节点域局部灌浆节点滞回性能研究

郑 宏 王 玮 杨瑞鹏 张 驰

（长安大学建筑工程学院，西安 710064）

0 引言

钢框架中的梁柱节点作为结构的重要部位，将梁柱连接成为一个整体，能够有效传递力和弯矩。梁柱焊接节点作为刚性连接长期被认为具有良好的韧性，可以依靠塑性变形来吸收地震能量。然而北岭地震和阪神地震中，梁柱焊接处发生了较多的脆性断裂，人们开始改变看法，相关学者对钢框架节点进行了深入的研究，提出了很多新型的节点构造形式，这些节点主要分为削弱型节点和加强型节点两大类。

国内外针对加强型节点已开展了广泛研究，相继提出过扩翼式梁柱节点、梁端盖板和翼缘板加强节点、柱腹板加补强板及横向加劲肋加强节点等。方钢管混凝土柱-钢梁节点，类似于利用混凝土对梁柱节点进行加强，可以充分发挥两类材料的优点，现应用较为广泛。Morita K［1］提出内隔板式连接节点，通过拟静力试验证明在循环荷载下，节点具有良好的延性和耗能性能。于旭［2］提出T型加劲板式连接节点，进行了拟静力试验，结果表明该类节点抗震性能优良，并针对该节点给出了相关抗震设计建议。

针对削弱型节点，国内外也已开展较多研究，其中，Pachoumis［3］提出RBS型连接节点，进行了拟静力试验和有限元分析，结果表明该节点滞回性能良好，塑性变形能力较强。Li R［4］对圆钢管混凝土柱RBS型连接组合中节点进行了拟静力试验，得出该节点能够使塑性铰外移，且节点最终以柱中混凝的压碎和钢管柱的屈曲为破坏模式。

对比国内外研究发现，对加强型节点的研究存在以下局限：①横向加劲肋-柱腹板补强节点，焊接板件较多，很难保证焊缝质量，并且较大的残余应力不利于节点发挥其抗震性能；②梁端加翼缘板节点，增加了梁截面高度，影响建筑美观，同时也不能改善节点在强轴和弱轴两个方向上的连接强度差异；③侧板加强型节点，会导致梁长度方向的截面抗弯刚度发生突变，侧板焊接处形成应力集中，从而形成裂缝，降低了节点的承载力和可靠性；④扩翼型节点，增加的短梁与钢梁的对接焊缝处容易发生脆性断裂，会降低结构的承载力和稳定性。

结合以上研究的不足，本文提出了节点域局部灌浆节点，即在工字形柱节点域一定高度范围焊接蒙皮板和加劲肋，并在与柱腹板和翼缘形成的封闭区域内浇筑灌浆料，具体结构和装配图如图1（a）、（b）、（c）所示；为改善该节点的不足，进行了RBS削弱，最终提出RBS削弱型节点域局部灌浆节点，结构如图1（d）所示。

图1 节点域局部灌浆节点及RBS削弱型节点详图Fig.1 Detail of local grouting joint and RBS weakened joint

1 有限元模拟及验证

由于本文提出的新型节点类似于方钢管混凝土柱-钢梁节点，因此采用ABAQUS对方钢管混凝土柱-钢梁节点进行建模分析，并与已有试验结果进行对比，证明有限元建模的可靠性。

1.1 试件几何尺寸及材料属性

本文对文献［5］中试件进行数值模拟，试件为十字形节点，其节点轮廓尺寸和内隔板尺寸如图2、图3所示，各构件截面尺寸见表1。

表1 各构件的截面尺寸（单位：mm）Table 1 The section size of each component（Unit：mm）

图2 节点尺寸（单位：mm）Fig.2 Size of joint（Unit：mm）

图3 隔板尺寸（单位：mm）Fig.3 Size of diaphragm（Unit：mm）

试件钢材类型为Q345B，灌浆料强度等级为C40，各材料性能见表2。

表2 试件主要材料性能Table 2 The main material properties of the specimen

1.2 边界条件及加载制度

试验装置如图4所示，加载分为两步，首先进行荷载加载，对柱顶施加水平方向的循环荷载，试件达到弹性极限后；然后进行位移加载，位移按照1倍、2倍、3倍的屈服位移进行加载，每级循环3次，直到试件破坏。正式加载前，在柱顶施加1 000 kN的轴向压力，以保证柱的稳定。

图4 试验装置Fig.4 Test equipment

利用ABAQUS对该试件进行建模，模型如图5所示。柱底采用铰接约束，梁两端约束竖向位移，在柱顶施加竖向轴力和水平作用。

图5 有限元模型Fig.5 Finite element model

1.3 有限元模拟与试验结果对比

1.3.1 破坏模式对比

通过有限元模拟分析发现，模型与试验试件的破坏模式较为一致，见图6，试件中左梁上端翼缘发生撕裂，有限元模型中对应位置产生大于钢材破坏的应力；试件中右梁下翼缘对接焊缝处发生脆性断裂，有限元模型中对应位置应力集中较明显，应力远大于周边钢材应力。

图6 试验试件与有限元模型破坏对比Fig.6 Destruction comparison between test specimen and finite element model

1.3.2 滞回曲线对比

有限元模拟所得滞回曲线如图7（a）所示，试验所得滞回曲线如图7（b）所示，通过对比发现，二者曲线饱和度相似，弹性阶段的斜率接近，形状均为梭形，由于有限元模型假定材料未损伤，且未实现单元删除，因此曲线形状较为理想，对称性较好。

图7 滞回曲线对比Fig.7 The comparison of Hysteretic curves

1.3.3 骨架曲线对比

图8给出了构件的试验与有限元模拟分析的骨架曲线，从图中可以看出两曲线斜率走势接近，吻合较好。

图8 骨架曲线对比Fig.8 The comparison of Skeleton curves

1.3.4 延性对比

试验与有限元模型分析所得试件的各延性指标见表3，包括层间位移系数（u=Δu/Δy）、层间转角延性系数（uφ=φu/φy）。由表可知，延性指标的有限元模拟值与试验值较为接近。

表3 构件延性指标的试验与有限元模拟值Table 3 Experimental and finite element simulation values of ductility index of specimen

1.3.5 承载力对比

有限元模型的屈服荷载为156 kN，试验的屈服荷载为168.1 kN，误差为7.8%；有限元模型的峰值荷载为160 kN，试验的峰值荷载为190.3 kN，误差为18.9%。由于有限元模型未考虑材料损伤等缺陷，其承载力高于试验值，但误差均在20%以内，有限元模拟结果较为可靠。

1.3.6 耗能能力对比

原试验选用耗能系数E［5］作为衡量试件耗能能力指标，试验和有限元中构件的耗能系数E见表4。由表可知，有限元模拟结果与试验结果的误差为16.7%，在20%以内，模拟结果较为可靠。

表4 构件耗能系数的试验与有限元模拟值Table 4 Experimental and finite element simulation values of energy dissipation of specimen

综上，有限元模拟的各项指标均与试验结果较为吻合，误差在合理范围内，因此通过ABAQUS模拟试验进行分析是可行的。

2 节点域局部灌浆节点滞回性能分析

本文应用ABAQUS建立传统钢节点（TSJ）、柱腹板补强节点（FBJ）以及节点域局部灌浆节点（CSJ）模型，对比三类节点的滞回性能。

2.1 有限元模型建立

2.1.1 试件设计

本文中的构件尺寸及钢材型号选取如下：梁选取HN300×200×8×12，梁长2 400 mm；柱选取HW300×300×12×16，柱高3 300 mm，节点域的加劲肋、FBJ节点中的补强板分别与梁翼缘和柱腹板等厚；CSJ中的浇筑灌浆料厚度取1.4倍梁高，蒙皮板与柱翼缘等厚，以保证钢柱弱轴方向的连接。三种节点类型的装配图如图9所示。

图9 三种节点的装配图Fig.9 Assembly drawing of three joints

2.1.2 材料本构模型

钢材的属性参照文献［6］，本构关系如图10所示。材料力学性能如表5所示。

图10 钢材本构关系Fig.10 The constitutive relation of steel

表5 钢材材料性能Table 5 The material properties of steel

灌浆料等级取C40，性能指标如表6所示。

表6 灌浆料材料性能Table 6 The material properties of concrete

灌浆料采用考虑损伤因子的塑性损伤模型来进行有限元分析，建模所需参数，依据文献［9］第C.2.3节、C.2.4节所提供的算法及公式进行确定。

2.1.3 边界条件及加载方式

该结构边界条件及加载位置如图11所示，柱底采用铰接，梁两端约束竖向位移，柱顶施加竖向力，保证柱轴压比达到0.2，然后在柱顶施加水平往复作用。

图11 结构边界条件及加载位置Fig.11 Structural boundary conditions and loading position

整个模拟过程的加载方式为：首先施加0.2倍的屈服位移，之后以20%的增量逐级递增，直到80%的屈服位移，每级循环一次；然后分别施加1～5倍的屈服位移，每级循环三次，当节点承载力下降至80%极限荷载或者构件破坏时进行卸载，整个过程的加载制度如图12所示。

图12 加载制度Fig.12 Loading system

2.2 三类节点有限元模拟对比分析

2.2.1 应力应变分析对比

图13为TSJ节点在三个位移时刻下的应力分布。由图可得，屈服位移时刻，梁柱焊缝处应力集中明显，节点域内产生较大应力应变；峰值位移时刻，梁柱焊缝处的应力值已远大于钢材的破坏应力，很容易发生脆性断裂，节点域出现明显的剪切变形；极限位移时刻，节点域和焊缝处应力进一步增大，节点域发生严重的剪切变形。

图13 TSJ节点钢材应力分布Fig.13 The steel stress distribution of TSJ joint

FBJ节点在屈服位移、峰值位移和极限位移作用下，内部应力分布如图14所示。由图可知，屈服位移时刻，梁柱焊缝处应力最大，节点域柱腹板产生较小的塑性应变；随着位移的增加，达到峰值位移时刻，梁端与节点域的应力应变较大，塑性变形进一步增加；当位移达到极限位移时刻时，梁端形成塑性铰，整个节点进行内力重分布，节点域应力降低，主要破坏集中在梁端塑性铰处。与TSJ节点相比，FBJ节点最终破坏主要集中在梁端塑性铰处，节点域处较为安全，更符合抗震设计中“强节点弱构件”的理念。

图14 FBJ节点钢材应力云图Fig.14 The steel stress distribution of FBJ joint

图15为CSJ节点达到屈服位移、峰值位移和极限位移时的应力分布图。屈服位移时，节点最大应力集中在梁柱焊缝处，节点域应力较小，基本处于弹性阶段，未发生明显的变形；位移继续增大，当达到峰值位移时刻，应力扩散至梁端，已明显达到较高水平，产生了较大的塑性变形，节点域上应力有小幅增加，但仍未产生明显的变形；当位移增加至极限位移时刻，梁端应力增加至屈服应力，产生塑性铰，发生较大的塑性变形，此时整个节点内部发生应力重分布，节点域内的应力反而有一定程度的降低，仍未见明显的变形。CSJ节点的最终破坏形式与FBJ节点一致，均为梁端产生塑性铰而破坏，但相较于FBJ节点，节点域内的应力更小，产生的变形更小，因此节点域的承载力远大于钢梁，整个节点的安全储备更好，更符合“强节点弱构件”的抗震理念。

CSJ节点内部的灌浆料应力分布如图16所示。屈服位移时刻，在灌浆料块的角部产生较大应力；随着位移的增加，应力逐渐向块体的中部扩散；但当位移增至使梁端产生塑性铰后，发生内力重分布，灌浆料块体的应力有所降低。

图16 CSJ节点灌浆料应力云图Fig.16 The stress distribution of CSJ joint’s grouting material

综合对比以上三种节点的破坏特征发现，TSJ节点最终以梁和节点域发生较大的塑性变形而破坏；FBJ节点最终以梁端形成塑性铰，节点域发生一定的塑性变形而破坏；CSJ节点最终以梁端形成塑性铰，节点域几乎不发生变形而破坏。由此可知，CSJ节点域中的灌浆料可以有效加强节点域的刚度和承载力，为结构的抗震提供可靠保障。

2.2.2 滞回曲线和耗能能力对比

图17为三种节点滞回曲线对比图，三者均显示出了良好的工作性能。三节点的滞回曲线均呈梭形且对称饱满，TSJ节点由于节点域刚度和承载力较低，破坏较早，滞回环包裹面积较小；CSJ和FBJ节点随着加载位移的增大，滞回环面积不断增加，但由于加载后期，梁端塑性铰的形成，节点整体刚度和承载力的下降，滞回环较之前的更加扁长。

图17 滞回曲线对比Fig.17 The comparison of hysteretic curves

从三个节点的滞回环面积中可以看出，TSJ节点的耗能能力最小，CSJ和FBJ节点的耗能能力较为接近。为了更深入地研究各节点的耗能能力，采用等效黏滞阻尼系数he［6］来进行评价。

he越大，说明该节点的耗能能力越强。图18为三种节点的等效黏滞阻尼系数曲线。由图可知，在加载前期，TSJ节点的耗能能力较强，主要是因为TSJ节点较早进入塑性，同时节点域发生剪切变形，转动能力较强，耗能更多；随着加载的增大，CSJ和FBJ节点的梁端逐渐形成塑性铰，节点的耗能增长较快；在加载后期，CSJ和FBJ节点的耗能均大于TSJ节点，一方面是因为TSJ节点的节点域剪切变形过大，耗能能力降低，另一方面，梁端塑性铰转动的耗能要强于节点域剪切变形的耗能。

图18 等效黏滞阻尼系数曲线对比图Fig.18 Comparison diagram of equivalent viscous damping coefficient curves

2.2.3 骨架曲线对比

图19为三类节点的骨架曲线对比图，由图可得，CSJ节点的承载力明显大于FBJ和TSJ节点，说明在节点域浇筑灌浆料可以有效加强节点，提高节点承载力；之所以会出现后期承载力下降，主要是因为随着加载位移的增大，梁端塑性铰形成后，节点刚度下降，转动能力增强；而TSJ节点承载力未出现下降，也反映出了该节点并没有充分发挥出材料的塑性变形能力。

图19 骨架曲线对比Fig.19 Comparison of skeleton curves

2.2.4 延性对比分析

各试件的延性系数见表7，由前述可知，TSJ节点发生节点域的剪切变形，延性较差，因此本文主要对CSJ和FBJ两种节点的延性进行分析，以确定灌浆料对节点延性的影响程度。

表7中Py和Pu分别为试件的屈服荷载和极限荷载，Δu、Δy表示结构的极限位移和屈服位移，μ为位移延性系数（μ=Δu/Δy）［7］。分析可知，CSJ节点的位移延性系数相比FBJ节点有所提高，但二者的延性系数都比较小，延性较差。

表7 节点承载力及延性指标对比Table 7 Comparison of joint bearing capacity and ductility indexes

2.2.5 刚度退化对比分析

节点的刚度退化可以通过割线刚度系数K［8］的变化来反映。三种节点的割线刚度系数K随着位移的退化曲线见图20。

图20 节点的刚度退化曲线Fig.20 Stiffness degradation curves of joint

由图可知，CSJ和FBJ节点的刚度明显大于TSJ节点的刚度，说明节点域加强后可以显著提高节点的整体刚度；CSJ节点的初始刚度大于FBJ节点的初始刚度，说明节点域浇筑灌浆料可以有效提高节点的刚度。TSJ节点在加载初期的刚度退化明显快于CSJ和FBJ节点，主要是由于TSJ节点节点域柱腹板的剪切变形所造成的；进入弹塑性阶段后，由于CSJ节点内部灌浆料的破坏对刚度有一定影响，因此刚度退化速度略快于FBJ节点；加载后期，进入塑性阶段，各节点的刚度退化曲线趋于稳定平缓。

3 RBS削弱型节点域局部灌浆节点滞回性能分析

通过以上分析可知，节点域局部灌浆节点具有承载力高、初始刚度大、滞回性能好、耗能能力强的优点，同时也具有延性差、梁柱焊缝应力集中的缺点。为改善该节点的缺陷，拟在梁端采用RBS［9］削弱，将塑性铰外移，由此提出RBS削弱型节点域局部灌浆节点（RCSJ），如图1（d）所示，其中：a=0.6bf，b=0.75hb，c=0.22bf，bf为钢梁翼缘宽度，hb为钢梁截面高。

利用ABAQUS对RCSJ节点进行建模分析，并与CSJ节点进行对比分析，结果如下。

3.1 滞回曲线和耗能能力对比分析

图21为RCSJ节点与CSJ节点的滞回曲线的对比图。由图可知，两曲线均对称饱满，呈梭形状，具有良好的滞回性能。CSJ节点承载力明显高于RCSJ节点，随着加载位移的增大，RCSJ节点的滞回环面积大于CSJ节点的，加载后期RCSJ节点依靠外移的塑性铰具有更好的转动能力，可吸收更多的能量，而CSJ节点由于梁端处焊缝应力集中，转动能力相对较差，且较早发生破坏，耗能相对较差。

图21 滞回曲线对比Fig.21 The comparison of hysteretic curves

采用等效黏滞阻尼系数he对两节点耗能能力进行分析，如图22所示，由图可知，RCSJ节点的耗能能力强于CSJ节点，与上述分析所对应。

图22 等效黏滞阻尼系数对比Fig.22 Comparison of equivalent viscous damping coefficient curves

3.2 骨架曲线对比

两节点的骨架曲线如图23所示。对比两曲线可知，RCSJ节点和CSJ节点的破坏均经历了弹性、弹塑性和塑性三个阶段；CSJ节点的承载力高于RCSJ节点，但达到屈服位移后，下降较为突然，且明显快于RCSJ节点，这是由于CSJ节点梁柱焊缝处发生的脆性断裂所致，而RCSJ节点由于梁端削弱，塑性铰外移至削弱处，高应力区避开了焊缝连接处，可充分利用钢材的塑性变形。

图23 骨架曲线对比Fig.23 Comparison of skeleton curves

3.3 延性对比分析

RCSJ节点和CSJ节点的延性系数如表8所示，对比表中各系数可知，RBS削弱虽然使节点的屈服荷载和极限荷载分别下降18.39%和22.98%，但使节点的延性系数提高58.96%，较大程度地改善了CSJ节点的延性。

表8 节点承载力及延性指标对比Table 8 Comparison of joint bearing capacity and ductility indexes

3.4 刚度退化曲线

图24为两节点的刚度退化曲线，对比两曲线可知，两节点的刚度退化趋势较为一致，CSJ节点的初始刚度大于RCSJ节点的；加载初期，曲线下降缓慢，表明两节点刚度退化程度较小；随着位移的增大，曲线下降增快，且CSJ节点下降速率更快，表明CSJ节点刚度退化更快，这主要是由于，CSJ节点塑性铰内的梁柱焊缝处应力较大，从而使节点域内部的灌浆料承受的应力更大，灌浆料破坏相对较严重，刚度退化较多。

图24 刚度退化曲线对比Fig.24 Comparison of stiffness degradation curves

4 结 论

本文在验证ABAQUS有限元软件可行的基础上，提出了节点域局部灌浆节点（CSJ）和RBS削弱型节点域局部灌浆节点节点（RCSJ），并通过有限元建模分析，将传统钢节点（TSJ）、柱腹板补强节点（FBJ）、节点域局部灌浆节点（CSJ）和RBS削弱型节点域局部灌浆节点（RCSJ）在往复荷载下的滞回性能进行对比，得出以下结论：

（1）CSJ节点最终以梁端形成塑性铰而破坏，破坏时节点域内应力较小，几乎未发生变形，符合“强节点，弱构件”的抗震理念。

（2）CSJ节点较TSJ、FBJ节点具有更高的承载力和初始刚度，延性系数虽有所提升，但数值较小，整体延性较差。

（3）CSJ节点的耗能能力强于TSJ和FBJ节点，刚度退化情况优于TSJ节点，但不如FBJ节点。

（4）RCSJ节点在承载力和刚度降低不多的情况下，大大提升了CSJ节点的延性，同时有效地增加了节点的耗能能力。

（5）RCSJ节点的刚度退化情况明显优于CSJ节点。

综上，CSJ节点的滞回性能优于TSJ和FBJ节点，RCSJ节点很好地改善了CSJ节点延性差、梁端焊缝处应力集中的缺点，进一步提升了节点的滞回性能。