預制裝配式H型鋼骨混凝土柱-柱連接受力性能有限元分析

劉 震，劉繼明，吳成龍，趙凱常，陳珊珊，王鵬飛

( 青島理工大學 土木工程學院，青島 266033)

在“新時代、新動力、新理念、新技術”主題下，國家對保障性住房的重視使建筑產業化迎來了黃金時期.大力發展裝配式建筑是實現建筑產業化的必然要求，目前裝配式建筑已成為我國建設領域的基本國策.發展裝配式建筑，是當前發展低碳經濟、推進節能建筑的有效途徑.裝配式建筑能提高建筑的整體質量，降低成本，降低能耗，是我國建筑發展方向，也是現如今研究熱點[1].但裝配式建筑結構節點的安全性與復雜性制約了裝配式建筑的推廣與應用.因此，預制節點連接的可靠性與易操作性是影響裝配式建筑結構的關鍵.

目前，國內外學者對裝配式節點連接的研究取得一系列成果.汪梅等[2]提出一種新型全裝配式干式連接框架柱，通過對5個足尺框架柱低周反復加載，得出該新型干式連接裝配式柱等同現澆，利用焊接連接的全裝配式柱合理可行.SUNKUK等[3]設計了一種帶型鋼接頭的新型組合節點，將該新型節點與鋼結構進行對比分析，得出帶型鋼接頭的預制混凝土結構可明顯提高經濟性與操作性.SAEED等[4]設計一種新型梁柱連接方式，該連接方式通過螺栓連接連續預制柱與預埋型鋼構件的預制梁，結果表明該新型螺栓連接性能等同現澆整體性能.李青寧等[5]提出一種新型裝配式鋼板箍焊接栓筋連接框架柱，在不同軸壓比下對4個足尺框架柱進行低周反復加載試驗，該新型框架柱較現澆柱承載力偏高，延性偏差，其他抗震性能相當，得出鋼板箍焊接栓筋連接方式安全可靠.在此基礎上，李青寧等又提出裝配式預應力混凝土梁與高強筋約束混凝土柱連接節點[6]，由6個裝配式預應力節點試件與1個現澆節點試件進行對比試驗，該新型全裝配式連接節點采用高強螺栓將端板與混凝土柱上鋼板連接，預應力鋼筋采用螺母錨固，實現了“強柱弱梁”的設計目標，為預制裝配式框架在地震區的推廣提供理論依據和技術支持.侯光榮等[7]制作了6個足尺節點試件，對比分析新型裝配式節點(高強螺栓連接)、普通裝配式節點(套筒灌漿連接)與現澆節點的抗震性能，該新型裝配式節點具有良好的延性、耗能及承載力，新型裝配式節點梁端受彎承載力高于現澆節點及普通套筒灌漿連接裝配式節點.曹徐陽等[8]應用數值模擬方法針對裝配式節點的非線性行為特征，提出適用于濕式連接節點與干式連接節點的兩類分析模型，并同時考慮鍵槽、預應力、耗能件等局部構造措施的影響，進行了10個不同類型的裝配式節點模擬，得出數值模擬可以準確反映節點的力學行為，可為裝配式節點建模分析提供參考依據.張晉元等[9]在新型裝配式柱-柱節點拼接位置設置縱筋鎖具-鎖構造和截面齒槽狀構造，通過一個實際算例及其有限元模型對比，得出縱筋鎖具-鎖構造能夠有效傳遞縱筋應力，截面齒槽狀構造可提高柱受剪承載力.

綜上得出，焊接與高強螺栓連接屬于干式連接最常用的方式，干式連接施工操作方便，傳力可靠，但目前針對裝配式鋼骨混凝土結構節點的干式連接研究較少.為此本課題組設計了一種能夠連接模塊化的預制裝配式H型鋼骨混凝土柱(Steel Reinforced Concrete column，簡稱SRC柱)-鋼梁的節點模塊[10-12]，現已完成梁柱節點的低周往復荷載試驗，并進行了ABAQUS建模分析.該新型節點以模塊化形式實現了梁柱節點預制裝配化連接.在此基礎上，本文將重點從節點模塊對柱-柱節點的連接性能方面進行深入研究，不考慮鋼梁的影響，討論剪跨比、軸壓比與水平加載方向3個參數對新型預制裝配式柱-柱節點在靜力荷載作用下的受力性能影響，為裝配式建筑結構的優化設計和工程應用提供參考.

1 試件設計

該新型節點核心區模塊由方鋼管、耳板與節點蓋板焊接而成.預制SRC柱通過節點模塊與基座連接，SRC柱截面尺寸350 mm×350 mm，其內部預埋H 150 mm×150 mm×7 mm×10 mm型鋼、4 根直徑20 mm的HRB400縱筋、箍筋直徑8 mm間距100 mm，外包C40混凝土，SRC柱端部通過型鋼焊接柱端連接端板.試件所有鋼材采用Q345B 級鋼.SRC柱與節點模塊通過8個S10.9的M20高強螺栓栓接，縱筋近節點端套絲后穿過柱端連接端板與節點蓋板，通過螺母錨固在端板上.新型裝配式節點具體構造如圖1所示，試件各部件均可在加工廠預制生產，之后運輸到施工現場進行裝配.圖1(a)中L為長度，通過調整L值來改變剪跨比.各試件的主要參數設計見表1.

表1 試件參數設計

2 建立有限元模型

2.1 材料屬性

1) 混凝土本構關系.混凝土選用損傷塑性模型，塑性參數的選取參考文獻[13]，取值見表2，并根據《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)建議，選取C40混凝土單軸應力-應變曲線如圖2(a)(b)所示.

表2 塑性參數

2) 鋼筋、鋼材與螺栓本構.Q345B鋼材彈性模量取2.06×105MPa，密度為7.8×103kg/m3，泊松比為0.3.均采用簡化的二折線本構模型，計算過程中依據Von-Mises屈服準則及相關流動法則判斷是否屈服.單調加載應力-應變關系曲線分別如圖2(c)(d)(e)所示.

圖2 材料應力-應變曲線

2.2 單元選取、網格劃分與標定

試件采用分離式建模，混凝土、鋼材和高強螺栓采用C3D8R(八節點六面體線性減縮積分單元)實體單元，在彎曲荷載作用下，線性減縮積分單元不會出現剪切自鎖問題.箍筋和縱筋采用T3D2(兩節點線性三維桁架單元)桁架單元[14].

網格的劃分關系到有限元結果的精度，對節點核心區、螺栓與柱近節點200 mm區域網格進行加密，節點模塊下部基座采用較稀疏網格，因不分析該部分的受力狀態.為驗證網格劃分的合理性，建立1個標準試件(XJZ-1)與5個標定試件(BD1，BD2，BD3，BD4與BD5)進行網格無關性驗證標定，比較試件的極限荷載和節點模塊受力云圖.

在進行網格無關性驗證標定時，網格數量主要通過調整網格全局種子密度和鋼材(柱H型鋼翼緣、腹板與柱端連接端板、節點蓋板)厚度方向的網格層數，試件XJZ-1的網格數為46 956個，5個標定試件BD1，BD2，BD3，BD4與BD5網格數目分別為72 884，43 220，43 902，59 694與73 208個.網格數量與極限荷載對比如圖3所示，將試件網格數量與極限荷載進行統計對比.試件XJZ-1的極限荷載為137.35 kN.試件BD2與BD1的極限荷載分別為142.65與136.39 kN，較試件XJZ-1極限荷載分別提高3.86%與降低0.7%；試件BD3， BD4與BD5的極限荷載分別為110.66，143.38與146.39 kN，分別降低19.43%、提高4.39%，6.58%.除試件BD3，隨著網格數量的改變，極限荷載變化幅度小，基本接近.網格數量與運算時間對比如圖4所示，隨著網格數量的增大與減小，模型運算時間隨之增多與減少.

選取各試件破壞時的節點模塊應力云圖進行比較.由應力云圖5中(a)(b)(c)可以看出，改變網格全局種子密度，節點模塊應力分布接近，變形一致.比較圖5中(a)與(d)(e)(f)，沿厚度方向網格層數為1層時試件BD3的破壞和應力分布明顯不同于其他試件，在受壓側耳板處產生彎曲變形，破壞時僅在受壓側方鋼管處有較大應力，因此該網格劃分設置不合理；沿厚度方向網格層數劃分為2，3與4層時，應力分布接近，變形接近一致.

圖5 各試件應力云圖

綜上所述，通過網格無關性驗證標定，得出試件XJZ-1與對比標定試件的極限荷載相差小，節點模塊應力分布與變形接近.試件XJZ-1既能滿足模型計算結果的精度，又能保證模型的破壞形態和承載力的可靠，且運算時間成本相對較少，網格選取較為合理.標準試件網格劃分如圖6所示.

圖6 網格劃分

2.3 相互作用及邊界條件

試件節點核心區方鋼管、耳板與節點蓋板的焊接，柱端連接端板與型鋼的焊接，均通過“綁定”約束進行模擬.型鋼、鋼筋與混凝土通過“嵌入”約束進行模擬.螺栓桿與鋼板螺栓孔壁，核心區節點蓋板與柱端連接端板，柱端連接端板與柱混凝土，均采用“面-面”接觸，接觸面之間允許出現小間隙，切向接觸設置為“罰函數”來模擬接觸面的切向作用，法向設置為“硬”接觸，模擬接觸面之間傳遞壓力.螺栓M20預緊力設為155 kN，縱筋與端板(蓋板)栓接預緊力設為100 kN.

將基座底面、4個側面與部分基座頂面完全固定約束，無平動與轉動.柱頂通過建立耦合點RP1將頂面Y向平動、X向與Z向轉動約束，Z向通過耦合點RP1施加710.37 kN荷載(軸壓比0.2).柱頂側面400 mm范圍通過耦合點RP2施加X向位移荷載，以5 mm為每級加載位移，直到試件破壞.邊界條件以X向水平加載為例，如圖7所示.

圖7 邊界條件

3 有限元參數分析

3.1 剪跨比的影響

長柱是指柱凈高與柱截面高度比大于4，或剪跨比大于2；短柱是指柱凈高與柱截面高度比小于等于4，或剪跨比小于等于2[15].剪跨比對柱的剪切破壞形態有明顯影響，剪跨比小于1.5，柱一般為斜壓破壞；剪跨比為1.5～2.5時，柱一般為剪切黏結破壞；剪跨比大于2.5～3.5時，一般為彎剪破壞[16].

剪跨比不同的試件在單調位移加載作用下的荷載-位移曲線如圖8所示，各試件的計算結果見表3.其中，Py為屈服荷載；δy為屈服位移；Pmax為極限荷載；Pu為破壞荷載；δu為極限位移，試件承載力下降為Pmax的85%時視為試件破壞.Ki為初始剛度，取彈性階段荷載與位移的比值.試件的延性表現的是塑性變形能力，指構件達到彈性變形極限后隨著變形的繼續增加仍可以保持承載力無明顯降低的能力，常用位移或者轉角來表示.本文采用延性系數μδ來度量，表示為μδ=δu/δy，式中δy的取值采用PARK R法，如圖9所示.在荷載-位移曲線上選取0.6Pmax對應點A，連接OA延長交過Pmax點水平線于點B，過點B做垂直線交曲線于點C，點C即為屈服點.

圖9 PARK R法

由圖8與表3可知，不同剪跨比下,加載初期荷載-位移曲線均呈現線性相關，位移增量較小荷載增量較大，試件位于彈性階段.試件XJZ-2，XJZ-3為短柱，與試件XJZ-1相比，屈服荷載均提高超過30%，初始剛度均提高超過55%，提高幅度明顯.試件XJZ-4，XJZ-5與XJZ-1均為長柱，與試件XJZ-1相比，屈服荷載分別降低21.91%與36.49%，初始剛度降低31.16%與50.57%，降低幅度明顯.加載到屈服狀態后，隨著位移的增加，荷載呈非線性增加，荷載增幅逐漸變小，曲線趨于平滑，試件XJZ-2與XJZ-3極限荷載較試件XJZ-1提高30%以上，試件XJZ-4與XJZ-5極限荷載分別降低23.49%與38.36%，之后達到極限荷載狀態.達到極限荷載后位移繼續增大，荷載逐漸下降直至達到破壞狀態.當剪跨比為1.5時，較剪跨比為2.5時延性提高79.03%；當剪跨比為3.5時，延性降低18.26%，說明改變剪跨比對試件的延性有很大的影響，試件的延性隨著剪跨比增大而降低，但試件的延性系數仍大于8，說明在大剪跨比條件下試件仍具有很好的塑性變形能力.短柱與長柱在相同條件下均未出現脆性破壞狀態.相同的水平位移下，隨著剪跨比的增大，試件的承載力明顯降低，主要是由于增大剪跨比，試件節點模塊以受剪為主逐漸轉變為承受彎矩作用為主，節點模塊抗剪能力降低.

表3 不同剪跨比時各試件計算結果

3.2 軸壓比的影響

考慮到實際工程中柱軸壓力的多變性，在0.2～0.6范圍內提高軸壓比，分析對比短柱(剪跨比2)與長柱(剪跨比2.5)的靜力性能.軸壓比按照公式n=N/No得出，式中N為柱頂承受的軸壓力，No為軸心受壓構件承載力，No=Acfc+Asfsy.不同軸壓比下的荷載-位移曲線對比如圖10所示，試件有明顯彈性階段、彈塑性階段與破壞階段，短柱與長柱曲線變化趨勢一致.短柱與長柱各試件的計算結果見表4與表5.

圖10 不同軸壓比時荷載-位移曲線

由圖10與表4、表5可知，彈性階段軸壓比不同的試件曲線走向一致且均呈線性增長.隨著軸壓比增大，屈服位移逐漸變小，且試件的屈服荷載與初始剛度均呈先提高后降低的變化趨勢，屈服荷載與初始剛度分別在軸壓比為0.4與0.5時達到最大.在彈塑性階段，隨著軸壓比的增大極限荷載同樣呈先提高后降低的趨勢，在軸壓比為0.3時極限荷載達到峰值.長柱的承載力與初始剛度呈先提高后降低的變化趨勢較短柱更加明顯.軸壓比增大，承載力強化段變短且破壞階段出現變早.短柱試件在軸壓比為0.6時，相比軸壓比為0.2的情況下延性降低了48.98%，延性系數仍為6.23；長柱試件在軸壓比為0.6時降低了56.52%，延性系數仍為4.5，試件延性有明顯下降，但短柱與長柱仍均表現出良好的塑性變形能力.短柱與長柱在軸壓比增大的情況下表現出類似的靜力影響.軸壓力的增大導致柱的壓應力與壓應變增大，節點模塊壓應力也隨之增大，且當試件柱頂產生水平位移時，試件所承受的附加彎矩隨軸壓力增加而進一步增大，從而對試件的承載力與延性產生影響.因此應合理控制柱子的軸壓比.

表4 不同軸壓比時各試件計算結果(短柱)

表5 不同軸壓比時各試件計算結果(長柱)

3.3 加載方向的影響

柱H型鋼截面具有兩個對稱軸方向，對稱軸方向分別為X向與Y向，如圖7 所示，對比分析短柱(剪跨比2)與長柱(剪跨比2.5)不同加載方向的靜力性能.不同加載方向時荷載-位移曲線對比如圖11所示，各試件的計算結果見表6.

由圖11與表6可知，短柱與長柱試件變化趨勢一致.加載初期，Y向加載與X向加載曲線重合，與沿X向加載比較，沿Y向加載短柱與長柱屈服荷載分別增大4.62%與5.57%，初始剛度分別增大9.23%與8.19%，表明改變加載方向對試件彈性階段影響不明顯.隨著位移繼續增大，在彈塑性階段Y向加載較X向加載承載力略微提高，短柱與長柱極限荷載分別增大2.73%與4.67%，沿Y向加載承載力強化階段稍長，荷載提高幅度較緩.繼續加載到破壞狀態，Y向加載較X向加載試件破壞位移增大，短柱與長柱延性分別提高19.90%與13.82%，延性有提高的趨勢.因Y向加載截面抗彎剛度大于X向加載截面抗彎剛度，同時Y向加載較X向加載減輕了應力集中現象，且因節點模塊關于X向Y向構造相同，由此得出沿Y向加載較X向加載試件承載力與初始剛度相近，但能較有效地提高試件塑性變形能力.

表6 不同加載方向時各試件計算結果

4 結論

1) 新型裝配式SRC柱-柱節點在水平荷載作用下，節點傳力合理，試件的承載力、初始剛度與延性性能良好，能夠滿足抗震設計要求.

2) 剪跨比對試件的靜力性能影響較大.增大剪跨比，試件承載力、初始剛度與延性降低明顯，但大剪跨比時試件仍能保持良好延性.隨著剪跨比增大，試件節點模塊由受剪為主逐漸轉變成承受彎矩作用為主，抗剪能力減弱.短柱與長柱表現出相似的破壞形態，未出現脆性破壞.

3) 隨著軸壓比增大，節點模塊壓應力增大，試件承載力與初始剛度呈現先提高后降低的變化趨勢，屈服荷載與極限荷載分別在軸壓比為0.4與0.3時達到峰值，初始剛度在軸壓比為0.5時達到峰值.試件延性隨軸壓比增大逐步降低.軸壓比對長柱與短柱表現出類似的變化趨勢，長柱較短柱變化更明顯.因此軸壓比對試件靜力性能影響明顯，后期設計優化時應合理控制軸壓比.

4) 節點模塊截面關于X向Y向構造相同，改變試件加載方向沿Y向加載較與沿X向加載承載力與初始剛度接近，延性有小幅度提高.在實際設計中框架結構體系由橫縱兩個方向連接而成，X向承受荷載也同樣較普遍，若對延性要求較高，建議取柱H型鋼截面Y向為水平荷載組合值較大方向.