裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐組合節點抗震性能研究

熊進剛，王雨辰，胡淑軍，藍欽宇

（1.南昌大學建筑工程學院，江西 南昌 330031；2.江西省近零能耗建筑工程實驗室，江西 南昌 330031）

引言

我國處于地震多發區，提高建筑結構的抗震能力和震后功能恢復性是科研人員的共同目標［1］?？苫謴凸δ芙Y構是指在遭受地震作用后，稍以修復或不需修復即可恢復原有功能的建筑結構，是結構抗震設計的新趨勢［2］。屈曲約束支撐［3］（BRB）通過外圍約束部件對支撐內核進行限制，便可實現小震提供剛度和大震耗能的雙重需求，并且有助于實現建筑結構的功能恢復，在工程抗震加固、超高層結構、橋梁工程抗震中應用廣泛。裝配式RCS 結構［4］是將預制混凝土柱和鋼梁采用焊接、螺栓連接等干式連接方式組裝而成的結構體系，該類結構雖能將鋼梁與混凝土柱高效結合，但抗側剛度較小，不適用于高層建筑結構［5］?；趯⑶s束支撐（BRB）引入裝配式混凝土柱-鋼梁（RCS）組合結構中，且在屈曲約束支撐與混凝土柱和鋼梁間采用鉸接連接、端部鋼梁與中部鋼梁采用鉸接連接，形成裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐（P-RCS-BRB）組合結構體系，該結構不僅能實現構件的全裝配，還能有效減輕節點連接板的開合效應［6］影響，如圖1所示。

圖1 裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐組合結構體系Fig.1 Fabricated reinforced concrete column-steel beam-buckling restrained brace constructure

混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐（RCS-BRB）節點成為實現結構預期性能的關鍵。郭琪等［2］提出一種裝配式混凝土梁柱-Y 形偏心支撐組合節點，并將與支撐相連的框架梁和中間梁段鉸接連接，可顯著減輕組合節點的損傷，且新型節點在大震作用下滿足各項抗震要求；趙俊賢等［5］對一屈曲約束支撐鋼框架節點的研究表明，滑移連接能減輕開合效應影響，且能顯著改善節點連接板的損傷狀態；Cheng等［7］對8個帶有支撐的鋼框架連接節點進行試驗，得出節點連接板受壓時的主要破壞模式為平面外屈曲，應對節點連接板的厚度予以加寬；Tsai等［8］對某3層帶有支撐的混凝土框架進行研究，指出支撐與梁柱連接節點處受力狀態較為復雜，為防止節點連接板先于支撐產生平面外屈曲，需對節點連接板進行加強處理；Nabil 等［9］對一榀基于梁端鉸接的足尺支撐框架進行擬靜力試驗，結果表明梁端采用柔性連接能有效降低節點連接板開合效應的影響；孫煜坤等［10］對2個不等高H形鋼梁-鋼管混凝土柱異形節點進行研究，指出節點鋼管壁厚的合理設計能防止節點區域剪切破壞；鐘根全等［11］進行了3榀屈曲約束支撐裝配式框架在平面外方向的擬靜力試驗，結果表明節點板需加強以防止支撐在屈服耗能前失穩。

因與支撐相連的梁柱節點受力復雜且易破壞，學者們已作出大量研究，但在裝配式RCS 結構中引入BRB 的研究還比較有限。故本文提出一種裝配式RCS-BRB 組合連接節點。采用基于螺栓連接的RCS 節點抗震試驗結果來驗證有限元分析方法的正確性，進而利用經驗證的有限元分析方法對RCS-BRB 節點往復荷載下的滯回性能、混凝土損傷、節點連接板等構件應力分布狀況進行研究。

1 混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐組合結構及連接節點

1.1 混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐結構基本組成

如圖1（a）所示，新型裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐（P-RCS-BRB）組合結構主要由預制混凝土柱、鋼梁、屈曲約束支撐等構件組成?；炷林鈬O有鋼板箍，采用焊接與端部鋼梁連接；端部鋼梁與中間鋼梁使用鉸接連接［12］。此外，節點連接板采用高強螺栓與梁柱進行連接。

在新型P-RCS-BRB 組合結構中，端部鋼梁與中間鋼梁的鉸接連接方式，會降低結構本身的抗側剛度，使得屈曲約束支撐將承擔更大的側向荷載；柱與端部鋼梁采用剛性連接，以保證節點核心區的承載力和剛度；節點連接板采用半剛性連接，且沿全長布有加勁肋，保證連接可靠且有效避免了平面外屈曲［13］問題。在小震和中震作用下，結構發生側向變形的同時不產生塑性損傷；在大震作用下，屈曲約束支撐率先進入全截面屈服狀態并不斷耗散地震能量，作為整體結構的保險絲，震后將損壞的屈曲約束支撐更換以恢復原有功能。

1.2 混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐連接節點構造

裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐（RCS-BRB）組合節點［14］主要由預制混凝土柱、鋼板箍、鋼梁、節點連接板、BRB 等構件組成，如圖1（b）所示。其中，混凝土柱在整體澆筑前需預埋高強螺栓，待澆筑后將端部鋼梁焊接于鋼板箍對應位置；節點連接板需預先開孔，鋼板箍和端部鋼梁也需在對應位置開孔用于螺栓連接，高強螺栓孔徑比其直徑大2 mm［16］。

地震作用下，RCS-BRB節點的剪力由內置的十字腹板傳遞，彎矩由混凝土柱外側鋼板箍傳遞，但在端部鋼梁與中間鋼梁、屈曲約束支撐與節點連接板鉸接連接處將進行彎矩釋放。因此在節點區域彎矩非常小，可顯著減輕傳統節點板受力過大問題，且對處于拉（壓）-彎-剪復雜受力狀態下的節點提供保護。

2 有限元分析方法的驗證

2.1 試驗研究

筆者所在課題組設計并制作了基于螺栓連接的全裝配式RCS節點試件［17］，該RCS組合節點主要由混凝土柱、鋼梁、鋼板箍、十字腹板等構件組成，其中混凝土柱外置鋼板箍，與鋼梁間采用焊接連接，鋼梁與鋼梁間采用高強螺栓進行半剛性連接。試件中混凝土柱的截面為350 mm×350 mm，高度為1 800 mm；鋼梁采用H300×150×6.5×9型號，長度為1 600 mm；節點試件總長度1 950 mm。鋼梁與混凝土柱連接處需預埋鋼板箍，截面采用350×350 mm，厚度為12 mm；鋼板箍內置有十字腹板，與鋼板箍同長，厚度為10 mm。此外，在鋼梁端部需采用寬型翼緣處理，翼緣加寬320 mm，并與鋼板箍進行焊接連接，節點構造詳圖2（a）所示。

圖2 裝配式RCS節點試驗Fig.2 Fabricated RCS node experiment

（1）材料性能

在裝配式RCS試件中，鋼梁及各連接板件均使用Q345鋼材，制作厚度分別為6.5 mm、8 mm、9 mm、12 mm、14 mm的拉伸試件；混凝土強度為C40。各試件的材料性能如表1所示［17］。

表1 鋼板及混凝土的力學參數Table 1 Mechanical parameters of steel plate and concrete

（2）試驗裝置及加載方式

本試驗于南昌大學結構實驗室舉行，如圖2（a）所示。采用的實驗裝置有作動器、反力架、反力千斤頂、錨桿等。其中，柱通過錨桿固定于地槽，左端采用反力千斤頂施加軸力，右端設置已錨固的墊梁來限制柱的位移；梁下端以高強螺栓通過連接板與節點連接，上端通過長螺桿將鋼梁與作動器連接，以施加水平往復荷載。試驗位移控制加載，加載位移增量為10 mm。在位移幅值為10 mm 前，循環加載1 次；當位移幅值發展至10 mm后，加載循環3次；當承載力下降至上級位移幅值承載力的85%或構件有明顯破壞時停止加載［17］。

（3）試驗結果分析

加載初期，在位移幅值加載至10 mm時，荷載為52.33 kN，整個實驗過程無明顯現象；當位移幅值加載至20 mm對應荷載為100.01 kN，此時高強螺栓與翼緣拼接板及鋼梁開始滑移，有細微摩擦聲，鋼梁翼緣拼接板最大壓應變為466με；當位移幅值發展至30 mm時對應荷載為119.36 kN，此時不斷發出細微響聲，高強螺栓與鋼梁及翼緣拼接板之間產生嚴重的相對滑移，鋼梁右側翼緣拼接板最大壓應變已發展為1 581με，表明翼緣拼接板已開始屈服；當位移幅值加載至60 mm 時對應荷載為163.23 kN，鋼梁已出現較大的錯動和相對滑移和變形，此時部分鋼梁變形尚可復原；當位移幅值加載至70 mm時對應最大荷載為109.36 kN，伴隨著鋼梁上下翼緣預留接縫的收緊、加寬，鋼梁已出現較大的錯動、相對滑移和變形，此時鋼梁變形已不可復原，中間鋼梁與端部鋼梁的翼緣拼接板也已出現嚴重的屈服變形，圖3（d）所示，承載力下降至上一級荷載的85%以下，試驗結束。

圖3（c）、（d）為該RCS 節點在試驗加載點處的滯回曲線、骨架曲線及破壞形式。滯回曲線呈“Z”字形且比較飽滿，表明節點在承受往復荷載時，高強螺栓與鋼梁及拼接板可通過明顯滑移來發揮節點的延性和耗能能力；骨架曲線上升階段較長，說明節點在往復荷載下具有較長的強化階段，翼緣拼接板處的鋼材塑性變形能力得以充分施展；整個試驗過程未出現混凝土開裂，表明此RCS連接節點滿足“強柱弱梁”的設計要求；節點破壞形式為翼緣拼接板屈服變形，能較好滿足“強節點、弱構件”的相關要求。

2.2 有限元驗證

采用ABAQUS 有限元軟件對上述基于螺栓連接的RCS 節點進行有限元數值模擬分析，分析模型如圖3（a）所示。其中，鋼筋網采用T3D2桁架單元模擬，其余構件均采用C3D8R實體單元進行建模分析。

接觸屬性與加載方式。在接觸屬性中，切線方向均采用“罰摩擦”，法線方向采用“硬接觸”且允許接觸后分離。其中鋼材與鋼材之間、鋼材與螺栓間的摩擦系數取0.35，鋼材與混凝土之間的摩擦系數取0.6。而鋼筋網作為內置區域嵌入混凝土柱中，其余均為“面對面的接觸”。模型的邊界條件均采用耦合于參考點的方式進行約束，混凝土柱左側約束兩個方向的平移和轉動，便于預加軸力；柱右側僅釋放一個方向的轉動；鋼梁端部約束平面外自由度，進而施加往復荷載。模型的整個加載過程共分為2個分析步：首先在混凝土柱左側施加350 kN 軸力使軸壓比達到0.1，其次在梁端耦合點上采用位移控制的加載方式施加反復荷載，加載制度與試驗的加載方式完全一致。

RCS 節點分析結果對比。圖3（b）為此節點抗震試驗與有限元分析的荷載-位移曲線對比圖，在構件處于彈性及早期彈塑性階段時，兩曲線均吻合較好，即有限元分析與RCS 節點試驗結果基本相同。在達到最大承載力后的卸載階段，有限元分析大于試驗結果，原因在于該RCS節點試驗從彈性階段到加載結束，鋼板箍和混凝土的粘結摩擦可能存在差異。圖3（c）為節點失效模式與有限元應力對比圖。左側試驗失效模式為翼緣拼接板的屈服變形；右側有限元結果同樣呈現為翼緣拼接板的屈服變形，且應力已達到屈服應力和極限應力，這與試驗結果基本一致。以上結果表明，本文有限元分析方法正確且有效。

圖3 分析模型、荷載-位移曲線、翼緣拼接板屈服及其應力對比圖Fig.3 Analysis of the model，load-slip curve，comparison of flange spliced cover plateyield and stress diagram

3 混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐節點抗震性能分析

3.1 模型框架基本信息

設計一6 層5 跨的新型裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐（P-RCS-BRB）組合結構，采用400 mm×400 mm 的C40 混凝土柱，端部鋼梁與中間鋼梁均采用規格為HN450×200×9×14 的Q345 鋼材。整體結構雙向跨度均為6 m，每層層高一致且均為4.5 m。其中，在第二跨、第四跨對稱設置BRB，避免框架因設計不規則而產生附加扭矩。為便于邊界條件的確定，RCS-BRB 節點有限元模型從梁、柱反彎點處截取，如圖4所示。

圖4 RCS-BRB節點模型選取Fig.4 Selection of RCS-BRB node model

3.2 節點的有限元模型

3.2.1 分析模型

采用ABAQUS 有限元軟件對上述RCS-BRB 組合節點進行有限元建模，如圖5 所示。其中，鋼筋網采用T3D2 桁架單元建立；中間鋼梁采用梁單元B31 進行簡化建模；BRB 采用軸向連接器［5］模擬阻尼器的軸向拉壓行為；為便于分析節點核心區的應力分布狀態，其余構件均采用C3D8R實體單元進行建模分析。

圖5 裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐組合節點分析模型Fig.5 Analysis model of prefabricated reinforced concrete column-steel beam-buckling restrained brace joint

各構件尺寸及材料屬性。鋼梁規格為HN450×200×9×14，端部鋼梁長600（單位：mm，下同），中間鋼梁長度為2 200；鋼板箍的截面尺寸為400×400（厚16），長度為1 650；鋼材均采用Q345型號，屈服強度、極限強度分別為319 MPa、479 MPa，彈性模量為206 GPa?；炷林孛娉叽鐬?00×400，長為4 500，混凝土設計強度等級為C40，抗壓、抗拉強度分別為26.8 MPa、2.39 MPa，彈性模量為3.25×104MPa。其中，混凝土柱內置有12根直徑為20 的HRB400 縱筋，箍筋采用直徑為8 的HRB400 鋼筋，間距為100，屈服強度和極限強度分別為400 MPa、540 MPa，彈性模量為200 GPa。BRB長度為2 938 mm，兩端邊界條件為鉸接連接，因此選取具有相同邊界條件的梭形空間桁架約束型屈曲約束支撐（STC-BRB）［18］，本構采用STC-16.0-2.44的骨架曲線，屈服強度為235 MPa。鋼梁之間的連接處全部采用10.9 級M24 型號高強螺栓，屈服強度、極限強度分別為940 MPa、1 040 MPa，彈性模量為206 GPa。

RCS-BRB 節點有限元模型中的接觸［5］包括鋼梁與節點連接板、節點連接板與鋼板箍、混凝土柱與鋼板箍、鋼筋網與混凝土等接觸。除了鋼筋網采用內置區域嵌入混凝土柱外，其余均為“面對面”接觸。其中鋼梁與節點連接板、節點連接板與鋼板箍的接觸法線方向為“硬接觸”并允許接觸后分離，切線方向為“罰摩擦”且摩擦系數取為0.3；混凝土柱與鋼板箍的接觸同樣法線方向為“硬接觸”且接觸可分離，切線方向為“罰摩擦”，摩擦系數取為0.6。

所有邊界條件均采用耦合于參考點的方式施加，如圖5所示。柱底僅釋放加載方向的轉動自由度，柱頂釋放所有自由度［5］；中間鋼梁外側D 點，除約束平面外平動和轉動自由度外，還需約束縱向位移［2］；BRB 外側E點僅約束3個方向的平動自由度。而端部鋼梁與中間鋼梁、BRB與節點連接板均使用MPC鉸接連接，并約束平面外自由度。整個加載過程共分為2個分析步，首先采用“Bolt Load”對高強螺栓施加預緊力250 KN，進而在F 點施加位移控制的水平往復荷載。由《高層建筑鋼-混凝土混合結構設計規程》［19］知，P-RCS-BRB 結構在小震、中震、大震作用下，層間位移角限值分別為1/400、1/83、1/50。為便于STC-BRB［7］與新型節點中BRB 滯回性能進行對比分析，采用STC-BRB 的加載方式［7］與層間位移角限值［5］綜合進行加載，加載制度如表2所示。

表2 RCS-BRB節點加載制度Table 2 RCS-BRB node loading system

3.2.2 結果分析

在合理的構件設計、有限元驗證、分析模型、接觸關系及加載制度下，RCS-BRB 節點的有限元分析具有一定可靠性，其分析結果如下。

（1）滯回曲線

圖6（a）為軸向連接器模擬BRB 與STC-BRB［7］滯回曲線對比圖，兩曲線基本重合，此結果說明軸向連接器能較好模擬STC-BRB 的雙向滯回性能。圖6（b）為新型RCS-BRB 節點滯回曲線與骨架曲線圖，由此可知：新型節點的耗能能力與軸向連接器BRB 幾乎相同，說明在RCS-BRB 節點工作過程中，僅BRB 進行全截面屈服耗能，與預期節點性能一致。

圖6 BRB滯回曲線對比圖與RCS-BRB節點滯回曲線、骨架曲線圖Fig.6 Comparison of BRB hysteretic curve，hysteresis curve and skeleton curve of RCS-BRB node

（2）混凝土損傷

圖7是正、負向加載時，在小震、中震、大震作用下RCS-BRB節點混凝土的最大損傷狀況。小震作用下，正、負向加載時節點的最大損傷為2.10%、2.09%，集中在中部預埋螺栓與混凝土的接觸處，其他位置基本無損傷；在新型節點經歷中震作用時，正、負向的最大損傷分別為3.62%、3.53%，損傷仍集中在中部螺栓與混凝土的接觸位置；大震作用下，節點正、負向加載的最大損傷分別為9.08%、8.97%，螺栓孔處的損傷小部分擴散至混凝土柱下側。以上說明，在小震、中震、大震作用下RCS-BRB 節點經歷正、負向加載過程中，混凝土柱損傷區域較小且損傷程度較輕，對此新型節點的使用性能無明顯影響。

圖7 混凝土損傷應力圖Fig.7 Damage stress nephogram of concrete

（3）節點連接板和高強螺栓及鋼梁和鋼板箍應力

圖8為在正、負向加載時，小震、中震、大震作用下的節點連接板與高強螺栓應力圖。小震作用下，正、負向加載時節點連接板的最大應力為237.2 MPa、226.4 MPa，出現在外側螺栓孔壁處，此時高強螺栓最大應力為796.3 MPa、790.6 MPa；在中震作用下，正負向加載時節點連接板的最大應力為240.1 MPa、229.2 MPa，最大應力仍處于外側螺栓孔處，高強螺栓最大應力為799.4 MPa、794.3 MPa；在大震作用下，正負向加載時節點連接板的最大應力為241.1 MPa、231.1 MPa，高強螺栓最大應力為799.6 MPa、794.7 MPa，最大應力分布位置與小震、中震階段基本相同。由上述分析可見，此組合節點在大震作用下，節點連接板的最大應力為241.1 MPa，未達到屈服應力319 MPa；高強螺栓最大應力為799.6 MPa，未達到屈服應力940 MPa。綜上說明，節點連接板與高強螺栓在大震下均處于彈性狀態，實現了大震彈性的抗震目標。

圖8 節點連接板與高強螺栓應力圖Fig.8 Stress nephogram of nodal plate and high strength bolt

圖9為在正、負向加載時，小震、中震、大震作用下的鋼梁和鋼板箍應力圖。小震作用下，正、負向加載時鋼梁與鋼板箍的最大應力為270.9 MPa、286.2 MPa；在中震作用下，正負向加載時鋼梁與鋼板箍的最大應力為271.5 MPa、287.6 MPa，最大應力處于外側螺栓孔處；在大震作用下，正負向加載時鋼梁與鋼板箍的最大應力為272.2 MPa、294.9 MPa，最大應力分布與中震階段基本相同。以上表明，主體結構各構件在大震作用下均處于彈性狀態，滿足對節點預期性能的相關要求。

圖9 鋼板箍與鋼梁應力圖Fig.9 Stress nephogram of steel hoop and beam

3.3 不同剛度比對RCS-BRB節點抗震性能影響

梁柱的線剛度比是決定連接節點及相應結構抗震性能能的重要因素之一，需根據新型節點的承載能力和損傷狀況得出合理的梁柱線剛度比取值。忽略節點區域鋼板箍及十字腹板的影響后，RCS-BRB節點鋼梁與混凝土柱的線剛度比ib ic可表示為：

式中，Eb、Ec分別為梁柱的彈性模量；Ib、Ic分別為梁柱截面慣性矩；Lb、Lc分別為梁長、柱高。

另外，在帶有支撐的裝配式框架中，水平荷載主要由支撐和框架柱承擔，支撐與混凝土柱的抗側剛度比Sr［19］可表示為：

式中，E0為屈曲約束支撐的彈性模量；A0為支撐面積；θ為支撐與鋼梁夾角。

為探究鋼梁與混凝土柱線剛度比ib ic與對RCS-BRB 節點抗震性能的影響，在保證屈曲約束支撐截面不變時，設計9 個不同梁柱尺寸的分析模型。各模型的材料屬性、邊界條件及加載方式等均與上述模型相同，具體參數如表3所示。

表3 RCS-BRB節點尺寸設計Table 3 RCS-BRB node size design

圖10 是各構件在不同梁柱線剛度比值下荷載與混凝土損傷值。其中，各分析模型的混凝土損傷在8.87%～17.82%之間，損傷程度較輕；荷載處于253 kN～283 kN間，承載能力較強；隨著ib ic、Sr的不斷上升，混凝土損傷與荷載都呈下降趨勢。對比RN-1、RN-3、RN-4 和RN-2、RN-6、RN-7 及RN-5、RN-8、RN-9 三組分析模型結果可知，在Sr不變的前提下，大震作用下的荷載隨梁截面的增大而減小，混凝土損傷隨梁截面的增大而普遍減小。當ib ic大于0.72時，節點在大震作用下荷載將快速減??；當ib ic小于0.14時，由于梁柱截面的降低使得連接處應力增大，使得混凝土損傷值將突增。因此，當鋼梁與混凝土柱線剛度比在0.14 至0.72區間時，荷載與混凝土損傷的變化較為明顯，將影響RCS-BRB節點的抗震性能，故建議梁柱線剛度比值宜取在0.14～0.72范圍內。

圖10 分析模型大震作用下的荷載與混凝土損傷狀況Fig.10 The load and concrete damage of the model under the action of rare earthquake

4 結論

提出一種用于裝配式RCS-BRB 組合結構的連接節點，并采用經驗證的有限元分析方法對RCS-BRB 節點進行往復荷載下的抗震性能分析，得到以下結論：

（1）RCS-BRB 節點端部鋼梁與中間鋼梁采用鉸接連接，并將損傷集中于屈曲約束支撐，還可避免因梁端出現塑性鉸導致震后難以修復的問題?；诤侠淼脑O計和有限元分析，RCS-BRB 節點達到預期性能要求，具有高承載、可裝配、震后無損傷等特點，可實現強節點連接的設計準則和大震彈性的抗震目標。

（2）裝配式RCS-BRB 節點幾乎不影響BRB 的耗能效果，主體結構各構件始終處于彈性狀態，在大震作用后僅需更換BRB即可恢復建筑結構使用功能。

（3）在支撐與混凝土柱的抗側剛度比不變的前提下，隨著梁柱線剛度比的上升，RCS-BRB 節點混凝土損傷與荷載均呈下降趨勢。當梁柱線剛度比小于0.14、大于0.72 時，對RCS-BRB 節點的抗震性能將明顯下降，故建議梁柱線剛度比值宜取在0.14～0.72范圍內。