節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)滯回性能研究

鄭 宏 王 瑋 楊瑞鵬 張 馳

（長(zhǎng)安大學(xué)建筑工程學(xué)院，西安 710064）

0 引言

鋼框架中的梁柱節(jié)點(diǎn)作為結(jié)構(gòu)的重要部位，將梁柱連接成為一個(gè)整體，能夠有效傳遞力和彎矩。梁柱焊接節(jié)點(diǎn)作為剛性連接長(zhǎng)期被認(rèn)為具有良好的韌性，可以依靠塑性變形來(lái)吸收地震能量。然而北嶺地震和阪神地震中，梁柱焊接處發(fā)生了較多的脆性斷裂，人們開始改變看法，相關(guān)學(xué)者對(duì)鋼框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了深入的研究，提出了很多新型的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式，這些節(jié)點(diǎn)主要分為削弱型節(jié)點(diǎn)和加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)兩大類。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)已開展了廣泛研究，相繼提出過(guò)擴(kuò)翼式梁柱節(jié)點(diǎn)、梁端蓋板和翼緣板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、柱腹板加補(bǔ)強(qiáng)板及橫向加勁肋加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)等。方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)，類似于利用混凝土對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng)，可以充分發(fā)揮兩類材料的優(yōu)點(diǎn)，現(xiàn)應(yīng)用較為廣泛。Morita K［1］提出內(nèi)隔板式連接節(jié)點(diǎn)，通過(guò)擬靜力試驗(yàn)證明在循環(huán)荷載下，節(jié)點(diǎn)具有良好的延性和耗能性能。于旭［2］提出T型加勁板式連接節(jié)點(diǎn)，進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明該類節(jié)點(diǎn)抗震性能優(yōu)良，并針對(duì)該節(jié)點(diǎn)給出了相關(guān)抗震設(shè)計(jì)建議。

針對(duì)削弱型節(jié)點(diǎn)，國(guó)內(nèi)外也已開展較多研究，其中，Pachoumis［3］提出RBS型連接節(jié)點(diǎn)，進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)和有限元分析，結(jié)果表明該節(jié)點(diǎn)滯回性能良好，塑性變形能力較強(qiáng)。Li R［4］對(duì)圓鋼管混凝土柱RBS型連接組合中節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，得出該節(jié)點(diǎn)能夠使塑性鉸外移，且節(jié)點(diǎn)最終以柱中混凝的壓碎和鋼管柱的屈曲為破壞模式。

對(duì)比國(guó)內(nèi)外研究發(fā)現(xiàn)，對(duì)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的研究存在以下局限：①橫向加勁肋-柱腹板補(bǔ)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，焊接板件較多，很難保證焊縫質(zhì)量，并且較大的殘余應(yīng)力不利于節(jié)點(diǎn)發(fā)揮其抗震性能；②梁端加翼緣板節(jié)點(diǎn)，增加了梁截面高度，影響建筑美觀，同時(shí)也不能改善節(jié)點(diǎn)在強(qiáng)軸和弱軸兩個(gè)方向上的連接強(qiáng)度差異；③側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)，會(huì)導(dǎo)致梁長(zhǎng)度方向的截面抗彎剛度發(fā)生突變，側(cè)板焊接處形成應(yīng)力集中，從而形成裂縫，降低了節(jié)點(diǎn)的承載力和可靠性；④擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)，增加的短梁與鋼梁的對(duì)接焊縫處容易發(fā)生脆性斷裂，會(huì)降低結(jié)構(gòu)的承載力和穩(wěn)定性。

結(jié)合以上研究的不足，本文提出了節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)，即在工字形柱節(jié)點(diǎn)域一定高度范圍焊接蒙皮板和加勁肋，并在與柱腹板和翼緣形成的封閉區(qū)域內(nèi)澆筑灌漿料，具體結(jié)構(gòu)和裝配圖如圖1（a）、（b）、（c）所示；為改善該節(jié)點(diǎn)的不足，進(jìn)行了RBS削弱，最終提出RBS削弱型節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)，結(jié)構(gòu)如圖1（d）所示。

圖1 節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)及RBS削弱型節(jié)點(diǎn)詳圖Fig.1 Detail of local grouting joint and RBS weakened joint

1 有限元模擬及驗(yàn)證

由于本文提出的新型節(jié)點(diǎn)類似于方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)，因此采用ABAQUS對(duì)方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行建模分析，并與已有試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，證明有限元建模的可靠性。

1.1 試件幾何尺寸及材料屬性

本文對(duì)文獻(xiàn)［5］中試件進(jìn)行數(shù)值模擬，試件為十字形節(jié)點(diǎn)，其節(jié)點(diǎn)輪廓尺寸和內(nèi)隔板尺寸如圖2、圖3所示，各構(gòu)件截面尺寸見表1。

表1 各構(gòu)件的截面尺寸（單位：mm）Table 1 The section size of each component（Unit：mm）

圖2 節(jié)點(diǎn)尺寸（單位：mm）Fig.2 Size of joint（Unit：mm）

圖3 隔板尺寸（單位：mm）Fig.3 Size of diaphragm（Unit：mm）

試件鋼材類型為Q345B，灌漿料強(qiáng)度等級(jí)為C40，各材料性能見表2。

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

1.2 邊界條件及加載制度

試驗(yàn)裝置如圖4所示，加載分為兩步，首先進(jìn)行荷載加載，對(duì)柱頂施加水平方向的循環(huán)荷載，試件達(dá)到彈性極限后；然后進(jìn)行位移加載，位移按照1倍、2倍、3倍的屈服位移進(jìn)行加載，每級(jí)循環(huán)3次，直到試件破壞。正式加載前，在柱頂施加1 000 kN的軸向壓力，以保證柱的穩(wěn)定。

圖4 試驗(yàn)裝置Fig.4 Test equipment

利用ABAQUS對(duì)該試件進(jìn)行建模，模型如圖5所示。柱底采用鉸接約束，梁兩端約束豎向位移，在柱頂施加豎向軸力和水平作用。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

1.3 有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

1.3.1 破壞模式對(duì)比

通過(guò)有限元模擬分析發(fā)現(xiàn)，模型與試驗(yàn)試件的破壞模式較為一致，見圖6，試件中左梁上端翼緣發(fā)生撕裂，有限元模型中對(duì)應(yīng)位置產(chǎn)生大于鋼材破壞的應(yīng)力；試件中右梁下翼緣對(duì)接焊縫處發(fā)生脆性斷裂，有限元模型中對(duì)應(yīng)位置應(yīng)力集中較明顯，應(yīng)力遠(yuǎn)大于周邊鋼材應(yīng)力。

圖6 試驗(yàn)試件與有限元模型破壞對(duì)比Fig.6 Destruction comparison between test specimen and finite element model

1.3.2 滯回曲線對(duì)比

有限元模擬所得滯回曲線如圖7（a）所示，試驗(yàn)所得滯回曲線如圖7（b）所示，通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，二者曲線飽和度相似，彈性階段的斜率接近，形狀均為梭形，由于有限元模型假定材料未損傷，且未實(shí)現(xiàn)單元?jiǎng)h除，因此曲線形狀較為理想，對(duì)稱性較好。

圖7 滯回曲線對(duì)比Fig.7 The comparison of Hysteretic curves

1.3.3 骨架曲線對(duì)比

圖8給出了構(gòu)件的試驗(yàn)與有限元模擬分析的骨架曲線，從圖中可以看出兩曲線斜率走勢(shì)接近，吻合較好。

圖8 骨架曲線對(duì)比Fig.8 The comparison of Skeleton curves

1.3.4 延性對(duì)比

試驗(yàn)與有限元模型分析所得試件的各延性指標(biāo)見表3，包括層間位移系數(shù)（u=Δu/Δy）、層間轉(zhuǎn)角延性系數(shù)（uφ=φu/φy）。由表可知，延性指標(biāo)的有限元模擬值與試驗(yàn)值較為接近。

表3 構(gòu)件延性指標(biāo)的試驗(yàn)與有限元模擬值Table 3 Experimental and finite element simulation values of ductility index of specimen

1.3.5 承載力對(duì)比

有限元模型的屈服荷載為156 kN，試驗(yàn)的屈服荷載為168.1 kN，誤差為7.8%；有限元模型的峰值荷載為160 kN，試驗(yàn)的峰值荷載為190.3 kN，誤差為18.9%。由于有限元模型未考慮材料損傷等缺陷，其承載力高于試驗(yàn)值，但誤差均在20%以內(nèi)，有限元模擬結(jié)果較為可靠。

1.3.6 耗能能力對(duì)比

原試驗(yàn)選用耗能系數(shù)E［5］作為衡量試件耗能能力指標(biāo)，試驗(yàn)和有限元中構(gòu)件的耗能系數(shù)E見表4。由表可知，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差為16.7%，在20%以內(nèi)，模擬結(jié)果較為可靠。

表4 構(gòu)件耗能系數(shù)的試驗(yàn)與有限元模擬值Table 4 Experimental and finite element simulation values of energy dissipation of specimen

綜上，有限元模擬的各項(xiàng)指標(biāo)均與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，誤差在合理范圍內(nèi)，因此通過(guò)ABAQUS模擬試驗(yàn)進(jìn)行分析是可行的。

2 節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)滯回性能分析

本文應(yīng)用ABAQUS建立傳統(tǒng)鋼節(jié)點(diǎn)（TSJ）、柱腹板補(bǔ)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)（FBJ）以及節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)（CSJ）模型，對(duì)比三類節(jié)點(diǎn)的滯回性能。

2.1 有限元模型建立

2.1.1 試件設(shè)計(jì)

本文中的構(gòu)件尺寸及鋼材型號(hào)選取如下：梁選取HN300×200×8×12，梁長(zhǎng)2 400 mm；柱選取HW300×300×12×16，柱高3 300 mm，節(jié)點(diǎn)域的加勁肋、FBJ節(jié)點(diǎn)中的補(bǔ)強(qiáng)板分別與梁翼緣和柱腹板等厚；CSJ中的澆筑灌漿料厚度取1.4倍梁高，蒙皮板與柱翼緣等厚，以保證鋼柱弱軸方向的連接。三種節(jié)點(diǎn)類型的裝配圖如圖9所示。

圖9 三種節(jié)點(diǎn)的裝配圖Fig.9 Assembly drawing of three joints

2.1.2 材料本構(gòu)模型

鋼材的屬性參照文獻(xiàn)［6］，本構(gòu)關(guān)系如圖10所示。材料力學(xué)性能如表5所示。

圖10 鋼材本構(gòu)關(guān)系Fig.10 The constitutive relation of steel

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

灌漿料等級(jí)取C40，性能指標(biāo)如表6所示。

表6 灌漿料材料性能Table 6 The material properties of concrete

灌漿料采用考慮損傷因子的塑性損傷模型來(lái)進(jìn)行有限元分析，建模所需參數(shù)，依據(jù)文獻(xiàn)［9］第C.2.3節(jié)、C.2.4節(jié)所提供的算法及公式進(jìn)行確定。

2.1.3 邊界條件及加載方式

該結(jié)構(gòu)邊界條件及加載位置如圖11所示，柱底采用鉸接，梁兩端約束豎向位移，柱頂施加豎向力，保證柱軸壓比達(dá)到0.2，然后在柱頂施加水平往復(fù)作用。

圖11 結(jié)構(gòu)邊界條件及加載位置Fig.11 Structural boundary conditions and loading position

整個(gè)模擬過(guò)程的加載方式為：首先施加0.2倍的屈服位移，之后以20%的增量逐級(jí)遞增，直到80%的屈服位移，每級(jí)循環(huán)一次；然后分別施加1～5倍的屈服位移，每級(jí)循環(huán)三次，當(dāng)節(jié)點(diǎn)承載力下降至80%極限荷載或者構(gòu)件破壞時(shí)進(jìn)行卸載，整個(gè)過(guò)程的加載制度如圖12所示。

圖12 加載制度Fig.12 Loading system

2.2 三類節(jié)點(diǎn)有限元模擬對(duì)比分析

2.2.1 應(yīng)力應(yīng)變分析對(duì)比

圖13為TSJ節(jié)點(diǎn)在三個(gè)位移時(shí)刻下的應(yīng)力分布。由圖可得，屈服位移時(shí)刻，梁柱焊縫處應(yīng)力集中明顯，節(jié)點(diǎn)域內(nèi)產(chǎn)生較大應(yīng)力應(yīng)變；峰值位移時(shí)刻，梁柱焊縫處的應(yīng)力值已遠(yuǎn)大于鋼材的破壞應(yīng)力，很容易發(fā)生脆性斷裂，節(jié)點(diǎn)域出現(xiàn)明顯的剪切變形；極限位移時(shí)刻，節(jié)點(diǎn)域和焊縫處應(yīng)力進(jìn)一步增大，節(jié)點(diǎn)域發(fā)生嚴(yán)重的剪切變形。

圖13 TSJ節(jié)點(diǎn)鋼材應(yīng)力分布Fig.13 The steel stress distribution of TSJ joint

FBJ節(jié)點(diǎn)在屈服位移、峰值位移和極限位移作用下，內(nèi)部應(yīng)力分布如圖14所示。由圖可知，屈服位移時(shí)刻，梁柱焊縫處應(yīng)力最大，節(jié)點(diǎn)域柱腹板產(chǎn)生較小的塑性應(yīng)變；隨著位移的增加，達(dá)到峰值位移時(shí)刻，梁端與節(jié)點(diǎn)域的應(yīng)力應(yīng)變較大，塑性變形進(jìn)一步增加；當(dāng)位移達(dá)到極限位移時(shí)刻時(shí)，梁端形成塑性鉸，整個(gè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行內(nèi)力重分布，節(jié)點(diǎn)域應(yīng)力降低，主要破壞集中在梁端塑性鉸處。與TSJ節(jié)點(diǎn)相比，F(xiàn)BJ節(jié)點(diǎn)最終破壞主要集中在梁端塑性鉸處，節(jié)點(diǎn)域處較為安全，更符合抗震設(shè)計(jì)中“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的理念。

圖14 FBJ節(jié)點(diǎn)鋼材應(yīng)力云圖Fig.14 The steel stress distribution of FBJ joint

圖15為CSJ節(jié)點(diǎn)達(dá)到屈服位移、峰值位移和極限位移時(shí)的應(yīng)力分布圖。屈服位移時(shí)，節(jié)點(diǎn)最大應(yīng)力集中在梁柱焊縫處，節(jié)點(diǎn)域應(yīng)力較小，基本處于彈性階段，未發(fā)生明顯的變形；位移繼續(xù)增大，當(dāng)達(dá)到峰值位移時(shí)刻，應(yīng)力擴(kuò)散至梁端，已明顯達(dá)到較高水平，產(chǎn)生了較大的塑性變形，節(jié)點(diǎn)域上應(yīng)力有小幅增加，但仍未產(chǎn)生明顯的變形；當(dāng)位移增加至極限位移時(shí)刻，梁端應(yīng)力增加至屈服應(yīng)力，產(chǎn)生塑性鉸，發(fā)生較大的塑性變形，此時(shí)整個(gè)節(jié)點(diǎn)內(nèi)部發(fā)生應(yīng)力重分布，節(jié)點(diǎn)域內(nèi)的應(yīng)力反而有一定程度的降低，仍未見明顯的變形。CSJ節(jié)點(diǎn)的最終破壞形式與FBJ節(jié)點(diǎn)一致，均為梁端產(chǎn)生塑性鉸而破壞，但相較于FBJ節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)域內(nèi)的應(yīng)力更小，產(chǎn)生的變形更小，因此節(jié)點(diǎn)域的承載力遠(yuǎn)大于鋼梁，整個(gè)節(jié)點(diǎn)的安全儲(chǔ)備更好，更符合“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的抗震理念。

CSJ節(jié)點(diǎn)內(nèi)部的灌漿料應(yīng)力分布如圖16所示。屈服位移時(shí)刻，在灌漿料塊的角部產(chǎn)生較大應(yīng)力；隨著位移的增加，應(yīng)力逐漸向塊體的中部擴(kuò)散；但當(dāng)位移增至使梁端產(chǎn)生塑性鉸后，發(fā)生內(nèi)力重分布，灌漿料塊體的應(yīng)力有所降低。

圖16 CSJ節(jié)點(diǎn)灌漿料應(yīng)力云圖Fig.16 The stress distribution of CSJ joint’s grouting material

綜合對(duì)比以上三種節(jié)點(diǎn)的破壞特征發(fā)現(xiàn)，TSJ節(jié)點(diǎn)最終以梁和節(jié)點(diǎn)域發(fā)生較大的塑性變形而破壞；FBJ節(jié)點(diǎn)最終以梁端形成塑性鉸，節(jié)點(diǎn)域發(fā)生一定的塑性變形而破壞；CSJ節(jié)點(diǎn)最終以梁端形成塑性鉸，節(jié)點(diǎn)域幾乎不發(fā)生變形而破壞。由此可知，CSJ節(jié)點(diǎn)域中的灌漿料可以有效加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)域的剛度和承載力，為結(jié)構(gòu)的抗震提供可靠保障。

2.2.2 滯回曲線和耗能能力對(duì)比

圖17為三種節(jié)點(diǎn)滯回曲線對(duì)比圖，三者均顯示出了良好的工作性能。三節(jié)點(diǎn)的滯回曲線均呈梭形且對(duì)稱飽滿，TSJ節(jié)點(diǎn)由于節(jié)點(diǎn)域剛度和承載力較低，破壞較早，滯回環(huán)包裹面積較?。籆SJ和FBJ節(jié)點(diǎn)隨著加載位移的增大，滯回環(huán)面積不斷增加，但由于加載后期，梁端塑性鉸的形成，節(jié)點(diǎn)整體剛度和承載力的下降，滯回環(huán)較之前的更加扁長(zhǎng)。

圖17 滯回曲線對(duì)比Fig.17 The comparison of hysteretic curves

從三個(gè)節(jié)點(diǎn)的滯回環(huán)面積中可以看出，TSJ節(jié)點(diǎn)的耗能能力最小，CSJ和FBJ節(jié)點(diǎn)的耗能能力較為接近。為了更深入地研究各節(jié)點(diǎn)的耗能能力，采用等效黏滯阻尼系數(shù)he［6］來(lái)進(jìn)行評(píng)價(jià)。

he越大，說(shuō)明該節(jié)點(diǎn)的耗能能力越強(qiáng)。圖18為三種節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)曲線。由圖可知，在加載前期，TSJ節(jié)點(diǎn)的耗能能力較強(qiáng)，主要是因?yàn)門SJ節(jié)點(diǎn)較早進(jìn)入塑性，同時(shí)節(jié)點(diǎn)域發(fā)生剪切變形，轉(zhuǎn)動(dòng)能力較強(qiáng)，耗能更多；隨著加載的增大，CSJ和FBJ節(jié)點(diǎn)的梁端逐漸形成塑性鉸，節(jié)點(diǎn)的耗能增長(zhǎng)較快；在加載后期，CSJ和FBJ節(jié)點(diǎn)的耗能均大于TSJ節(jié)點(diǎn)，一方面是因?yàn)門SJ節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)域剪切變形過(guò)大，耗能能力降低，另一方面，梁端塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)的耗能要強(qiáng)于節(jié)點(diǎn)域剪切變形的耗能。

圖18 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線對(duì)比圖Fig.18 Comparison diagram of equivalent viscous damping coefficient curves

2.2.3 骨架曲線對(duì)比

圖19為三類節(jié)點(diǎn)的骨架曲線對(duì)比圖，由圖可得，CSJ節(jié)點(diǎn)的承載力明顯大于FBJ和TSJ節(jié)點(diǎn)，說(shuō)明在節(jié)點(diǎn)域澆筑灌漿料可以有效加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，提高節(jié)點(diǎn)承載力；之所以會(huì)出現(xiàn)后期承載力下降，主要是因?yàn)殡S著加載位移的增大，梁端塑性鉸形成后，節(jié)點(diǎn)剛度下降，轉(zhuǎn)動(dòng)能力增強(qiáng)；而TSJ節(jié)點(diǎn)承載力未出現(xiàn)下降，也反映出了該節(jié)點(diǎn)并沒(méi)有充分發(fā)揮出材料的塑性變形能力。

圖19 骨架曲線對(duì)比Fig.19 Comparison of skeleton curves

2.2.4 延性對(duì)比分析

各試件的延性系數(shù)見表7，由前述可知，TSJ節(jié)點(diǎn)發(fā)生節(jié)點(diǎn)域的剪切變形，延性較差，因此本文主要對(duì)CSJ和FBJ兩種節(jié)點(diǎn)的延性進(jìn)行分析，以確定灌漿料對(duì)節(jié)點(diǎn)延性的影響程度。

表7中Py和Pu分別為試件的屈服荷載和極限荷載，Δu、Δy表示結(jié)構(gòu)的極限位移和屈服位移，μ為位移延性系數(shù)（μ=Δu/Δy）［7］。分析可知，CSJ節(jié)點(diǎn)的位移延性系數(shù)相比FBJ節(jié)點(diǎn)有所提高，但二者的延性系數(shù)都比較小，延性較差。

表7 節(jié)點(diǎn)承載力及延性指標(biāo)對(duì)比Table 7 Comparison of joint bearing capacity and ductility indexes

2.2.5 剛度退化對(duì)比分析

節(jié)點(diǎn)的剛度退化可以通過(guò)割線剛度系數(shù)K［8］的變化來(lái)反映。三種節(jié)點(diǎn)的割線剛度系數(shù)K隨著位移的退化曲線見圖20。

圖20 節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線Fig.20 Stiffness degradation curves of joint

由圖可知，CSJ和FBJ節(jié)點(diǎn)的剛度明顯大于TSJ節(jié)點(diǎn)的剛度，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)域加強(qiáng)后可以顯著提高節(jié)點(diǎn)的整體剛度；CSJ節(jié)點(diǎn)的初始剛度大于FBJ節(jié)點(diǎn)的初始剛度，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)域澆筑灌漿料可以有效提高節(jié)點(diǎn)的剛度。TSJ節(jié)點(diǎn)在加載初期的剛度退化明顯快于CSJ和FBJ節(jié)點(diǎn)，主要是由于TSJ節(jié)點(diǎn)節(jié)點(diǎn)域柱腹板的剪切變形所造成的；進(jìn)入彈塑性階段后，由于CSJ節(jié)點(diǎn)內(nèi)部灌漿料的破壞對(duì)剛度有一定影響，因此剛度退化速度略快于FBJ節(jié)點(diǎn)；加載后期，進(jìn)入塑性階段，各節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線趨于穩(wěn)定平緩。

3 RBS削弱型節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)滯回性能分析

通過(guò)以上分析可知，節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)具有承載力高、初始剛度大、滯回性能好、耗能能力強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)也具有延性差、梁柱焊縫應(yīng)力集中的缺點(diǎn)。為改善該節(jié)點(diǎn)的缺陷，擬在梁端采用RBS［9］削弱，將塑性鉸外移，由此提出RBS削弱型節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)（RCSJ），如圖1（d）所示，其中：a=0.6bf，b=0.75hb，c=0.22bf，bf為鋼梁翼緣寬度，hb為鋼梁截面高。

利用ABAQUS對(duì)RCSJ節(jié)點(diǎn)進(jìn)行建模分析，并與CSJ節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如下。

3.1 滯回曲線和耗能能力對(duì)比分析

圖21為RCSJ節(jié)點(diǎn)與CSJ節(jié)點(diǎn)的滯回曲線的對(duì)比圖。由圖可知，兩曲線均對(duì)稱飽滿，呈梭形狀，具有良好的滯回性能。CSJ節(jié)點(diǎn)承載力明顯高于RCSJ節(jié)點(diǎn)，隨著加載位移的增大，RCSJ節(jié)點(diǎn)的滯回環(huán)面積大于CSJ節(jié)點(diǎn)的，加載后期RCSJ節(jié)點(diǎn)依靠外移的塑性鉸具有更好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，可吸收更多的能量，而CSJ節(jié)點(diǎn)由于梁端處焊縫應(yīng)力集中，轉(zhuǎn)動(dòng)能力相對(duì)較差，且較早發(fā)生破壞，耗能相對(duì)較差。

圖21 滯回曲線對(duì)比Fig.21 The comparison of hysteretic curves

采用等效黏滯阻尼系數(shù)he對(duì)兩節(jié)點(diǎn)耗能能力進(jìn)行分析，如圖22所示，由圖可知，RCSJ節(jié)點(diǎn)的耗能能力強(qiáng)于CSJ節(jié)點(diǎn)，與上述分析所對(duì)應(yīng)。

圖22 等效黏滯阻尼系數(shù)對(duì)比Fig.22 Comparison of equivalent viscous damping coefficient curves

3.2 骨架曲線對(duì)比

兩節(jié)點(diǎn)的骨架曲線如圖23所示。對(duì)比兩曲線可知，RCSJ節(jié)點(diǎn)和CSJ節(jié)點(diǎn)的破壞均經(jīng)歷了彈性、彈塑性和塑性三個(gè)階段；CSJ節(jié)點(diǎn)的承載力高于RCSJ節(jié)點(diǎn)，但達(dá)到屈服位移后，下降較為突然，且明顯快于RCSJ節(jié)點(diǎn)，這是由于CSJ節(jié)點(diǎn)梁柱焊縫處發(fā)生的脆性斷裂所致，而RCSJ節(jié)點(diǎn)由于梁端削弱，塑性鉸外移至削弱處，高應(yīng)力區(qū)避開了焊縫連接處，可充分利用鋼材的塑性變形。

圖23 骨架曲線對(duì)比Fig.23 Comparison of skeleton curves

3.3 延性對(duì)比分析

RCSJ節(jié)點(diǎn)和CSJ節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)如表8所示，對(duì)比表中各系數(shù)可知，RBS削弱雖然使節(jié)點(diǎn)的屈服荷載和極限荷載分別下降18.39%和22.98%，但使節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)提高58.96%，較大程度地改善了CSJ節(jié)點(diǎn)的延性。

表8 節(jié)點(diǎn)承載力及延性指標(biāo)對(duì)比Table 8 Comparison of joint bearing capacity and ductility indexes

3.4 剛度退化曲線

圖24為兩節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線，對(duì)比兩曲線可知，兩節(jié)點(diǎn)的剛度退化趨勢(shì)較為一致，CSJ節(jié)點(diǎn)的初始剛度大于RCSJ節(jié)點(diǎn)的；加載初期，曲線下降緩慢，表明兩節(jié)點(diǎn)剛度退化程度較??；隨著位移的增大，曲線下降增快，且CSJ節(jié)點(diǎn)下降速率更快，表明CSJ節(jié)點(diǎn)剛度退化更快，這主要是由于，CSJ節(jié)點(diǎn)塑性鉸內(nèi)的梁柱焊縫處應(yīng)力較大，從而使節(jié)點(diǎn)域內(nèi)部的灌漿料承受的應(yīng)力更大，灌漿料破壞相對(duì)較嚴(yán)重，剛度退化較多。

圖24 剛度退化曲線對(duì)比Fig.24 Comparison of stiffness degradation curves

4 結(jié) 論

本文在驗(yàn)證ABAQUS有限元軟件可行的基礎(chǔ)上，提出了節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)（CSJ）和RBS削弱型節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)節(jié)點(diǎn)（RCSJ），并通過(guò)有限元建模分析，將傳統(tǒng)鋼節(jié)點(diǎn)（TSJ）、柱腹板補(bǔ)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)（FBJ）、節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)（CSJ）和RBS削弱型節(jié)點(diǎn)域局部灌漿節(jié)點(diǎn)（RCSJ）在往復(fù)荷載下的滯回性能進(jìn)行對(duì)比，得出以下結(jié)論：

（1）CSJ節(jié)點(diǎn)最終以梁端形成塑性鉸而破壞，破壞時(shí)節(jié)點(diǎn)域內(nèi)應(yīng)力較小，幾乎未發(fā)生變形，符合“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”的抗震理念。

（2）CSJ節(jié)點(diǎn)較TSJ、FBJ節(jié)點(diǎn)具有更高的承載力和初始剛度，延性系數(shù)雖有所提升，但數(shù)值較小，整體延性較差。

（3）CSJ節(jié)點(diǎn)的耗能能力強(qiáng)于TSJ和FBJ節(jié)點(diǎn)，剛度退化情況優(yōu)于TSJ節(jié)點(diǎn)，但不如FBJ節(jié)點(diǎn)。

（4）RCSJ節(jié)點(diǎn)在承載力和剛度降低不多的情況下，大大提升了CSJ節(jié)點(diǎn)的延性，同時(shí)有效地增加了節(jié)點(diǎn)的耗能能力。

（5）RCSJ節(jié)點(diǎn)的剛度退化情況明顯優(yōu)于CSJ節(jié)點(diǎn)。

綜上，CSJ節(jié)點(diǎn)的滯回性能優(yōu)于TSJ和FBJ節(jié)點(diǎn)，RCSJ節(jié)點(diǎn)很好地改善了CSJ節(jié)點(diǎn)延性差、梁端焊縫處應(yīng)力集中的缺點(diǎn)，進(jìn)一步提升了節(jié)點(diǎn)的滯回性能。