装配式混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑组合节点抗震性能研究

熊进刚，王雨辰，胡淑军，蓝钦宇

（1.南昌大学建筑工程学院，江西 南昌 330031；2.江西省近零能耗建筑工程实验室，江西 南昌 330031）

引言

我国处于地震多发区，提高建筑结构的抗震能力和震后功能恢复性是科研人员的共同目标［1］。可恢复功能结构是指在遭受地震作用后，稍以修复或不需修复即可恢复原有功能的建筑结构，是结构抗震设计的新趋势［2］。屈曲约束支撑［3］（BRB）通过外围约束部件对支撑内核进行限制，便可实现小震提供刚度和大震耗能的双重需求，并且有助于实现建筑结构的功能恢复，在工程抗震加固、超高层结构、桥梁工程抗震中应用广泛。装配式RCS 结构［4］是将预制混凝土柱和钢梁采用焊接、螺栓连接等干式连接方式组装而成的结构体系，该类结构虽能将钢梁与混凝土柱高效结合，但抗侧刚度较小，不适用于高层建筑结构［5］。基于将屈曲约束支撑（BRB）引入装配式混凝土柱-钢梁（RCS）组合结构中，且在屈曲约束支撑与混凝土柱和钢梁间采用铰接连接、端部钢梁与中部钢梁采用铰接连接，形成装配式混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑（P-RCS-BRB）组合结构体系，该结构不仅能实现构件的全装配，还能有效减轻节点连接板的开合效应［6］影响，如图1所示。

图1 装配式混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑组合结构体系Fig.1 Fabricated reinforced concrete column-steel beam-buckling restrained brace constructure

混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑（RCS-BRB）节点成为实现结构预期性能的关键。郭琪等［2］提出一种装配式混凝土梁柱-Y 形偏心支撑组合节点，并将与支撑相连的框架梁和中间梁段铰接连接，可显著减轻组合节点的损伤，且新型节点在大震作用下满足各项抗震要求；赵俊贤等［5］对一屈曲约束支撑钢框架节点的研究表明，滑移连接能减轻开合效应影响，且能显著改善节点连接板的损伤状态；Cheng等［7］对8个带有支撑的钢框架连接节点进行试验，得出节点连接板受压时的主要破坏模式为平面外屈曲，应对节点连接板的厚度予以加宽；Tsai等［8］对某3层带有支撑的混凝土框架进行研究，指出支撑与梁柱连接节点处受力状态较为复杂，为防止节点连接板先于支撑产生平面外屈曲，需对节点连接板进行加强处理；Nabil 等［9］对一榀基于梁端铰接的足尺支撑框架进行拟静力试验，结果表明梁端采用柔性连接能有效降低节点连接板开合效应的影响；孙煜坤等［10］对2个不等高H形钢梁-钢管混凝土柱异形节点进行研究，指出节点钢管壁厚的合理设计能防止节点区域剪切破坏；钟根全等［11］进行了3榀屈曲约束支撑装配式框架在平面外方向的拟静力试验，结果表明节点板需加强以防止支撑在屈服耗能前失稳。

因与支撑相连的梁柱节点受力复杂且易破坏，学者们已作出大量研究，但在装配式RCS 结构中引入BRB 的研究还比较有限。故本文提出一种装配式RCS-BRB 组合连接节点。采用基于螺栓连接的RCS 节点抗震试验结果来验证有限元分析方法的正确性，进而利用经验证的有限元分析方法对RCS-BRB 节点往复荷载下的滞回性能、混凝土损伤、节点连接板等构件应力分布状况进行研究。

1 混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑组合结构及连接节点

1.1 混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑结构基本组成

如图1（a）所示，新型装配式混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑（P-RCS-BRB）组合结构主要由预制混凝土柱、钢梁、屈曲约束支撑等构件组成。混凝土柱外围设有钢板箍，采用焊接与端部钢梁连接；端部钢梁与中间钢梁使用铰接连接［12］。此外，节点连接板采用高强螺栓与梁柱进行连接。

在新型P-RCS-BRB 组合结构中，端部钢梁与中间钢梁的铰接连接方式，会降低结构本身的抗侧刚度，使得屈曲约束支撑将承担更大的侧向荷载；柱与端部钢梁采用刚性连接，以保证节点核心区的承载力和刚度；节点连接板采用半刚性连接，且沿全长布有加劲肋，保证连接可靠且有效避免了平面外屈曲［13］问题。在小震和中震作用下，结构发生侧向变形的同时不产生塑性损伤；在大震作用下，屈曲约束支撑率先进入全截面屈服状态并不断耗散地震能量，作为整体结构的保险丝，震后将损坏的屈曲约束支撑更换以恢复原有功能。

1.2 混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑连接节点构造

装配式混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑（RCS-BRB）组合节点［14］主要由预制混凝土柱、钢板箍、钢梁、节点连接板、BRB 等构件组成，如图1（b）所示。其中，混凝土柱在整体浇筑前需预埋高强螺栓，待浇筑后将端部钢梁焊接于钢板箍对应位置；节点连接板需预先开孔，钢板箍和端部钢梁也需在对应位置开孔用于螺栓连接，高强螺栓孔径比其直径大2 mm［16］。

地震作用下，RCS-BRB节点的剪力由内置的十字腹板传递，弯矩由混凝土柱外侧钢板箍传递，但在端部钢梁与中间钢梁、屈曲约束支撑与节点连接板铰接连接处将进行弯矩释放。因此在节点区域弯矩非常小，可显著减轻传统节点板受力过大问题，且对处于拉（压）-弯-剪复杂受力状态下的节点提供保护。

2 有限元分析方法的验证

2.1 试验研究

笔者所在课题组设计并制作了基于螺栓连接的全装配式RCS节点试件［17］，该RCS组合节点主要由混凝土柱、钢梁、钢板箍、十字腹板等构件组成，其中混凝土柱外置钢板箍，与钢梁间采用焊接连接，钢梁与钢梁间采用高强螺栓进行半刚性连接。试件中混凝土柱的截面为350 mm×350 mm，高度为1 800 mm；钢梁采用H300×150×6.5×9型号，长度为1 600 mm；节点试件总长度1 950 mm。钢梁与混凝土柱连接处需预埋钢板箍，截面采用350×350 mm，厚度为12 mm；钢板箍内置有十字腹板，与钢板箍同长，厚度为10 mm。此外，在钢梁端部需采用宽型翼缘处理，翼缘加宽320 mm，并与钢板箍进行焊接连接，节点构造详图2（a）所示。

图2 装配式RCS节点试验Fig.2 Fabricated RCS node experiment

（1）材料性能

在装配式RCS试件中，钢梁及各连接板件均使用Q345钢材，制作厚度分别为6.5 mm、8 mm、9 mm、12 mm、14 mm的拉伸试件；混凝土强度为C40。各试件的材料性能如表1所示［17］。

表1 钢板及混凝土的力学参数Table 1 Mechanical parameters of steel plate and concrete

（2）试验装置及加载方式

本试验于南昌大学结构实验室举行，如图2（a）所示。采用的实验装置有作动器、反力架、反力千斤顶、锚杆等。其中，柱通过锚杆固定于地槽，左端采用反力千斤顶施加轴力，右端设置已锚固的垫梁来限制柱的位移；梁下端以高强螺栓通过连接板与节点连接，上端通过长螺杆将钢梁与作动器连接，以施加水平往复荷载。试验位移控制加载，加载位移增量为10 mm。在位移幅值为10 mm 前，循环加载1 次；当位移幅值发展至10 mm后，加载循环3次；当承载力下降至上级位移幅值承载力的85%或构件有明显破坏时停止加载［17］。

（3）试验结果分析

加载初期，在位移幅值加载至10 mm时，荷载为52.33 kN，整个实验过程无明显现象；当位移幅值加载至20 mm对应荷载为100.01 kN，此时高强螺栓与翼缘拼接板及钢梁开始滑移，有细微摩擦声，钢梁翼缘拼接板最大压应变为466µε；当位移幅值发展至30 mm时对应荷载为119.36 kN，此时不断发出细微响声，高强螺栓与钢梁及翼缘拼接板之间产生严重的相对滑移，钢梁右侧翼缘拼接板最大压应变已发展为1 581µε，表明翼缘拼接板已开始屈服；当位移幅值加载至60 mm 时对应荷载为163.23 kN，钢梁已出现较大的错动和相对滑移和变形，此时部分钢梁变形尚可复原；当位移幅值加载至70 mm时对应最大荷载为109.36 kN，伴随着钢梁上下翼缘预留接缝的收紧、加宽，钢梁已出现较大的错动、相对滑移和变形，此时钢梁变形已不可复原，中间钢梁与端部钢梁的翼缘拼接板也已出现严重的屈服变形，图3（d）所示，承载力下降至上一级荷载的85%以下，试验结束。

图3（c）、（d）为该RCS 节点在试验加载点处的滞回曲线、骨架曲线及破坏形式。滞回曲线呈“Z”字形且比较饱满，表明节点在承受往复荷载时，高强螺栓与钢梁及拼接板可通过明显滑移来发挥节点的延性和耗能能力；骨架曲线上升阶段较长，说明节点在往复荷载下具有较长的强化阶段，翼缘拼接板处的钢材塑性变形能力得以充分施展；整个试验过程未出现混凝土开裂，表明此RCS连接节点满足“强柱弱梁”的设计要求；节点破坏形式为翼缘拼接板屈服变形，能较好满足“强节点、弱构件”的相关要求。

2.2 有限元验证

采用ABAQUS 有限元软件对上述基于螺栓连接的RCS 节点进行有限元数值模拟分析，分析模型如图3（a）所示。其中，钢筋网采用T3D2桁架单元模拟，其余构件均采用C3D8R实体单元进行建模分析。

接触属性与加载方式。在接触属性中，切线方向均采用“罚摩擦”，法线方向采用“硬接触”且允许接触后分离。其中钢材与钢材之间、钢材与螺栓间的摩擦系数取0.35，钢材与混凝土之间的摩擦系数取0.6。而钢筋网作为内置区域嵌入混凝土柱中，其余均为“面对面的接触”。模型的边界条件均采用耦合于参考点的方式进行约束，混凝土柱左侧约束两个方向的平移和转动，便于预加轴力；柱右侧仅释放一个方向的转动；钢梁端部约束平面外自由度，进而施加往复荷载。模型的整个加载过程共分为2个分析步：首先在混凝土柱左侧施加350 kN 轴力使轴压比达到0.1，其次在梁端耦合点上采用位移控制的加载方式施加反复荷载，加载制度与试验的加载方式完全一致。

RCS 节点分析结果对比。图3（b）为此节点抗震试验与有限元分析的荷载-位移曲线对比图，在构件处于弹性及早期弹塑性阶段时，两曲线均吻合较好，即有限元分析与RCS 节点试验结果基本相同。在达到最大承载力后的卸载阶段，有限元分析大于试验结果，原因在于该RCS节点试验从弹性阶段到加载结束，钢板箍和混凝土的粘结摩擦可能存在差异。图3（c）为节点失效模式与有限元应力对比图。左侧试验失效模式为翼缘拼接板的屈服变形；右侧有限元结果同样呈现为翼缘拼接板的屈服变形，且应力已达到屈服应力和极限应力，这与试验结果基本一致。以上结果表明，本文有限元分析方法正确且有效。

图3 分析模型、荷载-位移曲线、翼缘拼接板屈服及其应力对比图Fig.3 Analysis of the model，load-slip curve，comparison of flange spliced cover plateyield and stress diagram

3 混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑节点抗震性能分析

3.1 模型框架基本信息

设计一6 层5 跨的新型装配式混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑（P-RCS-BRB）组合结构，采用400 mm×400 mm 的C40 混凝土柱，端部钢梁与中间钢梁均采用规格为HN450×200×9×14 的Q345 钢材。整体结构双向跨度均为6 m，每层层高一致且均为4.5 m。其中，在第二跨、第四跨对称设置BRB，避免框架因设计不规则而产生附加扭矩。为便于边界条件的确定，RCS-BRB 节点有限元模型从梁、柱反弯点处截取，如图4所示。

图4 RCS-BRB节点模型选取Fig.4 Selection of RCS-BRB node model

3.2 节点的有限元模型

3.2.1 分析模型

采用ABAQUS 有限元软件对上述RCS-BRB 组合节点进行有限元建模，如图5 所示。其中，钢筋网采用T3D2 桁架单元建立；中间钢梁采用梁单元B31 进行简化建模；BRB 采用轴向连接器［5］模拟阻尼器的轴向拉压行为；为便于分析节点核心区的应力分布状态，其余构件均采用C3D8R实体单元进行建模分析。

图5 装配式混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑组合节点分析模型Fig.5 Analysis model of prefabricated reinforced concrete column-steel beam-buckling restrained brace joint

各构件尺寸及材料属性。钢梁规格为HN450×200×9×14，端部钢梁长600（单位：mm，下同），中间钢梁长度为2 200；钢板箍的截面尺寸为400×400（厚16），长度为1 650；钢材均采用Q345型号，屈服强度、极限强度分别为319 MPa、479 MPa，弹性模量为206 GPa。混凝土柱截面尺寸为400×400，长为4 500，混凝土设计强度等级为C40，抗压、抗拉强度分别为26.8 MPa、2.39 MPa，弹性模量为3.25×104MPa。其中，混凝土柱内置有12根直径为20 的HRB400 纵筋，箍筋采用直径为8 的HRB400 钢筋，间距为100，屈服强度和极限强度分别为400 MPa、540 MPa，弹性模量为200 GPa。BRB长度为2 938 mm，两端边界条件为铰接连接，因此选取具有相同边界条件的梭形空间桁架约束型屈曲约束支撑（STC-BRB）［18］，本构采用STC-16.0-2.44的骨架曲线，屈服强度为235 MPa。钢梁之间的连接处全部采用10.9 级M24 型号高强螺栓，屈服强度、极限强度分别为940 MPa、1 040 MPa，弹性模量为206 GPa。

RCS-BRB 节点有限元模型中的接触［5］包括钢梁与节点连接板、节点连接板与钢板箍、混凝土柱与钢板箍、钢筋网与混凝土等接触。除了钢筋网采用内置区域嵌入混凝土柱外，其余均为“面对面”接触。其中钢梁与节点连接板、节点连接板与钢板箍的接触法线方向为“硬接触”并允许接触后分离，切线方向为“罚摩擦”且摩擦系数取为0.3；混凝土柱与钢板箍的接触同样法线方向为“硬接触”且接触可分离，切线方向为“罚摩擦”，摩擦系数取为0.6。

所有边界条件均采用耦合于参考点的方式施加，如图5所示。柱底仅释放加载方向的转动自由度，柱顶释放所有自由度［5］；中间钢梁外侧D 点，除约束平面外平动和转动自由度外，还需约束纵向位移［2］；BRB 外侧E点仅约束3个方向的平动自由度。而端部钢梁与中间钢梁、BRB与节点连接板均使用MPC铰接连接，并约束平面外自由度。整个加载过程共分为2个分析步，首先采用“Bolt Load”对高强螺栓施加预紧力250 KN，进而在F 点施加位移控制的水平往复荷载。由《高层建筑钢-混凝土混合结构设计规程》［19］知，P-RCS-BRB 结构在小震、中震、大震作用下，层间位移角限值分别为1/400、1/83、1/50。为便于STC-BRB［7］与新型节点中BRB 滞回性能进行对比分析，采用STC-BRB 的加载方式［7］与层间位移角限值［5］综合进行加载，加载制度如表2所示。

表2 RCS-BRB节点加载制度Table 2 RCS-BRB node loading system

3.2.2 结果分析

在合理的构件设计、有限元验证、分析模型、接触关系及加载制度下，RCS-BRB 节点的有限元分析具有一定可靠性，其分析结果如下。

（1）滞回曲线

图6（a）为轴向连接器模拟BRB 与STC-BRB［7］滞回曲线对比图，两曲线基本重合，此结果说明轴向连接器能较好模拟STC-BRB 的双向滞回性能。图6（b）为新型RCS-BRB 节点滞回曲线与骨架曲线图，由此可知：新型节点的耗能能力与轴向连接器BRB 几乎相同，说明在RCS-BRB 节点工作过程中，仅BRB 进行全截面屈服耗能，与预期节点性能一致。

图6 BRB滞回曲线对比图与RCS-BRB节点滞回曲线、骨架曲线图Fig.6 Comparison of BRB hysteretic curve，hysteresis curve and skeleton curve of RCS-BRB node

（2）混凝土损伤

图7是正、负向加载时，在小震、中震、大震作用下RCS-BRB节点混凝土的最大损伤状况。小震作用下，正、负向加载时节点的最大损伤为2.10%、2.09%，集中在中部预埋螺栓与混凝土的接触处，其他位置基本无损伤；在新型节点经历中震作用时，正、负向的最大损伤分别为3.62%、3.53%，损伤仍集中在中部螺栓与混凝土的接触位置；大震作用下，节点正、负向加载的最大损伤分别为9.08%、8.97%，螺栓孔处的损伤小部分扩散至混凝土柱下侧。以上说明，在小震、中震、大震作用下RCS-BRB 节点经历正、负向加载过程中，混凝土柱损伤区域较小且损伤程度较轻，对此新型节点的使用性能无明显影响。

图7 混凝土损伤应力图Fig.7 Damage stress nephogram of concrete

（3）节点连接板和高强螺栓及钢梁和钢板箍应力

图8为在正、负向加载时，小震、中震、大震作用下的节点连接板与高强螺栓应力图。小震作用下，正、负向加载时节点连接板的最大应力为237.2 MPa、226.4 MPa，出现在外侧螺栓孔壁处，此时高强螺栓最大应力为796.3 MPa、790.6 MPa；在中震作用下，正负向加载时节点连接板的最大应力为240.1 MPa、229.2 MPa，最大应力仍处于外侧螺栓孔处，高强螺栓最大应力为799.4 MPa、794.3 MPa；在大震作用下，正负向加载时节点连接板的最大应力为241.1 MPa、231.1 MPa，高强螺栓最大应力为799.6 MPa、794.7 MPa，最大应力分布位置与小震、中震阶段基本相同。由上述分析可见，此组合节点在大震作用下，节点连接板的最大应力为241.1 MPa，未达到屈服应力319 MPa；高强螺栓最大应力为799.6 MPa，未达到屈服应力940 MPa。综上说明，节点连接板与高强螺栓在大震下均处于弹性状态，实现了大震弹性的抗震目标。

图8 节点连接板与高强螺栓应力图Fig.8 Stress nephogram of nodal plate and high strength bolt

图9为在正、负向加载时，小震、中震、大震作用下的钢梁和钢板箍应力图。小震作用下，正、负向加载时钢梁与钢板箍的最大应力为270.9 MPa、286.2 MPa；在中震作用下，正负向加载时钢梁与钢板箍的最大应力为271.5 MPa、287.6 MPa，最大应力处于外侧螺栓孔处；在大震作用下，正负向加载时钢梁与钢板箍的最大应力为272.2 MPa、294.9 MPa，最大应力分布与中震阶段基本相同。以上表明，主体结构各构件在大震作用下均处于弹性状态，满足对节点预期性能的相关要求。

图9 钢板箍与钢梁应力图Fig.9 Stress nephogram of steel hoop and beam

3.3 不同刚度比对RCS-BRB节点抗震性能影响

梁柱的线刚度比是决定连接节点及相应结构抗震性能能的重要因素之一，需根据新型节点的承载能力和损伤状况得出合理的梁柱线刚度比取值。忽略节点区域钢板箍及十字腹板的影响后，RCS-BRB节点钢梁与混凝土柱的线刚度比ib ic可表示为：

式中，Eb、Ec分别为梁柱的弹性模量；Ib、Ic分别为梁柱截面惯性矩；Lb、Lc分别为梁长、柱高。

另外，在带有支撑的装配式框架中，水平荷载主要由支撑和框架柱承担，支撑与混凝土柱的抗侧刚度比Sr［19］可表示为：

式中，E0为屈曲约束支撑的弹性模量；A0为支撑面积；θ为支撑与钢梁夹角。

为探究钢梁与混凝土柱线刚度比ib ic与对RCS-BRB 节点抗震性能的影响，在保证屈曲约束支撑截面不变时，设计9 个不同梁柱尺寸的分析模型。各模型的材料属性、边界条件及加载方式等均与上述模型相同，具体参数如表3所示。

表3 RCS-BRB节点尺寸设计Table 3 RCS-BRB node size design

图10 是各构件在不同梁柱线刚度比值下荷载与混凝土损伤值。其中，各分析模型的混凝土损伤在8.87%～17.82%之间，损伤程度较轻；荷载处于253 kN～283 kN间，承载能力较强；随着ib ic、Sr的不断上升，混凝土损伤与荷载都呈下降趋势。对比RN-1、RN-3、RN-4 和RN-2、RN-6、RN-7 及RN-5、RN-8、RN-9 三组分析模型结果可知，在Sr不变的前提下，大震作用下的荷载随梁截面的增大而减小，混凝土损伤随梁截面的增大而普遍减小。当ib ic大于0.72时，节点在大震作用下荷载将快速减小；当ib ic小于0.14时，由于梁柱截面的降低使得连接处应力增大，使得混凝土损伤值将突增。因此，当钢梁与混凝土柱线刚度比在0.14 至0.72区间时，荷载与混凝土损伤的变化较为明显，将影响RCS-BRB节点的抗震性能，故建议梁柱线刚度比值宜取在0.14～0.72范围内。

图10 分析模型大震作用下的荷载与混凝土损伤状况Fig.10 The load and concrete damage of the model under the action of rare earthquake

4 结论

提出一种用于装配式RCS-BRB 组合结构的连接节点，并采用经验证的有限元分析方法对RCS-BRB 节点进行往复荷载下的抗震性能分析，得到以下结论：

（1）RCS-BRB 节点端部钢梁与中间钢梁采用铰接连接，并将损伤集中于屈曲约束支撑，还可避免因梁端出现塑性铰导致震后难以修复的问题。基于合理的设计和有限元分析，RCS-BRB 节点达到预期性能要求，具有高承载、可装配、震后无损伤等特点，可实现强节点连接的设计准则和大震弹性的抗震目标。

（2）装配式RCS-BRB 节点几乎不影响BRB 的耗能效果，主体结构各构件始终处于弹性状态，在大震作用后仅需更换BRB即可恢复建筑结构使用功能。

（3）在支撑与混凝土柱的抗侧刚度比不变的前提下，随着梁柱线刚度比的上升，RCS-BRB 节点混凝土损伤与荷载均呈下降趋势。当梁柱线刚度比小于0.14、大于0.72 时，对RCS-BRB 节点的抗震性能将明显下降，故建议梁柱线刚度比值宜取在0.14～0.72范围内。