预制装配式H型钢骨混凝土柱-柱连接受力性能有限元分析

刘 震，刘继明，吴成龙，赵凯常，陈珊珊，王鹏飞

( 青岛理工大学 土木工程学院，青岛 266033)

在“新时代、新动力、新理念、新技术”主题下，国家对保障性住房的重视使建筑产业化迎来了黄金时期.大力发展装配式建筑是实现建筑产业化的必然要求，目前装配式建筑已成为我国建设领域的基本国策.发展装配式建筑，是当前发展低碳经济、推进节能建筑的有效途径.装配式建筑能提高建筑的整体质量，降低成本，降低能耗，是我国建筑发展方向，也是现如今研究热点[1].但装配式建筑结构节点的安全性与复杂性制约了装配式建筑的推广与应用.因此，预制节点连接的可靠性与易操作性是影响装配式建筑结构的关键.

目前，国内外学者对装配式节点连接的研究取得一系列成果.汪梅等[2]提出一种新型全装配式干式连接框架柱，通过对5个足尺框架柱低周反复加载，得出该新型干式连接装配式柱等同现浇，利用焊接连接的全装配式柱合理可行.SUNKUK等[3]设计了一种带型钢接头的新型组合节点，将该新型节点与钢结构进行对比分析，得出带型钢接头的预制混凝土结构可明显提高经济性与操作性.SAEED等[4]设计一种新型梁柱连接方式，该连接方式通过螺栓连接连续预制柱与预埋型钢构件的预制梁，结果表明该新型螺栓连接性能等同现浇整体性能.李青宁等[5]提出一种新型装配式钢板箍焊接栓筋连接框架柱，在不同轴压比下对4个足尺框架柱进行低周反复加载试验，该新型框架柱较现浇柱承载力偏高，延性偏差，其他抗震性能相当，得出钢板箍焊接栓筋连接方式安全可靠.在此基础上，李青宁等又提出装配式预应力混凝土梁与高强筋约束混凝土柱连接节点[6]，由6个装配式预应力节点试件与1个现浇节点试件进行对比试验，该新型全装配式连接节点采用高强螺栓将端板与混凝土柱上钢板连接，预应力钢筋采用螺母锚固，实现了“强柱弱梁”的设计目标，为预制装配式框架在地震区的推广提供理论依据和技术支持.侯光荣等[7]制作了6个足尺节点试件，对比分析新型装配式节点(高强螺栓连接)、普通装配式节点(套筒灌浆连接)与现浇节点的抗震性能，该新型装配式节点具有良好的延性、耗能及承载力，新型装配式节点梁端受弯承载力高于现浇节点及普通套筒灌浆连接装配式节点.曹徐阳等[8]应用数值模拟方法针对装配式节点的非线性行为特征，提出适用于湿式连接节点与干式连接节点的两类分析模型，并同时考虑键槽、预应力、耗能件等局部构造措施的影响，进行了10个不同类型的装配式节点模拟，得出数值模拟可以准确反映节点的力学行为，可为装配式节点建模分析提供参考依据.张晋元等[9]在新型装配式柱-柱节点拼接位置设置纵筋锁具-锁构造和截面齿槽状构造，通过一个实际算例及其有限元模型对比，得出纵筋锁具-锁构造能够有效传递纵筋应力，截面齿槽状构造可提高柱受剪承载力.

综上得出，焊接与高强螺栓连接属于干式连接最常用的方式，干式连接施工操作方便，传力可靠，但目前针对装配式钢骨混凝土结构节点的干式连接研究较少.为此本课题组设计了一种能够连接模块化的预制装配式H型钢骨混凝土柱(Steel Reinforced Concrete column，简称SRC柱)-钢梁的节点模块[10-12]，现已完成梁柱节点的低周往复荷载试验，并进行了ABAQUS建模分析.该新型节点以模块化形式实现了梁柱节点预制装配化连接.在此基础上，本文将重点从节点模块对柱-柱节点的连接性能方面进行深入研究，不考虑钢梁的影响，讨论剪跨比、轴压比与水平加载方向3个参数对新型预制装配式柱-柱节点在静力荷载作用下的受力性能影响，为装配式建筑结构的优化设计和工程应用提供参考.

1 试件设计

该新型节点核心区模块由方钢管、耳板与节点盖板焊接而成.预制SRC柱通过节点模块与基座连接，SRC柱截面尺寸350 mm×350 mm，其内部预埋H 150 mm×150 mm×7 mm×10 mm型钢、4 根直径20 mm的HRB400纵筋、箍筋直径8 mm间距100 mm，外包C40混凝土，SRC柱端部通过型钢焊接柱端连接端板.试件所有钢材采用Q345B 级钢.SRC柱与节点模块通过8个S10.9的M20高强螺栓栓接，纵筋近节点端套丝后穿过柱端连接端板与节点盖板，通过螺母锚固在端板上.新型装配式节点具体构造如图1所示，试件各部件均可在加工厂预制生产，之后运输到施工现场进行装配.图1(a)中L为长度，通过调整L值来改变剪跨比.各试件的主要参数设计见表1.

表1 试件参数设计

2 建立有限元模型

2.1 材料属性

1) 混凝土本构关系.混凝土选用损伤塑性模型，塑性参数的选取参考文献[13]，取值见表2，并根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)建议，选取C40混凝土单轴应力-应变曲线如图2(a)(b)所示.

表2 塑性参数

2) 钢筋、钢材与螺栓本构.Q345B钢材弹性模量取2.06×105MPa，密度为7.8×103kg/m3，泊松比为0.3.均采用简化的二折线本构模型，计算过程中依据Von-Mises屈服准则及相关流动法则判断是否屈服.单调加载应力-应变关系曲线分别如图2(c)(d)(e)所示.

图2 材料应力-应变曲线

2.2 单元选取、网格划分与标定

试件采用分离式建模，混凝土、钢材和高强螺栓采用C3D8R(八节点六面体线性减缩积分单元)实体单元，在弯曲荷载作用下，线性减缩积分单元不会出现剪切自锁问题.箍筋和纵筋采用T3D2(两节点线性三维桁架单元)桁架单元[14].

网格的划分关系到有限元结果的精度，对节点核心区、螺栓与柱近节点200 mm区域网格进行加密，节点模块下部基座采用较稀疏网格，因不分析该部分的受力状态.为验证网格划分的合理性，建立1个标准试件(XJZ-1)与5个标定试件(BD1，BD2，BD3，BD4与BD5)进行网格无关性验证标定，比较试件的极限荷载和节点模块受力云图.

在进行网格无关性验证标定时，网格数量主要通过调整网格全局种子密度和钢材(柱H型钢翼缘、腹板与柱端连接端板、节点盖板)厚度方向的网格层数，试件XJZ-1的网格数为46 956个，5个标定试件BD1，BD2，BD3，BD4与BD5网格数目分别为72 884，43 220，43 902，59 694与73 208个.网格数量与极限荷载对比如图3所示，将试件网格数量与极限荷载进行统计对比.试件XJZ-1的极限荷载为137.35 kN.试件BD2与BD1的极限荷载分别为142.65与136.39 kN，较试件XJZ-1极限荷载分别提高3.86%与降低0.7%；试件BD3， BD4与BD5的极限荷载分别为110.66，143.38与146.39 kN，分别降低19.43%、提高4.39%，6.58%.除试件BD3，随着网格数量的改变，极限荷载变化幅度小，基本接近.网格数量与运算时间对比如图4所示，随着网格数量的增大与减小，模型运算时间随之增多与减少.

选取各试件破坏时的节点模块应力云图进行比较.由应力云图5中(a)(b)(c)可以看出，改变网格全局种子密度，节点模块应力分布接近，变形一致.比较图5中(a)与(d)(e)(f)，沿厚度方向网格层数为1层时试件BD3的破坏和应力分布明显不同于其他试件，在受压侧耳板处产生弯曲变形，破坏时仅在受压侧方钢管处有较大应力，因此该网格划分设置不合理；沿厚度方向网格层数划分为2，3与4层时，应力分布接近，变形接近一致.

图5 各试件应力云图

综上所述，通过网格无关性验证标定，得出试件XJZ-1与对比标定试件的极限荷载相差小，节点模块应力分布与变形接近.试件XJZ-1既能满足模型计算结果的精度，又能保证模型的破坏形态和承载力的可靠，且运算时间成本相对较少，网格选取较为合理.标准试件网格划分如图6所示.

图6 网格划分

2.3 相互作用及边界条件

试件节点核心区方钢管、耳板与节点盖板的焊接，柱端连接端板与型钢的焊接，均通过“绑定”约束进行模拟.型钢、钢筋与混凝土通过“嵌入”约束进行模拟.螺栓杆与钢板螺栓孔壁，核心区节点盖板与柱端连接端板，柱端连接端板与柱混凝土，均采用“面-面”接触，接触面之间允许出现小间隙，切向接触设置为“罚函数”来模拟接触面的切向作用，法向设置为“硬”接触，模拟接触面之间传递压力.螺栓M20预紧力设为155 kN，纵筋与端板(盖板)栓接预紧力设为100 kN.

将基座底面、4个侧面与部分基座顶面完全固定约束，无平动与转动.柱顶通过建立耦合点RP1将顶面Y向平动、X向与Z向转动约束，Z向通过耦合点RP1施加710.37 kN荷载(轴压比0.2).柱顶侧面400 mm范围通过耦合点RP2施加X向位移荷载，以5 mm为每级加载位移，直到试件破坏.边界条件以X向水平加载为例，如图7所示.

图7 边界条件

3 有限元参数分析

3.1 剪跨比的影响

长柱是指柱净高与柱截面高度比大于4，或剪跨比大于2；短柱是指柱净高与柱截面高度比小于等于4，或剪跨比小于等于2[15].剪跨比对柱的剪切破坏形态有明显影响，剪跨比小于1.5，柱一般为斜压破坏；剪跨比为1.5～2.5时，柱一般为剪切黏结破坏；剪跨比大于2.5～3.5时，一般为弯剪破坏[16].

剪跨比不同的试件在单调位移加载作用下的荷载-位移曲线如图8所示，各试件的计算结果见表3.其中，Py为屈服荷载；δy为屈服位移；Pmax为极限荷载；Pu为破坏荷载；δu为极限位移，试件承载力下降为Pmax的85%时视为试件破坏.Ki为初始刚度，取弹性阶段荷载与位移的比值.试件的延性表现的是塑性变形能力，指构件达到弹性变形极限后随着变形的继续增加仍可以保持承载力无明显降低的能力，常用位移或者转角来表示.本文采用延性系数μδ来度量，表示为μδ=δu/δy，式中δy的取值采用PARK R法，如图9所示.在荷载-位移曲线上选取0.6Pmax对应点A，连接OA延长交过Pmax点水平线于点B，过点B做垂直线交曲线于点C，点C即为屈服点.

图9 PARK R法

由图8与表3可知，不同剪跨比下,加载初期荷载-位移曲线均呈现线性相关，位移增量较小荷载增量较大，试件位于弹性阶段.试件XJZ-2，XJZ-3为短柱，与试件XJZ-1相比，屈服荷载均提高超过30%，初始刚度均提高超过55%，提高幅度明显.试件XJZ-4，XJZ-5与XJZ-1均为长柱，与试件XJZ-1相比，屈服荷载分别降低21.91%与36.49%，初始刚度降低31.16%与50.57%，降低幅度明显.加载到屈服状态后，随着位移的增加，荷载呈非线性增加，荷载增幅逐渐变小，曲线趋于平滑，试件XJZ-2与XJZ-3极限荷载较试件XJZ-1提高30%以上，试件XJZ-4与XJZ-5极限荷载分别降低23.49%与38.36%，之后达到极限荷载状态.达到极限荷载后位移继续增大，荷载逐渐下降直至达到破坏状态.当剪跨比为1.5时，较剪跨比为2.5时延性提高79.03%；当剪跨比为3.5时，延性降低18.26%，说明改变剪跨比对试件的延性有很大的影响，试件的延性随着剪跨比增大而降低，但试件的延性系数仍大于8，说明在大剪跨比条件下试件仍具有很好的塑性变形能力.短柱与长柱在相同条件下均未出现脆性破坏状态.相同的水平位移下，随着剪跨比的增大，试件的承载力明显降低，主要是由于增大剪跨比，试件节点模块以受剪为主逐渐转变为承受弯矩作用为主，节点模块抗剪能力降低.

表3 不同剪跨比时各试件计算结果

3.2 轴压比的影响

考虑到实际工程中柱轴压力的多变性，在0.2～0.6范围内提高轴压比，分析对比短柱(剪跨比2)与长柱(剪跨比2.5)的静力性能.轴压比按照公式n=N/No得出，式中N为柱顶承受的轴压力，No为轴心受压构件承载力，No=Acfc+Asfsy.不同轴压比下的荷载-位移曲线对比如图10所示，试件有明显弹性阶段、弹塑性阶段与破坏阶段，短柱与长柱曲线变化趋势一致.短柱与长柱各试件的计算结果见表4与表5.

图10 不同轴压比时荷载-位移曲线

由图10与表4、表5可知，弹性阶段轴压比不同的试件曲线走向一致且均呈线性增长.随着轴压比增大，屈服位移逐渐变小，且试件的屈服荷载与初始刚度均呈先提高后降低的变化趋势，屈服荷载与初始刚度分别在轴压比为0.4与0.5时达到最大.在弹塑性阶段，随着轴压比的增大极限荷载同样呈先提高后降低的趋势，在轴压比为0.3时极限荷载达到峰值.长柱的承载力与初始刚度呈先提高后降低的变化趋势较短柱更加明显.轴压比增大，承载力强化段变短且破坏阶段出现变早.短柱试件在轴压比为0.6时，相比轴压比为0.2的情况下延性降低了48.98%，延性系数仍为6.23；长柱试件在轴压比为0.6时降低了56.52%，延性系数仍为4.5，试件延性有明显下降，但短柱与长柱仍均表现出良好的塑性变形能力.短柱与长柱在轴压比增大的情况下表现出类似的静力影响.轴压力的增大导致柱的压应力与压应变增大，节点模块压应力也随之增大，且当试件柱顶产生水平位移时，试件所承受的附加弯矩随轴压力增加而进一步增大，从而对试件的承载力与延性产生影响.因此应合理控制柱子的轴压比.

表4 不同轴压比时各试件计算结果(短柱)

表5 不同轴压比时各试件计算结果(长柱)

3.3 加载方向的影响

柱H型钢截面具有两个对称轴方向，对称轴方向分别为X向与Y向，如图7 所示，对比分析短柱(剪跨比2)与长柱(剪跨比2.5)不同加载方向的静力性能.不同加载方向时荷载-位移曲线对比如图11所示，各试件的计算结果见表6.

由图11与表6可知，短柱与长柱试件变化趋势一致.加载初期，Y向加载与X向加载曲线重合，与沿X向加载比较，沿Y向加载短柱与长柱屈服荷载分别增大4.62%与5.57%，初始刚度分别增大9.23%与8.19%，表明改变加载方向对试件弹性阶段影响不明显.随着位移继续增大，在弹塑性阶段Y向加载较X向加载承载力略微提高，短柱与长柱极限荷载分别增大2.73%与4.67%，沿Y向加载承载力强化阶段稍长，荷载提高幅度较缓.继续加载到破坏状态，Y向加载较X向加载试件破坏位移增大，短柱与长柱延性分别提高19.90%与13.82%，延性有提高的趋势.因Y向加载截面抗弯刚度大于X向加载截面抗弯刚度，同时Y向加载较X向加载减轻了应力集中现象，且因节点模块关于X向Y向构造相同，由此得出沿Y向加载较X向加载试件承载力与初始刚度相近，但能较有效地提高试件塑性变形能力.

表6 不同加载方向时各试件计算结果

4 结论

1) 新型装配式SRC柱-柱节点在水平荷载作用下，节点传力合理，试件的承载力、初始刚度与延性性能良好，能够满足抗震设计要求.

2) 剪跨比对试件的静力性能影响较大.增大剪跨比，试件承载力、初始刚度与延性降低明显，但大剪跨比时试件仍能保持良好延性.随着剪跨比增大，试件节点模块由受剪为主逐渐转变成承受弯矩作用为主，抗剪能力减弱.短柱与长柱表现出相似的破坏形态，未出现脆性破坏.

3) 随着轴压比增大，节点模块压应力增大，试件承载力与初始刚度呈现先提高后降低的变化趋势，屈服荷载与极限荷载分别在轴压比为0.4与0.3时达到峰值，初始刚度在轴压比为0.5时达到峰值.试件延性随轴压比增大逐步降低.轴压比对长柱与短柱表现出类似的变化趋势，长柱较短柱变化更明显.因此轴压比对试件静力性能影响明显，后期设计优化时应合理控制轴压比.

4) 节点模块截面关于X向Y向构造相同，改变试件加载方向沿Y向加载较与沿X向加载承载力与初始刚度接近，延性有小幅度提高.在实际设计中框架结构体系由横纵两个方向连接而成，X向承受荷载也同样较普遍，若对延性要求较高，建议取柱H型钢截面Y向为水平荷载组合值较大方向.