李 慧 許 滸 歐 盈 余志祥 趙城熠 高文君

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610036; 2.中鐵第一勘察設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司,西安 710043)

裝配式結(jié)構(gòu)是當(dāng)前建筑業(yè)的一大發(fā)展趨勢(shì),而梁柱連接節(jié)點(diǎn)是其中的關(guān)鍵之處,直接決定了裝配式結(jié)構(gòu)的整體抗震性能。[1-3]在裝配式混凝土結(jié)構(gòu)中,梁柱節(jié)點(diǎn)連接形式可分為干式和濕式兩種,其中,干式連接不需要在施工現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行混凝土澆筑,綠色環(huán)保,省工省時(shí),在發(fā)展前景上更具優(yōu)勢(shì)。然而,目前既有的干式連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造較為復(fù)雜,對(duì)施工精度要求較高,節(jié)點(diǎn)連接技術(shù)不夠成熟,對(duì)該類節(jié)點(diǎn)開展的研究不夠系統(tǒng)和全面,從而造成了干式連接節(jié)點(diǎn)發(fā)展的滯緩,使其得不到廣泛的推廣與應(yīng)用。[4-6]國(guó)內(nèi)外學(xué)者分別研究了許多不同連接形式干式節(jié)點(diǎn)的受力性能,結(jié)果表明節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能會(huì)因不同構(gòu)造形式而產(chǎn)生明顯差異,對(duì)干式連接處各構(gòu)件參數(shù)的合理設(shè)計(jì)是優(yōu)化節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的關(guān)鍵。[7-13]由此可見,節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式、細(xì)部構(gòu)件的選擇和參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)是干式連接中亟待進(jìn)一步研究的方向。

鑒于此,提出了一種基于螺栓連接的蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn),該新型干式連接節(jié)點(diǎn)具有構(gòu)造簡(jiǎn)單、便于施工等特點(diǎn)。研究采用ABAQUS程序?qū)?jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元分析。首先,結(jié)合現(xiàn)澆鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)和螺栓連接鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果,對(duì)節(jié)點(diǎn)模型有限元計(jì)算方法的有效性進(jìn)行驗(yàn)證,在此基礎(chǔ)上,研究該新型干式連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能,并對(duì)相關(guān)設(shè)計(jì)和構(gòu)造參數(shù)展開了進(jìn)一步的分析和優(yōu)化。最后,利用有限元分析軟件MIDAS,參照某實(shí)際工程,建立了采用優(yōu)化后新型節(jié)點(diǎn)構(gòu)建而成的整體框架結(jié)構(gòu)模型,通過動(dòng)力彈塑性時(shí)程計(jì)算,對(duì)比分析現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)與采用新型干式連接節(jié)點(diǎn)的裝配式結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng),評(píng)估該優(yōu)化后新型干式連接節(jié)點(diǎn)對(duì)結(jié)構(gòu)整體抗震性能的影響。

1 蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)

蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖1a所示,采用在連接部位設(shè)置塑性鉸的形式,將連接位置設(shè)置于梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外一段距離的梁內(nèi),該距離一般可取梁截面有效高度的1倍,以保證節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的完整性。該新型連接節(jié)點(diǎn)主要由蝶型耗能連接件、U型端板、拼接鋼板、銷軸和高強(qiáng)螺栓等部分組成,[14]連接形式如圖1b所示。其中,兩塊U形端板采用Q345級(jí)鋼材,分別預(yù)埋于預(yù)制混凝土梁端和柱端,通過銷軸進(jìn)行鉸接,銷軸使用材料為35CrMo合金鋼材。U型端板上、下兩側(cè)通過材料為Q345級(jí)鋼材的長(zhǎng)螺孔型拼接鋼板連接,并采用10.9級(jí)M20承壓型高強(qiáng)螺栓進(jìn)行固定。蝶型耗能連接件則設(shè)置在節(jié)點(diǎn)左、右兩側(cè),由預(yù)埋在混凝土中的普通螺栓連接,耗能連接件與普通螺栓均采用Q235級(jí)鋼材。

a—構(gòu)造示意; b—連接示意。圖1 蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)Fig.1 Prefabricated beam-column joint with butterfly-shaped energy consumpution connectors

節(jié)點(diǎn)整體設(shè)計(jì)具有明確的傳力路徑,即節(jié)點(diǎn)中部鉸節(jié)點(diǎn)主要承擔(dān)并傳遞剪力,上下兩側(cè)拼接鋼板主要承擔(dān)并傳遞彎矩。蝶形耗能連接件受力機(jī)理如圖2所示,該構(gòu)件可通過中部圓孔塑性變形耗散地震能量,[15]長(zhǎng)螺孔型拼接鋼板可使節(jié)點(diǎn)通過摩擦滑移耗散部分能量,與蝶形耗能連接件互相協(xié)同,從而增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的延性與耗能能力。同時(shí),拼接鋼板長(zhǎng)螺孔的設(shè)計(jì)還可給高強(qiáng)螺栓的安裝提供一定的空間,在一定程度上解決了節(jié)點(diǎn)施工安裝時(shí)易產(chǎn)生的誤差問題。

圖2 蝶形耗能連接件機(jī)理Fig.2 Mechanisms of butterfly-shaped energy consumpution connectors

2 節(jié)點(diǎn)數(shù)值模型驗(yàn)證

基于三維精細(xì)有限元模型的數(shù)值計(jì)算是研究節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的主要技術(shù)手段之一。[16-18]為保證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性,須先對(duì)模型涉及的單元類型、本構(gòu)模型、邊界條件以及其他相關(guān)參數(shù)等進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)合提出的新型節(jié)點(diǎn)的特征,依托文獻(xiàn)[19]中的現(xiàn)澆鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)模型試驗(yàn)(MCB)和文獻(xiàn)[20]中的螺栓連接鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)模型試驗(yàn)(QZ1),采用ABAQUS程序?qū)υ搩山M試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)開展相應(yīng)的數(shù)值模擬,通過與試驗(yàn)結(jié)果分別進(jìn)行對(duì)比分析,對(duì)節(jié)點(diǎn)有限元模型中的關(guān)鍵參數(shù)設(shè)置進(jìn)行驗(yàn)證。

2.1 現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)模型

現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?MCB)中混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C55,梁構(gòu)件尺寸為200 mm×380 mm×1 420 mm,柱構(gòu)件尺寸為300 mm×300 mm×980 mm,具體構(gòu)造及配筋詳見文獻(xiàn)[19]。模型加載方式如圖3a所示,采用1 000 kN千斤頂作用于柱端,由此施加豎向軸壓力,軸壓比控制為0.4,加載采用 500 kN推拉千斤頂作用于節(jié)點(diǎn)試件梁端,由此施加低周往復(fù)荷載。整個(gè)加載階段可劃分為彈性、彈塑性兩個(gè)階段,彈性階段采用荷載分級(jí)加載,彈塑性階段采用位移控制加載,當(dāng)加載至大位移情況下橫向荷載不再增加或略有下降時(shí),試驗(yàn)結(jié)束。

通過ABAQUS程序建立與MCB試件一致的現(xiàn)澆混凝土節(jié)點(diǎn)三維精細(xì)有限元模型,如圖3b所示,有限元模型尺寸與試驗(yàn)一致,對(duì)框架柱底面結(jié)點(diǎn)約束三向自由度,頂面節(jié)點(diǎn)釋放豎向約束,同時(shí)設(shè)置剛性墊片于梁端位置,用于給結(jié)點(diǎn)模型施加低周往復(fù)荷載?；炷敛捎?結(jié)點(diǎn)六面體線性非協(xié)調(diào)模式單元,網(wǎng)格尺度為40 mm,共計(jì)3 622個(gè)六面體實(shí)體單元,材料本構(gòu)采用塑性損傷模型[21-22],應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的選擇參照文獻(xiàn)[23-24],取拉伸恢復(fù)因子為0,壓縮恢復(fù)因子為0.6。鋼筋采用線性剪切變形梁?jiǎn)卧?應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系[25]如圖4所示,鋼筋與混凝土單元之間采用同位結(jié)點(diǎn)耦合方式進(jìn)行約束。

a—試驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚19]; b—有限元模型。圖3 現(xiàn)澆鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)模型Fig.3 Models of cast-in-place reinforced concrete beam-column joints

圖4 鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線[25]Fig.4 Stress-strain curves of rebars

2.2 螺栓連接鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)模型

螺栓連接鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)模型(QZ1)中,梁構(gòu)件長(zhǎng)度為1 550 mm,截面尺寸為HM350×175×7×11,柱構(gòu)件高度為3 300 mm,截面尺寸為HW350×350×12×19,梁柱均采用Q235B熱軋型鋼,梁柱節(jié)點(diǎn)處腹板連接與翼緣連接均采用10.9級(jí)高強(qiáng)螺栓,直徑分別為22,24 mm。試驗(yàn)加載形式如圖5a所示,采用平位布置,即將柱橫放且柱兩端采取固定約束,梁豎直放置。利用推拉千斤頂作用于梁端,對(duì)構(gòu)件進(jìn)行低周往復(fù)加載,加載分兩階段進(jìn)行,屈服之前采用荷載分級(jí)加載至120 kN,屈服之后改用位移加載,加載至承載力下降到峰值荷載的85%以下時(shí),試驗(yàn)終止。

a—試驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚20]; b—有限元模型。圖5 螺栓連接鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)模型Fig.5 Models of steel structure joints connected by bolts

通過ABAQUS程序建立與QZ1試件一致的螺栓連接鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)有限元模型,如圖5b所示。其中,螺栓和型鋼均采用8結(jié)點(diǎn)六面體線性非協(xié)調(diào)模式單元,網(wǎng)格尺度在梁柱連接處進(jìn)行加密處理,計(jì)算模型共計(jì)65 257個(gè)六面體實(shí)體單元。鋼材本構(gòu)關(guān)系均采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型,選用Mises屈服準(zhǔn)則,考慮0.01E(E為鋼材彈性模量)的應(yīng)力強(qiáng)化。將鋼材線膨脹系數(shù)設(shè)為1.2×10-5,通過對(duì)高強(qiáng)螺栓單元設(shè)置溫差作用實(shí)現(xiàn)預(yù)緊力的施加,大小為155 kN。焊接部位的節(jié)點(diǎn)采用約束方程實(shí)現(xiàn)自由度耦合,相互接觸的部件采用通用接觸算法設(shè)置接觸對(duì)。模型的加載制度與試驗(yàn)保持一致,均通過梁端的剛性墊片傳遞荷載。

2.3 對(duì)比驗(yàn)證

滯回曲線體現(xiàn)了結(jié)構(gòu)的綜合抗震性能,將有限元滯回曲線與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比可以用于驗(yàn)證有限元模型和計(jì)算參數(shù)的有效性。MCB模型與QZ1模型的試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果的對(duì)比如圖6所示,相關(guān)特征值列于表1。

a—MCB模型;b—QZ1模型?！囼?yàn); 有限元。圖6 有限元分析法和試驗(yàn)的滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves by finite element analysis and tests

表1 節(jié)點(diǎn)特征值Table 1 Eigenvalues of joints

由圖6、表1可知:MCB模型的有限元與試驗(yàn)的屈服位移及屈服荷載相近,峰值荷載出現(xiàn)位置和大小基本一致;由于在有限元模型中選用的本構(gòu)關(guān)系,考慮了鋼筋屈曲影響,沒有考慮鋼筋與混凝土間的黏結(jié)滑移因素,故數(shù)值模擬得出的滯回曲線在形狀上比試驗(yàn)曲線飽滿,兩者總滯回耗能具有36.9%的偏差。但從總的來看,MCB模型的有限元計(jì)算所得滯回曲線與試驗(yàn)滯回曲線基本吻合。QZ1模型有限元與試驗(yàn)的屈服位移及屈服荷載相近,同時(shí),由于選用的鋼材本構(gòu)模型中定義了屈服后的強(qiáng)化段,因此未發(fā)生試驗(yàn)中出現(xiàn)的翼緣、腹板翹曲的現(xiàn)象,有限元模型計(jì)算所得滯回曲線中峰值荷載也未出現(xiàn)下降,峰值位移與試驗(yàn)結(jié)果相差較大。在滯回曲線的形狀上,QZ1模型的有限元計(jì)算與試驗(yàn)所得曲線均較為飽滿,由于螺栓受力后發(fā)生了滑移,曲線在整體形態(tài)上產(chǎn)生了一定程度的“捏縮效應(yīng)”。在總滯回耗能上,QZ1模型的有限元與試驗(yàn)結(jié)果具有11.3%的偏差,但總的來看,兩者滯回曲線包絡(luò)面積相差不大,吻合度較好。綜上可以看出,上述選用材料本構(gòu)模型及有限元計(jì)算方法是有效及可行的。

3 蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)有限元分析

基于上述數(shù)值計(jì)算方法,對(duì)提出的新型干式連接節(jié)點(diǎn)開展擬靜力分析,獲得該新型干式連接節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)荷載作用下的滯回曲線以及一些相關(guān)關(guān)鍵指標(biāo)(剛度退化、等效黏滯阻尼比、延性系數(shù)等)的變化規(guī)律,并對(duì)照現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的模型計(jì)算結(jié)果,分析該新型節(jié)點(diǎn)抗震性能。

3.1 新型節(jié)點(diǎn)模型建立

按照文獻(xiàn)[19]中現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)尺寸及邊界條件建立有限元模型(圖7),柱端軸壓比按0.4考慮,梁端設(shè)有剛性墊片,用于施加位移荷載?；炷梁弯摬牟牧夏Ｐ鸵约案鞑考g的連接約束關(guān)系均按照前文方法進(jìn)行設(shè)置?；炷翗?gòu)件單元的平均網(wǎng)格尺度為50 mm,為了重點(diǎn)考察鋼結(jié)構(gòu)連接件的應(yīng)力、應(yīng)變響應(yīng),該部分的網(wǎng)格尺度適當(dāng)加密,按5 mm建模?；炷亮憾说腢型端板鋼構(gòu)件與混凝土單元間采用綁定接觸,耦合其自由度。構(gòu)件鋼材間的摩擦系數(shù)均取為0.2,對(duì)節(jié)點(diǎn)連接處豎向螺栓施加預(yù)緊力為155 kN。采用隱式靜力算法計(jì)算求解,同時(shí)考慮力、位移收斂準(zhǔn)則,收斂容差分別為0.005、0.01。

圖7 新型節(jié)點(diǎn)有限元模型Fig.7 A finite element model of the new joint

3.2 計(jì)算結(jié)果

圖8給出了新型節(jié)點(diǎn)的加載全過程滯回曲線?？芍?該滯回曲線形狀整體較為飽滿,新型節(jié)點(diǎn)具有良好的變形能力與耗能能力;在加載初期,新型節(jié)點(diǎn)處于彈性階段,荷載與位移呈線性關(guān)系;位移加載至8 mm時(shí),滯回曲線開始出現(xiàn)水平段,節(jié)點(diǎn)螺栓開始滑移,滯回環(huán)面積逐漸增大,力與位移逐漸呈非線性關(guān)系;新型節(jié)點(diǎn)的峰值位移為30 mm,此時(shí)節(jié)點(diǎn)承載力最大,加載至30 mm后,滯回曲線開始下降,新型節(jié)點(diǎn)進(jìn)入破壞階段。

——新型節(jié)點(diǎn); 現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)。圖8 新型節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的滯回曲線Fig.8 Hysteretic curves of the new joint and the cast-in-place joint

由圖8中新型節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)計(jì)算所得滯回曲線的對(duì)比可知:新型節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)在加載初期的曲線增長(zhǎng)速率基本一致;隨著位移荷載的增加,新型節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)滯回曲線對(duì)角線的斜率逐漸減小;新型節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的極限承載力相當(dāng),其中,新型節(jié)點(diǎn)的荷載峰值點(diǎn)位置出現(xiàn)較早;由于新型節(jié)點(diǎn)鋼構(gòu)件連接處螺栓發(fā)生滑移,相比于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn),新型節(jié)點(diǎn)滯回曲線的包絡(luò)面積略大,表現(xiàn)出較強(qiáng)的耗能性能。

3.3 關(guān)鍵指標(biāo)

主要依據(jù)新型節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)、等效黏滯阻尼比、滯回耗能和剛度退化等重要指標(biāo),并與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)照,用于衡量新型節(jié)點(diǎn)試件的抗震性能。相關(guān)指標(biāo)列于表2和圖9?？芍?新型節(jié)點(diǎn)的阻尼系數(shù)在加載前期迅速增長(zhǎng),加載至30 mm后,略有下降;隨著新型節(jié)點(diǎn)加載位移的增加,節(jié)點(diǎn)相應(yīng)的滯回耗能也逐漸增長(zhǎng),且在加載初期增長(zhǎng)較快;新型節(jié)點(diǎn)在整個(gè)加載過程中體現(xiàn)出了較為明顯的剛度退化,加載前期節(jié)點(diǎn)剛度下降較為顯著,后期則逐漸趨于平緩。

表2 節(jié)點(diǎn)位移和延性系數(shù)Table 2 Displacement,ductility coefficients of joints

a—等效黏滯阻尼比-位移曲線; b—滯回耗能-位移曲線; c—?jiǎng)偠韧嘶€。 新型節(jié)點(diǎn); 現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)。圖9 關(guān)鍵指標(biāo)對(duì)比Fig.9 Comparisons of key indicators

通過新型節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的各項(xiàng)指標(biāo)對(duì)比可知:新型節(jié)點(diǎn)屈服位移略大,峰值位移是現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的1/2,計(jì)算得出的延性系數(shù)約為現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的1/3,在位移延性方面,新型節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)較弱;在加載初期,可見新型節(jié)點(diǎn)阻尼比、滯回耗能及等效剛度均大于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn),這是由于新型節(jié)點(diǎn)采用了螺栓連接以及使用了耗能連接件,因而體現(xiàn)出的耗能能力較強(qiáng);新型節(jié)點(diǎn)的阻尼比在加載至30 mm時(shí)開始呈現(xiàn)下降趨勢(shì),至60 mm時(shí)開始低于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn);新型節(jié)點(diǎn)的滯回耗能在加載至50 mm后,開始小于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn),但在加載全過程中總的滯回耗能上,新型節(jié)點(diǎn)略大于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn);新型節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的等效剛度隨著加載位移的增加,逐漸退化至一致。

4 新型節(jié)點(diǎn)參數(shù)分析及優(yōu)化

4.1 參數(shù)設(shè)計(jì)

為了明確新型節(jié)點(diǎn)抗震性能影響因素,分別以高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力大小、拼接鋼板接觸面摩擦系數(shù)大小和蝶形耗能連接件及其圓孔孔徑大小作為參數(shù)變量,另設(shè)計(jì)了11組不同計(jì)算模型,開展單參數(shù)分析,通過計(jì)算對(duì)比進(jìn)一步對(duì)新型連接節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造和設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。各模型編號(hào)及參數(shù)設(shè)置如表3所示,其中,X0為前文中的基本模型,基于此模型,增設(shè)以預(yù)緊力為變量的模型A1～A4,以拼接鋼板接觸面摩擦系數(shù)為變量的模型B1～B3,以圓孔孔徑尺寸為變量的模型C1～C4,C4表示無(wú)蝶形耗能連接件模型。

表3 模型編號(hào)及節(jié)點(diǎn)參數(shù)Table 3 Model numbers and joint parameters

4.2 參數(shù)分析

對(duì)12個(gè)節(jié)點(diǎn)模型計(jì)算所得相關(guān)數(shù)據(jù)均相應(yīng)列于表4中。

表4 節(jié)點(diǎn)參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響Table 4 Influence of joint parameters on mechanical properties of joints

根據(jù)表4中X0與A1～A4模型的對(duì)比可看出:高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力對(duì)節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能存在顯著影響,施加的預(yù)緊力越大,節(jié)點(diǎn)的峰值荷載越大,但預(yù)緊力超過125 kN后,節(jié)點(diǎn)峰值位移顯著減小,延性較差;預(yù)緊力為125 kN時(shí)節(jié)點(diǎn)的總滯回耗能最高,超過125 kN后,螺栓的滑移受到限制,節(jié)點(diǎn)的耗能性能降低。

根據(jù)X0與C1～C4模型分析可知:無(wú)耗能連接件的C4模型,其屈服荷載和峰值荷載最低,延性系數(shù)最高,說明該蝶形耗能連接件的應(yīng)用可以提升節(jié)點(diǎn)承載力,但會(huì)降低節(jié)點(diǎn)延性;有蝶形耗能連接件的新型節(jié)點(diǎn)模型,在連接件圓孔孔徑尺寸不同時(shí),節(jié)點(diǎn)的屈服荷載和峰值荷載基本一致,峰值位移也比較接近,孔徑尺寸不超過40 mm時(shí),節(jié)點(diǎn)滯回耗能隨孔徑增大而增加,超過40 mm后有所降低,但從整體數(shù)值上比較,該組模型中總滯回耗能的最大相差值未超過3 kN·m,說明耗能連接件圓孔孔徑尺寸的大小不會(huì)對(duì)新型節(jié)點(diǎn)的耗能性能產(chǎn)生較大影響。但根據(jù)有限元模擬結(jié)果顯示,耗能連接件圓孔尺寸會(huì)影響模型耗能能力的發(fā)揮,耗能連接件圓孔尺寸越大,其耗能能力發(fā)揮得越充分,其中孔徑尺寸為50 mm的C3模型耗能能力發(fā)揮得最為充分。

5 新型節(jié)點(diǎn)裝配式框架整體分析

5.1 恢復(fù)力模型

采用蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn),開展典型多層框架整體結(jié)構(gòu)分析。首先,基于前文優(yōu)化對(duì)比結(jié)果,選取高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力125 kN,拼接鋼板接觸面摩擦系數(shù)0.2,圓孔孔徑50 mm作為節(jié)點(diǎn)定型設(shè)計(jì)參數(shù)。通過滯回分析確定蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)骨架曲線,并基于擬合法,依次連接節(jié)點(diǎn)的屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和破壞點(diǎn)得到其三折線恢復(fù)力模型,如圖10中CBAA′B′C′所示。由圖10可見:新型節(jié)點(diǎn)處于彈性階段時(shí),即位移達(dá)到A點(diǎn)前,卸載剛度與彈性階段的初始剛度K0基本一致,保持為A′OA直線段;位移達(dá)到A點(diǎn)后新型節(jié)點(diǎn)進(jìn)入屈服階段,強(qiáng)度出現(xiàn)明顯退化,滯回發(fā)展路徑為1—2—3—4,當(dāng)加載至峰值點(diǎn)B后,節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度、剛度發(fā)生嚴(yán)重退化,滯回曲線發(fā)展路徑為a—b—c—d。

圖10 恢復(fù)力模型Fig.10 A resilience model

節(jié)點(diǎn)在往復(fù)荷載作用下,不同加載階段的剛度表示如式(1)～(4)所示:

正向卸載剛度退化規(guī)律K1:

(1)

負(fù)向加載剛度退化規(guī)律K2:

(2)

式中:Δu+為正向加載峰值荷載時(shí)的位移。

負(fù)向卸載剛度退化規(guī)律K3:

(3)

正向加載剛度退化規(guī)律K4:

(4)

式中:Δu-為負(fù)向加載峰值荷載時(shí)的位移。

5.2 結(jié)構(gòu)整體模型

設(shè)計(jì)了一個(gè)4層框架結(jié)構(gòu),該結(jié)構(gòu)參考某工程實(shí)例,結(jié)構(gòu)為矩形平面,縱向共5跨,每跨長(zhǎng)為3.6 m;橫向共3跨,跨度分別為3.6,1.8,3.6 m;建筑層高3.2 m,設(shè)計(jì)地震分組為第一組,場(chǎng)地類別II類,場(chǎng)地特征周期Tg=0.35 s,抗震設(shè)防烈度為8度(0.2g),抗震設(shè)防類別為乙類,抗震等級(jí)為一級(jí)。梁柱構(gòu)件縱筋與箍筋分別采用HRB335和HPB235,混凝土材料強(qiáng)度等級(jí)為C55。

運(yùn)用工程設(shè)計(jì)軟件MIDAS建立一個(gè)采用優(yōu)化后新型節(jié)點(diǎn)構(gòu)建而成的結(jié)構(gòu)體系整體模型(Z1)和一個(gè)同尺寸現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)體系整體模型(Z2),并對(duì)Z1、Z2兩組模型開展罕遇地震下的動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析。其中,框架柱和框架梁均選用實(shí)腹式矩形截面,截面尺寸分別為300 mm×300 mm和200 mm×380 mm。建立框架模型時(shí),梁、柱構(gòu)件單元類型均選用梁?jiǎn)卧?。邊界選用一般支承嵌固底層柱底各節(jié)點(diǎn),設(shè)置梁?jiǎn)卧B續(xù)荷載為7 kN/m,樓面恒荷載為5 kN/m2,樓面活荷載為2 kN/m2,模型考慮結(jié)構(gòu)單元所受的重力,并于質(zhì)量控制參數(shù)中考慮將結(jié)構(gòu)單元所受的重力轉(zhuǎn)換為質(zhì)量,轉(zhuǎn)換方向選擇X、Y、Z地震作用方向,計(jì)算分析類型選擇子空間迭代法,振型數(shù)量為6。對(duì)于蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)在Z1模型中采用等效處理,即將節(jié)點(diǎn)塑性鉸設(shè)置在梁端,并忽略節(jié)點(diǎn)區(qū)至柱端的距離,通過賦予其恢復(fù)力模型模擬節(jié)點(diǎn)在地震動(dòng)力作用下的力學(xué)響應(yīng)。在MIDAS軟件材料特性設(shè)置中,定義框架塑性鉸特性值時(shí),各參數(shù)設(shè)置如表5所示。為開展非線性動(dòng)力時(shí)程分析,按照GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[26]要求選取3條地震波,其名稱及相關(guān)參數(shù)如表6所示。

表5 框架塑性鉸特性值定義Table 5 Definition of eigenvalues of plastic hinges of frames

表6 地震波參數(shù)Table 6 Parameters of earthquake waves

Z1模型與Z2模型在修正El Centro波作用下的塑性鉸分布如圖11所示。其中Level 1～Level 5分別對(duì)應(yīng)構(gòu)件未屈服、立即使用、安全、全截面屈服和破壞?？芍?在塑性鉸分布情況上,Z1模型與Z2模型較為相似,但相比于Z1模型,Z2模型存在較多構(gòu)件塑性鉸已經(jīng)進(jìn)入全截面屈服狀態(tài)。

a—Z1塑性鉸分布;b—Z2塑性鉸分布。水平5; 水平4; 水平3; 水平2; 水平1。圖11 Z1、Z2塑性鉸分布Fig.11 Distribution of plastic hinges of Z1 and Z2

Z1模型與Z2模型的層間位移角如圖12所示,兩組模型的曲線變化趨勢(shì)基本一致,Z1模型在地震作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)略大,但均符合GB 50011—2010的要求,即最大層間位移角均未超過1/50。

a—Z1; b—Z2。Taft; El Contro; San Fernando; 平均值。圖12 Z1、Z2層間位移角Fig.12 Inter-story drifts of Z1 and Z2

圖13為Z1與Z2兩組模型分別在表5所列3條地震波作用下X方向的頂點(diǎn)時(shí)程位移曲線?？梢?兩組模型頂點(diǎn)位移峰值較為接近,但在每個(gè)波峰的出現(xiàn)時(shí)間上看,均表現(xiàn)為Z1稍晚于Z2,分析其原因是由于該新型節(jié)點(diǎn)中存在的摩擦滑移特性發(fā)揮了作用。綜合來看,兩組模型頂點(diǎn)時(shí)程位移曲線變化趨勢(shì)相似。

a—Taft波;b—El Centro波;c—San Fernando波?！猌1; Z2。圖13 頂點(diǎn)時(shí)程位移曲線Fig.13 Time-history curves of displacement of the top

6 結(jié)束語(yǔ)

采用ABAQUS軟件建立了蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的有限元模型,并通過與現(xiàn)澆模型對(duì)比,完成了對(duì)該新型干式連接節(jié)點(diǎn)抗震性能的分析,并對(duì)其展開了參數(shù)分析,得到了優(yōu)化后節(jié)點(diǎn)的恢復(fù)力模型,在此基礎(chǔ)上,通過MIDAS軟件建立了采用該優(yōu)化后新型節(jié)點(diǎn)構(gòu)建而成的結(jié)構(gòu)體系整體模型并完成了對(duì)該模型的動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析,得出結(jié)論如下:

1)蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的滯回曲線形態(tài)飽滿,具有較好的耗能性能,能滿足結(jié)構(gòu)抗震需求。

2)高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力及拼接鋼板接觸面摩擦系數(shù)均會(huì)對(duì)蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能造成較為顯著的影響。以預(yù)緊力為分析變量時(shí),其值為125 kN時(shí)新型節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出的耗能性能最好;以摩擦系數(shù)為分析變量時(shí),新型節(jié)點(diǎn)在摩擦系數(shù)為0.2時(shí)表現(xiàn)出的耗能性能最好。新型節(jié)點(diǎn)的延性與耗能能力會(huì)因預(yù)緊力或摩擦系數(shù)設(shè)置過大而明顯降低。

3)蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)中,蝶形耗能連接件利于提升節(jié)點(diǎn)承載能力,同時(shí)也會(huì)降低節(jié)點(diǎn)延性。耗能連接件的孔徑尺寸對(duì)節(jié)點(diǎn)承載能力及耗能性能的影響不大,但尺寸越大,耗能連接件的耗能能力發(fā)揮得越充分。

4)經(jīng)參數(shù)優(yōu)化改進(jìn)后的節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)框架體系表現(xiàn)出的抗震性能與現(xiàn)澆框架結(jié)構(gòu)基本相當(dāng),蝶形耗能連接件裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)在裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的實(shí)際應(yīng)用中具有一定的可行性。