板钉连接CFST 柱-RC 梁节点梁端塑性铰区受力性能数值模拟1

2022-08-10阚吉平赵玉坤李振宝

震灾防御技术 2022年2期

马华阚吉平赵玉坤李振宝

（北京工业大学，城市与工程安全减灾教育部重点实验室, 北京 100124）

引言

竖板-栓钉连接钢管混凝土（CFST）柱-钢筋混凝土（RC）梁节点体系在我国高层、超高层建筑中得到了越来越广泛的应用。由于高层建筑结构竖向荷载较大，相对于CFST 柱而言，RC 梁一般较弱，在地震作用下梁端易发生损伤或破坏，即节点抗震性能往往取决于梁端塑性铰区域的力学性能，特别是受RC 梁与CFST 柱连接方式的影响较大，因此研究梁端塑性铰区域受力性能，结合RC 梁与CFST 柱连接方式对影响规律进行研究，对于建立可靠的设计理论和方法、减小震害损失具有重要意义。

姚玉生（1981）提出将RC 梁上的塑性铰从紧靠柱面的位置外移，可使节点核心区始终处于弹性阶段，从而达到保护节点核心区的目的。聂建国等（2006）对3 个方钢管混凝土柱与钢-混凝土组合梁连接的内隔板式节点试件进行低周往复荷载试验，结果表明该节点在梁端塑性铰破坏模式下仍具有较高的承载力和耗能能力。王作虎等（2010）进行了芳纶布（AFRP）加固钢筋混凝土框架节点的抗震性能试验，加固后的梁柱节点极限承载力和抗震性能得到显著提高。Park 等（2011）对3 个采用了足尺外包U 形钢-混凝土组合梁-H形钢柱节点试件进行了拟静力试验，在钢梁上下翼缘焊接端板加强梁截面或在预测的塑性铰区域设置泡沫聚苯乙烯削弱梁截面，发现节点具有较高的承载力和良好的变形能力。王燕等（2016）进行了梁端翼缘削弱型节点空间钢框架低周往复荷载试验，发现梁端翼缘削弱型节点塑性铰均外移至圆弧削弱区域，提高了钢框架整体抗震性能和耗能能力。杨成苗等（2019）对梁端局部无黏结钢筋混凝土悬臂梁的承载力进行了仿真分析，发现梁端局部无黏结段的设置可提高梁极限承载力。Liu 等（2019）提出了装配连接区域位于梁中间段的新型节点，并进行试验研究，结果表明节点可实现塑性铰远离柱边缘，并提高了节点抗震性能。冯帅克等（2021）通过对混合梁端型钢翼缘削弱式节点开展低周往复加载试验，发现翼缘削弱节点试件在翼缘削弱区形成塑性铰，表现出更好的延性和耗能能力。时建新等（2021）对外包波纹钢-混凝土组合梁与波纹钢-钢管混凝土柱节点进行了低周往复荷载试验，节点在梁端塑性铰区域发生弯曲破坏，随着梁柱线刚度比的增加，节点承载力和耗能能力均有所提高。马哲昊等（2021）提出了在钢筋混凝土框架梁端采用机械铰及附加消能钢板连接的节点构造，通过低周往复试验和数值模拟研究，发现塑性铰可控制在附加钢板中间开缝段，节点承载力和耗能能力得到增强。

Li 等（2019）提出了竖板-栓钉的板钉组合连接方式，保证了CFST 柱-RC 梁节点连接性能，发现梁端塑性铰从根部向竖板外端迁移，节点具有良好的抗震性能。本文基于Li 等（2019）的试验，建立CFST 柱-RC 梁节点试件（SSJD）拟静力加载有限元模型，在节点损伤情况、荷载-位移曲线等数值模拟结果与试验结果吻合较好的基础上，进一步开展RC 梁混凝土强度、配筋率ρs和连接竖板长度Lb及界面连接情况等对CFST 柱-RC 梁节点梁端塑性铰区域力学性能的影响，结合CFST 柱与RC 梁连接方式，研究梁端塑性铰区域受力性能及变化规律，为建立可靠的设计理论和方法提供依据。

1 试验概况

采用Li 等（2019）设计的CFST 柱-RC 梁节点试件（图1），其中，d0为钢管孔径，d1为穿过孔的钢筋直径。钢管管壁开穿筋孔，使纵筋穿过，以传递弯矩，穿筋孔处设置加固管片，弥补管壁开孔对钢管的削弱。在管壁上与梁连接的部位焊接栓钉、竖板，以传递剪力。在竖板上焊接栓钉，以加强混凝土与钢板的相互作用。

图1 试件SSJD（单位：毫米）Fig. 1 The size of SSJD specimen（Unit：mm）

首先在柱顶施加设计轴压比为0.3 的恒定轴压荷载8 407 kN，然后通过控制位移，在梁上距梁柱界面2 635 mm 处施加低周往复荷载，当RC 梁纵筋屈服前，以5 mm 为级差进行加载，当RC 梁纵筋屈服后，以约1 倍的屈服位移（20 mm）为级差进行加载，每级循环2 次，加载至试件出现破坏特征，加载制度参考Li等（2019）的研究。RC 梁混凝土强度等级为C35，CFST 柱内混凝土强度等级为C50，钢筋为HRB400 级，钢管、竖板、钢盖板、加固管片、栓钉采用Q345 级钢材。材料力学性能通过标准材料试验测得，如表1、表2 所示。

表1 混凝土力学性能参数Table 1 Mechanical property parameters of concrete

表2 钢材力学性能参数Table 2 Mechanical property parameters of steel

2 有限元数值模拟分析

2.1 单元类型与界面模拟

混凝土、钢管、竖板、钢盖板、加固管片和栓钉均采用空间三维缩减积分实体单元C3D8R 模拟，钢筋和箍筋均采用二节点直线桁架空间单元T3D2 模拟。钢管、竖板、栓钉和加固管片通过焊接连接，建模时将以上部件合并为钢结构部分，使传力更接近实际情况。竖板、栓钉与钢筋“嵌入（Embedded）”到RC 梁中，钢管与混凝土之间的界面接触采用表面与表面接触（Standard），钢管表面为主表面，混凝土表面为从表面，接触作用属性为法向“硬接触”、切向“罚”函数，钢管与管内混凝土之间的摩擦系数取0.6（尧国皇等，2010），钢管与RC 梁混凝土之间的摩擦系数取0.35（宋毛毛，2013）。垫块与RC 梁、钢盖板与CFST 柱均采用“绑定（Tie）”约束，在垫块和钢盖板表面分别设置参考点XRP-2、XRP-3和XRP-1、XRP-4，参考点与表面为耦合约束。

2.2 边界条件与网格划分

柱底释放绕x轴的转动（U1=0，U2=0，U3=0，UR2=0，UR3=0），柱顶释放沿y轴的平动和沿x轴的转动（U1=0，U3=0，UR2=0，UR3=0），柱底和柱顶的边界约束条件分别施加在参考点XRP-4、XRP-1处。在分析步中设置step1 和step2，step1 中对柱顶施加恒定的轴压荷载，step2 中对梁端施加位移荷载，轴压荷载施加在参考点XRP-1处，位移荷载施加在参考点XRP-2、XRP-3处。采用结构化网格划分技术，得到规则的六面体，具有较高的计算精度和效率。建立的SSJD 有限元模型如图2 所示，定义RC 梁先向下加载的一端为N 端，另一端为S 端。

图2 试件SSJD 有限元模型Fig. 2 Finite Element Model of SSJD Specimen

2.3 材料本构关系

混凝土采用ABAQUS 软件提供的塑性损伤模型（CDP 模型）模拟（苏佶智等，2018），核心混凝土受压本构关系采用钢管混凝土考虑约束效应的应力-应变关系（刘威，2005），核心混凝土受拉本构关系和普通混凝土拉压本构关系均采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010-2010）（2015 年版）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2015）建议的混凝土单轴应力-应变曲线关系，泊松比取0.2。混凝土材料实际强度按表1 取值。钢材应力-应变关系均采用双折线强化模型，泊松比取0.3，采用Mises 屈服准则，弹性阶段的弹性模量为Es，强化阶段的弹性模量Es'取0.01Es。钢材屈服强度和极限强度按表2 取值。

2.4 节点损伤情况

ABAQUS 软件中可通过等效塑性拉、压应变（PEEQT、PEEQ）云图反映试件破坏状态。试件SSJD 等效塑性拉、压应变云图及损伤情况如图3 所示。由图3 可知，试件SSJD 在梁端荷载达峰值荷载时，竖板外侧和相应位置的梁受拉侧等效塑性拉应变云图及竖板外侧等效塑性压应变云图显示数值较大，与试验得到的实际损伤状态基本吻合；随着继续加载至极限荷载，竖板外侧和相应位置的梁受拉侧等效塑性拉应变云图及竖板外侧等效塑性压应变云图显示数值进一步增大，与试验得到的实际最终破坏状态基本一致。

图3 试件SSJD 等效塑性拉、压应变云图及损伤情况Fig. 3 Equivalent plastic tensile and compressive strain contours and damage of SSJD specimens

2.5 梁端荷载-位移曲线

由于试件S 端梁与N 端梁对称，仅以N 端梁为例，梁端荷载-位移曲线模拟结果和试验结果如图4 所示。由图4 可知，试件SSJD 在低周往复荷载作用下的滞回曲线饱满，荷载达峰值后，同级加载下强度退化较明显，骨架曲线表明试件经历了弹性、弹塑性及极限破坏阶段，反映了节点受力性能变化历程，模拟结果与试验结果吻合较好。

图4 梁端荷载-位移曲线模拟结果和试验结果Fig. 4 Beam end load-displacement simulation and test result curves

3 塑性铰区域受力性能影响因素分析

3.1 分析参数设置与主要结果

从试验和模拟结果可知，节点破坏形态为梁端竖板外侧受弯形成塑性铰区域，故选择RC 梁混凝土强度、配筋率ρs和连接竖板长度Lb作为塑性铰区域抗弯性能影响因素，通过界面连接情况研究连接界面抗剪设计的可靠性。以试件SSJD-0.5H（H为梁截面高度）为基准模型，建立塑性铰区域受力性能影响因素分析参数，如表3 所示。

表3 分析参数设置与主要结果Table 3 Analysis parameter settings and main results

位移延性系数μ依据《建筑抗震试验规程》（JGJ/T 101-2015）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2015）提供的方法计算。

3.2 RC 梁混凝土强度

试件SSJD 骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数随RC 梁混凝土强度的变化趋势如图5 所示，由图5 可知，随着混凝土强度的增加，骨架曲线趋势相近，峰值荷载变化较小，位移延性系数略有减小。不同混凝土强度下RC 梁梁端（N 端）发生破坏时的等效塑性拉应变云图如图6 所示，由图6 可知，梁端发生破坏时，塑性损伤集中区域梁单元发生明显变形，形成塑性铰，由此可反映出塑性铰区域变化；混凝土强度对塑性铰区域的影响较小。

图5 RC 梁混凝土强度对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响Fig. 5 Influence of concrete strength of RC beam on skeleton curve, peak load and displacement ductility coefficient

图6 RC 梁混凝土强度对塑性铰区域的影响Fig. 6 Influence of concrete strength of RC beam on plastic hinge region

3.3 RC 梁配筋率ρs

试件SSJD 骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数随RC 梁配筋率ρs的变化趋势如图7 所示，由图7 可知，不同配筋率下，RC 梁骨架曲线变化趋势表现为：初期呈线性上升，屈服后趋于平稳，达峰值荷载后下降。随着配筋率的增加，RC 梁峰值荷载和位移延性系数呈线性增加，承载力提高121%，延性提高68%。这是因为配筋率的增加使RC 梁截面抗弯承载力提高，且由于屈服位移基本相同，极限位移随配筋率的增大不断增大，因此位移延性系数增大。不同配筋率下RC 梁梁端（N 端）发生破坏时的等效塑性拉应变云图如图8 所示，由图8 可知，随着配筋率的增大，塑性铰区域减小。

图7 RC 梁配筋率对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响Fig. 7 Influence of reinforcement ratio of RC beam on skeleton curve, peak load and displacement ductility coefficient

图8 RC 梁配筋率对塑性铰区域的影响Fig. 8 Influence of reinforcement ratio of RC beam on plastic hinge region

3.4 连接竖板长度Lb

试件SSJD 骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数随连接竖板长度Lb的变化趋势如图9 所示，由图9 可知，不同连接竖板长度下，试件SSJD 骨架曲线变化趋势表现为：初期呈线性上升，屈服后趋于平稳，达峰值荷载后下降。随着连接竖板长度的增加，试件SSJD 峰值荷载呈线性上升趋势，位移延性系数基本呈上升趋势，这是因为连接竖板长度的增加使梁端加强区域不断变长，缩短了加载点至破坏截面的距离，由于破坏截面抗弯承载力不变，因此峰值荷载不断增大，当连接竖板长度由0.25H增至H时，承载力提高27%，延性提高22%。不同连接竖板长度下RC 梁梁端（N 端）发生破坏时的等效塑性拉应变云图如图10 所示，由图10 可知，塑性铰区域随着连接竖板长度的增加逐渐向外发展。

图9 连接竖板长度对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响Fig. 9 Influence of connecting riser length on skeleton curve, peak load and displacement ductility factor

图10 连接竖板长度对塑性铰区域的影响Fig. 10 Influence of connecting riser length on plastic hinge area

3.5 界面抗剪承载力

不同连接情况下试件SSJD 在单调加载作用下的荷载-位移曲线如图11 所示。试件SSJD-S、SSJD-V、SSJD-SV 剪跨比为0.29，通过数值模拟可得到管壁栓钉、竖板、管壁栓钉-竖板与CFST 柱之间的界面抗剪承载力。试件SSJD-RC 剪跨比为1.5，通过数值模拟可得到RC 梁截面抗剪承载力。