摘 "要：為了揭示不同梁端截面削弱構(gòu)造對模塊化栓焊混合連接節(jié)點抗震性能的影響規(guī)律，利用ABAQUS軟件建立14個具有梁端截面削弱構(gòu)造的新型梁柱節(jié)點模型，通過試驗和參數(shù)分析驗證節(jié)點有限元模型的合理性。研究表明：翼緣和腹板分別單獨削弱時，能夠減小核心模塊和柱端鋼骨的應(yīng)力，增大翼緣連接板處的應(yīng)力集中?！傲憾艘砭?腹板”同時削弱時，能夠在梁端削弱截面位置處形成塑性鉸，顯著減小核心區(qū)模塊的應(yīng)力集中和翼緣連接板處的損傷，減小節(jié)點的整體變形并提高其耗能能力。研究結(jié)論為新型模塊化栓焊混合連接節(jié)點的工程設(shè)計和應(yīng)用提供理論支撐。

關(guān)鍵詞：預(yù)制裝配式；鋼混組合節(jié)點；梁端削弱構(gòu)造；滯回性能；有限元分析；低周往復(fù)加載

中圖分類號：TU375.4 " " " " " " "文獻標(biāo)志碼：A " " " " " " " " 文章編號：1008-0562（2024）04-0443-011

Influence of beam end weakening on the hysteresis performance of modular bolted-welded hybrid joints

FAN Mingchi1， YUAN Weizhen1， XIN Kexuan1， HUANG Yunchang2， WANG Xiujun2，

LI Zhaolong3， WU Chenglong1*

（1. School of Civil Engineering， Qingdao University of Technology， Qingdao 266000， China;

2. China Construction Eighth Bureau Fourth Construction Company Limited， Qingdao 266000， China;

3. Zhongqing Jian'an Construction Group Company Limited， Qingdao 266000， China）

Abstract： To reveal the influence of different beam end section weakening structures on the seismic performance of modular bolted welded hybrid connection joints （MHCJs）， 14 MHCJs models with beam end section weakening were established by using ABAQUS and parameter analysis was conducted. The rationality of the finite element model of the joint was verified by experiments and parameter analysis. The results indicate that when the flange and web are separately weakened， it helps to reduce the stress distribution of the core module （CM） and column end steel skeleton， but increases the stress concentration phenomenon of the flange connection plate （FCP）. When the flange and web of the beam end are simultaneously weakened， plastic hinges can be formed at the weakened section position of the beam end， significantly reducing the stress concentration of the CM and the damage at the FCP， improving the overall deformation and energy dissipation capacity. The research results provide theoretical support and basis for the engineering design and application of new MHCJs.

Key words： prefabricated assembly type; steel-concrete composite joint; beam end weakening structure; hysteresis performance; finite element analysis; low cycle reciprocating loading

0 "引言

裝配式鋼混組合結(jié)構(gòu)是一種受力性能良好、低碳環(huán)保且工程應(yīng)用非常廣泛的新型裝配式結(jié)構(gòu)體系[1-2]。裝配式鋼混組合框架結(jié)構(gòu)中梁柱節(jié)點的抗震性能直接影響結(jié)構(gòu)整體的安全性和可靠性，合理設(shè)計節(jié)點構(gòu)造是保證裝配式型鋼混凝土組合框架結(jié)構(gòu)具備良好抗震性能的關(guān)鍵。

目前，諸多學(xué)者對不同連接構(gòu)造的裝配式鋼混組合節(jié)點開展了研究。在梁端連接形式方面，HUANG等[3-4]研究了梁端不同連接形式的新型梁柱組合節(jié)點，研究表明新型組合節(jié)點具有良好的連接、承載和抗震性能，闡明了在循環(huán)載荷作用下新型節(jié)點的破壞模式、滯回性能和能量耗散性能。ZHANG等[5-7]提出了不同連接形式的預(yù)制鋼混組合節(jié)點，研究表明新型預(yù)制混合梁柱節(jié)點具有較好的連接性能、承載力和能量耗散能力。在連接鋼組件方面，XUE等[8-10]通過試驗研究了基于連接鋼組件節(jié)點的受力性能，提高了鋼組件連接節(jié)點的施工效率和裝配率，揭示了新型節(jié)點的受力性能和破壞機理。李忠獻等[11-13]對裝配式鋼混組合節(jié)點連接構(gòu)造的抗震性能開展了試驗研究，完善了裝配式鋼混組合節(jié)點的抗震性能設(shè)計方法。在梁端截面削弱方面，QIAO等[14-17]從鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點的梁端翼緣削弱方面開展了試驗和參數(shù)分析，明確了翼緣削弱尺寸對節(jié)點剛度、承載力和延性等抗震性能的影響規(guī)律。AMIN等[18-20]對梁柱節(jié)點的腹板削弱開口尺寸、形狀和加固方式開展了試驗研究，闡明了腹板削弱尺寸、形狀和加固方式對節(jié)點抗震性能的影響規(guī)律。

上述研究均圍繞梁端翼緣、腹板分別單獨削弱情況開展，在“梁端翼緣+腹板”同時削弱方面，尤其是梁端削弱構(gòu)造對裝配式鋼混組合節(jié)點受力性能影響的研究尚未開展?；诖耍疚脑谡n題組前期試驗研究的基礎(chǔ)上[21-22]，通過ABAQUS軟件對一種新型模塊化栓焊混合連接節(jié)點進行受力性能分析，研究不同梁端削弱構(gòu)造（鋼梁翼緣削弱、腹板削弱、“翼緣+腹板”同時削弱）對新型模塊化栓焊混合連接節(jié)點的破壞形態(tài)、承載力和剛度的影響，探究地震作用下新型模塊化栓焊混合連接節(jié)點的滯回特性和破壞機理，為裝配式鋼混組合結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計提供參考。

1 "試驗概況

裝配式鋼混組合節(jié)點采用分離式模塊化設(shè)計思想，具有連接構(gòu)造形式簡單、施工效率高、傳力路線明確等特點[23]，其主要由預(yù)制鋼骨混凝土柱（預(yù)制SRC柱）、梁柱連接模塊、H型鋼梁和連接組件構(gòu)成。其中，預(yù)制SRC柱的設(shè)計主要參照文獻[24]和文獻[25]；梁柱連接模塊、H型鋼梁和螺栓連接的設(shè)計主要參照文獻[26]。節(jié)點構(gòu)造及詳細設(shè)計尺寸見圖1。圖中，t為板件厚度，Φ為鋼筋或螺栓孔直徑，單位均為mm。梁柱連接模塊包括核心方鋼管、連接蓋板和加勁肋。預(yù)制SRC柱與梁柱連接模塊通過M20高強螺栓連接，施加預(yù)緊力為155 kN。鋼梁翼緣、腹板分別與連接蓋板、加勁肋進行栓焊混合連接，施加預(yù)緊力為255 kN。

試驗加載裝置見圖2。采用先施加載荷后位移控制的加載方式。試驗開始時，先對柱頂施加506 kN的恒定豎向軸力，再通過50噸MTS作動器沿梁端施加豎向往復(fù)載荷。當(dāng)試件出現(xiàn)明顯損傷破壞或承載力下降至峰值承載力的 85%時，終止試驗。

2 "有限元模型的建立與驗證

2.1 "材料本構(gòu)模型

節(jié)點鋼材均采用Q345B鋼材，其彈性模量為2.06×105 MPa，泊松比為0.3，密度為7.8×103 kg/m3?；阡摬脑嚇訂屋S拉伸試驗結(jié)果，螺栓和鋼筋的本構(gòu)關(guān)系均采用雙折線各向同性的塑性本構(gòu)模型，鋼材采用三折線各向同性的塑性本構(gòu)模型，符合Von-Mises屈服準(zhǔn)則和流動法則，鋼材、螺栓和鋼筋的本構(gòu)關(guān)系見圖3?；炷翉姸鹊燃墳镃40，采用塑性損傷模型，混凝土的本構(gòu)關(guān)系見圖4，其中，混凝土應(yīng)力以受拉為正，受壓為負。

2.2 "網(wǎng)格劃分與單元類型

在ABAQUS有限元模型中，采用結(jié)構(gòu)化自適應(yīng)劃分技術(shù)和中性軸算法劃分各部件的網(wǎng)格單元。在受力較為復(fù)雜的節(jié)點核心區(qū)和節(jié)點的梁端、柱端區(qū)域采取局部加密措施劃分網(wǎng)格單元，遠離節(jié)點的核心區(qū)采用單精度方法劃分網(wǎng)格單元?；炷?、鋼板、鋼梁、鋼骨柱和高強螺栓均采用C3D8R單元，縱筋和箍筋采用T3D2單元[27]。節(jié)點模型見圖5。

2.3 "相互作用與邊界條件

（1）相互作用

接觸元件之間的相互作用見圖6。主從面之間的滑移采用有限滑移，接觸面之間接觸尺寸的誤差允許調(diào)整范圍為±0.1 mm。分別采用“罰函數(shù)”“硬接觸”來定義切向、法向接觸，切向摩擦系數(shù)為0.35，摩擦的方向性采用各向同性，阻尼多項式系數(shù)為0.1。對模型表面通過焊接連接的部件采用“綁定”約束。由于試驗過程中柱內(nèi)鋼筋和混凝土之間未發(fā)生滑移，因此，在有限元模型中將鋼骨架通過“Embedded”命令嵌入混凝土中，用來模擬鋼筋和混凝土的接觸關(guān)系，鋼筋籠與柱內(nèi)螺栓表面耦合連接。為了保證有限元模擬與試驗條件的一致性，將試驗載荷分別與參考點RP1、RP2和RP3進行耦合。

（2）邊界條件

在參考點RP3設(shè)置固定鉸支座，約束其X、Y、Z方向的位移和X、Z方向的轉(zhuǎn)角。在參考點RP2施加集中載荷，模擬軸壓力，約束其X、Y方向的位移和X、Z方向的轉(zhuǎn)角。在參考點RP1施加往復(fù)載荷，約束其Y方向的位移和X、Z方向的轉(zhuǎn)角。

2.4 "有限元模型的驗證

（1）破壞形態(tài)對比

試件破壞形態(tài)對比見圖7。試件S-150、試件

S-250分別表示蓋板懸臂段長度為150 mm、250 mm的試件。由圖7可知，新型裝配式鋼混組合節(jié)點的集中應(yīng)力和塑性變形主要出現(xiàn)在翼緣連接板處，且均屬于梁端受彎破壞，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果基本吻合。柱端連接板、節(jié)點核心區(qū)模塊和連接螺栓等部件的變形均較小，基本處于彈性狀態(tài)，能夠保護節(jié)點核心區(qū)域，滿足抗震設(shè)計要求。

（2）滯回曲線和骨架曲線對比

試件滯回曲線和骨架曲線見圖8。由圖8（a）可知，在加載初期，各試件均處于彈性狀態(tài)，滯回曲線呈線性變化且無明顯的殘余變形，滯回環(huán)的面積較小。隨著層間位移角的增大，試件進入彈塑性變形階段和破壞階段，試驗滯回環(huán)和模擬滯回環(huán)整體呈梭形且越來越飽滿，試件具有較好的塑性變形能力和耗能特性，模擬結(jié)果和試驗結(jié)果吻合較好。

由圖8（b）可知，各試件模擬骨架曲線與試驗骨架曲線基本一致，表明試件的受力變化過程基本相同。試件彎矩的試驗結(jié)果和模擬結(jié)果對比見表1。由表1可知，試件S-150的屈服彎矩My、峰值彎矩Mmax、極限彎矩Mu的相對誤差分別為-2.9%～0.2%、-0.37%～0.24%、-0.35%～1.4%，試件S-250的屈服彎矩My、峰值彎矩Mmax、極限彎矩Mu的相對誤差分別-1.45%～1.1%、-1.4%～1.75%、-1.4%～4.3%，各試件的相對誤差均在±5%以內(nèi)，表明新型裝配式鋼混組合節(jié)點模型能夠較準(zhǔn)確地模擬節(jié)點的實際受力和變形特性。

（3）剛度退化對比

采用環(huán)線剛度Kj計算剛度，其計算式為

（1）

式中： 為加載位移級別為j時，第i次循環(huán)的最大彎矩，kN·m； 為與 相對應(yīng)的層間位移角，rad。

根據(jù)式（1）計算得到各試件的環(huán)線剛度，剛度退化曲線見圖9。由圖9可知，各試件的試驗剛度退化曲線與模擬剛度退化曲線基本吻合，且曲線整體變化較穩(wěn)定，未出現(xiàn)剛度突變現(xiàn)象。在層間位移角為-0.03～0 rad 和0～0.03 rad時，曲線下降較快，在層間位移角為-0.06～-0.03 rad 和0.03～0.06 rad時，曲線下降變緩，這是由于層間位移角為-0.06～-0.03 rad 和0.03～0.06 rad時，翼緣連接板發(fā)生屈曲變形，各試件承載力緩慢增加，試件塑性變形逐漸增大，導(dǎo)致剛度退化曲線緩慢下降。

3 "有限元參數(shù)分析

基于試件S-150，設(shè)計13個不同梁端削弱形式的節(jié)點模型，分別研究梁端截面翼緣削弱、腹板削弱、“翼緣+腹板”同時削弱對新型模塊化組合梁柱節(jié)點抗震性能的影響規(guī)律，梁端削弱尺寸的設(shè)計參照文獻[28]，模型參數(shù)見表2。

3.1 "應(yīng)力云圖

梁端削弱時試件的破壞應(yīng)力云圖見圖10。

將圖10（b）～圖10（d）與圖10（a）對比可知，采取翼緣削弱時，梁端應(yīng)力集中在翼緣連接板和翼緣削弱處，能夠減小節(jié)點核心區(qū)和柱端鋼骨的應(yīng)力，保護核心區(qū)模塊。隨著翼緣削弱尺寸的增大，梁端翼緣削弱區(qū)的應(yīng)力集中逐漸增大，但是梁端應(yīng)力仍能有效傳遞至節(jié)點核心區(qū)。

將圖10（e）～圖10（i）與圖10（a）對比可知，采取腹板削弱時，核心區(qū)方鋼管角部、翼緣連接板和腹板孔洞處的應(yīng)力明顯增大，有效減小了柱端鋼骨連接處的應(yīng)力集中，避免了柱端剪切破壞的發(fā)生。隨著腹板削弱孔徑的增大，核心區(qū)方鋼管角部和翼緣連接板處的應(yīng)力逐漸增大，最終趨于穩(wěn)定，表明削弱孔徑過大會導(dǎo)致核心區(qū)模塊和翼緣連接板處產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，因此，對腹板進行削弱時，應(yīng)根據(jù)實際情況合理設(shè)計削弱孔徑的尺寸，減小對核心區(qū)模塊和翼緣連接板產(chǎn)生的不利影響。

將圖10（j）～圖10（n）與圖10（a）對比可知，鋼梁“翼緣+腹板”同時削弱能夠有效減小鋼骨柱端的應(yīng)力集中，但是對核心區(qū)的影響相對較小。當(dāng)腹板削弱尺寸較小時，翼緣連接板處應(yīng)力較大，隨著腹板削弱尺寸的增大，翼緣連接板處的應(yīng)力逐漸減小，外部載荷引起的應(yīng)力集中區(qū)域逐漸轉(zhuǎn)移至鋼梁“翼緣+腹板”削弱的截面位置，并在此處形成塑性鉸，因此，在實際工程中，應(yīng)合理設(shè)計“翼緣+腹板”同時削弱尺寸，避免削弱尺寸過大導(dǎo)致鋼梁失穩(wěn)。

3.2 "滯回曲線與骨架曲線

翼緣削弱形式下的模型曲線見圖11。由圖11（a）可知，不同翼緣削弱尺寸條件下，各試件的滯回曲線均較飽滿，節(jié)點的塑性變形能力和耗能性能較好。與無削弱試件JD-0的滯回曲線對比可知，試件JD-1、JD-2、JD-3試件的滯回曲線無明顯差異，這是由于不同翼緣削弱尺寸條件下各試件的剛度較接近，對節(jié)點承載力的影響較小。由圖11（b）可知，不同翼緣削弱尺寸條件下，各試件的骨架曲線與無削弱試件的骨架曲線基本重合且正負向?qū)ΨQ性較好，表明翼緣削弱對節(jié)點影響較小。

腹板削弱形式下的模型曲線見圖12。由圖12（a）可知，各試件的滯回曲線無明顯差異，且均較飽滿。由圖12（b）可知，各試件骨架曲線基本重合，且骨架曲線均包含3個受力階段，分別為彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。

“翼緣+腹板”同時削弱形式下的各模型曲線見圖13。由圖13（a）可知，各試件的滯回曲線變化趨勢基本一致，表明“翼緣+腹板”同時削弱對試件的承載力和耗能影響較小。由圖13（b）可知，各試件的骨架曲線無明顯差異，且骨架曲線均包含3個受力階段，分別為彈性階段、彈塑性階段和破壞階段，試件受力性能較好。

各試件特征點處的模擬參數(shù)見表3。由表3可知，試件JD-1～JD-3的承載能力無明顯差異，屈服彎矩My、峰值彎矩Mmax、極限彎矩Mu的變化幅度均小于2%，可忽略不計，這是由于腹板的抗剪能力較強，翼緣抗彎能力較弱，翼緣削弱形式對試件節(jié)點的影響較小。試件JD-4～JD-8的屈服彎矩My、峰值彎矩Mmax、極限彎矩Mu的變化幅度均小于3%，表明腹板削弱對節(jié)點承載力的影響較小。梁端翼緣削弱尺寸一定的條件下，隨著腹板削弱尺寸的增大，節(jié)點承載力整體呈減小趨勢，與試件JD-9相比，試件JD-13峰值彎矩的減小幅度約為10%。

3.3 "延性與耗能

梁端層間位移角延性系數(shù)為

（2）

等效黏滯阻尼系數(shù)為

（3）

式（2）、式（3）中：E為耗能系數(shù)；S為彎矩-層間位移角滯回曲線的包絡(luò)面積；S1和S2分別為滯回環(huán)正負向極限點與滯回環(huán)在x軸上的投影點以及原點圍成的三角形面積。

利用式（2）和式（3），計算得到各試件的μ和he，見表4。由表4可知，試件JD-1～JD-3的μ為2.12～3.06，表明各試件均具有良好的變形能力，不會發(fā)生脆性破壞，安全性較高。隨著翼緣削弱尺寸的增大，試件的延性逐漸減弱，表明增大翼緣削弱尺寸，會減弱試件的塑性變形能力。試件JD-1～JD-3最終破壞時的he為0.484～0.494，均明顯高于文獻[17]中的he，與文獻[15]和文獻[16]中的he較接近，表明翼緣削弱形式下，各試件的耗能性能較好。試件JD-4～JD-8的μ為2.91～3.02，與文獻[18]中的μ較接近，最終破壞時的he為0.448～0.493，平均值為0.476，明顯高于文獻[18] 中的he，表明各試件的延性和耗能性能較好。隨著“翼緣+腹板”同時削弱尺寸的增大，試件JD-9～JD-13的μ和he均逐漸增大，試件的塑性變形能力逐漸增強，表明增大“翼緣+腹板”同時削弱尺寸，能夠增大梁端塑性鉸的變形能力，提高試件的能量耗散能力，減小節(jié)點核心區(qū)的塑性損傷。

不同削弱形式下各試件的累積能量耗散見圖14。由圖14可知，當(dāng)循環(huán)次數(shù)較少時，各試件均處于彈性狀態(tài)，累積耗散能量較小且發(fā)展平緩。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，各試件逐漸進入彈塑性變形階段和破壞階段，節(jié)點的累積耗能增幅較大。采取翼緣、腹板單獨削弱時，試件的累積耗能較接近。采取“翼緣+腹板”同時削弱時，試件的累積耗能明顯高于僅削弱翼緣或僅削弱腹板時的累積耗能。

3.4 "剛度退化

不同削弱形式下模型的剛度退化曲線見圖15，其中，θ為正表示受拉側(cè)加載，θ為負表示受壓側(cè)加載。由圖15（a）可知，翼緣削弱對試件節(jié)點的剛度影響較小。在加載初期，各試件的初始轉(zhuǎn)動剛度（即θ為0時，對應(yīng)的環(huán)線剛度）隨梁端翼緣削弱尺寸的增大而減小，各試件的正向初始剛度比負向初始剛度稍大，表明在往復(fù)加載過程中，試件的節(jié)點構(gòu)件出現(xiàn)一定的累積損傷。由圖15（b）可知，在加載初期，隨著變形的增大，各試件的剛度基本呈線性衰減。當(dāng)θ為-0.06～-0.03 rad 和0.03～0.06 rad時，試件剛度緩慢減小，加載全程未出現(xiàn)剛度突變現(xiàn)象，這是由于在加載過程中，翼緣連接板逐漸發(fā)生屈曲變形，試件整體承載能力減弱，延性逐漸增大，導(dǎo)致試件剛度的減小幅度逐漸減小。由圖15（c）可知，當(dāng)層間位移角為0～0.03 rad和-0.03～0 rad時，剛度退化曲線呈線性下降趨勢。隨著層間位移角的增大，剛度退化曲線的下降幅度逐漸減小，表明試件剛度逐漸趨于穩(wěn)定。當(dāng)層間位移角為-0.06～-0.03 rad 和0.03～0.06 rad時，隨著“梁端翼緣+腹板”同時削弱尺寸的增大，試件的環(huán)線剛度逐漸減小，表明“翼緣+腹板”同時削弱能夠減小節(jié)點的整體剛度。

4 "結(jié)論

對不同梁端削弱構(gòu)造的模塊化栓焊混合連接節(jié)點進行了有限元參數(shù)分析，研究梁端翼緣削弱、腹板削弱、“翼緣+腹板”同時削弱對節(jié)點應(yīng)力狀態(tài)、滯回性能、延性耗能等抗震性能的影響，得出如下結(jié)論。

（1）基于試驗研究，通過有限元模擬并與試件的破壞形態(tài)、剛度退化曲線、滯回曲線和骨架曲線進行對比，驗證了模塊化栓焊混合節(jié)點有限元模型的合理性，該模型可有效模擬地震作用下模塊化栓焊混合連接節(jié)點的受力性能和抗震性能。

（2）翼緣、腹板分別單獨削弱時，鋼梁的削弱截面能夠?qū)⒘憾藨?yīng)力有效傳遞至節(jié)點核心區(qū)，減小核心區(qū)模塊和柱端鋼骨的應(yīng)力，增大翼緣連接板處的應(yīng)力集中。翼緣、腹板分別單獨削弱對節(jié)點承載力、剛度和耗能等抗震性能的影響較小，可忽略不計。采取翼緣、腹板單獨削弱時，應(yīng)合理設(shè)計削弱尺寸，保證應(yīng)力的有效傳遞。

（3）“翼緣+腹板”同時削弱能夠減小核心區(qū)模塊的應(yīng)力集中和翼緣連接板處的損傷，在梁端削弱位置處形成塑性鉸，降低節(jié)點的承載力。梁端層間位移角延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)均呈遞增趨勢，節(jié)點整體表現(xiàn)出良好的塑性變形能力和能量耗散能力。

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