解 鵬，唐興榮

（蘇州科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州 215011）

鋼結(jié)構(gòu)模塊建筑是一種高度裝配化的建筑，其預(yù)制比例可達(dá)到85%～95%，其建造程序是在工廠內(nèi)制作完成模塊單元，然后運(yùn)輸至施工現(xiàn)場(chǎng)，用起重設(shè)備吊裝就位，連接關(guān)鍵結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)，所形成的一個(gè)建筑整體，而模塊單元柱的連接節(jié)點(diǎn)是鋼結(jié)構(gòu)模塊建筑的關(guān)鍵技術(shù)。目前國內(nèi)外模塊化建筑節(jié)點(diǎn)常用的連接形式主要有螺栓連接、預(yù)應(yīng)力連接、連接件連接板連接和自鎖式連接等[1]，這些節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式的模塊柱不能承受拉力，或無法承受較大的拉力，不符合我國《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[2]的相關(guān)要求，僅適用于層數(shù)較少（1-3 層）的低層鋼結(jié)構(gòu)模塊化建筑。國內(nèi)外學(xué)者結(jié)合模塊化建筑的實(shí)際工程，探索模塊單元柱的新型連接節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式，并采用試驗(yàn)和有限元模擬的方法對(duì)模塊單元柱連接節(jié)點(diǎn)受力性能進(jìn)行研究[3-8]，獲得了一些有益的研究成果，為模塊單元建筑的推廣應(yīng)用提高了技術(shù)依據(jù)。為了擴(kuò)展鋼結(jié)構(gòu)模塊化建筑的適用范圍，需要探索新型的鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造。本文結(jié)合鋼結(jié)構(gòu)模塊化建筑的實(shí)際，提出了一種適用于中高層模塊化建筑的新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造方法，并采用有限元模擬方法，以腋角、地板梁與頂板梁剛度比、梁柱強(qiáng)度比等為設(shè)計(jì)參數(shù)，對(duì)新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行模擬分析，為模塊化建筑在中高層建筑應(yīng)用提供技術(shù)參考。

1 新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)研制

新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)由上下模塊柱、模塊梁、頂端板、底端板、上下隔板、腋角、墊塊、加勁肋、上下底板、與模塊柱壁等厚的封閉鋼板組成，見圖1。其加工和安裝程序如下：

圖1 新型結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造（1-下模塊單元柱；2-上模塊單元柱；3-下模塊單元頂板梁；4-上模塊單元地板梁；5-節(jié)點(diǎn)下隔板；6-節(jié)點(diǎn)上隔板；7-下模塊單元柱頂端板；8-上模塊單元柱底端板；9-上下梁之間墊塊；10-腋角；11-焊接孔；12-焊接孔封閉鋼板）

（1）下模塊單元柱1 和上模塊單元柱2 的端部四周鋼管壁內(nèi)側(cè)加工成45°坡口。

（2）在上、下單元柱連接部位的側(cè)面開設(shè)焊接孔，焊接孔四周鋼管壁外側(cè)加工成45°坡；為便于手工伸入孔內(nèi)進(jìn)行焊接，焊接孔尺寸不小于200 mm×160 mm。

（3）下模塊單元柱1 在下模塊單元頂板梁3 的下翼緣對(duì)應(yīng)位置焊接下隔板5；上模塊單元柱2 在上模塊單元地板梁4 的上翼緣對(duì)應(yīng)位置焊接下隔板6。

（4）通過焊接孔，下模塊單元柱1 在下模塊單元頂板梁3 的上翼緣對(duì)應(yīng)位置焊接頂端板7；上模塊單元柱2 在上模塊單元地板梁4 的下翼緣對(duì)應(yīng)位置焊接底端板8。

（5）分別將下模塊單元頂板梁3 與下模塊單元柱1 焊接連接，并焊接腋角10（有腋角時(shí)）；上模塊單元地——————板梁4 與上模塊單元柱2 焊接連接，并焊接腋角10（有腋角時(shí)）。

（6）下模塊單元柱1 和上模塊單元柱2 對(duì)接就位后，臨時(shí)固定位置；在上、下柱端部45°坡口處將上、下模塊單元柱三邊熔透焊接。

（7）焊接完成后，將焊接孔11 用與柱壁等強(qiáng)度的鋼板12 采用熔透焊接封閉，上、下模塊單元柱形成整體，形成雙梁柱框架抗側(cè)力結(jié)構(gòu)；

（8）將焊接表面進(jìn)行打磨和防銹處理。

2 新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)有限元模型建立

為了研究這些新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，采用ABAQUS 有限元軟件，建立新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)分析模型。分析模型取模塊單元雙梁柱框架邊節(jié)點(diǎn)模型（見圖2），分析模型的梁柱截面尺寸同足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，如? 所列。

表1 新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)試件尺寸

圖2 雙梁柱邊節(jié)點(diǎn)模型邊界條件

模塊單元柱、地板梁、頂板梁、腋角、隔板等均采用C3D8R 實(shí)體單元進(jìn)行模擬，鋼材本構(gòu)關(guān)系采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，鋼材彈性模量E=2.06×105MPa，屈服后的彈性模量為初始彈性模量的0.01，泊松比為0.3。分析采用Mises 屈服準(zhǔn)則，接觸類型均采用綁定模擬。劃分網(wǎng)格時(shí)需進(jìn)行網(wǎng)格密度的校核驗(yàn)證以便保證可行性和高效性。通過在節(jié)點(diǎn)受力復(fù)雜的地區(qū)設(shè)置較為密集的網(wǎng)格，在受力小或變形不大的區(qū)域劃分較粗的網(wǎng)格或密度較小的網(wǎng)格，設(shè)置兩個(gè)分析步模擬節(jié)點(diǎn)試件的初始邊界條件，首先，在上下模塊柱底部設(shè)立耦合點(diǎn)1和點(diǎn)2，并施加x、y 方向的位移約束和x、z 軸的轉(zhuǎn)動(dòng)約束為Ux=Uy=0、θx=θz=0；在距離梁端200 mm 的地方劃分區(qū)域，并在其中央設(shè)立耦合點(diǎn)3，對(duì)耦合點(diǎn)3 設(shè)置Uy=0，形成對(duì)梁的側(cè)平面約束；然后再在耦合點(diǎn)3 上施加x、z 軸的轉(zhuǎn)動(dòng)約束為θx=θz=0。

在第一分析步中對(duì)上柱柱頂耦合點(diǎn)2 施加荷載，模擬柱頂?shù)妮S壓力，在第二分析步中對(duì)耦合點(diǎn)3 施加位移載荷，加載制度參考美國ANSIAISC 341[9]的相關(guān)建議（見圖3），加載過程以層間位移角控制，層間位移角是梁端位移與作用點(diǎn)到柱中心距離之比，加載時(shí)在梁端施加位移。加載歷程可為0.375%rad、0.5%rad、0.75%rad，每級(jí)循環(huán)6 次，1%rad 循環(huán)4 次，然后剩下的加載級(jí)別循環(huán)2 次，加載等到荷載降至峰值荷載的85%或試件破壞時(shí)，停止加載。

圖3 有限元模型加載制度

3 有限元模型可行性驗(yàn)證

選取文獻(xiàn)[10]提出的新型方鋼管柱-槽型鋼梁模塊化內(nèi)插件式節(jié)點(diǎn)中JD1-JD3 共三個(gè)試件進(jìn)行有限元建模，通過有限元數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，以此證明建模方法的可行性。表2 給出了各試件有限元模擬主要結(jié)果。圖4 給出了各試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線的有限元模擬曲線和試驗(yàn)曲線的比較，圖5 給出了試件JD3 的破壞模型比較。

表2 各試件有限元模擬主要結(jié)果

圖4 各試件彎矩-轉(zhuǎn)角有限元模擬曲線與試驗(yàn)曲線比較

圖5 試件的Mises 應(yīng)力云圖

由圖4 可知，有限元模擬得到的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線與試驗(yàn)得到相應(yīng)曲線的吻合較好，且有限元模擬的破壞形態(tài)與試件的破壞形態(tài)也基本符合。由表2 可見，三個(gè)試件極限彎矩模擬值與試驗(yàn)值比值的平均值為1.05，均方差為0.01；節(jié)點(diǎn)初始剛度的模擬值與試驗(yàn)值比值的平均值為1.08，均方差為0.01。有限元模型可以較好地預(yù)測(cè)內(nèi)插件節(jié)點(diǎn)的極限彎矩和初始剛度。因此，本文建立的有限元模型可以用來分析新型模塊單元柱節(jié)點(diǎn)的受力性能。

4 新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)抗震性能分析

為研究新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)抗震性能，以有無腋角、地板梁與頂板梁剛度比、梁柱強(qiáng)度比和框架梁的形式為參數(shù)，進(jìn)行7 個(gè)新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)有限元模型分析，各分析模型的尺寸及參數(shù)見表3。

表3 節(jié)點(diǎn)有限元模型尺寸及參數(shù)

4.1 腋角對(duì)新型模塊單元柱節(jié)點(diǎn)抗震性能影響

其它條件相同，試件QS1 不設(shè)置腋角，而試件QS2 設(shè)置腋角。圖5 給出了這兩個(gè)試件的Mises 應(yīng)力云圖。由圖5 可知，試件QS1 應(yīng)力峰值主要發(fā)生在梁柱連接的焊縫位置，而試件QS2 則在腋角與柱連接的區(qū)域，兩個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的雙梁上下翼緣在靠近節(jié)點(diǎn)核心區(qū)附近發(fā)生屈曲的現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)都是雙梁端部發(fā)生屈服，且梁端形成塑性鉸。

圖6 與圖7 分別給出了各試件彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線、骨架曲線比較。表4 為加載位移角δ/L=1/6 時(shí)，各試件有限元模擬主要結(jié)果（屈服特征值根據(jù)骨架線采用通用屈服彎矩法確定；極限特征值取δ/L=1/6 時(shí)對(duì)應(yīng)的彎矩值）。由此可見，各試件的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線飽滿，且試件QS2 的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線所包圍的面積比試件QS1 要大，說明節(jié)點(diǎn)試件具有較好的耗能能力。QS2 位移延性系數(shù)（μ=13.50）要比QS1 的位移延性系數(shù)（μ=12.34）大，這表明設(shè)置腋角可提高雙梁柱節(jié)點(diǎn)的延性和耗能能力。QS2 的初始剛度為24 941 kN·m/rad，試件QS1 初始剛度為22 580 kN·m/rad，可見設(shè)置腋角能增大節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度。

表4 各試件有限元模擬主要結(jié)果

圖6 有無腋角系列滯回曲線

圖7 有無腋角系列骨架曲線

4.2 地板梁與頂板梁剛度比對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能影響

保持地板梁和頂板梁截面面積之和不變的原則，調(diào)整雙梁的各自高度實(shí)現(xiàn)雙梁線剛度比的變化，試件QS2（Ib1/Ib2=1）、試件QS3 和試件QS4（Ib1/Ib2＞1），圖8 給出了各試件的Mises 應(yīng)力云圖。

圖8 各試件的Mises 應(yīng)力云圖

由圖8 可見，試件QS2（Ib1/Ib2=1）的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力峰值小于試件QS3（Ib1/Ib2=3.2）、試件QS4（Ib1/Ib2=12.3）的應(yīng)力峰值，且應(yīng)力峰值主要發(fā)生在梁高度較大的一側(cè)的梁柱連接區(qū)域。節(jié)點(diǎn)的上、下梁翼緣經(jīng)過循環(huán)荷載作用下發(fā)生屈曲，高度較大的梁其焊接的加勁肋也發(fā)生屈曲現(xiàn)象，而高度較小的梁產(chǎn)生較大的變形。

圖9、圖10 分別給出了各試件彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線和骨架曲線比較，加載位移角δ/L=1/6 時(shí)，各試件有限元模擬主要結(jié)果見表4。由此可知，試件QS2、試件QS3、試件QS4 的極限彎矩分別為244.96、250.79 和278.85 kN·m，雙梁地板梁與頂板梁剛度比越大，節(jié)點(diǎn)的極限彎矩越大，延性系數(shù)越小。但地板梁與頂板梁剛度比對(duì)節(jié)點(diǎn)試件的初始剛度、耗能能力影響不大。

圖9 剛度比系列滯回曲線

圖10 剛度比系列骨架曲線

4.3 梁柱強(qiáng)度比對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能影響

通過改變模塊柱的材料強(qiáng)度等級(jí)來實(shí)現(xiàn)梁柱強(qiáng)度比值的變化，試件QS2、試件QS5 和試件QS6 的梁柱強(qiáng)度比分別為0.70、0.48 和0.42。圖11 給出了各試件Mises 應(yīng)力云圖，加載位移角δ/L=1/6 時(shí)，各試件有限元模擬主要結(jié)果見表4。由圖11 可見，應(yīng)力主要集中在梁柱連接的焊縫位置和腋角與柱連接的區(qū)域，且雙梁上下翼緣在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)附近發(fā)生屈曲現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)都是雙梁端部發(fā)生屈服，且梁端形成塑性鉸。

圖11 各試件Mises 應(yīng)力云圖

圖12、圖13 分別給出了各試件彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線比較。加載位移角為1/6 時(shí)，各試件有限元模擬主要結(jié)果列于表4。由此可見，節(jié)點(diǎn)梁柱強(qiáng)度比越小，更能實(shí)現(xiàn)“強(qiáng)柱弱梁”，雖然梁柱強(qiáng)度比對(duì)節(jié)點(diǎn)試件滯回曲線和極限彎矩的影響不大，但可提高節(jié)點(diǎn)試件的初始剛度和位移延性系數(shù)。因此，適當(dāng)提高柱的抗彎承載力，對(duì)雙梁柱框架的抗震性能是有利的。

圖12 梁柱強(qiáng)度比系列滯回曲線

圖13 梁柱強(qiáng)度比系列骨架曲線

4.4 雙梁柱框架節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布規(guī)律

為了研究雙梁柱節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布規(guī)律，采用上述驗(yàn)證的有限元模型對(duì)雙梁柱試件QS2 與單梁柱試件QS7 進(jìn)行有限元模擬比較分析。圖15 給出了試件QS2 和試件QS7 節(jié)點(diǎn)區(qū)極限狀態(tài)時(shí)的主應(yīng)力云圖。雙梁柱試件QS2 節(jié)點(diǎn)區(qū)的整體應(yīng)力分布規(guī)律為：上梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受拉，下梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受壓。主壓應(yīng)力基本沿核心區(qū)對(duì)角線方向形成“斜壓桿”機(jī)構(gòu)抵抗受剪作用。單梁柱試件QS7 的主拉應(yīng)力及主壓應(yīng)力也是沿著核心區(qū)對(duì)角線方向，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)上翼緣受拉，下翼緣受壓。但是雙梁柱試件QS2 的最大主拉應(yīng)力及主壓應(yīng)力均小于單梁柱試件QS7，說明雙梁柱試件的受力性能更優(yōu)越。

圖15 QS2、QS7 的主應(yīng)力云示意圖

5 結(jié)論

（1）提出了一種新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造方式，即鋼結(jié)構(gòu)雙梁柱框架節(jié)點(diǎn)，這種新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)可適用于中高層鋼結(jié)構(gòu)模塊化建筑。

（2）基于ABAQUS 有限元軟件，建立了模塊單元柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的分析模型，有限元模型可行性驗(yàn)證表明，各試件的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線模擬值與試驗(yàn)值符合較好，可以用來模擬鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)抗震性能。

（3）新型鋼結(jié)構(gòu)模塊單元柱節(jié)點(diǎn)的初始剛度及延性系數(shù)隨著梁柱強(qiáng)度比的降低而增大，地板梁與頂板梁剛度比等于1 或設(shè)置腋角的鋼結(jié)構(gòu)模塊單元節(jié)點(diǎn)具有較好的抗震性能。