不同軸壓比裝配式RCS梁柱組合件抗震性能

李升才，朱 旦，周玲玲

（1.莆田學(xué)院土木工程學(xué)院，福建莆田 351100；2.華僑大學(xué)土木工程學(xué)院，福建廈門(mén) 361021；3.閩南理工學(xué)院土木工程學(xué)院，福建泉州 362700）

引言

自21世紀(jì)以來(lái)，我國(guó)建筑業(yè)發(fā)展勢(shì)頭迅猛，由于鋼-混組合結(jié)構(gòu)很好的融合了2種材料的天然優(yōu)勢(shì)，進(jìn)而得到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛青睞。梁柱組合節(jié)點(diǎn)在維護(hù)結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定中發(fā)揮著至關(guān)重要的作用。地震隨機(jī)性較強(qiáng)，使得結(jié)構(gòu)的傳力復(fù)雜，為此國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者進(jìn)行深入研究［1-5］。美國(guó)學(xué)者Saeid Alizadeh等［6］對(duì)2種不同形式的RCS 組合節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周往復(fù)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)兩者均具有良好的延展性，且在較大水平位移下仍能保持一定強(qiáng)度，這表明RCS 框架結(jié)構(gòu)可應(yīng)用于高震區(qū)。通過(guò)對(duì)比兩者，發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)附加承載板能有效提高節(jié)點(diǎn)的最大承載力和抗剪強(qiáng)度。門(mén)進(jìn)杰［7］對(duì)6 個(gè)不同構(gòu)造形式的RCS 中節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)研究，結(jié)果表明RCS 中節(jié)點(diǎn)試件具有良好的抗震性能，合理的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造措施可以提高節(jié)點(diǎn)的受剪承載力和變形能力，此外，發(fā)生局壓破壞的試件承載力退化大，剛度退化較快。熊禮全等［8］對(duì)RCS組合節(jié)點(diǎn)的力學(xué)機(jī)理進(jìn)行分析研究，并著重介紹受剪承載力計(jì)算公式的研究情況。

以上研究在一定程度上促進(jìn)了RCS組合結(jié)構(gòu)的發(fā)展，但在施工難度和制作成本等綜合因素的考量上不具備核心競(jìng)爭(zhēng)力，嚴(yán)重制約了RCS組合結(jié)構(gòu)的推廣和工程應(yīng)用。因此，文中根據(jù)“強(qiáng)柱弱梁，節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的抗震設(shè)計(jì)原則，制作了6個(gè)裝配式混凝土柱蜂窩鋼梁組成的梁柱組合件，并設(shè)計(jì)了一種傳力合理的裝配式構(gòu)造形式。同時(shí)，考慮到在地震作用下結(jié)構(gòu)荷載等因素產(chǎn)生的重力二階效應(yīng)難以避免，有必要對(duì)不同軸壓比下結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行深入研究，以便該結(jié)構(gòu)在工程中的應(yīng)用。文中利用試驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬和擴(kuò)大參數(shù)分析對(duì)不同軸壓比下裝配式RCS梁柱組合件進(jìn)行研究，著重研究軸壓比對(duì)不同抗震性能指標(biāo)的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本試驗(yàn)的梁柱組合件取自RCS組合框架結(jié)構(gòu)的中間層中節(jié)點(diǎn)單元，根據(jù)相似關(guān)系（見(jiàn)表1）取1/2模型為研究對(duì)象，如圖1 所示。設(shè)計(jì)制作6 個(gè)裝配式RCS 梁柱組合件，試件編號(hào)為PRCS-N1～PRCS-N6，試驗(yàn)工況見(jiàn)表2。各試件混凝土柱的尺寸為b×h=200 mm×200 mm，反彎點(diǎn)之間的間距為1 800 mm；工字型蜂窩鋼梁截面尺寸為h×b×tf×tw=165 mm×125 mm×10 mm×10 mm（h、b、tf、tw分別表示鋼梁的高度、寬度、翼緣厚度和腹板厚度），反彎點(diǎn)之間的間距為2 400 mm。

圖1 試件尺寸詳圖Fig.1 Specimen size details

表1 RCS組合結(jié)構(gòu)模型試件設(shè)計(jì)的相似關(guān)系Table 1 Similarity relations in the design of RCS composite structure model

表2 試驗(yàn)工況Table 2 Test conditions

裝配式柱接頭采用外包鋼管栓桿連接方式：由于裝配處受力復(fù)雜，是結(jié)構(gòu)傳力的關(guān)鍵部位，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)當(dāng)考慮到剪力、彎矩的傳遞。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》［9］計(jì)算得到抗剪承載力和抗彎承載力控制下的外包鋼板厚度，并取較大值作為外包鋼板厚度；同時(shí)考慮剪力和彎矩的作用范圍，從而明確其高度。最終將外包鋼管外表面尺寸確定為200 mm×400 mm，厚度取2 mm。為方便模具制作，將裝配處設(shè)計(jì)為外表面與柱表面齊平。預(yù)制上下柱通過(guò)10.9級(jí)高強(qiáng)螺桿固定在一起，由于裝配處受力復(fù)雜，為防止栓桿拔出，將高強(qiáng)螺桿滿(mǎn)焊于外包鋼管上。此外，外包鋼管開(kāi)孔較多，截面削弱明顯，為保證其強(qiáng)度，鋼材選用Q390 級(jí)鋼，并在開(kāi)孔處焊接2 mm 厚度鋼板條，防止應(yīng)力集中，又能增大其與灌漿料的摩擦作用，減小滑移，增強(qiáng)外包鋼管柱-柱接頭的整體性。具體尺寸如和構(gòu)造如圖2所示。

圖2 外包鋼管構(gòu)造詳圖Fig.2 Outsourcing steel pipe structure detailed drawing

六邊形孔蜂窩鋼梁，節(jié)點(diǎn)鋼板箍，柱端板均采用Q345 級(jí)鋼材。焊接時(shí)，采用E50 焊條。鋼構(gòu)件由工廠定制，采用高強(qiáng)螺栓將蜂窩鋼梁與混凝土柱連接，選用10.9 級(jí)M20 高強(qiáng)螺栓，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的連接構(gòu)造如圖3所示。

圖3 梁柱節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造圖Fig.3 Beam-column connection structure diagram

1.2 材料性能

本試驗(yàn)采用C60 的商品混凝土澆筑RC 柱，澆筑過(guò)程中制作9 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，并與試件置于同等條件下養(yǎng)護(hù)28 d，最終可得立方體標(biāo)準(zhǔn)抗壓強(qiáng)度平均值fcu，k為75.6 MPa。

本次試驗(yàn)中裝配式外包鋼管采用Q390鋼，其余鋼構(gòu)件采用Q345鋼，所有鋼構(gòu)件均由工廠按照試驗(yàn)設(shè)計(jì)圖紙加工；混凝土柱的縱向受力筋、構(gòu)造鋼筋、箍筋均為HRB400 熱軋鋼筋。鋼筋和鋼材的材性試驗(yàn)根據(jù)金屬材料試驗(yàn)方法的國(guó)家現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，在華僑大學(xué)土木工程學(xué)科實(shí)驗(yàn)大樓結(jié)構(gòu)材料性能實(shí)驗(yàn)室完成，所得結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 鋼材的力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of steel

1.3 加載制度與加載設(shè)備

試驗(yàn)通過(guò)反力架大梁上的液壓千斤頂對(duì)柱施加恒定軸力；水平荷載采用低周往復(fù)加載方案，模擬RCS梁柱組合件在水平地震作用下的受力情形，試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖4。在水平荷載的作用下，為確保混凝土柱始終處于恒定豎向荷載作用，通過(guò)2個(gè)拉桿和上部壓梁共同作用。將上柱限制在其前端配置限位頂板內(nèi)，保證柱端與豎向設(shè)備一起轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖4 試驗(yàn)加載裝置圖Fig.4 Test loading device diagram

蜂窩鋼梁端部預(yù)留孔洞，將拉壓桿通過(guò)該孔洞與壓梁連接，進(jìn)而擬合單鏈桿的約束情況。為模擬混凝土柱端部的反彎點(diǎn)，采用固定球鉸固定柱下端。水平力通過(guò)MTS 電液伺服加載控制系統(tǒng)施加，加載全過(guò)程均通過(guò)位移進(jìn)行控制。根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》［10］制定如下加載制度：試驗(yàn)初期，結(jié)構(gòu)處于彈性工作狀態(tài)，加載位移幅值逐步遞增，每級(jí)往復(fù)循環(huán)加載1 次；當(dāng)試件屈服后，改為3 次往復(fù)循環(huán)加載，具體加載過(guò)程如表4 所示。以水平承載力下降至極限荷載的85%或試件不具備繼續(xù)承載豎向荷載能力為判斷依據(jù)，遂終止試驗(yàn)。

表4 試驗(yàn)加載制度Table 4 Test loading system diagram

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

當(dāng)試件PRCS-N2、PRCS-N1、PRCS-N3 和PRCS-N5 的位移幅值分別達(dá)到12.01，9.02，12.01 和12.01 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)下部混凝土柱開(kāi)裂，開(kāi)裂荷載分別為43.08，34.79，46.09 和42.51 kN。當(dāng)繼續(xù)加載至位移角為1/35，對(duì)應(yīng)的位移幅值為51.4 mm 時(shí)，混凝土柱上裂縫增加迅并向外延伸發(fā)展，所得荷載-位移曲線(xiàn)所圍面積明顯增大，此時(shí)試件已達(dá)屈服階段，對(duì)應(yīng)的屈服荷載分別為：109.39，112.44，114.36，118.23 kN。隨著位移幅值的進(jìn)一步加大，當(dāng)位移角達(dá)到1/20，對(duì)應(yīng)的位移幅值為90 mm時(shí)，各試件均已達(dá)到峰值荷載，分別為125.64，128.10，131.01，132.98 kN。而后，隨著位移幅值的增加試件的承載力有所降低，當(dāng)位移角（幅值）1/12（150 mm）時(shí)，各試件的承載力分別為117.35，119.94，124.45，124.91 kN，鋼梁明顯屈曲，甚至在蜂窩處產(chǎn)生局部裂縫，此時(shí)試件承載力雖未降至最大荷載的85%，但由于位移角過(guò)大，考慮到實(shí)驗(yàn)設(shè)備安全等客觀因素，停止加載。此時(shí)各試件的最終破壞結(jié)果和局部破壞情形如圖5、圖6所示。

圖5 最終破壞形態(tài)Fig.5 Final destruction form

圖6 鋼梁屈曲及蜂窩孔洞開(kāi)裂Fig.6 Steel beam buckling and honeycomb hole cracking

當(dāng)試件PRCS-N4，PRCS-N6 的位移幅值達(dá)到12.00，9.01 mm 時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)下部混凝土柱開(kāi)裂，開(kāi)裂荷載分別為41.17，34.37 kN。當(dāng)繼續(xù)加載至位移角為1/35，對(duì)應(yīng)的位移幅值為51.4 mm時(shí)，滯回環(huán)明顯增大，但從滯回曲線(xiàn)形狀上看，有捏縮現(xiàn)象產(chǎn)生，可見(jiàn)變形主要是柱構(gòu)件提供。此時(shí)荷載分別為103.03，111.32 kN。當(dāng)加載到90.1 mm 和72.1 mm 時(shí)達(dá)到峰值荷載，分別為119.9，126.94 kN。當(dāng)試驗(yàn)加載進(jìn)行到105.2 mm 時(shí)，因節(jié)點(diǎn)核心區(qū)上側(cè)混凝土柱斷裂，PRCS-N4的承載力突降至83.44 kN，為峰值荷載的69.6%，可判定為試件破壞，遂終止加載。同樣的PRCS-N6在位移幅值為90.1 mm時(shí)，承載力突降至58.15 kN，停止試驗(yàn)加載。兩者均為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)上部混凝土破壞所導(dǎo)致的承載力突降，整個(gè)加載過(guò)程中，鋼梁的變形非常小，肉眼基本看不出變形，也就是說(shuō)，試件是在鋼梁沒(méi)有屈服的情況下發(fā)生柱混凝土突然壓碎的構(gòu)造破壞。具體試驗(yàn)現(xiàn)象如圖7所示，RC柱最終破壞形態(tài)如圖8所示。

圖7 最終破壞形態(tài)Fig.7 Final destruction form

圖8 RC柱被壓碎Fig.8 RC column is crushed

2.2 破壞形態(tài)

文中所研究的裝配式RCS 梁柱組合件試件，都是按照“強(qiáng)柱弱梁，節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的原則設(shè)計(jì)的。對(duì)比圖5 和圖7 可見(jiàn)，試件PRCS-N1-3 及5 都是鋼梁已經(jīng)屈服并已嚴(yán)重屈曲，但柱鋼筋仍然沒(méi)有屈服，且柱的混凝土也沒(méi)有壓碎，屬于理想的梁鉸破壞形態(tài)；而試件PRCS-N4 和6 在鋼梁還沒(méi)有屈服之前，由于柱子的混凝土施工質(zhì)量較差（1/2 比例試件模型尺寸較小，再加上鋼筋過(guò)密，使大部分石子無(wú)法進(jìn)入柱內(nèi)，壓碎區(qū)可看到基本都是砂漿，導(dǎo)致混凝土強(qiáng)度大大下降），強(qiáng)度沒(méi)有達(dá)到設(shè)計(jì)值，所以，在柱子鋼筋還沒(méi)有屈服之前，混凝土率先被壓碎，使試件產(chǎn)生構(gòu)造破壞，這在實(shí)際工程中1∶1的柱構(gòu)件中是可以避免的。以上破壞形態(tài)也可從鋼梁和混凝土柱鋼筋所布置的應(yīng)變片的應(yīng)變的變化加以分析。試件PRCSN1-3及5的柱鋼筋應(yīng)變均沒(méi)有達(dá)到屈服值前，而鋼梁的應(yīng)變?cè)缫呀?jīng)達(dá)到屈服值，顯然，發(fā)生梁鉸破壞形態(tài)。而試件PRCS-N4和6在混凝土壓碎時(shí)，柱鋼筋應(yīng)變和鋼梁的應(yīng)變均沒(méi)有達(dá)到屈服值，發(fā)生了構(gòu)造破壞。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形態(tài)進(jìn)行對(duì)比分析，可知：

各試件在裝配處均未發(fā)生破壞，說(shuō)明外包鋼板柱-柱接頭構(gòu)造設(shè)計(jì)合理，能夠很好的傳遞荷載；混凝土柱上斜裂縫均出現(xiàn)在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的周?chē)?，但始終未貫通整個(gè)混凝土柱截面，由于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受到鋼板箍的約束，極大程度上避免了梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切破壞，能夠很好的實(shí)現(xiàn)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的抗震設(shè)防目標(biāo)。

梁鉸破壞是較為理想的破壞形態(tài)，能夠極大地發(fā)揮蜂窩鋼梁的塑性耗能性能，承載力下降緩慢，延性較好。而構(gòu)造破壞是試件模型尺寸過(guò)小導(dǎo)致混凝土澆筑質(zhì)量差所致，實(shí)際工程中1∶1的柱構(gòu)件是不會(huì)發(fā)生的。

2.3 滯回曲線(xiàn)

圖9 為試驗(yàn)裝配式RCS 梁柱組合件的滯回曲線(xiàn)，并取本課題組之前所做現(xiàn)澆試件中軸壓比相近的RCS-6試件［11］做對(duì)比，結(jié)果如圖10所示，經(jīng)分析可得：

圖9 滯回曲線(xiàn)Fig.9 Hysteresis curve

圖10 裝配、現(xiàn)澆試件滯回曲線(xiàn)對(duì)比Fig.10 Comparison of hysteresis curves of assembled and cast-in-place specimens

研究的6個(gè)裝配式RCS梁柱組合件中，有2個(gè)（PRCS-4、PRCS-6）發(fā)生構(gòu)造破壞，其余均為理想的梁鉸破壞。圖9、圖10中橫坐標(biāo)表示結(jié)構(gòu)位移，縱坐標(biāo)表示水平荷載。梁鉸破壞時(shí)，鋼梁端部變形明顯，鋼材塑性變形顯著，能夠很好的發(fā)揮鋼梁的塑性耗能能力，所得滯回環(huán)十分豐滿(mǎn)。鋼梁屈服進(jìn)一步發(fā)展，試件的強(qiáng)度退化明顯減緩，但剛度退化卻十分顯著，這是由于蜂窩鋼梁梁端塑性鉸在向外拓展所導(dǎo)致，同時(shí)表明鋼梁處在強(qiáng)化階段。由此可以看出，在彎曲破壞時(shí)，很好的發(fā)揮了鋼梁的塑性耗能能力，極大地耗散了地震能量，削弱了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的破壞，進(jìn)而“強(qiáng)柱弱梁，節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的設(shè)防原則得以實(shí)現(xiàn)。

4 個(gè)梁鉸破壞的試件均具有飽滿(mǎn)的滯回曲線(xiàn)，表明鋼梁的塑性變形性能得以發(fā)揮；PRCS-N2 的軸壓比最小，但滯回環(huán)最豐滿(mǎn)。大體上可以看出，隨著軸壓比的減小，試件的耗能能力有所增強(qiáng)；PRCS-N5與現(xiàn)澆的RCS-N6 軸壓比相近，均呈現(xiàn)出梁端彎曲的梁鉸耗能機(jī)制，滯回曲線(xiàn)大體呈梭形，表現(xiàn)出良好的耗能能力。

2.4 骨架曲線(xiàn)

圖11為試驗(yàn)所得骨架曲線(xiàn)，為了較為直觀合理的比較現(xiàn)澆和裝配式試件的承載能力，以現(xiàn)澆試件正向最大荷載（Pcis，max）為基數(shù)，將裝配式試件各階段的荷載值與其相除，得到的比值再除以二者混凝土強(qiáng)度和鋼梁強(qiáng)度的比值乘積，可得試件的“不受材料強(qiáng)度影響的性能比——稱(chēng)為綜合性能比的骨架曲線(xiàn)”，繪制于圖12。“綜合性能比的骨架曲線(xiàn)”有效的消除了混凝土和鋼梁所用鋼材強(qiáng)度的影響，可以更為合理的反映試件的承載能力［12］。將特征點(diǎn)匯總于表5 中，其中屈服點(diǎn)采用能量等值法［13］確定，如圖13所示。經(jīng)分析可得：

表5 裝配式RCS梁柱組合件試驗(yàn)骨架曲線(xiàn)主要特征點(diǎn)Table 5 Main characteristic points of test skeleton curve of prefabricated RCS beam-column assembly

圖11 骨架曲線(xiàn)Fig.11 Skeleton curve

圖12 裝配、現(xiàn)澆試件骨架曲線(xiàn)對(duì)比Fig.12 Comparison of skeleton curves of assembled and cast-in-place specimens

圖13 能量等值法Fig.13 Energy equivalence method

（1）屈服前試件PRCS-N6的初始剛度最大，骨架曲線(xiàn)較陡，呈直線(xiàn)；而試件PRCS-N6的軸壓比也是最大的，這符合隨著軸壓比的增大裝配式RCS梁柱組合件的初始剛度也隨之增大的規(guī)律。

（2）當(dāng)軸壓比由0.135 增大到0.203 時(shí)，試件的峰值荷載從PRCS-N2 的125.64 kN 變?yōu)镻RCS-N5 的132.98 kN，提升了6%。由此可見(jiàn)承載能力隨著軸壓比的增大而變強(qiáng)。

（3）梁鉸破壞的試件能夠很好的發(fā)揮鋼梁的塑性耗能能力，承載能力和抗震性能明顯優(yōu)于構(gòu)造破壞的試件。當(dāng)達(dá)到極值荷載后，雖處于較大位移角作用下，其承載能力有少許降低，但也未出現(xiàn)明顯下降現(xiàn)象。這是因?yàn)楸驹囼?yàn)設(shè)計(jì)的鋼梁滿(mǎn)足《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)（GB 50017-2017）》表3.5.1中S1級(jí)截面板件寬厚比等級(jí)，該等級(jí)可達(dá)全截面塑性，保證塑性絞具有塑性設(shè)計(jì)要求的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，且在轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程中承載力不降低，稱(chēng)為一級(jí)塑性截面，也可稱(chēng)為塑性轉(zhuǎn)動(dòng)截面。

（4）由于裝配處鋼板箍的約束作用，試件承載能力有些許提高，試驗(yàn)中后期鋼梁均表現(xiàn)出良好的塑性發(fā)展趨勢(shì)，表明柱-柱裝配合理，結(jié)構(gòu)傳力可靠。

2.5 剛度退化

剛度退化能夠很好的反映結(jié)構(gòu)的累積損傷情況［14］。由《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》［10］的相關(guān)規(guī)定，可以由各級(jí)位移幅值加載下對(duì)應(yīng)的峰值點(diǎn)荷載和相應(yīng)的位移值按照式（1）計(jì)算可得裝配式RCS梁柱組合件的割線(xiàn)剛度Ki。將各個(gè)試件的割線(xiàn)剛度-位移曲線(xiàn)繪于圖14。

式中：＋Pi、-Pi分別表示第i次正、反向加載下骨架曲線(xiàn)的荷載值；＋Δi、-Δi分別表示第i次正、反向加載下骨架曲線(xiàn)的位移值。

由圖14經(jīng)分析可得：

圖14 剛度退化曲線(xiàn)Fig.14 Stiffness degradation curve

（1）發(fā)生構(gòu)造破壞時(shí)試件（PRCS-N4）的剛度小于發(fā)生梁鉸破壞的試件（PRCS-N1、PRCS-N2、PRCSN3、PRCS-N5），而且發(fā)生構(gòu)造破壞的試件（PRCS-N4）剛度退化更快。

（2）6 個(gè)試件中，試件PRCS-N6 的軸壓比和初始剛度均為最大，再次呈現(xiàn)了隨著軸壓比的增大，試件初始剛度也隨之增加的規(guī)律。

（3）在加載初期，試件的割線(xiàn)剛度退化較快，隨著加載位移的增大，試件逐漸屈服，極大地發(fā)揮了鋼梁的塑性耗能能力，剛度退化的速率也隨之減緩。

（4）裝配、現(xiàn)澆初始剛度大體相似，當(dāng)試驗(yàn)加載進(jìn)行到24 mm 后，裝配試件剛度退化速率的變緩程度更為明顯，表明裝配處鋼板箍對(duì)剛度退化起到了一定的抑制作用。

2.6 延性

延性是結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)，能夠較好的描述結(jié)構(gòu)在達(dá)到屈服荷載后，但尚未下降至85%的過(guò)程中，所表現(xiàn)的變形能力［15］。文中采用延性系數(shù)μ來(lái)定量描述結(jié)構(gòu)的延性，計(jì)算公式如式（2）：

式中：Δu表示試件破壞時(shí)的位移；Δy為試件屈服時(shí)的位移。

對(duì)比表6、表7可得試件的延性特征（因制作原因造成構(gòu)造破壞試件剔除，因?yàn)椴环显O(shè)計(jì)原則，研究其延性沒(méi)有意義）：

（1）構(gòu)件符合設(shè)計(jì)原則，發(fā)生梁鉸破壞時(shí)，隨著軸壓比的增大，延性系數(shù)有所降低，但降低并不明顯，這是因?yàn)殇摿呵笞冃魏艽?，控制了組合件的變形，柱的變形只是很小一部分，而軸壓比主要影響柱變形。

（2）梁鉸破壞的裝配式RCS 梁柱組合件的延性系數(shù)均接近或超過(guò)3.0，表明節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的構(gòu)造合理，具有較好的延性性能。

2.7 耗能

文中采用等效粘滯阻尼系數(shù)he來(lái)表征組合件在地震作用過(guò)程中的耗能能力。該系數(shù)通過(guò)滯回環(huán)所圍面積進(jìn)行計(jì)算，其值的大小與耗能能力成正比［16］，計(jì)算公式如下：

式中：SABC+SCDA表示滯回環(huán)所包圍的面積；SOBE+SODF表示三角形OBE與三角形ODF的面積之和，如圖15 所示［17］。從式（3）可以看出he越大則對(duì)應(yīng)的滯回環(huán)越飽滿(mǎn)，即耗能能力越強(qiáng)。

圖15 滯回環(huán)面積示意圖Fig.15 Schematic diagram of hysteresis loop area

將不同層間位移角下的水平位移Δ與等效粘滯阻尼系數(shù)he建立關(guān)系曲線(xiàn)，如圖16所示。經(jīng)分析可知：

圖16 耗能曲線(xiàn)Fig.16 Energy consumption curve

（1）隨著水平位移的增加，各個(gè)試件的等效粘滯系數(shù)均表現(xiàn)出增大趨勢(shì)，說(shuō)明大的層間位移角下耗能性能有所提高。

（2）對(duì)比曲線(xiàn)可見(jiàn)，軸壓比較大的試件，其等效粘滯系數(shù)較小，表明裝配式RCS 梁柱組合件的等效粘滯系數(shù)隨軸壓比增大而減小，即隨著軸壓比的增大，試件的耗能能力減弱。

（3）現(xiàn)澆和裝配式試件均表現(xiàn)出良好的耗能能力，說(shuō)明蜂窩鋼梁梁柱組合件具有良好的抗震性能。

綜上可見(jiàn)：

（1）設(shè)計(jì)的6個(gè)試件中除PRCS-N4、PRCS-N6外，其余均發(fā)生梁端彎曲的梁鉸破壞。發(fā)生梁鉸破壞時(shí)試件的承載力相對(duì)較高，滯回曲線(xiàn)呈梭形且較為飽滿(mǎn)。

（2）對(duì)發(fā)生梁鉸破壞的試件，軸壓比對(duì)抗震性能有一定影響，但影響不大。因?yàn)榘l(fā)生梁鉸破壞時(shí)，組合件的變形由鋼梁控制，軸壓比主要影響柱的變形。軸壓比增大時(shí)，試件的承載能力有所提高，但試件的耗能能力和延性均有所降低。

3 有限元分析

3.1 模型建立

3.1.1 材料本構(gòu)關(guān)系和強(qiáng)化模型

利用ABAQUS對(duì)梁柱組合件進(jìn)行建模分析，混凝土采用塑性損傷本構(gòu)模型［18］，除鋼梁外，其余鋼構(gòu)件均采用普通雙折線(xiàn)本構(gòu)模型［19］。考慮到低周往復(fù)荷載對(duì)蜂窩鋼梁的循環(huán)作用，選用二折線(xiàn)隨動(dòng)強(qiáng)化模型［20］。試驗(yàn)材料參數(shù)取自表3。

3.1.2 關(guān)鍵部件之間的接觸關(guān)系設(shè)置

由于各部件在節(jié)點(diǎn)及裝配處復(fù)雜交匯，要有效模擬裝配式RCS梁柱組合件在反復(fù)荷載作用下的抗震性能，準(zhǔn)確定義各部件之間關(guān)系是模擬成功的關(guān)鍵。采用面與面接觸和tie約束關(guān)系來(lái)建立節(jié)點(diǎn)處各部分之間的接觸關(guān)系，其中，以螺栓表面與螺帽內(nèi)側(cè)面為接觸面，外伸端板孔洞與外表面為目標(biāo)面，同時(shí)外伸端板內(nèi)表面與鋼板箍外表面建立另一接觸對(duì)；在試驗(yàn)過(guò)程中，并未發(fā)現(xiàn)鋼板箍與混凝土柱出現(xiàn)滑移分離現(xiàn)象，鋼板箍與柱面采用綁定關(guān)系；對(duì)于高強(qiáng)螺栓與混凝土柱之間，分別對(duì)內(nèi)置、綁定和接觸3種關(guān)系進(jìn)行試算，發(fā)現(xiàn)綁定與試驗(yàn)結(jié)果最相近，故采用此種方式定義兩者關(guān)系。在外包鋼管柱-柱接頭處，為防止在往復(fù)加載過(guò)程中栓桿側(cè)向拔出，螺栓桿通過(guò)滿(mǎn)焊方式焊接于外包鋼管之上，故此處定義可采用tie約束；又因?yàn)轭A(yù)留孔洞與栓桿、柱端與外包鋼管之間采用細(xì)密灌漿料從上而下充分填充，且根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果裝配處連接性能可靠，故同樣采用tie約束來(lái)定義它們之間的關(guān)系，根據(jù)裝配式建筑特點(diǎn)，預(yù)制上下柱交界處則定義接觸關(guān)系，界面切向行為按照美國(guó)建筑結(jié)構(gòu)規(guī)范，對(duì)有意進(jìn)行摩擦處理的界面，摩擦系數(shù)取1.0，法向定義為“硬接觸”。

3.1.3 有限元模型及網(wǎng)格劃分

由于有限元模型各部件開(kāi)孔較多且模型復(fù)雜，如果直接進(jìn)行網(wǎng)格劃分，得到較差的有限元單元，嚴(yán)重影響計(jì)算精度，甚至可能會(huì)造成結(jié)果不收斂，故網(wǎng)格劃分之前首先要對(duì)各部件進(jìn)行分區(qū)，著重去除部件中的折角與曲面，然后進(jìn)行網(wǎng)格劃分，同時(shí)節(jié)點(diǎn)和裝配處受力復(fù)雜，為使結(jié)果更收斂，將兩處分區(qū)后進(jìn)行更加細(xì)密的網(wǎng)格劃分。所有實(shí)體部件均采用掃略中性軸算法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，由ABAQUS 生成相應(yīng)網(wǎng)格，網(wǎng)格模型如圖17所示。

圖17 試件整體有限元模型Fig.17 The overall finite element model of the specimen

3.1.4 邊界條件及荷載施加

同試驗(yàn)一致，鋼梁與RC 柱兩端均為鉸接，同時(shí)防止試件發(fā)生平面外轉(zhuǎn)動(dòng)或位移，對(duì)相應(yīng)的自由度進(jìn)行約束。在加載點(diǎn)位置添加剛性墊塊，防止此處混凝土變形過(guò)大，影響結(jié)果精度。有限元模型共設(shè)計(jì)4個(gè)分析階段，第1 階段施加螺栓預(yù)緊力；第2 階段固定螺栓變形后的長(zhǎng)度并進(jìn)行軸力的預(yù)加載，其值約為目標(biāo)荷載的1%，以防軸力過(guò)大，引起計(jì)算不收斂，此次對(duì)試驗(yàn)PRCS-N5分析驗(yàn)證，故軸力大小為4 666 N；第3階段施加豎向載荷，大小為466 600 N；第4階段進(jìn)行循環(huán)往復(fù)分析，加載制度與圖5一致。

3.2 結(jié)果驗(yàn)證

3.2.1 破壞形態(tài)對(duì)比

對(duì)已經(jīng)建立的有限元模型進(jìn)行加載，試件的破壞形態(tài)與試驗(yàn)吻合度較高，均為蜂窩鋼梁梁端第一個(gè)蜂窩孔洞處的梁鉸破壞，試驗(yàn)和模擬的最終結(jié)果對(duì)比如圖18所示。

圖18 試驗(yàn)和模擬的最終結(jié)果對(duì)比圖Fig.18 Comparison chart of the final results of the experiment and simulation

3.2.2 骨架曲線(xiàn)對(duì)比

圖19 為試件PRCS-N5 的試驗(yàn)骨架曲線(xiàn)和模擬骨架曲線(xiàn)的對(duì)比。從中可以看出，試件PRCS-N5 的計(jì)算得到的模擬骨架曲線(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，有限元分析的試件最大承載力和試驗(yàn)值基本一致，表明此模型是準(zhǔn)確的，精度較高。另外，由圖11 的試驗(yàn)試件的骨架曲線(xiàn)和圖20的有限元分析的骨架曲線(xiàn)，通過(guò)圖20的試驗(yàn)和有限元結(jié)果對(duì)比相聯(lián)系，可知所有試驗(yàn)試件和有限元模擬結(jié)果的骨架曲線(xiàn)都能夠高度吻合。這為后續(xù)的擴(kuò)大參數(shù)分析奠定了良好的基礎(chǔ)。

圖19 PRCS-N5試驗(yàn)與模擬骨架曲線(xiàn)的對(duì)比Fig.19 Comparison of PRCS-N5 test and simulated skeleton curve

圖20 PRCS-N7～PRCS-N16的骨架曲線(xiàn)Fig.20 Skeleton curve of PRCS-N7～PRCS-N16

3.3 擴(kuò)大參數(shù)分析

通過(guò)變化軸壓比對(duì)6個(gè)裝配式RCS 梁柱組合件進(jìn)行研究，其試驗(yàn)軸壓比相對(duì)較小，為了滿(mǎn)足工程實(shí)際應(yīng)用，加大軸壓比對(duì)已經(jīng)建立的有限元模型進(jìn)行擴(kuò)大參數(shù)分析。模擬的試驗(yàn)工況如表6所示。

表6 模擬的試驗(yàn)工況Table 6 Simulated test conditions

3.3.1 骨架曲線(xiàn)及延性

不同軸壓比下各個(gè)試件的骨架曲線(xiàn)匯總于圖20。并按前述方法將骨架曲線(xiàn)特征點(diǎn)列于表7。

表7 裝配式RCS梁柱組合件模擬骨架曲線(xiàn)主要特征點(diǎn)Table 7 The main characteristic points of the simulated skeleton curve of the prefabricated RCS beam-column assembly

通過(guò)對(duì)比圖20和表7中的PRCS-N7～PRCS-N16可知：

（1）試件承載能力均較大，但隨著軸壓比的提高最大承載力均有所提高，但提高程度不夠明顯。這是因?yàn)?，?duì)符合設(shè)計(jì)“強(qiáng)柱弱梁，節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”設(shè)計(jì)原則的梁柱組合件，由于鋼梁屈服形成梁鉸而柱仍處于彈性狀態(tài)，所以，組合件的受力和變形性能由鋼梁控制，而軸壓比主要影響柱的受力和變形性能，組合件的受力和變形性能受柱的影響很小，因而，軸壓比對(duì)組合件的受力和變形性能影響很小。

（2）同樣，隨著軸壓比的增大，屈服荷載也略有提高。

（3）加載到位移幅值150 mm 時(shí)，最大承載力尚處于上升階段，可以看出延性性能較為優(yōu)越。PRCS-N7 的軸壓比最小，延性系數(shù)最大，表明延性隨軸壓比的增大而略有降低（原因同（1））。

3.3.2 剛度退化

根據(jù)前述方法將PRCS-N7～PRCS-N16的剛度退化-位移特征曲線(xiàn)匯總于圖21。經(jīng)分析可知：

圖21 PRCS-N7～PRCS-N16剛度退化曲線(xiàn)Fig.21 PRCS-N7～PRCS-N16 stiffness degradation curve

（1）試件PRCS-N16 的軸壓比和初始剛度均為最大，也呈現(xiàn)了試件的初始剛度隨軸壓比的增加而增大的規(guī)律。

（2）在試件加載初期，各個(gè)試件的剛度退化較快，剛度退化速率隨著加載位移的增加而減小。軸壓比對(duì)剛度退化的影響也不大，原因同軸壓比承載力和延性的影響。

4 結(jié)論

（1）文中建立的有限元分析模型所得模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，能夠較好的滿(mǎn)足裝配式RCS 梁柱組合件在低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能擴(kuò)大參數(shù)分析。

（2）通過(guò)現(xiàn)澆試件的對(duì)比，可以驗(yàn)證文中所設(shè)計(jì)的柱-柱接頭能夠滿(mǎn)足荷載的傳遞，其受力性能可以和現(xiàn)澆試件媲美。并且保證混凝土柱澆筑質(zhì)量的裝配式RCS 梁柱組合件的破壞形態(tài)很好的實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)柱弱梁，節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的抗震設(shè)計(jì)原則。

（3）軸壓比對(duì)發(fā)生梁鉸破壞的組合件抗震性能影響不明顯，隨著軸壓比的增大，組合件的初始剛度略有提高，剛度退化速率略有加大，延性和耗能能力略有減弱。在一定程度上，增大軸壓比使承載能力略有提高。表明軸壓比對(duì)按照“強(qiáng)柱弱梁，節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的抗震設(shè)計(jì)原則設(shè)計(jì)的裝配式混凝土柱蜂窩鋼梁組合結(jié)構(gòu)的抗震性能影響不大，這種情況下，軸壓比已經(jīng)不再是控制其抗震設(shè)計(jì)的主要因素。尤其是通過(guò)橫向鋼筋形成的約束高強(qiáng)混凝土柱鋼梁（RCS）組合結(jié)構(gòu)，更是如此。這正是文中研究的創(chuàng)新點(diǎn)所在。