裝配式復式鋼管混凝土節點抗震性能試驗

樊軍超,趙均海,尤浩鏹

(長安大學 建筑工程學院,西安 710061)

統計表明,建筑業的二氧化碳排放量約占全國總排放量的50%。因此,降低建筑業碳排放是實現中國“雙碳”戰略目標的重要舉措之一。裝配式結構具有節能減排、工期短、施工質量易控制等優點,具有很好的應用前景。近年來,國內外學者對裝配式柱[1]、梁[2]、剪力墻[3]、梁柱節點[4-5]和框架[6-7]進行了大量研究,致力于研發性能可靠的裝配式結構體系。

復式鋼管混凝土柱是在同心放置的雙層鋼管夾層填充混凝土而形成的新型組合柱[8],夾層混凝土能夠限制鋼管柱壁過早的局部屈曲,同時鋼管對核心混凝土的側向約束提高了混凝土的抗壓承載力。文獻[9-10]對內圓外方復式鋼管混凝土柱進行了軸壓試驗和抗震性能試驗,研究結果表明,復式鋼管混凝土柱具有較高的承載力和延性,且該類組合柱在往復荷載作用下的滯回曲線飽滿,耗能能力強,滿足抗震設防要求。文獻[11-12]對填充橡膠混凝土的復式鋼管混凝土柱進行了軸壓試驗和數值模擬研究,結果表明該組合柱具有良好的力學性能,可作為抗震區建筑結構的承重構件;并且能夠促進力學性能較低、廢棄資源利用率高的新型混凝土的應用。因此,復式鋼管混凝土柱具有廣闊的工程應用前景。

力學性能可靠的梁柱節點能夠推動復式鋼管混凝土柱在建筑結構中的應用。文獻[13-14]提出了設置豎向肋板的復式鋼管混凝土柱-鋼梁節點,對該節點進行了往復荷載作用下的抗震試驗和有限元分析;結果表明,該節點具有較大的初始剛度和承載力,且滯回曲線飽滿,耗能能力好,層間位移角和轉角延性系數均滿足抗震規范要求。文獻[15-16]提出一種外鋼管不連通的復式鋼管混凝土環梁節點,4個節點試件的擬靜力試驗結果表明,該節點具有較好的延性和變形能力,節點整體性強,滿足“強柱弱梁、強節點弱構件”的設計準則;但節點區域構造復雜,現澆混凝土增加了施工難度。此外,還提出了一種復式鋼管混凝土柱-鋼梁外加強環板式節點,節點擬靜力試驗結果表明,該組合節點的滯回曲線飽滿,具有良好的抗震性能;但環板處設置較多的焊接工序,現場施工質量難以控制。文獻[17-18]提出了一種通過單邊螺栓連接的內方外方復式鋼管混凝土柱-鋼梁節點,8個節點試件的低周往復荷載試驗研究結果表明,該組合節點具有良好的延性和抗震性能,適用于高烈度地震區;但從單邊螺栓連接方式來看,單邊螺栓適用于內外鋼管截面形狀相同的復式鋼管混凝土柱。文獻[19]提出了通過端板和單邊螺栓連接的鋼管混凝土柱-鋼梁節點,對該節點進行了單調荷載作用下的試驗研究,結果表明外伸式端板和圓鋼管分別代替平齊式端板和方鋼管可有效提高節點的抗彎承載力和初始剛度。以上節點雖具有良好的力學性能,但未從裝配式構造角度出發,現場仍需大量濕作業或焊接工序。因此,急需研發一種性能可靠、模塊化施工的裝配式節點,促進復式鋼管混凝土柱在裝配式結構中的應用。

為此,本文提出一種便于災后修復的裝配式復式鋼管混凝土節點,對6個節點試件進行柱頂恒定荷載和柱端水平往復荷載共同作用下的抗震試驗,研究節點的承載力、延性、剛度退化、承載力退化和耗能能力,并分析端板厚度、柱軸壓比、螺栓直徑、混凝土填充度和內鋼管截面形狀對節點性能的影響;最終,建立裝配式復式鋼管混凝土節點的有限元模型。

1 節點構造及設計原理

1.1 節點構造

本文所提出的裝配式復式鋼管混凝土節點見圖1,節點主要由復式鋼管混凝土柱、外伸式端板、鋼梁和高強螺栓組成。

預留螺栓孔的復式鋼管混凝土柱預制:1)按尺寸在外方鋼管柱壁開設螺栓孔,孔直徑比螺栓直徑大4 mm,便于安裝;2)將外方鋼管和內鋼管同心焊接至柱底板;3)在方鋼管螺栓孔放置與孔直徑相同且貫通鋼管截面的帶油塑性管;4)在內外鋼管間澆筑混凝土,待混凝土養護結束取出塑性管,形成預留螺栓孔的復式鋼管混凝土柱。

帶端板的鋼梁預制:1)根據設計要求,選取鋼梁型號和端板;2)在端板開設與鋼管柱壁布置相同的螺栓孔,要求孔直徑比高強螺栓直徑大4 mm,便于安裝;3)采用雙面角焊縫將端板焊接至鋼梁端部,保證兩者截面中心重合,形成帶端板的鋼梁。

節點各部件在工廠預制完成后均要進行除銹和噴漆處理,然后運輸至施工現場。按如下步驟安裝:1)確定復式鋼管混凝土柱的位置;2)通過對中復式鋼管混凝土柱和端板的螺栓孔實現鋼梁在高度方向就位;3)根據《鋼結構高強螺栓連接技術規程》(JGJ 82—2011)[20]的要求,對螺栓進行初擰和終擰,完成節點安裝。

1.2 節點設計原理

1)構造合理、便于施工。復式鋼管混凝土柱的抗彎剛度與端板和鋼梁相比較大,促使節點塑性鉸出現在梁端,從而實現“強柱弱梁”的設計要求。現場節點安裝采用高強螺栓連接,螺栓數目少且螺栓軸向與鋼梁長度方向相同,便于安裝。

2)傳力清晰、受力合理。鋼梁翼緣承擔大部分彎矩,翼緣拉力傳遞至外伸式端板,使端板受彎;端板與柱壁之間僅由高強螺栓連接,由于相互作用,端板受翼緣拉力后會對螺栓產生軸向拉力;高強螺栓貫通復式鋼管混凝土柱全截面,螺栓拉力傳遞至柱核心區,使柱核心區受剪。

3)節能減排、降低成本。節點各構件均可實現工業化生產,質量易控制,可減少碳足跡;施工現場僅需螺栓安裝,無濕作業和焊接工序,實現降低人工成本和時間成本。

2 試驗概況

2.1 試件設計

以某跨度為4 800 mm,層高為3 300 mm的框架為原型,按1∶2縮尺比設計框架中節點試件,以柱和梁的反彎點為邊界,試件尺寸見圖2,其中考慮了加載裝置的邊界尺寸。考慮端板厚度、柱軸壓比、螺栓直徑、混凝土填充度和內鋼管截面形狀對節點性能的影響,共設計6個節點試件,各試件編號及詳細參數見表1。貫通螺栓采用12.9級高強螺栓,對于直徑為16 mm的螺栓,設定終擰扭矩為280 N·m;對于直徑為20 mm的螺栓,設定終擰扭矩為420 N·m。

圖2 試件PCEE1-1的構造(mm)

2.2 試驗裝置及加載方案

試驗加載裝置見圖3,柱底端固定于帶有鉸的剛性支座,剛性支座固定于基座平臺;柱端水平方向與1 000 kN MTS作動器通過夾板和螺桿相連,柱頂豎向與5 000 kN液壓千斤頂接觸,液壓千斤頂頂部設置滑動支座,可在反力架底面沿水平方向自由滑動。梁端與基座平臺通過兩端帶鉸的剛性支桿連接,在剛性支桿下端設置荷載傳感器,記錄梁端荷載變化。

圖3 試驗加載裝置

試驗開始后,豎向荷載通過液壓千斤頂分三級加載至預設軸向荷載(0、500 kN、1 000 kN、目標值),每級加載完畢,觀測試驗裝置及儀器是否正常,若無異常繼續加載。待豎向荷載到達目標值后,保持恒定并開始施加水平往復荷載,參考《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101—2015)[21],水平往復荷載采用位移控制的加載方式,在數值模擬得到的屈服位移前,每級荷載循環一次,每級加載位移增量為3 mm;之后每級荷載往復循環3次,每級加載位移增加12 mm,見圖4。當荷載降至峰值荷載的85%以下,終止試驗。

圖4 水平循環荷載的加載制度

2.3 材料屬性

試件中的鋼管、鋼梁和外伸式端板均采用Q235B級鋼材,參考《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975—2018)[22],分別從外方鋼管、內圓鋼管、內方鋼管、鋼梁翼緣、鋼梁腹板和外伸式端板切取標準試樣,每種厚度制作一組試樣,每組3個試樣。根據《金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[23],對所取試樣進行拉伸試驗,鋼材材料屬性的實測結果見表2。

表2 鋼材材性

在澆筑復式鋼管混凝土柱時,同期制備9個100 mm×100 mm×100 mm的混凝土試塊,對28 d標準養護后的混凝土試塊進行單軸抗壓試驗,測得混凝土試塊的平均抗壓強度為29.65 MPa,根據《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)[24],核心混凝土的標準立方體抗壓強度為28.17 MPa,彈性模量為29 139 MPa。

2.4 量測方案

如圖5所示,每個試件布置9個位移計。D1用于記錄加載過程中柱頂橫向位移,量測結果與作動器所記錄的荷載共同繪制節點試件的荷載-位移滯回曲線;D2用于監測梁端的橫向位移;D3～D6用于記錄加載過程中節點區柱端和梁端的位移變化,結合幾何關系得到加載過程中節點的轉角變化;D7用于記錄梁端豎向位移;D8和D9用于測量節點區的剪切變形。在試件關鍵部位布置應變片,記錄各構件在加載過程中的應變變化,量測方案參考文獻[25]。

圖5 位移計布置(mm)

3 試驗現象及破壞形態

3.1 試件PCEE1-1

在加載初期,試件發出規律的響聲,但未觀察到明顯的變形。當水平位移達到15 mm時,端板在鋼梁翼緣處開始出現輕微的彎曲變形,隨著荷載等級的增大,變形程度不斷加劇。當水平荷載達到51 mm時,鋼梁翼緣邊緣處的焊縫出現裂縫,隨后裂縫向腹板方向發展,但焊縫開裂在峰值荷載等級后,說明焊接節點性能可靠;此時,最上排螺栓明顯撬曲。當水平荷載達到87 mm時,最上排外側螺栓斷裂崩出,試件發出清脆的響聲。當水平荷載達到99 mm時,荷載降至預設目標值,停止加載,試件破壞形態見圖6。

3.2 試件PCEE1-2

試件PCEE1-2與試件PCEE1-1的不同是采用了20 mm厚端板代替了12 mm厚端板。直到水平加載位移達到39 mm時,端板才發生了輕微的彎曲變形。當水平加載位移達到63 mm時,鋼梁翼緣端部觀測到局部屈曲變形,該試驗現象在試件PCEE1-1中并未出現。當水平加載位移達到87 mm時,才觀測到鋼梁端部與端板間的焊縫開裂。在111 mm加載等級時,最上排螺栓發生斷裂現象;在123 mm加載等級時,最下排螺栓發生斷裂現象,試驗終止,試件破壞形態見圖7。對比結果表明,增加端板厚度能夠提高端板抗彎能力,從而延緩螺栓的撬曲、斷裂現象,促使鋼梁發生塑性變形,提高節點承載力。

3.3 試件PCEE1-3

試件PCEE1-3與PCEE1-1不同的是將柱軸壓比從0.3提高到0.4。試驗過程中,端板與鋼梁之間焊縫開裂現象出現在39 mm加載等級,比試件PCEE1-1更早。最上排兩根螺栓斷裂現象也較早地出現在水平加載等級為75 mm時;其余現象出現時間與試件PCEE1-1基本相同,試件的破壞形態見圖8。

3.4 試件PCEE1-4

試件PCEE1-4與PCEE1-1不同的是將螺栓直徑從16 mm增大到20 mm。與試件PCEE1-1不同的是焊縫開裂現象較早出現在水平加載等級為39 mm時;水平加載等級為75 mm時,螺栓發生較大程度的松動,使端板和柱壁明顯分離,但直至試驗結束也沒有發生螺栓斷裂現象,表明增大螺栓直徑可以避免節點發生螺栓斷裂現象,試件的破壞形態見圖9。

圖9 試件PCEE1-4破壞形態

3.5 試件PCEE2-1

試件PCEE2-1與試件PCEE1-2不同的是采用了實復式柱,提高了復式鋼管混凝土柱的混凝土填充度。與PCEE1-2相比,焊縫開裂現象較早地出現在75 mm加載等級。端板彎曲和鋼梁翼緣屈曲現象與試件PCEE1-2相同,試驗過程中未出現螺栓斷裂現象。試驗停止在111 mm加載等級,破壞形態見圖10。

圖10 試件PCEE2-1破壞形態

3.6 試件PCEE2-2

試件PCEE2-2與試件PCEE2-1不同的是內圓鋼管被替換為等截面方鋼管。在39 mm加載等級時,觀察到鋼梁翼緣端部發生局部屈曲,這比試件PCEE2-1出現的更早。此外,焊縫開裂也較早地出現在加載等級為51 mm時,端板彎曲現象與試件PCEE2-1相同。試驗最終停止在加載等級為99 mm時,試件的破壞形態見圖11。

4 試驗結果及分析

4.1 滯回性能

荷載-位移滯回曲線是分析節點承載力、延性、剛度退化、強度退化、耗能能力等抗震性能指標的依據,各試件的荷載-位移滯回曲線見圖12。

圖12 荷載-位移滯回曲線

從圖12中可見,6個試件的滯回曲線都較為飽滿,表明本文所提的節點具有較強的耗能能力。隨著荷載等級的提高,滯回曲線出現了不同程度的捏縮滑移現象,這是因為隨著荷載的增大,螺栓和端板發生了不可恢復的塑性變形,且螺栓和螺栓孔壁存在間隙,各構件克服摩擦后開始滑動。由于包辛格效應,滯回曲線在正、負兩個加載方向表現出不對稱性。對比表明,采用較厚端板的節點滯回曲線捏縮滑移更明顯,原因是端板厚度的增加提高了端板抗彎能力,進而提高了節點承載力,使螺栓承受更大的軸向荷載,且增大端板厚度增加了螺栓的有效長度,使其塑性變形加劇。

4.2 骨架曲線及特征荷載

圖13所示為6個試件的荷載-位移骨架曲線,屈服點按“等效彈塑性屈服法”確定,破壞荷載取極限荷載的85%,各試件的屈服荷載、極限荷載和破壞荷載以及相應的位移見表3。

表3 試件主要結果

圖13 試件骨架曲線

從圖13和表3的結果對比可知:

1)各骨架曲線均表現為S形,表明節點試件在加載過程中分別經歷了彈性階段、彈塑性階段和塑性破壞階段。

2)試件PCEE1-1中端板厚度為12 mm,試件PCEE1-2中端板厚度為20 mm,試件PCEE1-2節點的正負向峰值荷載分別比試件PCEE1-1高23.7%和35.9%,對應位移分別提高了133.1%和23.5%,表明增大端板厚度可明顯提高節點承載力,延緩節點破壞。此外,試件PCEE1-2的曲線斜率明顯大于試件PCEE1-1,表明增大端板厚度可顯著提高節點剛度。

3)試件PCEE1-3的正負向峰值荷載分別比試件PCEE1-1高7.5%和11.5%,說明將復式鋼管混凝土柱的軸壓比從0.3增大到0.4,可提高節點的承載力。試件PCEE1-4的正向峰值荷載比試件PCEE1-1低0.7%,而負向峰值荷載比試件PCEE1-1高5.9%,由此可見,改變螺栓直徑對節點承載力影響較小。

4)試件PCEE2-1的正負向峰值荷載分別比試件PCEE1-2高12.5%和4.3%,而對應位移均降低了23.5%,說明采用實復式鋼管混凝土柱相比中空夾層復式柱可提高節點的承載力,但會加速節點破壞,這主要是因為內鋼管內部填充混凝土增大了復式鋼管混凝土柱的抗彎剛度,從而提高了節點的荷載增長速率,見圖13,節點其他部件會較早破壞。試件PCEE2-2的正負向峰值荷載分別比試件PCEE2-1高0.9%和4.9%,表明采用方鋼管代替內圓鋼管會提高節點承載力,但影響程度較小;兩個試件的骨架曲線對比發現,試件PCEE2-2的荷載增長速度明顯快于試件PCEE2-1,主要是由于內方鋼管相比內圓鋼管提高了復式鋼管混凝土柱的抗彎剛度,這也解釋了試件PCEE2-2較早地出現了破壞現象。

4.3 延性

本節采用位移延性系數[21]衡量各節點的延性,位移延性系數為試件的破壞位移(Δf)與屈服位移(Δy)之比,即

(1)

6個試件的位移延性系數列于表3,試件平均延性系數的對比見圖14,各試件正負向加載的平均延性系數均大于6.01,且遠大于已報道的復式鋼管混凝土節點的延性系數[15],表明本文所提出的節點具良好的延性。

圖14 試件平均延性系數

試件PCEE1-1的延性系數與試件PCEE1-2、PCEE1-3和PCEE1-4的延性系數對比表明,增大端板厚度、柱軸壓比和螺栓直徑使節點正負向平均破壞位移增大,從而不同程度提高了節點延性,其中端板厚度的改變對節點延性影響最明顯。PCEE2-1的延性系數低于PCEE1-2,試件PCEE2-2的延性系數低于試件PCEE2-1,表明采用實復式鋼管混凝土柱和方鋼管代替內圓鋼管均會降低節點延性,主要原因是較高的混凝土填充度和方鋼管代替內圓鋼管提高了復式鋼管混凝土柱的剛度,降低了節點的變形能力。

4.4 剛度退化

隨著加載等級的提高,勢必會出現試件剛度不斷降低的現象,本文采用同級荷載作用下的環線剛度(Kj)來表示節點的剛度退化,計算方法為[21]

(2)

圖15 剛度退化曲線

圖15(a)中各試件剛度退化曲線對比可見,試件PCEE1-2的剛度明顯大于試件PCEE1-1,且曲線下降較緩,說明增大端板厚度可顯著提高節點剛度,并會延緩節點剛度退化。試件PCEE1-3正負向加載的平均初始剛度略高于試件PCEE1-1,但隨著荷載等級的提高,曲線幾乎重合,表明增大柱軸壓比會提高節點初始剛度,但對節點剛度退化影響極小。試件PCEE1-3在正向加載時出現剛度退化曲線先增后減,在負向加載過程并未出現,且在試驗過程中并未像試件PCEE1-4一樣出現螺栓嚴重松動的現象;因此,分析其原因可能是在豎向荷載施加完畢后對梁端固定時,由于人為因素導致東梁端部支座與試件連接未完全固定,在+3 mm加載時存在微小的相對滑動,在+6 mm加載等級時,東梁端支座約束增強,使節點剛度增大;隨著荷載繼續增大,即使梁端約束增大,但由于端板和螺栓變形程度不斷加劇,節點剛度又逐漸降低。試件PCEE1-4的剛度退化曲線在正向加載時出現先增后降現象,可能原因是加載前發生螺栓預緊力松弛,待加載至6 mm時,構件相對變形使螺栓對節點區的約束增強,使試件剛度大于試件PCEE1-1的初始剛度,但剛度退化曲線幾乎重合,由此可見,增大螺栓直徑可提高節點的初始剛度,但幾乎不會影響節點剛度退化。

由圖15(b)可見,試件PCEE2-1和PCEE2-2正負向的平均初始剛度分別大于試件PCEE1-2和試件PCEE2-1,但隨著加載等級的增大,3個試件的剛度退化曲線逐漸重合,說明采用實復式鋼管混凝土柱和方鋼管代替內圓鋼管均會提高節點的初始剛度,但會加快節點剛度退化。

4.5 承載力退化

隨著荷載等級的提高,節點試件的損傷是累積的,因此節點會出現承載力下降的現象。節點承載力退化規律可反映節點在遭受地震等荷載作用時的承載力穩定性,本文采用同級承載力退化系數(λj)表示節點承載力退化情況,計算方法為[21]

(3)

由圖16(a)、(b)可見,試件PCEE1-2和試件PCEE1-3的強度退化曲線分別在111 mm和75 mm加載等級時出現驟降,且比試件PCEE1-1的驟降程度更明顯,這是因為在加載過程中發生了螺栓斷裂現象,使節點承載力迅速降低,其中試件PCEE1-2和試件PCEE1-3均發生了2根螺栓斷裂現象,而試件PCEE1-1僅發生1根螺栓斷裂現象,如圖6～8所示。試件PCEE1-1、PCEE1-2和PCEE1-3在螺栓斷裂前的承載力退化系數和試件PCEE1-4、PCEE2-1和PCEE2-2的承載力退化系數均位于0.9～1.0,表明本文提出的節點具有良好的承載力穩定性。

圖16 強度退化曲線

圖16(a)中試件PCEE1-2的承載力退化系數明顯高于試件PCEE1-1,且承載力退化曲線較平緩,表明增大端板厚度能夠延緩節點承載力退化。圖16(b)中,在螺栓斷裂前,試件PCEE1-3的強度退化系數大于試件PCEE1-1,但螺栓較早地斷裂使試件PCEE1-3的承載力突降,表明提高柱軸壓比會加速節點承載力退化。圖16(c)中試件PCEE1-4正向加載的承載力退化曲線與試件PCEE1-1基本一致,而負向加載的承載力退化系數明顯高于試件PCEE1-1,且曲線較平緩,表明增大螺栓直徑可延緩節點承載力退化,主要是因為增大螺栓直徑避免了螺栓斷裂現象的發生。在試件PCEE1-2發生螺栓斷裂前,試件PCEE2-1正向加載的承載力退化曲線斜率明顯大于試件PCEE1-2,而2個試件在負向加載的承載力退化曲線差別不大,表明采用實復式鋼管混凝土柱相比中空夾復式層柱會加快節點承載力退化。圖16(e)中試件PCEE2-1和PCEE2-2的承載力退化曲線下降趨勢基本相同,表明改變內鋼管截面形狀幾乎不影響節點承載力退化。

4.6 耗能能力

滯回曲線所包圍的面積可代表試件在加載過程中消耗的能量,對曲線積分得到試件從試驗開始至試件破壞時每個加載等級的累積耗能,節點累積耗能(Et)隨加載等級的變化情況見圖17。

圖17 累積耗能

由圖17可見,隨著加載等級的提高,各試件的累積耗能能力均保持穩定上升。試件PCEE1-1和試件PCEE1-2的耗能能力對比分為兩個階段,第一個階段為水平加載開始至75 mm加載等級,試件PCEE1-2的累積耗能小于PCEE1-1,在75 mm之后,試件PCEE1-1破壞,而試件PCEE1-2由于采用了較厚的端板,使端板抗彎能力增大,提高了節點塑性變形能力和延性,從而使節點的耗能能力顯著增強。試件PCEE1-3的最終耗能能力大于試件PCEE1-1,而試件PCEE1-4的最終累積耗能小于試件PCEE1-1,但相差均未超過6%,表明柱軸壓比和螺栓直徑對節點耗能能力影響較小。試件PCEE2-1的累積耗能曲線斜率明顯大于試件PCEE1-2,但最終累積耗能卻比PCEE1-2小18.9%,表明采用實復式鋼管混凝土柱相比中空夾層復式柱會降低節點耗能能力,主要原因是提高混凝土填充度會使節點剛度增大,降低了節點延性。試件PCEE2-2的累積耗能曲線與試件PCEE2-1基本重合,但最終累積耗能卻比PCEE2-1小25.1%,說明方鋼管代替內圓鋼管會明顯降低節點耗能能力,主要是由于方鋼管的抗彎剛度大于等截面圓鋼管,使節點的塑性變形能力降低,從而導致節點延性下降。

5 有限元模擬

有限元分析軟件作為一種新型的研究工具,在工程領域被廣泛應用。本文利用ABAQUS軟件建立裝配式復式鋼管混凝土節點的精細化有限元模型,為進一步分析節點力學性能和參數擴展分析奠定基礎。

5.1 材料本構關系

在定義鋼材本構關系時,ABAQUS軟件提供了3種強化模型,即等向強化模型、隨動強化模型和混合強化模型。文獻[26]在建立圓鋼管混凝土柱-鋼梁節點的有限元模型時,采用了隨動強化模型,模擬結果與試驗吻合良好,表明隨動強化模型可較好地模擬鋼材在往復荷載作用下的材料特性。因此,本文采用應用較為廣泛的雙折線隨動強化模型來定義節點中鋼構件的本構關系。在定義螺栓的材料屬性時,按12.9級高強螺栓的材料屬性輸入高強螺栓的彈性模量、屈服強度、極限強度等屬性。

在定義混凝土本構關系時,有限元軟件提供了混凝土塑性損傷模型,該模型引入了損傷變量,可較好地模擬加載過程中混凝土出現的壓碎和剝落現象。其中,混凝土的本構關系采用韓林海提出的引入約束效應系數的應力-應變關系[27],考慮了鋼管和混凝土之間的相互作用。

5.2 單元選取及網格劃分

文獻[28]在建立復式鋼管混凝土結構的有限元模型時,對混凝土和鋼材均采用了8節點減縮積分三維實體單元(C3D8R),有限元模擬結果與試驗結果吻合較好。此外,文獻[29]分別對采用C3D8R的鋼管混凝土節點有限元模型和采用20節點減縮積分三位實體單元(C3D20R)的節點有限元模型進行試算,試算結果表明C3D8R能夠滿足精度的要求,且計算效率高。因此,本文在建立裝配式復式鋼管混凝土節點的有限元模型時,單元類型均采用C3D8R。

在進行單元網格劃分時,采用了ABAQUS提供的結構化自適應網格劃分方法,對每個部件進行獨立網格劃分,盡量保證相互接觸的部件在接觸位置具有相同的種子密度,對節點核心區各部件進行網格加密處理,進而保證有限元計算結果的精度和計算效率,見圖18。

圖18 網格劃分及邊界條件

5.3 邊界條件及加載方式

對有限元模型施加與試驗相同的邊界條件,將復式鋼管混凝土柱底面耦合至參考點RP-1,該點對應試驗中柱底的鉸支座,限制點RP-1在x、y和z方向的位移和繞y、z軸的轉動。西梁端部底面耦合至參考點RP-3,限制該點在x、z方向的位移和繞y、z軸的轉動。東梁端部底面耦合至參考點RP-4,該點約束條件與點RP-3相同。將柱頂面耦合至參考點RP-5,限制點RP-5在x方向的位移和繞y、z軸的轉動,見圖18。

共設置7個分析步進行施加荷載。第一步至第三步為高強螺栓預緊力的施加;第四步至第六步為復式鋼管混凝土柱頂軸壓荷載的施加;第七步為水平往復荷載的施加,該步采用位移加載,即在加載點(RP-2)處設置y方向的往復位移荷載,加載制度與試驗相同。其中,高強螺栓預緊力的具體施加方法如下:第一步,施加預緊力的10%,防止預緊力施加較大導致不收斂;第二步,將預緊力調整至實際值;第三步,將螺栓保持在當前長度。

5.4 接觸關系

在建立本文裝配式復式鋼管混凝土節點有限元模型時,共存在兩種接觸關系。一種是鋼材與鋼材之間的接觸,另一種為鋼材與混凝土之間的接觸,兩種接觸均包含法向和切向兩個方向的接觸關系。在法向方向,單元之間可以相互擠壓,但是不能發生穿透,因此定義為“硬接觸”。在切向方向,考慮界面間的相對滑動,接觸關系服從庫倫摩擦準則,根據文獻[30],本文定義混凝土與鋼管之間的切向摩擦系數為0.6,鋼材之間的切向摩擦系數為0.3。鋼梁端部與端板之間的焊縫連接采用“綁定”約束模擬。

5.5 有限元模型驗證

利用上述建模方法建立試件PCEE1-2(中空夾層復式鋼管混凝土柱)和試件PCEE2-1(實復式鋼管混凝土柱)的有限元模型,通過計算得到試件的破壞形態、荷載-位移滯回曲線和骨架曲線,與試驗結果對比見圖19～21。

圖19 破壞形態對比

在建模過程中,采用“綁定”約束模擬焊縫連接,當焊縫處的應變大于極限拉應變時,則認為焊縫開裂。從圖19可見,基于本文建模方法得到的有限元模型能夠準確地模擬出節點試件在加載過程出現的端板彎曲、鋼梁翼緣屈曲、焊縫開裂和螺栓翹曲斷裂現象。圖20可見,有限元模型得到的滯回曲線與試驗結果在彈性階段吻合良好,但對捏縮滑移和卸載階段承載力的模擬存在不足,主要原因如下:1)本文采用“綁定”約束模擬焊接連接,在塑性破壞階段,未能真實模擬出焊縫開裂對節點性能的影響;2)在有限元模型中,邊界條件的設置是理想化的,而在試驗中,試驗裝置與試件多處采用螺栓連接,隨著加載等級的增大,試驗裝置和試件會發生相對滑動。由圖21可見,有限元模型對節點彈性階段和彈塑性階段的荷載-位移骨架曲線模擬較好,能夠準確地預測節點的初始剛度和極限承載力,主要誤差在塑性破壞階段,但誤差較小。

圖21 骨架曲線對比

綜上所述,本文所建立的有限元模型能夠準確地預測節點的破壞形態、初始剛度和承載力,因此該模型可用于進一步研究裝配式復式鋼管混凝土節點。

5.6 應力分析

在試驗過程中,不易觀測夾層混凝土和內鋼管的變形和破壞模式;因此,基于有限元計算結果得到夾層混凝土和內鋼管在屈服點、極限點和破壞點時的應力分布,見圖22。

圖22 試件PCEE1-2應力分布

由夾層混凝土的應力分布可見,在加載全程,混凝土的應力相比混凝土圓柱體抗壓強度較大,主要是由于鋼管對核心混凝土的約束作用使混凝土處于三向受壓狀態,單軸應力水平明顯提高。在受壓區螺栓孔壁處存在應力集中現象,主要是因為貫通螺栓對螺栓孔壁產生較大的擠壓,使混凝土局部壓碎,這也與拆卸試件時發現螺栓孔壁處存在混凝土碎渣相吻合。此外,應力較大區域形成“斜壓桿”,表明夾層混凝土主要通過斜壓桿機制傳力,是節點核心區抗剪的主要組成部分。

從內鋼管的應力分布可見,直到破壞點時,雖然內圓鋼管應力水平較峰值點時有所提高,但最大應力為298.15 MPa,仍未達到屈服狀態,說明內鋼管在加載全程始終處于彈性階段,為復式鋼管混凝土柱提供了較大的承載力儲備。

6 結 論

提出了一種通過外伸式端板和貫通螺栓連接的裝配式復式鋼管混凝土節點,并對6個節點試件進行了抗震性能試驗研究,主要結論如下:

1)節點中復式鋼管混凝土柱、外伸式端板、鋼梁和高強螺栓均可實現工業化生產,節點裝配過程無濕作業和焊接施工,加快施工進度,減少碳足跡,可促進復式鋼管混凝土柱在裝配式結構中的應用。

2)節點在柱端水平低周往復荷載作用下的破壞形態包含端板彎曲、鋼梁翼緣屈曲、端板與翼緣間焊縫開裂和螺栓翹曲斷裂,較厚的端板能夠使鋼梁翼緣發生明顯的屈曲變形,延緩螺栓斷裂。

3)節點試件的荷載-位移滯回曲線飽滿,位移延性系數大于4.89,承載力退化系數整體保持在0.9～1.0,剛度退化平穩,表明節點具有較強的耗能能力、塑性變形能力和良好的承載力穩定性。

4)增大端板厚度可提高節點的各項抗震性能指標;增大柱軸壓比,提高了節點承載力,對耗能能力影響較小;改變螺栓直徑對節點承載力和耗能能力影響較小;提高混凝土填充度和方鋼管代替內圓鋼管均會提高節點承載力,降低耗能能力。

5)利用ABAQUS軟件建立了節點的有限元模型,有限元計算得到的破壞形態、彈性階段和彈塑性階段的承載力與試驗結果吻合良好,表明所建立的非線性有限元模型能夠較好的模擬節點的抗震性能,可用于進一步分析節點性能。