张 杰，龙思宇

(西南交通大学，四川成都 610031)

为了更好地解决大型城市中用地资源不足以及交通拥堵的问题，TOD(交通引导开发)模式越来越多地被运用于城市建设当中。该模式中地下部分为交通枢纽，上部则多为商住区，造成该结构体系下部柱网跨度大而上部柱网较密，需要设置存在该类异型节点的转换层。为明确节点的受力机理和承载能力，建立相应的理论体系，完善设计方法，需要对其进行深入研究。

目前，国内对异型节点的研究还处在探索阶段。对于RC节点，白国良[1]进行了8组钢筋混凝土异型节点的试验，提出由截面较小的梁柱决定“小核芯”的概念，认为框架异型节点的承载能力取决于节点的“小核芯”；张淑云[2]等对9个异型节点进行了试验研究并提出了异型节点抗剪承载力计算公式；吴涛[3]针对火力发电厂中存在的高梁变截面柱构成的异型边节点进行了静力试验，结果表明该类节点初裂荷载和极限荷载明显低于常规节点。对于SRC节点，周长斌[4]、李超[5]、李晨[6]、杨晓丽[7]等人研究了剪力墙对节点抗震性能的影响，轴压力的有利作用以及节点两侧梁柱截面变化对节点抗震性能的影响，并对SRC异型节点的受力机理和承载力计算方法进行研究和分析，提出了抗剪承载力计算公式。

针对转换层中出现的该类异型节点，本文按照“强构件，弱节点”的原则设计了多组的SRC及RC异型节点模型，并对其进行了非线性有限元分析。根据有限元分析结果，明确了异型节点在受力机理和失效模式上的特征，分析了梁柱截面变化对失效模式与承载能力的影响，对比了SRC与RC异型节点的异同。

1 异型节点模型

1.1 节点尺寸及配筋

根据某转换结构中的异型节点，按照1∶4的缩尺比得到原型节点RC-1与SRC-1。在原型节点的基础上，保持配筋率不变，改变上柱与右梁的截面尺寸设计了其余的异型节点与常规节点。各节点设计参数如表1、表2所示。

表1 原型节点尺寸及配筋(RC-1与SRC-1) mm

1.2 有限元模型

节点混凝土强度等级为C40，单元类型为八节点六面体单元(C3D8R)，材料属性采用Abaqus中的塑性损伤模型。其受压应力应变关系根据GB50010-2010《混凝土结构设计规范》[8]得到如图1所示应力-应变曲线。混凝土受拉则采用应变能定义，据欧洲规范[9]：Gf=α(0.1fc)0.7。

表2 其余节点变化参数 mm

图1 混凝土单轴应力-变曲线

节点纵筋与箍筋均采用HRB335，SRC节点中的型钢强度等级为Q345。钢筋单元类型为两结点空间线性梁单元(B31)，型钢单元类型为八节点六面体单元(C3D8R)。钢材本构关系为带强化阶段的弹塑性模型，其应力应变关系如式(1)所示。

(1)

1.3 模型网格划分

本节点应用分离式的方法建模，混凝土与型钢均用实体单元建模而钢筋则采用梁单元建模。混凝土与型钢几何上为一整体，切割后分别赋予材料，钢筋则内置于混凝土当中。本文分析中单元最大尺寸为20mm×20mm×20mm。网格划分如图2所示。

图2 网格划分示意

1.4 边界条件与荷载

由于该异型节点的特殊性，将传统加载模式的单推上柱改为上下柱端同时施加水平位移荷载。为保证各构件保持达到极限承载能力的时间大致相同，需要按照上下柱端等转角的原则对结构进行单调加载。考虑节点的非对称性，需要逆时针与顺时针两种加载工况。区别于传统节点，本节点为超静定的边界条件。加载方式与边界条件如图3所示。

(a)逆时针加载

2 有限元结果及分析

2.1 节点核心区破坏验证

为了研究节点核心区的承载能力，要保证“强构件，弱节点”即不允许构件先于核心区发生破坏，需要验算单个构件的极限承载力大于其在节点模型中的极限反力。以SRC-1为例，其节点构件极限承载力与其极限反力对比如表3所示。经计算，所有节点模型均为“强构件，弱节点”。

表3 节点内构件反力与单构件承载力比较

2.2 节点失效模式分析

对于常规节点，其失效模式为经典的混凝土斜压杆理论，在剪力作用下，混凝土主拉应力方向开裂而主压应力方向形成“斜压杆”抗剪。经计算发现，斜压杆抗剪仍适用于异型节点。不同于常规节点的矩形柱状斜压杆，由于小柱与小梁的受压区位置影响，异型节点会形成锥状甚至是双斜压杆(图4)。

(a)常规节点与异型节点斜压杆形成示意

由于节点的非对称性，不同加载方向会形成非对称的受压区，进而逆时针加载时出现较明显的双斜压杆，而顺时针则出现锥状斜压杆。以SRC-1为例，不同加载方向时斜压杆情况如图5所示。

(a)逆时针与顺时针加载斜压杆示意

以SRC-1与RC-1为例对比SRC异型节点与RC异型节点的云图(图6)，RC节点由于无型钢作用，双斜压杆均匀笔直，传力路径清晰。SRC节点核心区混凝土在型钢翼缘所形成框架作用下，斜压杆明显在翼缘框架内发生变形，由类似于RC节点的直杆向两侧扩散形成弧形斜压杆。

图6 SRC与RC异型节点斜压杆对比

各节点达到极限承载力时混凝土最小主应力(主压应力)云图如图7所示。对比SRC-1与SRC-2、RC-1与RC-2可见扩大上柱截面，斜压杆分布更宽；对比SRC-1与SRC-3、RC-1与RC-3可见右梁截面高度增加使双斜压杆间距增加且更加陡峭。

2.3 节点核心区剪力计算方法

节点整体受力模型见图8(a)，核心区受力简化见图8(b)。以节点核心区为对象，根据平衡可求得1-1截面剪力，公式如下：

Vj=Vu-Tr-Cl

(2)

Tr=VrL2/hw2

(3)

Cl=VlL1/hw1

(4)

式中：Vj为节点核心区剪力；Tr为右梁作用于核心区水平拉力；Cl为左梁作用于核心区水平压力；L1L2为左梁与右梁长度；VuVrVl为各支座支反力；hw1为左梁截面有效高度，对SRC节点取型钢翼缘重心间距，对RC节点取纵筋重心间距；hw2为右梁截面有效高度，取纵筋重心间距。

图7 各异型节点混凝土应力云

2.4 有限元计算结果分析

不同节点下柱端反力位移曲线如图9所示。

(a)节点整体受力

图9 不同节点下柱端反力位移曲线

对比逆时针与顺时针加载时的曲线，可见由于节点的非对称性，虽然下柱端极限位移较接近，但不同加载方向水平极限反力有明显差距。

对比SRC节点与RC节点，SRC节点由于存在型钢，其极限反力明显大于RC节点。观察曲线趋势，可见由于钢材强度远大于混凝土，缺少型钢的RC节点后期承载力下降明快于SRC节点。

对比SRC-1与SRC-3、RC-1与RC-3，发现增加右梁截面高度，下柱端水平极限反力有所提高。说明增加小梁截面高度会增大下柱承受的弯矩。对比SRC-1与SRC-2与SRC-4以及RC-1与RC-2与RC-4，可见上柱截面增大而下柱水平极限反力下降。这是由于截面增大后小柱会承担更多的荷载。

由前文所述核心区剪力计算公式，算得各节点核心区剪力见表4。分析结果表明：

(1)对比SRC-1与SRC-4、RC-1与RC-4，由于上柱与右梁未配置型钢，SRC异型节点抗剪承载力明显低于常规节点，而RC异型节点承载力未见明显下降；

(2)观察各节点在不同加载方向时的抗剪承载力，发现顺时针加载时的极限剪力要比逆时针加载高出10 %～15 %。由前文可知不同的加载方向会形成不同形式的斜压杆，传力路径的改变导致节点的抗剪承载力出现差别；

(3)由于型钢腹板具有较强的抗剪能力，SRC节点的抗剪承载力较RC节点高出一倍以上；

(4)对比SRC-1与SRC-2、RC-1与RC-2，扩大上柱截面导致核心区受剪面有效宽度增加，从而提高了节点的抗剪承载力。对比SRC-1与SRC-3、RC-1与RC-3，虽然右梁截面变高，但节点抗剪承载力却有所降低。这是由于在一定范围内增加右梁高度会使斜压杆变陡，不利于核心区混凝土抗剪。

表4 各节点核心区剪力计算结果 kN

3 结论

通过对8组节点的有限元模拟，分析了SRC与RC异型节点在失效模式与抗剪承载力上各自的特征，得出以下主要结论：

(1)不同于常规节点的柱状斜压杆，异型节点在不同的加载方向下核心区会形成锥形斜压杆与双斜压杆，并且其抗剪承载力也会有明显区别。

(2)SRC异型节点由于型钢翼缘的作用，其斜压杆在RC异型节点的基础上发生了变形和扩散，形成了弧形的斜压杆。且型钢的存在也明显提高了异型节点的抗剪承载力。

(3)增加异型节点中小柱的宽度会提高节点的抗剪性能，而增加小梁高度导致斜压杆变陡时这对混凝土抗剪不利。

该类异型节点结构形式与传力机理复杂，本文仅研究了几组参数的影响，且局限于有限元模拟，为了建立该类异型节点的计算方法，尚需进行广泛参数的试验和理论分析研究。