操礼林，虞振云，陆春华
(江苏大学 土木工程与力学学院， 镇江 212013)
钢框架结构体系因其具有强度高、自重轻、变形能力强等优势，逐渐成为装配式建筑中的主流结构，契合了我国可持续绿色发展战略[1-2].梁柱节点是钢框架结构体系中不可或缺的重要构成部分，其连接形式对结构整体的承载能力及抗震性能具有巨大影响[3-4].《钢结构设计标准》[5]建议梁柱连接节点可采用栓焊混合连接[6-7]、螺栓连接[8-9]、焊接连接[10]、端板连接[11-12]、顶底角钢连接[13-14]等形式.
近年来，国内外学者针对不同连接形式的梁柱节点开展了理论分析、试验研究及数值模拟.文献[15]基于试验研究提出了一种循环荷载作用下RC内梁柱节点的抗剪强度半经验预测模型；
文献[16]设计了一种预制模块化螺栓拼接节点，并通过拟静力试验分析了其良好的抗震性能；
文献[17]设计了槽钢转换件高效装配方钢管柱与H型钢梁并开展了试验研究，结果表明半刚性槽钢连接节点具有优越的受弯承载性能；
文献[18]通过静力试验研究T形钢连接半刚性梁柱节点的受力性能，并建立了该类连接节点的弯矩-转角曲线模型；
文献[19]提出了一种新型外套筒式梁柱拼接节点，通过拟静力试验及有限元模拟，研究了其抗震性能及轴压比、角钢厚度、套筒厚度参数对节点性能的影响规律.
传统梁柱连接节点多采用栓焊形式，由于焊接工艺及作业环境的影响，梁柱节点连接处焊缝质量难以保证，极易出现应力集中现象并发生焊接处脆性破坏，对梁柱节点整体力学性能产生较大影响.
文中提出了一种新型内套筒装配式全螺栓连接梁柱节点形式，并对其开展静力和拟静力两方面的数值模拟分析，对基准节点的承载能力、破坏模式及抗震性能进行深入研究分析，探讨了重要构造参数对新型节点承载能力的影响，为钢框架梁柱连接节点结构体系的工程实际应用提供了参考.
文中选用ABAQUS有限元分析软件进行数值模拟，从静力学和拟静力学两方面来分析新型内套筒连接方钢管柱与H型钢梁装配式节点的受力性能.
1.1 模型设计
新型节点首先通过八边形内套筒式柱连接件连接上下柱，由槽型钢翼缘高强螺栓进行初步固定，再安装加劲L型连接件由高强螺栓再次固定，最后拼接H型钢梁.方钢管柱截面取250 mm×250 mm×10 mm，钢梁截面取250 mm×150 mm×8 mm×12 mm，具体节点模型尺寸如表1、图1.
表1 新型节点主要构造参数
图1 内套筒装配式梁柱连接节点(单位：mm)
1.2 材料本构模型及接触定义
钢材选用弹塑性本构模型，钢材屈服后应力-应变曲线保持线性.材料主要参数如表2.
表2 新型节点主要材料参数
新型装配式节点存在大量接触关系，各个接触面采用“surface-to-surface”接触，切向行为采用“Penalty”摩擦公式，摩擦系数设置为0.45，法向行为采用“Hard”接触，允许接触后分离.
1.3 边界条件及分析步设置
方钢管柱底端施加X、Y、Z方向的平动约束及X、Y方向的转动约束，即视为固定铰；
柱顶端施加X、Z方向平动约束及X、Y方向的转动约束；
钢梁远端施加Z方向的平动约束，可有效防止荷载施加时钢梁侧向失稳现象的发生.
采用软件自带“Bolt load”模块施加螺栓预紧力.共建立4个分析步：第1个分析步中施加10 kN的螺栓预紧力，以平稳建立螺栓杆与螺栓孔壁之间的接触关系，提高计算的收敛性；
第2个分析步中将螺栓上的预紧力增加至规范设计值的155 kN；
第3个分析步中将螺栓上的预紧力设置为固定螺栓长度；
第4个分析步中在梁端分别施加单调位移荷载和低周循环荷载进行非线性计算.
基于文献[20]所完成的试验分析结果，文中分别对单调静载试验试件JD-1、JD-2及拟静力试验试件JD-3、JD-4进行数值模拟分析，通过试验研究与数值模拟结果的对比来验证有限元分析方法的适用性.试件尺寸参数及其所选用的钢材和高强螺栓的材料属性设置详见文献[20].
2.1 单调静载试验结果验证
有限元模拟与试验结果的荷载-位移曲线及破坏模式对比分别如图2、3.
图2 单调加载试件试验与模拟结果对比
图2表明，有限元分析计算得到的荷载-位移曲线与试验研究所得的荷载-位移曲线整体吻合较好，由于有限元模型中的支座约束条件皆为理想的边界条件约束，故其计算分析得到的曲线初始斜率略大于试验分析结果；
数值模拟得到的曲线不出现下降段是由于所采用的钢材材料本构模型不涉及到损伤退化，无法模拟出大荷载作用下钢梁与下连接件处螺栓的断裂现象.
试件JD-1极限承载力模拟值为429.25 kN，试验值为432.81 kN；
试件JD-2极限承载力模拟值为538.96 kN，极限承载力试验值为551.92 kN，两者误差均在1%以内，处于可接受范围内.
图3表明，试件JD-1数值模拟结果梁端位移明显，上连接件在钢梁的挤压作用下出现鼓曲变形，下连接件与钢梁逐渐“脱离”；
试件JD-2上连接件发生“翻转”，中部出现鼓曲变形，下连接件出现明显的“抽出”现象，上下连接件产生倾角，与两侧耳板发生分离，出现一定的空隙.梁柱节点有限元模拟结果与单调静载试验最终破坏模式一致.
图3 单调加载试件试验与模拟破坏模式对比
2.2 循环加载试验结果验证
有限元模拟与试验实测的弯曲-转角(θr)曲线及节点的破坏模式对比分别如图4、5.
图4 循环加载试件试验与模拟结果对比
图4表明，有限元分析所得的弯矩-转角滞回曲线与试验结果曲线均呈现反S型，发生明显的捏缩现象，曲线发展趋势一致.试件JD-3极限弯矩模拟值为501.10 kN·m，试验实测值为546.30 kN·m；
试件JD-4极限弯矩模拟值为454.41 kN·m，试验实测值为412.87 kN·m，峰值弯矩计算误差均在10%以内，处于可接受范围之内.
由图5可知，试件JD-3、JD-4在低周循环荷载作用下梁端位移变形明显，上连接件出现了明显的翻转、鼓曲现象，下连接件与钢梁发生了水平方向上的滑移现象，二者之间的连接螺栓发生较大剪切破坏，方钢管柱耳板扩长螺栓孔处未出现明显的滑移现象，有限元数值模拟与拟静力试验研究结果最终破坏模式一致.
图5 循环加载试件试验与模拟破坏模式对比
因此，通过以上试验研究与数值模拟结果对比分析可知，方钢管柱与H型钢梁装配式连接节点在单调荷载作用下的静力性能和低周循环荷载作用下的抗震性能可以有效通过数值模拟分析得到，该有限元建模分析方法具有适用性与正确性.
3.1 基准节点应力分布及破坏模式
BASE节点模型在单调位移荷载的作用下，经历了弹性、弹塑性和塑性变形阶段，节点模型最终破坏应力云图及各部件模拟结果分别如图6、7.
由图6可知，当结构发生破坏时，加劲L型钢均被拉离柱腹板一定距离，且L型钢翼缘、腹板发生明显的鼓曲变形，槽钢腹板受拉、受压区域分别发生微小的外凸、内凹变形，节点整体最大应力集中于对拉螺栓处，栓杆发生明显的剪切变形.梁上各部分均处于弹性状态，表明H型钢梁并不是此类节点的薄弱部分.
图6 BASE节点破坏应力云图
图7(a)表明柱上应力主要集中于柱连接件与上下柱体连接处及受压区螺栓孔周围，柱体东侧下部及西侧上部出现受压凹曲变形，但柱整体变形较小，可以有效承担较大的荷载.图7(b)为柱连接件应力云图，可知柱连接处及附近螺栓孔应力较大，八边形内套筒受压区发生较大凹曲变形，但中部柱面几乎未发生变形.图7(c)表明节点域槽钢发生S形鼓曲变形，应力主要集中于侧面槽钢腹板受剪区及东西侧槽钢腹板受拉区，四面槽钢具有外套筒式紧箍作用，与八边形内套筒协同作用可有效保护柱体不发生大变形破坏，保证梁柱节点连接性能.
图7 BASE节点各部件模拟结果
图7(d)为钢梁屈服破坏时的应力云图，梁下翼缘发生屈曲，应力主要集中于钢梁与加劲L型件连接处螺栓孔周围，并逐渐向梁远端及腹板中心处扩散.图7(e)表明，随着单调荷载的施加，加劲L形连接件应力由螺栓孔周围向外扩散，连接件翼缘及腹板发生显著的扭曲变形，基准节点破坏时，应力主要集中于受拉区翼缘螺栓孔附近及受压区翼缘与腹板连接位置处，达到其极限强度.图7(f)表明，对拉螺栓应力主要集中于栓杆内侧且发生较大受剪变形，这是由于加载后期节点破坏时，槽钢、八边形内套筒及加劲L形连接件翼缘鼓曲变形进一步变大.
节点结构破坏类型为典型的钢梁端塑性铰破坏，整体表现出较好的静力性能.
3.2 八边形内套筒厚度的影响分析
保证其他部件构造参数不变，改变八边形内套筒的厚度分别为8、10、12 mm，模拟分析所得的荷载-位移曲线如图8.
图8 不同八边内套筒厚度节点的荷载-位移曲线
由图9可知，当八边形内套筒式厚度为8 mm时，节点的初始刚度减小幅度较为明显，厚度增加至12 mm时，初始刚度较10 mm厚度内套筒节点变化不大，屈服、极限承载力提高至105.35 kN及141.33 kN.因此，增加内套筒厚度可以在一定程度上加强对方钢管柱腹板的支撑作用，防止柱壁发生较大的内凹变形，从而提高节点的抗弯承载能力.
3.3 槽钢厚度的影响分析
保证其他部件构造参数不变，改变槽型钢的厚度分别为8、10、12 mm，其模拟分析所得的荷载-位移曲线如图9.
图9 不同槽钢厚度节点的荷载-位移曲线
由图9可知，当槽钢厚度为8 mm时，节点刚度最弱，屈服位移为29.15 mm，屈服承载力94.16 kN；
随着槽型钢厚度的增加，节点初始刚度产生了较小的增加幅度，屈服位移、屈服承载力及极限承载力均得到显著提升，厚度达到12 mm时，四面槽钢对柱体形成的外套筒式紧箍约束作用进一步发展，可以有效防止柱体发生外凸变形，提高节点的抗弯承载能力.因此，适当增加槽钢厚度可以有效提高新型节点整体的荷载承受能力.
3.4 加劲L型连接件厚度的影响分析
保证其他部件构造参数不变，改变加劲L型连接件的厚度分别为8、10、12 mm，其模拟分析所得的荷载-位移曲线如图10.
图10 不同加劲L形件厚度节点荷载-位移曲线
从整体上看，加劲L型连接件厚度的增加对节点模型的初始转动刚度影响较小，但对其屈服承载能力及极限承载能力具有较大影响.当厚度为12 mm时，屈服位移为36.48 mm，屈服承载力为112.29 kN且极限承载力可达到142.64 kN，较10 mm厚度连接件的极限承载能力提升了约9.0%.同时，最终破坏模式表明，随着厚度的增加，可以有效抑制加劲L型连接件鼓曲变形程度，防止梁端过大屈曲变形.因此，提高新型节点的承载能力可以通过适当增大加劲L连接形件的厚度.
4.1 基准节点滞回性能
图11为基准节点循环加载下的滞回曲线.节点模型处于弹性阶段时，梁端竖向位移(Δ)与荷载(P)基本呈现线性关系，且卸载后无残余变形；
随着荷载的逐渐增加，节点各部件的接触表面及螺栓出现了滑移现象，故滞回曲线整体表现出了一定程度的“捏缩”效应，同时高强螺栓孔周围的塑性区域逐渐扩展，残余变形幅度增大，节点进入了塑性变形阶段；
梁端位移荷载持续增加至其极限值时，梁端承载能力增幅逐渐减小，割线刚度发生较大的退化幅度；
最后节点破坏模式表现为槽型钢腹板屈曲变形、加劲L型连接件翼缘及腹板发生较大的扭曲变形，对拉螺栓应力达到其极限值，发生受剪破坏.
图11 BASE节点滞回曲线
从整体上看，基准节点P-Δ曲线基本呈现“梭形”，滞回环的面积较大且形状较为饱满，节点展现出较为优越的耗能能力，该节点破坏模式属于理想的延性破坏模式.
4.2 基准节点骨架曲线
图12为基准节点循环加载下的骨架曲线.节点在正反两个加载方向上，骨架曲线表现出较好的对称特性，两个加载方向上的荷载峰值基本相等，表明节点在低周循环荷载作用下所耗散的能量基本一致.新型节点的骨架曲线在弹性阶段呈现出线性关系，节点的初始转动刚度在正反两个加载方向上基本一致；
新型节点的骨架曲线在其达到屈服状态之后出现了明显的拐点，荷载承受能力的增加幅度逐渐减小，节点的割线刚度也在不断的减小.新型节点破坏时的极限转角值为0.091 rad，远远大于美国FEMA标准的0.03 rad，表明该节点具有良好的抗震性能及延性变形能力.
图12 BASE节点骨架曲线
4.3 基准节点刚度退化
图13为基准节点循环加载下的环线刚度退化曲线.基准节点的环线刚度退化曲线整体分布规律类似于正态分布，刚度退化变化值在0.5～4之间.在位移荷载施加初期，基准节点的初始刚度较大，刚度退化曲线呈现出较快的退化幅度；
随着梁端位移荷载施加值的逐渐增大，基准节点的每一级加载循环的荷载峰值增加幅度逐渐减小，因而节点刚度退化的幅度逐渐变得缓慢，节点达到屈服极限进入塑性变形阶段；
随着梁端位移荷载的进一步增大，基准节点各装配构件全面屈服，加劲L型连接件、槽型钢、八边形内套筒上的应力值达到其极限状态，翼缘及腹板发生较大的屈曲及鼓曲变形破坏，且构件破坏不可逆.钢梁端位移在外荷载作用下逐渐增加，但反力荷载值的增加趋势变得更小，节点刚度持续退化.
图13 BASE节点环线刚度退化曲线
文中提出了一种新型内套筒式全螺栓装配梁柱拼接节点，通过ABAQUS有限元软件对其静力性能及抗震性能进行数值模拟，可得到以下结论：
(1) 基于已有装配式节点试验研究结果，对单调及循环加载试验试件进行数值模拟分析，通过与试验研究结果的荷载-位移(P-Δ)曲线、弯矩-转角(M-θ)滞回曲线及破坏模式进行对比分析，验证了文中所选用的有限元分析方法对梁柱装配式连接节点研究的正确性与适用性.
(2) 基准节点在单调荷载作用下先后经历了弹性、弹塑性、塑性变形阶段，最终破坏模式表现为加劲L型连接件、槽型钢发生鼓曲变形，钢梁翼缘发生屈曲，对拉螺栓发生剪切破坏，螺栓孔塑性应力区域扩大.
(3) 基准节点各构件Mises应力云图表明，四面槽型钢可对方钢管柱体形成外套筒式“紧箍”作用，与八边形内套筒式柱连接件协调作用可减小柱体平面外变形，保证节点连接性能.
(4) 八边形内套筒、槽型钢、加劲L型连接件的厚度对节点的初始刚度、屈服荷载和极限荷载影响明显，基准节点的承载能力可通过适当增加厚度得到显著提高.
(5) 基准节点在循环荷载作用下部件接触面及螺栓发生滑移，滞回曲线出现了“捏缩”现象，但曲线整体较为饱满.骨架曲线的极限转角为0.091 rad，远大于美国标准FEMA的0.03 rad限定值；
环线刚度退化值在0.5～4之间变化.说明该内套筒装配式新型节点的变形能力及抗震性能较为优越.