新型装配式销轴混凝土梁柱节点抗震性能分析

邓 扬 李爱群, 张昀路 李雨航

(1北京建筑大学土木与交通工程学院， 北京 100044)(2东南大学土木工程学院， 南京 211189)

20世纪80年代以来，装配式框架结构因其建筑平面布置灵活、环保、预制率高等特点，在学校、医院、工业厂房等建筑中广泛应用[1].装配式梁柱节点是装配式框架结构体系中的重要组成部分，影响着装配式框架结构的抗震性能和安全性.相关震害调研表明，现阶段装配式梁柱节点仍存在较多缺陷[2-4].相较于现浇混凝土框架结构，装配式结构的梁柱节点承载力、耗能能力、结构整体性较差，从而使得结构的抗震性能较差.装配式梁柱节点在震后梁、柱等构件塑性损伤严重，预制构件难以充分发挥其耗能作用，损伤控制能力有待提高，震后耗能构件在破坏后难以快速修复或更换.装配式梁柱节点对预制和施工的精度要求较高，难以实现大规模快速生产与安装.上述问题都制约着装配式建筑的发展和推广.为此，国内外学者提出了各种新型装配式梁柱节点，包括钢筋锚固连接、灌浆套筒连接、焊接、螺栓连接等节点连接形式[5-10].Ketiyot等[10]制作了一种新型T形截面型钢连接梁柱节点，通过在预制梁中预埋T形截面型钢并与柱中预埋钢板焊接而成；试验表明，该节点的抗震性能虽有所提升，但刚度退化速度远快于现浇梁柱节点，承载力也低于预期.Yuskel等[11]设计了一种新型套筒后浇混凝土节点，在柱端对接处上部预留灌浆槽，将预制好的钢套筒内插入钢筋，然后进行浇筑；试验结果表明，该节点与现浇梁柱节点抗震性能接近，节点连接可靠.杨辉等[12]提出了一种新型混合式预应力梁柱节点，在施工阶段通过后张预应力法将预制柱、梁连接为一体，使得该节点具有承载能力，并对其余部分进行现浇；试验表明，相较于现浇梁柱节点，新型节点的延性增强，损伤降低，而节点承载力则变化较小.

基于研究现状[13-15]，本文提出了一种由销轴、耳板、梁柱端板构成的新型梁柱节点形式.设计并制作了现浇梁柱节点和装配式销轴梁柱节点，开展了低周往复荷载试验与有限元模拟，研究了节点的破坏模式、滞回能力、刚度退化和骨架曲线，并分析了耳板与梁柱端板厚度对节点非耗能构件损伤控制能力的影响.

1 试验

1.1 试验构件与加载装置

本试验以一幢4层混凝土框架实际工程为背景，按照《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[16]的要求进行设计，梁柱构件尺寸及配筋参照该实际工程中框架一层的节点为原型.设计了2个足尺框架梁柱节点构件，即1个现浇梁柱节点对比构件和1个装配式销轴混凝土梁柱节点预制构件.

构件梁截面尺寸为250 mm×600 mm，柱截面尺寸为400 mm×400 mm，各构件的混凝土保护层厚度均为20 mm.构件的混凝土强度等级均为C30，纵向受力钢筋和箍筋均为HRB400.构件梁柱均采用对称配筋，柱纵筋直径为20 mm，梁受拉钢筋直径为22 mm，受压钢筋直径为20 mm，箍筋直径为8 mm.销轴耗能节点主要通过2个插入耳板的销轴将耳板两侧的梁端与柱端连接起来，2个销轴承担梁传递的剪力与弯矩.柱端通过内部锚筋与耳板相连的柱端板塞焊连接，梁端由梁内锚固钢筋直接与梁端板塞焊连接，耳板与梁柱端板通过焊接连接，其中耳板厚度为25 mm，梁柱端板厚度为10 mm.为防止耳板与梁柱端板间的焊缝开裂，于耳板上方接缝处焊接一块梯形加劲肋板，厚度为8 mm，面积为17 500 mm2.所有焊缝均通过外观检查和超声波检查，确保耳板、端板与梁柱构件的连接.其中耳板厚度为25 mm，梁柱端板厚度为10 mm.根据《钢结构设计规范》(GB 50011—2010)[17]，确定销轴直径、耳板尺寸及厚度.各构件的几何尺寸和配筋见图1.

(a) 现浇梁柱节点

钢构件采用高精度数控机床加工，其尺寸可直接导入数控机床进行精加工，而后通过三维扫描将构件的实测数据与Revit上的构件尺寸、孔洞位置及大小进行比对调整，确保钢构件具有较高的精度.

本试验的加载装置见图2[18-19].试验前一次性施加轴向力至800 kN，轴压比为0.35[20]，并使其保持恒定；梁端加载选用MTS 1 000 kN液压伺服控制系统控制，最大行程为150 mm，采用位移控制的加载制度(见图3).为更好地消除连接件间隙对试验的影响，对节点施加5 mm的预加载位移，正式加载时以10 mm级差进行逐级往复循环加载，每级进行2次往复循环加载.当施加的荷载降低到极限荷载85%以下时或耗能件出现明显破坏时，认为构件破坏.

图2 试验示意图

图3 加载制度

1.2 材性试验

在拟静力试验前，对材料进行材性试验.混凝土采用C30混凝土浇筑试块，每一批混凝土都留置出3块边长为150 mm的立方体混凝土标准试块，并在相同条件下进行养护.根据《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T 50152—2012)[21]，进行混凝土试块的材性试验，测量得到现浇节点及耗能节点混凝土试块的立方体抗压强度分别为36.8和38.1 MPa，其轴心抗压强度分别为24.0 和27.1 MPa.

钢筋均采用HRB400级筋，其中梁上端纵筋、梁锚筋、箍筋、柱纵筋直径分别为20、22、8、12 mm，不同直径钢筋分别取样3根.耗能端板、耳板钢材均采用Q345B级，其中梁柱端板厚度为10 mm，加劲肋厚度为8 mm.对于不同厚度的端板分别取样3块，依据《金属材料拉伸试验》(GB/T 228.1—2010)[22]进行钢材力学性能试验，测量钢筋及钢材构件的屈服强度fy、极限强度fu和弹性模量E.钢筋和钢材的力学性能分别见表1和表2.

表1 钢筋的力学性能

表2 钢构件的力学性能

2 有限元模型

利用有限元软件ABAQUS对各梁柱节点建立有限元模型. 2组节点模型中混凝土梁、柱采用实体单元C3D8R进行模拟，钢筋采用T3DR单元进行模拟.装配式销轴梁柱节点的销轴、耳板、梁柱端板等构件均采用C3D8R单元进行模拟.

各有限元模型的混凝土构件使用C30混凝土，材料信息根据材性试验数据取平均值.混凝土构件采用塑性损伤模型进行模拟；钢材采用三折线本构模型进行模拟[23].材料达到屈服强度后，会出现强化刚度为E/100的上升段并逐渐达到极限强度，而后出现刚度为-E/100的下降段，这种三折线本构模型满足Von-Mises屈服准则.

2组节点模型中，钢筋骨架均使用Embedded命令嵌入到混凝土梁、柱内，该命令默认钢筋与混凝土之间完全黏结，可以在保证精度的前提下使2种材料协调变形.对于销轴耗能节点，耳板与钢筋骨架、耳板与耗能端板采用Tie约束命令进行刚性连接.耳板孔与销轴之间采用表面与表面接触.法向设为硬接触，可保证2个接触面能有效传递压力，且两面不互相渗透.切线方向采用罚摩擦公式设置定义摩擦[24]，利用摩擦系数测定仪测得模拟钢材的无润滑静摩擦系数为0.35，同时对销轴的面外方向进行约束，以保证铰接.

边界条件对有限元模拟的准确性有着重要影响.本文依据试验加载装置和实际加载情况对各节点有限元模型施加边界条件.试验中作动器在柱端施加竖向轴力，保持轴压比为0.35；柱顶和柱底采用铰接固定，保证平面内铰接；梁端作动器对梁端两侧逐级施加往复荷载.在各节点有限元建模的过程中，首先对柱顶的平面外位移进行约束，并在柱顶参考点处将轴力以集中力的形式施加；然后，对柱底平面内转动以外的5个自由度进行约束；最后，结合试验加载机制，在梁端参考点施加竖方向的往复位移荷载，只保留梁端竖向自由度，对梁端其余方向自由度进行约束.

3 结果分析与对比

3.1 节点破坏特征

通过比较销轴耗能节点的破坏特征、试验破坏现象以及节点塑性应变，验证有限元模拟的准确性.本试验通过位移进行控制，梁端位移以左侧梁向上加载、右侧梁向下加载为正，各节点试验过程都经历了弹性阶段、带裂缝工作阶段和破坏阶段.

现浇梁柱节点在不同梁端位移下的破坏特征图见图4.由图可知，当梁端位移d=±30 m时，节点梁端中部出现数条斜裂缝，最大裂缝宽度为4 mm.节点核心区出现数条斜裂缝，裂缝宽度逐渐增大，最大裂缝宽度为5 mm.当梁端位移d=±50 mm时，现浇梁柱节点梁构件裂缝数量和长度基本不变，宽度逐渐增大，最大裂缝宽度为7 mm， 节点核心区混凝土保护层开始出现较为集中的裂缝，该处混凝土保护层开始出现脱落，裂缝最大宽度约为10 mm.当梁端位移d=±70 mm时，节点核心区混凝土保护层脱落明显，裂缝更为集中，裂缝的最大宽度约为13 mm，节点梁端裂缝数量和长度有所增加，裂缝宽度增长幅度较小.当梁端位移d=±90 mm时，节点核心区混凝土保护层大量脱落，裂缝不断发展，裂缝贯穿柱截面，发生剪切破坏，现浇梁柱节点梁端裂缝数量和长度持续增加，裂缝最大宽度为10 mm.

新型装配式销轴梁柱节点在不同梁端位移下的破坏特征图见图5.由图可知，当梁端位移d=±30 mm时，节点梁端出现第1条微小斜裂缝，柱侧端板与混凝土沿接缝处、梁端板上下缘与混凝土交界处均出现裂缝，梁端两侧距离耳板约100 mm处首先出现约200 mm长的微小斜裂缝，耳板与梁柱端板并未存在明显变形，节点核心区并未出现明显裂缝.当梁端位移d=±50 mm时，节点梁上裂缝数量和长度基本不变，宽度逐渐增大，最大裂缝宽度为3 mm，柱侧端板与混凝土接缝处混凝土保护层开始出现较为集中的裂缝，梁端板上下缘开裂最大宽度约为5 mm，节点核心区并未出现明显裂缝.当梁端位移d=±70 mm时，节点梁端板弯曲较为明显，左侧梁端外侧混凝土保护层开始脱落，下侧靠近端板部分混凝土保护层也存在一定的脱落现象，节点核心区开始出现X形微小裂缝，裂缝宽度不足1 mm.当梁端位移d=±90 mm时，节点的柱侧端板上下缘被拉弯，上下侧接缝处混凝土保护层脱落，与锚筋焊接部分柱端板被拉裂，两侧梁除端板上下缘与混凝土脱开，上下缘端板被拉弯.上下侧接缝处混凝土保护层局部脱落，柱端板与锚筋焊接部分被拉裂，柱锚筋在混凝土中出现滑移现象，节点耳板未存在明显变形，节点核心区X形微小裂缝数量开始增多，最终达到8条，裂缝最大宽度约为2 mm，节点核心区混凝土并未出现脱落现象.

2组节点的模型计算结果及试验结果分别见图6和图7.最大等效塑性应变εmax和米塞斯应力σV可有效反映构件的塑性损伤和受力状况.现浇梁柱节点模拟中，当加载位移为90 mm时，梁端混凝土大部分已进入塑性状态，最大等效塑性应变达到0.086 28;钢筋部分仅梁端纵筋进入塑性阶段，最大塑性应变达到0.215，梁端纵筋最大应力为495.12 MPa.梁端受到的荷载通过钢筋传递到节点核心区，导致现浇梁柱节点的塑性损伤主要集中在节点的核心区.在新型装配式销轴梁柱节点中，当加载位移为92 mm时，钢材中只有柱锚筋及耳板进入塑性状态，最大塑性应变为0.196，最大应力为469 MPa，梁纵筋及其他预埋件均处于弹性阶段; 非耗能构件中仅梁、柱端部混凝土进入塑性状态，最大等效塑性应变为0.051 88.梁端受到的弯矩、剪力通过锚固钢筋传递到端板和耳板上，并通过端板屈曲为主、销轴转动为辅的方式耗散点大部分能量，减小核心区内力，使得新型装配式销轴梁柱节点的非耗能构件塑性损伤较小.通过对比模拟结果与试验结果可见，其破坏特征及塑性应变发展趋势较为接近，销轴耗能节点有助于减少混凝土梁、柱的塑性变形，减少混凝土的损伤.

(a) 混凝土塑性应变 (b) 钢筋塑性应变

(a) 混凝土塑性应变 (b) 钢筋、耳板、销轴塑性应变

3.2 滞回曲线

2组节点的滞回曲线试验结果及有限元模拟结果见图8.由图可知，新型装配式销轴梁柱节点的正向加载最大承载力模拟值和试验值分别为247.7和251.3 kN，负向最大承载力模拟值和试验值分别为248.5和252.6 kN.现浇梁柱节点的正向加载最大承载力模拟值和试验值分别为243.5和247.6 kN，负向最大承载力模拟值和试验值分别为242.2和246.3 kN.新型装配式销轴梁柱节点和现浇梁柱节点位移分别为92.92和89.92 mm时达到极限荷载.滞回曲线的试验结果和有限元模拟结果基本吻合.相比模拟结果，试验所得滞回曲线捏缩现象更加明显，这是因为试验中销轴与耳板之间存在空隙，进而在加载过程中出现了销轴滑移.相较于现浇梁柱节点，新型装配式销轴梁柱节点的滞回曲线所包含的面积更大，故具有更好的抗震性能和耗能能力.由此可见，新型装配式销轴梁柱节点具有良好的抗震性能和耗能能力.

(a) 现浇梁柱节点

3.3 骨架曲线

图9给出了2组节点骨架曲线的试验结果及有限元模拟结果.由图可知，试验结果与有限元模拟结果基本吻合.销轴的增加对节点峰值荷载与极限位移影响不大.2组节点均经历了弹性和弹塑性阶段.在弹性阶段，各节点的骨架曲线近似呈直线分布，无残余应力产生;随着荷载的增加，节点刚度逐渐减小，进而使得骨架曲线斜率减小；进入弹塑性阶段后，骨架曲线逐渐趋于平缓，无明显刚度退化现象.

(a) 现浇梁柱节点

3.4 刚度退化曲线

依据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[25]计算出各节点在不同梁端位移下的刚度值，进而对各节点受力状态的转变和抵抗变形能力进行评估，割线刚度的计算公式为

(1)

式中，+Fi和-Fi分别为第i次正向峰值荷载和负向峰值荷载；+Xi和-Xi分别为第i次正向梁端峰值位移和负向梁端峰值位移.

图10为节点刚度退化曲线.由图可知，初始加载位移较小时，销轴未发生转动，新型销轴节点的变形机制以弹性为主，割线刚度保持在15 kN/mm左右.当加载位移为20～60 mm时，端板开始产生变形并发生屈曲，销轴与耳板之间产生了轻微转动，节点出现塑性变形.此后，节点割线刚度不断减小，刚度退化速度较为稳定；当加载位移大于60 mm时，新型销轴梁柱节点端板的塑性不断发展，使得割线刚度平缓退化.结果表明，相较于现浇节点，新型销轴梁柱节点的耗能能力和塑性变形能力更强.

图10 节点刚度退化曲线

4 装配式节点参数分析

4.1 关键参数选取

现浇混凝土梁柱节点在地震往复作用下，依靠梁、柱节点处产生的塑性铰进行耗能.随着梁内钢筋屈服及节点核心区域黏结破坏的产生，节点的滞回性能、耗能能力、延性迅速降低，通过设置人工耗能销轴，可以解决上述问题.为保证耗能节点先于梁、柱构件进入屈服阶段，耗能节点的屈服承载力应低于梁、柱构件的屈服承载力.销轴耗能节点通过销轴、耳板、耗能端板承受并传递往复荷载下的弯矩与剪力.

采用ABAQUS软件建立销轴耗能节点，并对其进行参数分析，研究耳板与端板厚度对节点耗能能力的影响.耳板与端板构件的尺寸见表3.

表3 新型装配式销轴梁柱节点尺寸 mm

4.2 有限元模拟结果

通过对上述6组销轴新型装配式销轴梁柱节点进行往复试验模拟，引入等效黏滞阻尼系数he和累积耗能量，考察各节点的耗能能力.荷载变形曲线见图11.根据规范《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[25]，等效黏滞阻尼系数的计算公式为

(2)

式中，S(ABC+CDA)为图11中滞回曲线包络的面积；S(OBE+ODF)为图中三角形OBE与三角形ODF的面积.

图11 荷载变形曲线

等效黏滞阻尼系数可以反映节点的耗能能力，he越大，说明该节点的耗能能力强.如图12所示，梁柱端板厚度的增加会使等效黏滞阻尼系数增加，即耗能效率提升.然而，he随着耳板厚度的增加而降低.这是因为耳板厚度的增加使得销轴耗能节点的屈服承载力也增加，屈服更晚，导致梁端部参与耗能变形致使节点的耗能能力下降.

图12 等效黏滞阻尼系数

图13为不同参数下节点的骨架曲线.由图可知，耳板厚度与端板厚度的增加可以有效提升节点的承载力，节点S6的承载力在各组中最大，正向加载和负向加载下分别为262.7和258.5 kN.各节点均经历了弹性与弹塑性阶段.在弹性阶段，各节点的骨架曲线近似呈直线分布，无明显斜率变化；随着加载位移的增大，各节点刚度与骨架曲线斜率逐渐减小，最终趋于平缓，无明显的刚度退化现象.

图13 不同参数下骨架曲线

对不同参数下各节点骨架曲线进行分析，计算各节点在不同加载位移下的刚度变化，结果见图14.由图可知，节点S6的初始刚度最大，初始割线刚度约为16 kN/mm，说明增加耳板与端板的厚度可使节点初始刚度变大.当加载位移小于20 mm时，新型销轴梁柱节点以弹性变形为主，节点刚度未发生明显退化.当加载位移为20～60 mm时，端板开始发生屈曲，销轴与耳板之间产生轻微转动，说明新型销轴梁柱节点出现了塑性变形以及刚体转动变形.因此，割线刚度不断减小，刚度退化速度较为稳定；当加载位移大于60 mm时，新型销轴梁柱节点端板塑性不断发展，使得割线刚度平缓退化.

图14 不同参数下刚度退化曲线

节点延性系数的计算公式为

(3)

式中，Δu、Δy分别为节点的极限位移和屈服位移.

不同端板与耳板参数下的节点延性系数与最大等效塑性应变见表4.由表可知，端板与耳板厚度的增大会增加节点延性系数.当耳板和梁柱端板的厚度分别为25和10 mm(节点S5)时节点延性系数最大，可达4.7.当梁柱端板厚度为8 mm时，最大等效塑性应变随着耳板厚度的增大而小幅增大；当梁柱端板厚度为10 mm时，最大等效塑性应变随着耳板厚度的增大先减小后增大.由此说明，节点S6的整体刚度较大，使得梁端混凝土塑性损伤有所增大.

表4 节点延性系数及混凝土最大等效塑性应变

综上所述，当梁柱端板厚度为10 mm、耳板厚度为25 mm时，新型装配式销轴梁柱节点延性最好，且非耗能构件的塑性损伤较低.

5 结论

1)新型装配式销轴梁柱节点数值模拟结果在破坏模式、损伤位置、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线等方面与试验结果较为吻合，表明新型梁柱结构的有限元模拟方法是可靠的.

2)新型装配式销轴梁柱节点主要通过端板屈曲、耳板与销轴转动进行耗能.与现浇梁柱节点相比，该新型节点在不降低承载力和初始刚度的前提下使混凝土梁、柱的塑性损伤有所降低.节点的破坏模式由核心区剪切破坏转变为梁、柱端板屈曲破坏.采用销轴及耳板可提升节点的延性与耗能能力，降低节点损伤.

3)对节点耳板与端板厚度进行参数分析，考察不同条件下节点的黏滞阻尼系数、延性系数和梁端塑性应变.结果表明，新型销轴耗能节点在耳板厚度为25 mm、梁柱端板厚度为10 mm时，延性和耗能能力最好，梁端塑性损伤最小.