錢愛云，周 雄，姜華明，李 桅（.江西恒信檢測集團有限公司，江西 南昌 330096；.溫州大學建筑工程學院，浙江 溫州 35035）

0 引 言

裝配式結(jié)構(gòu)是以預制構(gòu)件作為主要受力構(gòu)件，并通過一定的裝配和連接手段，把預制構(gòu)件組裝成一個整體的結(jié)構(gòu)，具有施工速度快、運營周期短、產(chǎn)品質(zhì)量高和生產(chǎn)效率高的優(yōu)點[1-2]。震害觀測表明，起到連接作用的節(jié)點破壞是引起裝配式結(jié)構(gòu)倒塌的主要原因，節(jié)點區(qū)受力復雜并且會受到極大的剪力作用，通常能達到數(shù)倍柱端所受剪力，是結(jié)構(gòu)中典型薄弱部位[3-4]。新型梁柱節(jié)點的不斷突破，給裝配式節(jié)點的抗震發(fā)展帶來了巨大變革，抗震的裝配式梁柱節(jié)點也得到了飛速發(fā)展。

LI等[5]對所提出3種可拆卸節(jié)點的抗震性能進行了數(shù)值和試驗研究，與不可拆卸節(jié)點相比，3種可拆卸節(jié)點具有更大的水平承載力和更好的耗能能力。李祚華等[6]提出了一種裝配式RC梁柱塑性可控鋼質(zhì)節(jié)點，新型節(jié)點的最大耗能能力比現(xiàn)澆節(jié)點提高了81.7%，延性提高了13.81%，并且新型節(jié)點承載力退化速率比現(xiàn)澆節(jié)點慢，退化系數(shù)保持在0.9以上。SONG等[7]提出帶有腹板摩擦裝置的自復位混凝土梁柱的新型連接方式，研究表明該結(jié)構(gòu)具有減小殘余變形能力和結(jié)構(gòu)損傷的作用。YAN等[8]提出一種采用高強度鋼構(gòu)件和保險絲節(jié)點的框架。當保險絲的屈服強度增加到1.1fy、1.2fy、1.3fy時，T形節(jié)點的極限抗彎能力分別提高了8%、16%、30%。HUANG等[9]提出了一種新型的裝配式混凝土梁柱連接形式，該裝配式梁柱節(jié)點的抗震性能在強度、剛度、變形和耗能能力方面均優(yōu)于現(xiàn)澆節(jié)點。同時，裝配式構(gòu)件在地震破壞后可以進行更換，便于裝配式構(gòu)件的快速修復。劉建武等[10]研究了預制裝配式塑性可控節(jié)點的抗震性能，當梁繞著銷軸轉(zhuǎn)動時，圓棒或鋼板阻礙其轉(zhuǎn)動并發(fā)生塑性變形耗能。YE等[11]提出了一種新型雙功能可更換鋼板阻尼器。在其滯回曲線中，極限承載力大于167.20 kN，試件的延性系數(shù)均大于7.0，對于相同參數(shù)的鋼板減振器，狗骨型減振器的變形能力、耗能能力和延性均優(yōu)于橢圓孔型減振器。

為了充分發(fā)揮裝配式梁柱節(jié)點的優(yōu)點，本文提出了一種新型且具備抗震韌性的裝配式梁柱節(jié)點。該節(jié)點的主要特點是結(jié)構(gòu)上的削弱型耗能板處采用了塑性鉸外移的設計方法，讓上部鋼板成為耗能板，增加其梁柱節(jié)點的抗震韌性。在地震作用下，耗能構(gòu)件通過和連接件的摩擦以及自身金屬屈服變形所消耗地震能量，并為結(jié)構(gòu)構(gòu)件提供變形空間，保證結(jié)構(gòu)不發(fā)生脆性破壞，解決了傳統(tǒng)裝配式梁柱節(jié)點抗震性能差的問題。在震后，通過更換耗能板以達到恢復該節(jié)點抗震功能的目的，滿足損傷控制設計的基本設計原則。

1 節(jié)點構(gòu)造

1.1 節(jié)點的描述

新型的裝配式梁柱節(jié)點主要包括混凝土預制梁柱、預埋鋼構(gòu)件、耗能板和抗剪腹板。預埋在柱端的鋼構(gòu)件如圖1（a）所示，預埋在梁端的鋼構(gòu)件上，H型鋼的腹板兩側(cè)焊接栓釘以此增加連接強度，如圖1（b）所示。此外，在預制混凝土柱中，在節(jié)點區(qū)要預制橫梁，為鋼構(gòu)件提供足夠的錨固長度。在2個鋼構(gòu)件上的翼緣和腹板處分別鉆取多個螺栓孔洞，把耗能板和抗剪腹板安裝到鋼構(gòu)件上，通過螺栓連接把節(jié)點構(gòu)件組裝起來，如圖1（c）所示。耗能板能控制塑性鉸形成在規(guī)定的削弱位置，讓鋼板更快地達到屈服，起到耗能的目的。現(xiàn)澆式梁柱節(jié)點BCJ-C[12]為本模型的參考節(jié)點，如圖2（a）所示。本文所提出新型節(jié)點J1的具體尺寸如圖2（b）所示，本模型節(jié)點處的箍筋不穿透H型鋼，而是焊接在腹板上以增強其連接強度。

圖1 新型的混凝土裝配式梁柱節(jié)點

圖2 節(jié)點幾何尺寸與構(gòu)造

1.2 節(jié)點有限元加載制度

對試件進行擬靜力的有限元模擬仿真分析，研究其滯回性能。在梁的自由端施加豎向荷載，除了在梁端對梁施加低周反復荷載，還在柱頂端施加一個豎直向下的軸向壓力，軸向力的大小始終保持在700 kN。本加載制度選擇荷載-位移混合加載制度，如圖3所示。在梁柱節(jié)點處的耗能板屈服前，采用荷載控制加載制度，每個加載步驟只使用1次加載循環(huán)，等到試件屈服后對其進行位移加載，前3個步驟重復3次，第3個加載步驟后均重復2次。

圖3 位移-荷載混合加載制度

2 節(jié)點有限元模型的建立

本文利用有限元軟件ABAQUS建立有限元模型，建立的有限元模型及相應的網(wǎng)格分布如圖4所示。對于混凝土和鋼構(gòu)件，闡述了使用的材料模型和單元類型，還說明了該梁柱節(jié)點的邊界條件和荷載狀態(tài)。

圖4 有限元模型的建立

2.1 混凝土材料模型

本研究中的混凝土本構(gòu)模型能較好地反映混凝土滯回、剛度退化以及強度退化的特性。為了模擬所選參考節(jié)點的真實情況，所采用的混凝土為C40混凝土，彈性模量為32 460 MPa，泊松比為0.2，混凝土抗壓強度為39.8 MPa。

2.2 鋼筋和型鋼材料模型

在本模型中，縱筋和箍筋均采用HRB400級鋼筋，型鋼、耗能板和栓釘?shù)绕渌摌?gòu)件為Q390?？v筋的直徑為16 mm，箍筋的直徑為8 mm，鋼材本構(gòu)模型均采用雙折線模型為了簡化分析和避免收斂困難，不考慮混凝土與鋼筋的黏結(jié)滑移，通過“嵌入”約束將型鋼和鋼筋嵌入到混凝土當中[13]。

2.3 邊界條件和荷載狀態(tài)

在該數(shù)值模型中，混凝土柱頂部和底部的節(jié)點在X、Y和Z軸方向上的位移被約束，在X和Y軸方向的轉(zhuǎn)動被約束。加載過程中在梁的自由端施加低周反復的循環(huán)荷載。在混凝土柱頂端施加一個豎直向下的軸向荷載，大小為混凝土軸向最大承載能力的30%，荷載始終保持在700 kN，并且貫穿了加載的整個階段，螺栓預緊力為極限承載力的70%。

2.4 有限元模型的驗證

數(shù)值模擬和試驗均采用位移加載制度，通過數(shù)值計算結(jié)果和試驗結(jié)果的對比，以此來驗證所建立模型的有效性。如圖5（a）所示，有限元中的塑性應變幅度（PEMAG）在破壞階段主要集中在靠近節(jié)點的梁端，即破壞主要發(fā)生在節(jié)點處，并未發(fā)生在柱內(nèi)。如圖5（b）所示，模擬與試驗中的滯回曲線相對比可知，在循環(huán)加載的各個階段中，數(shù)值模擬與試驗中滯回曲線的荷載峰值吻合較好。試驗中滯回曲線的捏縮現(xiàn)象比數(shù)值模擬要明顯，這是因為數(shù)值模擬沒考慮鋼筋的黏結(jié)滑移作用。綜上所述，數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好，驗證了文中建立的數(shù)值模擬方法的有效性[14-15]。

圖5 有限元模型的驗證

3 計算結(jié)果與討論

3.1 滯回曲線和骨架曲線

如圖6（a）所示，裝配式節(jié)點的滯回曲線更飽滿，表現(xiàn)了更好的耗能能力，這主要是因為耗能板具有良好的塑性變形能力。裝配式節(jié)點正負向峰值荷載分別為整體節(jié)點的1.74倍和1.95倍，表明了節(jié)點在發(fā)生較大變形時仍具有較高的承載力。由于有限元模型中未考慮鋼筋滑移所造成的影響，滯回曲線無明顯捏縮現(xiàn)象。裝配式節(jié)點的骨架曲線對比圖如圖6（b）所示，在彈性階段，裝配式節(jié)點的剛度遠大于整體節(jié)點，隨著位移加大，裝配式節(jié)點J1的骨架曲線有較平緩的下降段，表明其延性的優(yōu)越性。

圖6 滯回曲線和骨架曲線對比圖

3.2 各部件的應力分析

本文所述的裝配式節(jié)點每個部件的應力應變云圖，如圖7所示。在整個加載過程中，混凝土構(gòu)件應力很小，鋼筋籠還未屈服，最大應力還在彈性范圍內(nèi)，說明裝配式梁柱節(jié)點破壞時仍處于彈性范圍內(nèi)或者整體的結(jié)構(gòu)只出現(xiàn)輕微損傷的狀態(tài)。從圖7（b）可知，應力主要集中于螺栓以及耗能板上，每個耗能板都參與了拉壓變形耗能，同時裝配式節(jié)點有效控制了混凝土的損傷，避免梁端發(fā)生彎曲破壞，實現(xiàn)梁端“塑性可控”。

圖7 裝配式節(jié)點各部件的應力應變云圖

3.3 耗能分析

節(jié)點的耗能-加載位移曲線如圖8（a）所示。加載初期，裝配式節(jié)點和現(xiàn)澆節(jié)點的耗能相差不大且較低，隨著位移荷載的增加，兩者的耗能逐漸增大，差距也逐漸增大，并且裝配式節(jié)點的耗能一直大于現(xiàn)澆節(jié)點的耗能。裝配式節(jié)點的累計耗能為165 723 kN·mm，現(xiàn)澆節(jié)點BCJ-C的累計耗能為105 180 kN·mm，裝配式節(jié)點累計耗能是現(xiàn)澆節(jié)點耗能的1.58倍。裝配式節(jié)點和現(xiàn)澆節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)he隨位移加載的變化如圖8（b）所示。現(xiàn)澆節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)最大值為0.281，而裝配式節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)最大值為0.393，比現(xiàn)澆節(jié)點的阻尼系數(shù)提高了39.86%。由于現(xiàn)澆節(jié)點核心區(qū)混凝土較早產(chǎn)生裂縫，混凝土裂縫集中在節(jié)點核心區(qū)發(fā)展，最后在此區(qū)域發(fā)生了破壞。導致現(xiàn)澆節(jié)點中加載位移＜40 mm時，等效黏滯阻尼系數(shù)大于裝配式節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)。

圖8 耗能-加載位移曲線

4 參數(shù)研究

本模型考慮了混凝土強度、耗能板厚度和耗能板強度對節(jié)點極限承載力的影響。

4.1 混凝土強度的影響

在不同混凝土強度下的滯回曲線如圖9所示。在彈性范圍內(nèi)，混凝土強度對節(jié)點的荷載-位移曲線影響并不明顯，主要是因為較高的初始剛度不是混凝土賦予的，而是內(nèi)置的型鋼本身較高的剛度。如圖10（a）所示，混凝土強度從25 MPa提高到70 MPa，峰值荷載也隨之從71.18 kN增加到91.61 kN，承載能力提高了28.7%。如圖10（b）所示，當混凝土強度為25 MPa時，延性系數(shù)最大為7.01。隨著混凝土強度的提高，延性隨之降低，當混凝土強度達到70 MPa時，構(gòu)件的延性系數(shù)達到最低為6.42，下降了8.4%。

圖9 混凝土強度對裝配式梁柱節(jié)點荷載-位移的影響

圖10 混凝土強度的影響

4.2 耗能板厚度的影響

耗能板厚度設置為4個不同值：5 mm、10 mm、15 mm和20 mm。如圖11所示，在彈性范圍內(nèi)，耗能板的厚度越大，裝配式梁柱節(jié)點的初始剛度也越大；節(jié)點的承載能力也有所提高，如圖12（a）所示，當耗能板厚度為5 mm時，承載能力為77.88 kN，當耗能板厚度為20 mm時，最大承載能力為83.18 kN，提高了6.9%。如圖12（b）所示，當耗能板厚度為5 mm時，延性系數(shù)最大為6.86，厚度為20 mm時，延性系數(shù)為6.26，降低了9.1%，可知耗能板厚度對節(jié)點的抗震性能影響較小。

圖11 耗能板厚度對裝配式梁柱節(jié)點荷載-位移的影響

圖12 耗能板厚度對承載能力和延性的影響

4.3 耗能板強度的影響

耗能板鋼材強度設置為4個不同值：235 MPa、345 MPa、390 MPa和460 MPa，分別對應于Q235、Q345、Q390和Q460。應力云圖如圖13所示，可以看出，當耗能板鋼材強度為Q390時，所達到的應力最大，耗能板中間削弱部位和螺栓孔附近的應力最大，耗能板的中間削弱部位最先發(fā)生屈服，設計達到控制損傷的目的。

圖13 不同強度耗能板應力云圖

如圖14所示，型鋼強度越大，裝配式梁柱節(jié)點的初始剛度也越大；節(jié)點的承載能力也越大。如圖15（a）所示，當耗能板鋼材使用Q235時，其極限承載力最小，為72.4 kN；當耗能板鋼材使用Q460時，其極限承載力最大，為84.17 kN，提高了16.3%。如圖15（b）所示，當耗能板鋼材使用Q235時，延性系數(shù)最大為7.42；耗能板鋼材使用Q460時，延性系數(shù)最小為6.32，比前者低了14.8%。

圖14 耗能板強度對裝配式梁柱節(jié)點荷載-位移的影響

圖15 耗能板強度對承載能力和延性的影響

5 結(jié) 語

筆者對一種韌性裝配式RC梁柱節(jié)點的抗震性能進行了模擬分析，得出如下結(jié)論。

（1）裝配式RC梁柱節(jié)點在加載過程中一直處于彈性范圍內(nèi)，節(jié)點只出現(xiàn)輕微損傷的狀態(tài)。本文提出的裝配式節(jié)點正負向峰值荷載分別為現(xiàn)澆參考節(jié)點的1.74倍和1.95倍，其初始剛度遠遠大于現(xiàn)澆參考節(jié)點，并且節(jié)點的累計耗能是現(xiàn)澆參考節(jié)點耗能的1.58倍，抗震性能明顯優(yōu)于現(xiàn)澆節(jié)點。

（2）本文對混凝土強度、耗能板厚度和耗能板強度進行了參數(shù)分析，不同的參數(shù)對承載力和延性的影響也不同。提高混凝土強度、耗能板厚度和耗能板強度，均會使節(jié)點的承載力增加，而延性降低。