低周反復(fù)荷載下新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能分析

王 宇，王立志，李 崢，劉鐵林

(1.沈陽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110168；2.中建二局第四建筑工程有限公司，天津 300457)

裝配式建筑具有安裝簡單，施工周期短，濕作業(yè)少等優(yōu)點(diǎn)，在建筑工程領(lǐng)域應(yīng)用廣泛[1-3]。在裝配式建筑中，節(jié)點(diǎn)連接形式是影響結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的重要因素[4-6]。

Y.C.Loo等[7]率先進(jìn)行了明牛腿裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)以及無牛腿裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)對比試驗(yàn)，結(jié)果表明，無牛腿裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)其延性性能、能耗能力等低于明牛腿的裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)。R.Vidjeapriya等[8]采用明牛腿連接預(yù)制梁柱節(jié)點(diǎn)的方式進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明，現(xiàn)澆式梁柱節(jié)點(diǎn)的承載力相比預(yù)制梁柱節(jié)點(diǎn)的極限承載力提高了25%，但新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)相比現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)有更高的延性性能和能量耗散能力。E.Onur等[9]等對裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)采用明牛腿連接方式進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明，裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)采用明牛腿連接方式相比采用暗牛腿具有更好的延性性能和能量耗散能力。李曉等[10]利用有限元分析軟件ABAQUS對階梯型干式和法蘭盤型干式暗牛腿梁柱節(jié)點(diǎn)連接方式進(jìn)行抗震研究，結(jié)果表明，現(xiàn)澆式梁柱節(jié)點(diǎn)的承載力與階梯型預(yù)制梁柱節(jié)點(diǎn)的承載力比較接近，但現(xiàn)澆式梁柱節(jié)點(diǎn)的承載力和法蘭盤型預(yù)制梁柱節(jié)點(diǎn)的承載力相差很大。郭淑麗等[11]采用高強(qiáng)螺栓和反絲套筒連接暗牛腿梁柱節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行足尺框架邊節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，結(jié)果表明，新型裝配式節(jié)點(diǎn)有較好延性性能和耗能能力，采用新型裝配式節(jié)點(diǎn)可以有效實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移和保護(hù)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)。李亞萍等[12]采用型鋼做暗牛腿梁柱節(jié)點(diǎn)連接方式并進(jìn)行試驗(yàn)分析，結(jié)果表明，裝配式節(jié)點(diǎn)在剛度、耗能、承載力方面均高于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)。

上述文獻(xiàn)對牛腿連接梁柱節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，但均未給出混凝土強(qiáng)度對牛腿連接梁柱節(jié)點(diǎn)受力性能的影響及變化規(guī)律。針對這一研究現(xiàn)狀，筆者提出一種新型暗牛腿連接梁柱節(jié)點(diǎn)，利用有限元分析軟件ABAQUS[13]建立數(shù)值模型，通過不同試件混凝土強(qiáng)度進(jìn)行受力性能分析，并將計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)澆混凝土試件進(jìn)行對比分析，研究不同混凝土強(qiáng)度對新型裝配式和現(xiàn)澆式梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響及變化規(guī)律。研究表明:新型裝配式混凝土試件較現(xiàn)澆混凝土試件具有更好的塑性變形能力，抗震性能更好，綜合分析其力學(xué)性能及造價等原因，建議工程中采用C35混凝土。

1 有限元模型

1.1 幾何模型

裝配式混凝土柱截面長×寬為500 mm×400 mm，柱縱向受力鋼筋采用4根直徑25 mm，箍筋采用直徑8 mm間距100，裝配式混凝土梁截面寬×高為400 mm×600 mm。裝配式梁下側(cè)受拉鋼筋采用4根直徑28 mm，上側(cè)受壓鋼筋采用2根直徑22 mm，箍筋采用直徑8 mm間距100,牛腿縱向受力鋼筋、箍筋均與柱相同。試件中節(jié)點(diǎn)連接鋼板型號為Q235B，鋼筋型號為HRB400。混凝土采用C30、C35、C40 三個強(qiáng)度等級，試件參數(shù)見表1，其幾何尺寸見圖1所示。

表1 試件參數(shù)Table 1Parameters of the test specimens

圖1 梁柱節(jié)點(diǎn)Fig.1Beam-column joints

1.2 材料本構(gòu)關(guān)系

1.2.1 混凝土本構(gòu)關(guān)系

圖2 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.2The stress-strain relationships of the concrete

混凝土材料在單軸受拉條件下應(yīng)力-應(yīng)變曲線計(jì)算公式如下：

σ=(1-dt)Ecε.

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：αt為混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段的參數(shù)值；ft,r為混凝土的單軸抗拉強(qiáng)度代表值；εt,r為與單軸抗拉強(qiáng)度代表值相應(yīng)的混凝土峰值受拉應(yīng)變；dt為混凝土單軸受拉損傷演化參數(shù)。

混凝土單軸受壓應(yīng)力應(yīng)變曲線計(jì)算公式如下：

σ=(1-dc)Ecε.

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

式中：αc為混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段參數(shù)值；fc,r為混凝土單軸抗壓強(qiáng)度代表值，MPa；εc,r為與單軸抗壓強(qiáng)度相應(yīng)的混凝土峰值受壓應(yīng)變；dc為混凝土單軸受壓損傷演化參數(shù)。

1.2.2 鋼材的本構(gòu)關(guān)系

鋼筋采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010—2010)[15]附錄C的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)方程。本構(gòu)模型如圖3所示。

圖3 鋼筋的本構(gòu)模型Fig.3The constitutive model of steel bar

計(jì)算公式如下：

(10)

k=(fst,r-fy,r)/(εu-εuy).

(11)

式中：Es為鋼筋的彈性模量；σs為鋼筋應(yīng)力；εs為鋼筋應(yīng)變；fy,r為鋼筋的屈服強(qiáng)度代表值；fst,r為鋼筋極限強(qiáng)度代表值；εy為與fy,r相應(yīng)的鋼筋屈服應(yīng)變，可取fy,r/Es；εuy為鋼筋強(qiáng)化階段起點(diǎn)應(yīng)變；εu為與fst,r相應(yīng)的鋼筋峰值應(yīng)變；k為鋼筋強(qiáng)化段斜率。

1.3 單元類型及網(wǎng)格劃分

為保證計(jì)算的準(zhǔn)確性和收斂性，試件中的混凝土和鋼板采用C3D8R單元，鋼筋采用T3D2[16-17]，混凝土和鋼筋之間的作用為EMBEDED約束，高強(qiáng)螺栓與螺母之間的作用采用Tie約束，裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分Fig.4Structural meshing

1.4 邊界條件及加載方式

有限元模型柱子底端邊界條件設(shè)為U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0，即用固結(jié)方式約束模型[18]，柱頂端位移邊界條件設(shè)U1=U2=U3=0，梁兩端邊界條件為U1=U3=UR1=UR2=0，梁柱節(jié)點(diǎn)加載位移曲線和加載方式分別如圖5、圖6所示。

圖5 位移加載曲線Fig.5Displacement loading curve

圖6 節(jié)點(diǎn)荷載加載方式Fig.6Loading method of joints

2 有限元模擬結(jié)果

2.1 節(jié)點(diǎn)變形和破壞形態(tài)

裝配式和現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下的受壓和受拉損傷如圖7、圖8所示。

圖7 裝配式混凝土試件和現(xiàn)澆混凝土試件受壓損傷Fig.7The compressing damage of fabricated concrete specimen and ordinary concrete specimen

圖8 裝配式混凝土試件和現(xiàn)澆混凝土試件受拉損傷Fig.8The bending damage of fabricated concrete specimen and ordinary concrete specimen

由圖7可知，對于裝配式節(jié)點(diǎn)，其損傷因子達(dá)到了0.986，對于現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)，損傷因子達(dá)到了0.985。由圖8可知，裝配式節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)，損傷因子均達(dá)到了0.976。

綜合分析可知，兩類試件受拉和受壓損傷因子最大值均超過0.9，說明試件已經(jīng)完全破壞。裝配式混凝土試件損傷最先由梁跨中底部開始，隨后梁底部出現(xiàn)斜裂縫并不斷向上發(fā)展，試件受拉范圍不斷縮小，裂縫在荷載作用下不斷向兩側(cè)延伸，最終節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外混凝土梁被破壞，試件破壞時縱筋明顯屈服，撓曲非常明顯?，F(xiàn)澆混凝土試件在荷載作用下最先在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)損傷，隨著位移荷載不斷增大，試件的受拉損傷不斷擴(kuò)大，最終節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土被拉碎。裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的受拉和受壓損傷面積較大，現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)受拉和受壓損傷面積較小，裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)破壞主要分布在節(jié)點(diǎn)連接外側(cè)，而現(xiàn)澆混凝土試件破壞主要集中在梁柱相交核心區(qū)，新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)符合“強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)結(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)理念。

2.2 滯回曲線

滯回曲線可以綜合反應(yīng)節(jié)點(diǎn)的抗震性能，各節(jié)點(diǎn)的滯回曲線如圖9所示。

由圖9可知，裝配式和現(xiàn)澆式梁柱節(jié)點(diǎn)的滯回曲線形狀類似，試件加載前期，混凝土未產(chǎn)生開裂。當(dāng)位移達(dá)到 10～15 mm 時，受拉區(qū)混凝土開裂，試件開始產(chǎn)生殘余變形；繼續(xù)增大荷載，試件屈服后，滯回環(huán)斜率降低；到達(dá)極限承載力后，兩類試件滯回曲線均開始下降，但裝配式混凝土試件的屈服位移大于現(xiàn)澆混凝土試件，殘余變形增長迅速，滯回曲線包絡(luò)面積隨之增大，節(jié)點(diǎn)耗能增大?；炷翉?qiáng)度相同條件下，試件產(chǎn)生相同位移時，裝配式混凝土試件的承載力大于現(xiàn)澆混凝土試件并且裝配式混凝土試件較現(xiàn)澆混凝土試件滯回環(huán)面積更大。隨著混凝土強(qiáng)度等級的提高，節(jié)點(diǎn)承載力增加，但現(xiàn)澆混凝土試件滯回曲線捏縮現(xiàn)象依然存在，而裝配式混凝土試件的滯回曲線捏縮現(xiàn)象得到了顯著改善，說明其在結(jié)構(gòu)抗震性中具有更好的吸能能力。

圖9 現(xiàn)澆混凝土試件與裝配式試件滯回曲線Fig.9Hysteresis curves of ordinary concrete and fabricated specimens

2.3 骨架曲線

骨架曲線是滯回曲線每一級循環(huán)加載達(dá)到最大位移處荷載值的軌跡曲線，各節(jié)點(diǎn)骨架曲線如圖10所示。

圖10 梁柱節(jié)點(diǎn)骨架曲線Fig.10Skeleton curves of beam-column joints

由圖10可知，兩類試件的骨架曲線形狀相似，相同混凝土強(qiáng)度等級下，現(xiàn)澆混凝土試件的骨架曲線低于裝配式混凝土試件，表明裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的承載力高于現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)。加載前期試件的混凝土未發(fā)生開裂，其承載力隨位移線性增大，隨著混凝土開裂各試件承載力增長幅度變緩;試件屈服后，承載力上升幅度明顯變緩，剛度大幅降低，試件到達(dá)極限承載力后，承載力進(jìn)入下降階段；裝配式混凝土試件骨架曲線斜率較現(xiàn)澆混凝土試件下降緩慢，說明裝配式構(gòu)件的塑性變形能力比較強(qiáng)?；炷翉?qiáng)度等級為C30時，試件1極限承載力較試件4提高了49.4%；混凝土強(qiáng)度等級為C35時，試件2極限承載力較試件5提高了 40.0%；混凝土強(qiáng)度等級為C40時，試件3極限承載力較試件6提高了36.7%。隨著混凝土強(qiáng)度等級的提高，可以提升裝配式混凝土試件和現(xiàn)澆混凝土試件承載力；但混凝土強(qiáng)度由C35提升至C40，對試件承載力提升幅度沒有C30提升至C35提升明顯。 綜合分析新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能及造價等原因，采用C35混凝土能滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求。

2.4 延性分析

延性是節(jié)點(diǎn)抗震性能非常重要的指標(biāo)，各節(jié)點(diǎn)的屈服位移、極限位移和延性系數(shù)如表2所示。

由表2可知，相同混凝土強(qiáng)度下，新型裝配式混凝土試件的延性和塑性變形性能均高于現(xiàn)澆混凝土試件。提高試件混凝土強(qiáng)度，兩類試件的屈服位移、極限位移、延性系數(shù)也有所增加。兩類試件的屈服位移、極限位移、延性系數(shù)也有所增大?；炷翉?qiáng)度等級為C30時，裝配式混凝土試件較現(xiàn)澆混凝土試件的屈服位移提高9.42%，極限位移提高27.2%，延性系數(shù)提高 13.90%。混凝土強(qiáng)度等級為C35時，裝配式混凝土試件較現(xiàn)澆混凝土試件的屈服位移提高了30.02%，極限位移提高了43.33%，延性系數(shù)提高 11.10%?；炷翉?qiáng)度等級為C40時，裝配式混凝土試件較現(xiàn)澆混凝土試件的屈服位移提高了28.00%，極限位移提高了28.60%，延性系數(shù)提高 9.50%。

表2 現(xiàn)澆混凝土試件與裝配式試件延性系數(shù)Table 2The ductility coefficients of ordinary concrete and fabricated specimens

2.5 剛度退化分析

試件剛度可用割線剛度來表示，各試件剛度退化曲線如圖11所示。

圖11 現(xiàn)澆混凝土與裝配式試件剛度退化曲線Fig.11The stiffness degradation curves of ordinary concrete and fabricated specimens

由圖11試件剛度退化曲線可知：

(1)兩類試件在荷載作用下剛度退化較為明顯，剛度退化趨勢基本一致。試件加載位移前10 mm，剛度曲線斜率很大，下降速率較快。隨著位移荷載增加，剛度曲線斜率減小，曲線下降速度變緩。試件1、試件4混凝土強(qiáng)度均為C30，兩個試件加載初始剛度分別是80.02 kN/mm和98.89 kN/mm；試件2、試件5混凝土強(qiáng)度均為C35，兩個試件加載初始剛度分別是92.92 kN/mm和99.56 kN/mm；試件3、試件6的混凝土強(qiáng)度均為C40，兩個試件加載初始剛度分別是94.82 kN/mm和102.6 kN/mm。相同混凝土強(qiáng)度等級下，裝配式試件初始剛度小于現(xiàn)澆混凝土試件，繼續(xù)增大位移荷載，現(xiàn)澆混凝土試件剛度退化嚴(yán)重。后續(xù)加載過程中，在相同位移下，裝配式試件剛度始終高于現(xiàn)澆混凝土試件。

(2)隨著混凝土強(qiáng)度等級的提高，裝配式和現(xiàn)澆混凝土試件的初始剛度隨之提高，現(xiàn)澆混凝土試件強(qiáng)度等級由C30提升至C35、C40后試件的初始剛度增加不明顯，而裝配式試件初始剛度由C30提升至C35、C40增加顯著。

2.6 等效黏滯阻尼系數(shù)

等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算公式為

(12)

式中：S(ABC+CDA)為滯回曲線環(huán)所圍面積；SOBE+ODF為△OBE和△ODF面積之和。

圖12 等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.12The equivalent viscous damping coefficient

現(xiàn)澆混凝土試件和新型裝配式試件的等效黏滯阻尼系數(shù)如圖13所示。

圖13 現(xiàn)澆混凝土與裝配式試件等效黏滯阻尼系數(shù)曲線Fig.13The equivalent viscous damping coefficient curves of ordinary concrete and fabricated specimens

由圖13等效黏滯阻尼系數(shù)曲線可知:

(1)在試件加載初期，等效黏滯阻尼系數(shù)增長較快，表明兩類試件能量耗散能力較強(qiáng)；繼續(xù)增大位移荷載，試件混凝土開裂，等效黏滯系數(shù)曲線斜率下降，等效黏滯系數(shù)增長變緩。

(2)試件屈服前，現(xiàn)澆混凝土試件的等效黏滯阻尼系數(shù)高于新型裝配式混凝土試件；試件屈服后，隨著位移荷載繼續(xù)增大，現(xiàn)澆混凝土試件的等效黏滯阻尼系數(shù)開始下降，逐漸低于裝配式試件。而裝配式試件隨著荷載的增大其等效黏滯阻尼系數(shù)不斷增加，說明現(xiàn)澆混凝土試件在屈服前能量耗散能較強(qiáng)。試件屈服后，其能量耗散能力明顯下降，而裝配式試件能量耗散能力不斷上升，說明裝配式試件相比現(xiàn)澆混凝土試件有較好的抗震能力。

(3)兩類試件的等效黏滯阻尼系數(shù)隨著混凝土強(qiáng)度等級的提高而增大。

2.7 耗能能力

試件在低周反復(fù)荷載作用下不同位移累計(jì)耗能值可以衡量節(jié)點(diǎn)抗震性能，各節(jié)點(diǎn)累計(jì)耗能如表3所示。

表3 現(xiàn)澆混凝土與裝配式試件不同位移累計(jì)耗能Table 3Cumulative energy dissipation values of ordinary concrete and fabricated specimens for different displacements

由表3可知，在C30、C35和 C40混凝土強(qiáng)度下，裝配式試件總耗能值較現(xiàn)澆混凝土試件分別提高186.1%、76.5%和80.1%，說明裝配式試件較現(xiàn)澆混凝土都有更好的能量耗散能力，其抗震能力也都高于現(xiàn)澆混凝土試件。

3 結(jié) 論

(1)低周反復(fù)荷載作用下新型裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)較現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)滯回曲線形狀更為飽滿，捏縮現(xiàn)象明顯得到改善；新型裝配式混凝土試件屈服后，其骨架曲線斜率較現(xiàn)澆混凝土試件下降緩慢，其延性系數(shù)也高于現(xiàn)澆混凝土試件，說明新型裝配式混凝土試件的塑性變形能力高于現(xiàn)澆筑混凝土試件。

(2)節(jié)點(diǎn)在相同位移加載條件下，裝配式混凝土試件吸收能量高于現(xiàn)澆混凝土試件，裝配式混凝土試件有更好的抗震性能。

(3)綜合分析新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能及造價等原因，采用C35混凝土能滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求。