中的鋼材均采用雙折線強(qiáng)化模型，且符合Von-Mises準(zhǔn)則，本構(gòu)關(guān)系如圖3所示。節(jié)點(diǎn)模型中混凝土采用損傷塑性模型，其軸心受壓和受拉本構(gòu)關(guān)系是按照GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[21]中推薦得到，如圖4所示。其中鋼材彈性模量取2.06×105MPa，密度為7.8×103kg/m3，泊松比為0.3。

圖3 鋼材本構(gòu)關(guān)系曲線

圖4 混凝土本構(gòu)關(guān)系曲線

2.2 單元、網(wǎng)格和邊界條件

在ABAQUS模型中的單元類型、網(wǎng)格劃分和邊界條件如圖5所示。該模型采用分離式建模方式，為了精細(xì)化分析模型的位移，其中，縱筋和箍筋采用T3D2三維兩節(jié)點(diǎn)桁架單元，鋼材、混凝土和螺栓等其他組成部件均采用 C3D8R[22]實(shí)體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，原因是C3D8R單元在單元網(wǎng)格出現(xiàn)較大扭曲時(shí)仍可精準(zhǔn)運(yùn)算，同時(shí)可以避免出現(xiàn)剪切自鎖現(xiàn)象。在靠近節(jié)點(diǎn)核心區(qū)附近區(qū)域的SRC柱端和鋼梁端進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，沿梁、翼緣連接蓋板厚度方向均勻劃分為 3 層網(wǎng)格，以確保計(jì)算精度。鋼梁加載端、SRC柱頂和柱底分別建立耦合點(diǎn)RP-1，RP-2，RP-3，RP-4，并將荷載和約束分別加至耦合點(diǎn)上，各耦合的位移和轉(zhuǎn)角約束情況詳見圖5(以MPCIJ2為例[18])。

圖5 節(jié)點(diǎn)有限元模型

2.3 接觸屬性

試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭校砭夁B接板與鋼梁翼緣及節(jié)點(diǎn)蓋板之間、柱端連接板與柱鋼骨之間、節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)部組件之間均采用焊接連接，則在有限元模型中設(shè)置為“Tie”約束；模型中的鋼材與混凝土、鋼材與鋼材之間均采用“surface-to-surface”接觸，法向接觸屬性設(shè)置為“硬”接觸，切向接觸屬性設(shè)置為“罰”函數(shù)，摩擦系數(shù)取0.35[23]；H型鋼骨和鋼筋籠所形成鋼骨架與混凝土之間設(shè)置為“Embedded”約束，不考慮鋼骨架與混凝土之間的相對(duì)滑移。

3 試驗(yàn)與有限元結(jié)果對(duì)比

圖6為節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)對(duì)比。分析可知，兩者的破壞形態(tài)基本吻合，節(jié)點(diǎn)的破壞位置均發(fā)生在節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)部的加勁板和節(jié)點(diǎn)蓋板處，節(jié)點(diǎn)蓋板均發(fā)生屈曲，并最終因內(nèi)部焊縫斷裂導(dǎo)致承載力下降而加載結(jié)束。

圖6 破壞形態(tài)對(duì)比

圖7為試驗(yàn)與有限元計(jì)算的滯回曲線、骨架曲線對(duì)比。由圖7a可知，試驗(yàn)結(jié)果和有限元模擬的滯回曲線均呈梭形，較為飽滿，且整體變化趨勢(shì)相近，表明該新型組合節(jié)點(diǎn)具有良好的耗能能力。由圖7b可知，有限元模擬與試驗(yàn)的骨架曲線整體變化趨勢(shì)相似，且正向比負(fù)向骨架曲線擬合較好。其中，試驗(yàn)滯回曲線出現(xiàn)一定的“捏縮現(xiàn)象”，在加載至試件破壞時(shí)，有限元模擬所得的極限承載力高于試驗(yàn)，其相對(duì)誤差為-28.86%～10.68%。主要是因?yàn)橛邢拊M中未能考慮高強(qiáng)螺栓滑移、材料初始缺陷、鋼材損傷和焊縫開裂等因素對(duì)結(jié)果的影響，各構(gòu)件之間的接觸屬性均處于理想狀態(tài)。其余特征點(diǎn)分析結(jié)果見表3，可知試驗(yàn)結(jié)果和有限元模擬結(jié)果較為接近，其中，屈服彎矩的相對(duì)誤差為-5.34%～6.95%，峰值彎矩的相對(duì)誤差為-8.82%～0.31%，基本滿足精度要求。

圖7 滯回曲線和骨架曲線的對(duì)比

剛度退化曲線對(duì)比如圖8所示。分析可知，試驗(yàn)得到的初始剛度低于有限元模擬的初始剛度約18.2%，主要原因是節(jié)點(diǎn)試件內(nèi)部或節(jié)點(diǎn)與輔助連接裝置之間存在一定的連接松動(dòng)，而在有限元模型中的邊界條件、連接方式和接觸屬性更為理想，導(dǎo)致加載時(shí)的試驗(yàn)初始剛度偏低。綜上，試驗(yàn)和有限元?jiǎng)偠韧嘶€的整體變化趨勢(shì)基本一致，加載中后期曲線幾乎吻合，進(jìn)一步驗(yàn)證有限元數(shù)值模型的有效性。

表3 試驗(yàn)和有限元計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖8 剛度退化曲線

4 有限元參數(shù)分析

為了研究節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土強(qiáng)度和柱端連接螺栓對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，以JD-1(MPCIJ2)[18]為基本試件，設(shè)計(jì)2個(gè)不同節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土強(qiáng)度的節(jié)點(diǎn)試件JD-2和JD-3、2個(gè)不同柱端螺栓邊距的節(jié)點(diǎn)試件JD-4和JD-5以及2個(gè)不同柱端螺栓孔徑的節(jié)點(diǎn)試件JD-6和JD-7，共3組對(duì)照，參數(shù)變量匯總?cè)绫?所示。

表4 參數(shù)變量匯總

4.1 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土強(qiáng)度分析

4.1.1 滯回曲線和應(yīng)力云圖

圖9 滯回曲線與應(yīng)力云圖對(duì)比

節(jié)點(diǎn)的彎矩 - 轉(zhuǎn)角滯回曲線和應(yīng)力云圖如圖9所示。對(duì)比可知，試件JD-1相比JD-2和JD-3的滯回曲線更加飽滿，耗能能力較好。試件JD-2和JD-3的彎矩 - 轉(zhuǎn)角滯回曲線形態(tài)相近，隨混凝土強(qiáng)度增長(zhǎng)變化較小，并且出現(xiàn)明顯“捏縮”現(xiàn)象。主要原因是澆筑混凝土增強(qiáng)了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的整體性，約束加勁板和方鋼管的變形，降低了核心區(qū)變形能力，削弱了構(gòu)件耗能能力。通過比較各試件在破壞時(shí)的應(yīng)力云圖可知，試件破壞時(shí)，試件JD-1節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)應(yīng)力明顯高于試件JD-2和JD-3，核心區(qū)澆筑混凝土限制了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的變形，可有效緩解節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)部的應(yīng)力集中現(xiàn)象，使其應(yīng)力重分布，在一定程度上降低外部荷載對(duì)節(jié)點(diǎn)模塊的損傷。

圖10 Park法定義屈服點(diǎn)

4.1.2 骨架曲線

骨架曲線上各節(jié)點(diǎn)試件的特征點(diǎn)定義如圖10所示，本文采用Park法[24]確定屈服點(diǎn)，極限荷載為峰值荷載值的85%，部分特征點(diǎn)計(jì)算結(jié)果如表5所示。通過圖9可知，彎矩 - 轉(zhuǎn)角骨架曲線增長(zhǎng)趨勢(shì)相近，但節(jié)點(diǎn)核心區(qū)是否澆筑混凝土對(duì)試件承載力影響較大。核心區(qū)澆筑混凝土?xí)r，骨架曲線的整體變化趨勢(shì)接近，正反向加載時(shí)具有較好的對(duì)稱性，通過增大節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土強(qiáng)度，承載力呈現(xiàn)增大的變化趨勢(shì)。其中，節(jié)點(diǎn)峰值彎矩比試件JD-1增長(zhǎng)幅度約為20%。節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土強(qiáng)度為C60時(shí)，節(jié)點(diǎn)試件正反向峰值彎矩的平均值最大，約184.99 kN·m。主要原因是當(dāng)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)無混凝土?xí)r，節(jié)點(diǎn)模塊獨(dú)自承擔(dān)荷載，當(dāng)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)填充混凝土后，在一定程度上與節(jié)點(diǎn)模塊進(jìn)行協(xié)同承載。

表5 節(jié)點(diǎn)承載力及延性特性

4.1.3 延性分析

各節(jié)點(diǎn)試件的延性性能采用梁端轉(zhuǎn)角延性系數(shù)μ來衡量，其定義為：

(1)

4.1.4 耗能分析

各節(jié)點(diǎn)試件的耗能性能采用等效粘滯阻尼系數(shù)he來衡量，依據(jù)JGJ/T 101-2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[26]的規(guī)定為：

(2)

式中:E為耗散的能量；SABCD為彎矩 - 轉(zhuǎn)角滯回曲線包絡(luò)面積；S△OBE，S△ODF分別為△OBE與△ODF所圍成的面積如圖11a所示。

圖11 耗能特性

圖11b為he-θ關(guān)系曲線。分析可知，各試件的he值曲線均具有增大趨勢(shì)，表現(xiàn)出良好的耗能能力。各試件峰值點(diǎn)時(shí)的he值均超過普通鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)的he限值(0.1)[27]，反映出該新型節(jié)點(diǎn)的耗能性能優(yōu)于普通鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)。對(duì)比分析各試件he曲線，可知核心區(qū)澆筑混凝土的試件曲線變化基本重合，試件JD-2，JD-3相比JD-1的he值分別降低38.3%，37.8%，表明節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)澆筑混凝土?xí)魅豕?jié)點(diǎn)的耗能能力。通過單周耗能系數(shù)Ei和累積耗能系數(shù)Etotal的概念，進(jìn)一步分析節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)加載過程中的實(shí)際耗能性能，其計(jì)算結(jié)果如圖11c，11d所示。由圖11c可知，不同核心區(qū)混凝土強(qiáng)度作用下，各試件隨著循環(huán)次數(shù)的增加，Ei值整體變化趨勢(shì)幾乎呈增長(zhǎng)的階梯狀。在加載后期，試件JD-1相比JD-2，JD-3的單周耗能能力仍有較大的提高。由圖10d可知，節(jié)點(diǎn)試件在不同核心區(qū)混凝土強(qiáng)度下，Etotal整體變化趨勢(shì)近似呈指數(shù)函數(shù)增長(zhǎng)。對(duì)比各試件的累積耗能曲線，可知在節(jié)點(diǎn)屈服以前，試件JD-1的耗能能力低于試件JD-2，JD-3，但最終累積耗能增加約46.18%，進(jìn)一步驗(yàn)證試件JD-1耗能性能優(yōu)越。

4.1.5 強(qiáng)度退化分析

各節(jié)點(diǎn)試件的強(qiáng)度退化采用強(qiáng)度退化系數(shù)λj來衡量，其定義為：

(3)

式中：Mj，Mmax分別為第j次加載和整個(gè)加載過程的峰值彎矩。

圖12為各節(jié)點(diǎn)試件的λj-θ關(guān)系曲線。由圖12可知，各節(jié)點(diǎn)試件正反向荷載作用下，強(qiáng)度退化曲線的變化趨勢(shì)基本相近。加載初期，轉(zhuǎn)角變化對(duì)強(qiáng)度退化的影響較小。隨著外部荷載的增大，反映出核心區(qū)澆筑混凝土有助于緩解節(jié)點(diǎn)在正向荷載作用下的強(qiáng)度退化速度，與混凝土強(qiáng)度等級(jí)關(guān)系較小。各節(jié)點(diǎn)試件在負(fù)向荷載作用下的強(qiáng)度退化速率相近，在破壞階段的強(qiáng)度退化系數(shù)均處于0.85～1.0之間，表明節(jié)點(diǎn)退化性能較為穩(wěn)定。

圖12 強(qiáng)度退化曲線

4.1.6 剛度退化分析

剛度退化采用環(huán)線剛度Kj進(jìn)行表示，其定義為：

(4)

圖13為各節(jié)點(diǎn)試件的Kj-θ關(guān)系曲線。由圖13可知，隨著節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角的增大，各試件剛度退化曲線的整體變化趨勢(shì)相近，但核心區(qū)澆筑混凝土可以明顯提高節(jié)點(diǎn)的初始剛度，主要原因是混凝土抑制節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)方鋼管和加勁板的變形，減小節(jié)點(diǎn)局部轉(zhuǎn)動(dòng)，表明澆筑混凝土能夠明顯提升節(jié)點(diǎn)剛度。

圖13 剛度退化曲線

4.2 柱端連接螺栓分析

4.2.1 滯回曲線和應(yīng)力云圖

各節(jié)點(diǎn)試件的滯回曲線和應(yīng)力云圖如圖14所示。通過比較各試件的滯回曲線可知：隨著柱端螺栓邊距的逐漸增大，試件滯回曲線更加飽滿，整體滯回曲線表現(xiàn)為“梭形”。柱端螺栓邊距較小時(shí)，滯回曲線出現(xiàn)了明顯的“捏縮”現(xiàn)象，不能更好地產(chǎn)生塑性變形進(jìn)行耗能。通過比較各試件的應(yīng)力云圖可知，各試件節(jié)點(diǎn)模塊內(nèi)應(yīng)力分布相近，而試件JD-4和JD-5相較JD-1，柱端連接板發(fā)生輕微屈曲，節(jié)點(diǎn)蓋板變形區(qū)域增大，表明隨著柱端螺栓邊距的減小，能有效改善柱端連接板的塑性變形。主要原因是柱端螺栓邊距較小時(shí)，能夠擴(kuò)大節(jié)點(diǎn)蓋板與柱端連接板之間的有效連接面積，進(jìn)而加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)蓋板與柱端連接板在梁端往復(fù)荷載作用下的協(xié)調(diào)變形，降低節(jié)點(diǎn)蓋板與柱端連接板之間的翹曲分離。隨著柱端螺栓孔徑的逐漸增大，試件滯回曲線逐漸趨于飽滿，節(jié)點(diǎn)耗能能力提高，但試件JD-1，JD-6，JD-7的耗能性能比較接近，且滯回曲線均較為飽滿，耗能性能優(yōu)越。比較各試件的應(yīng)力云圖可知，各試件的節(jié)點(diǎn)模塊變形和應(yīng)力分布情況都較為接近。

4.2.2 骨架曲線

各JD試件在不同柱端螺栓邊距和柱端螺栓孔徑下的骨架曲線對(duì)比如圖14所示。通過分析可知，彎矩 - 轉(zhuǎn)角骨架曲線增長(zhǎng)趨勢(shì)相近，都有相同的變化階段。加載前期，各試件的骨架曲線基本重合，轉(zhuǎn)角與彎矩呈線性變化，進(jìn)入加載后期，隨著柱端螺栓邊距的增大，承載力呈現(xiàn)降低的變化趨勢(shì)，正向加載過程中試件JD-1相比試件JD-4明顯降低，試件破壞時(shí)降低約16.5%，負(fù)向加載過程中，骨架曲線非常相近；在不同柱端螺栓孔徑的影響下，骨架曲線幾乎重合，峰值彎矩的變化幅度很小，僅在4%以內(nèi)。表明柱端螺栓孔徑對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力的影響微乎其微，為了方便安裝施工，可將螺栓孔尺寸適當(dāng)調(diào)大。

4.2.3 延性分析

圖14 滯回曲線與應(yīng)力云圖對(duì)比

4.2.4 耗能分析

圖15為各試件耗能特性對(duì)比。通過分析圖15a可知，各試件的等效粘滯阻尼系數(shù)值均隨著轉(zhuǎn)角的增大而增大，表現(xiàn)出良好的耗能性能。分析對(duì)比試件JD-1與JD-4，JD-5的he曲線，節(jié)點(diǎn)在峰值點(diǎn)時(shí)的he值增長(zhǎng)68%，表明增大柱端螺栓邊距可以明顯提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力。試件JD-1，JD-6，JD-7在達(dá)到峰值點(diǎn)時(shí)的he值在0.25～0.29之間，變化幅度為13.8%，表明增大柱端螺栓孔徑，可以提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力。

進(jìn)一步分析圖15b，15c可知，各試件隨著循環(huán)次數(shù)的增加，Ei值整體變化趨勢(shì)幾乎均呈階梯狀增長(zhǎng)，Etotal整體變化趨勢(shì)近似呈指數(shù)函數(shù)增長(zhǎng)，表明試件有良好的耗能性能。試件JD-1，JD-6，JD-7在加載后期的單周耗能能力仍有明顯提高，而試件JD-4，JD-5增長(zhǎng)幅度較低，這是由于節(jié)點(diǎn)剛度退化，導(dǎo)致試件在承受相同位移荷載作用下，其每級(jí)位移循環(huán)加載的耗能能力都有所下降。

圖15 耗能特性

4.2.5 強(qiáng)度退化分析

圖16為各JD試件的強(qiáng)度退化曲線。分析圖16可知，各節(jié)點(diǎn)試件正反向荷載作用下，強(qiáng)度退化曲線的變化趨勢(shì)基本相近。加載初期，轉(zhuǎn)角變化對(duì)強(qiáng)度退化的影響較小。隨著轉(zhuǎn)角增大逐漸出現(xiàn)差異，試件JD-4，JD-5在正反向荷載作用下，強(qiáng)度退化曲線幾乎對(duì)稱，而JD-1有較大差異，正向強(qiáng)度退化速度較快，主要原因是隨著螺栓邊距的增大，會(huì)加劇節(jié)點(diǎn)蓋板和柱端連接板的翹曲變形，同時(shí)在軸向荷載作用下容易增強(qiáng)預(yù)制柱的P-Δ效應(yīng)，故柱端螺栓邊距不宜過大；試件JD-1，JD-6，JD-7的強(qiáng)度退化曲線差別較小，JD-1強(qiáng)度退化速度略慢，各JD試件在破壞階段的強(qiáng)度退化系數(shù)均處于0.85～1.0之間，退化性能比較穩(wěn)定，表明柱端螺栓孔徑對(duì)強(qiáng)度退化影響較小。

圖16 強(qiáng)度退化曲線

4.2.6 剛度退化分析

圖17為各JD試件的剛度退化曲線。分析圖17可知，各試件在低周往復(fù)荷載作用下，初始剛度非常相近，剛度退化曲線基本重合，變化幅值在2%以內(nèi)。表明柱端螺栓邊距和柱端螺栓孔徑大小對(duì)節(jié)點(diǎn)的剛度退化影響較小。

圖17 剛度退化曲線

5 結(jié) 論

本文通過ABAQUS建立了裝配式型鋼混凝土組合節(jié)點(diǎn)有限元模型，分析了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土強(qiáng)度、柱端螺栓邊距和柱端螺栓孔徑對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回曲線、骨架曲線、延性耗能以及性能退化的變化規(guī)律，得到的主要結(jié)論如下：

(1)數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的破壞形態(tài)、滯回曲線和骨架曲線相近，驗(yàn)證了本文建立的有限元模型的有效性，可通過該模型研究不同參數(shù)對(duì)此類節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響；

(2)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)從無混凝土到有混凝土(C60)，節(jié)點(diǎn)峰值承載力增幅約為22.3%，初始剛度增幅約為27%，平均轉(zhuǎn)角延性系數(shù)在3.33～3.68之間，表明節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土有利于提高節(jié)點(diǎn)的承載能力和變形性能，但對(duì)節(jié)點(diǎn)耗能性能影響顯著，能量耗散系數(shù)降低約30%；

(3)柱端螺栓邊距和孔徑對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力、剛度、強(qiáng)度及延性性能影響較小，在一定程度上可有效改善節(jié)點(diǎn)的耗能性能，因此，在進(jìn)行節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)，柱端螺栓邊距建議取值范圍在25～35 mm，柱端螺栓孔徑取值范圍在22～24 mm。