装配式钢结构经历了从焊缝连接到栓焊混合连接, 再到全螺栓连接的发展过程。其中, 梁柱节点是结构体系关键要素之一, 节点构造直接影响到结构的抗震性能, 这对于装配式钢结构体系尤为重要。传统的全焊接梁柱节点延性差, 在地震中容易发生脆性破坏, 且易产生较大的残余应力, 影响节点的受力性能。传统的栓焊混合连接梁柱节点, 需要现场焊接, 大大影响了施工速度与质量, 且施工程序复杂, 不容易实现刚性连接。为减少工地现场施焊工作量, 研究人员以形态多变、构造灵活的细部设计, 逐步实现了钢结构安装过程中更多甚至全部采用螺栓连接的方式, 进而使得全装配式钢结构的大规模推广应用成为可能。

　　 ConXL框架体系是由美国ConXtech公司研究开发的多高层建筑新型装配式钢结构框架体系。该结构体系由H型钢梁、方钢管混凝土柱、拼接件和钢板组合楼盖组成。其中ConXL节点的设计和应用是ConXL框架体系的核心, ConXL节点框架柱为方钢管柱, 通常内部会浇筑混凝土形成方钢管混凝土柱。框架梁为H型钢梁, 在梁端上下翼缘处进行圆弧式削弱。连接件是一套具有发明专利的套板式拼装连接方式, 套板拼装连接分为两部分, 一部分为耳板, 耳板在工厂通过焊接预制在方钢管柱上;另一部分为拼接件, 拼接件在工厂通过焊接预制在梁端, 施工现场通过高强螺栓将拼接件与耳板连接, 使各组件形成梁柱节点, 组成ConXL框架体系。

　　 ConXL节点中拼接件与梁通过焊接连接, 本文提出了一种适用于方钢管柱-H型钢梁框架结构的新型梁柱节点形式, 如图1所示。该节点由耳板、柱、拼接件、梁和螺栓组成。耳板根据柱宽和梁高确定具体尺寸, 在工厂根据层高的不同通过焊接预制在方钢管柱的柱棱处;梁在工厂切割完成, 在梁端切割螺栓孔和翼缘削弱区;拼接件在工厂一次加工成型, 拼接件有竖肢和横肢, 竖肢的两翼设置与耳板对应的螺栓孔, 横肢设置与梁翼缘对应的螺栓孔。在现场通过高强螺栓将梁柱通过拼接件连接, 形成梁柱节点。施工现场只需进行安装工作, 无焊接工作, 不仅节省了大量的人力和时间投入, 同时也减少了施工现场建筑垃圾的产生。这种节点不仅可以实现结构部件工厂化生产, 节能减排, 且不需要现场焊接, 安装方便, 加快了施工效率, 降低了劳动成本和事故概率。本文主要研究新型节点在往复荷载作用下的破坏模式和各项滞回性能。

　　 图1 新型节点示意图

　　 本文采用ABAQUS有限元软件对模型进行完整建模分析, 建模过程主要包括模型几何尺寸的选取、定义材料属性、单元类型的选取及网格划分、建立接触及施加螺栓预紧力、边界条件和加载方式的建立等。

　　 本文节点所采用的梁柱尺寸参见文献[1]中的梁柱节点尺寸。柱截面为□250×250×8, 高度为3 000mm。梁截面为HN300×150×6.5×9, 长度为1 500mm。为了满足“强柱弱梁, 强节点弱构件”的设计原则, 参考《高层民用建筑钢结构技术规程》 (JGJ 99—2015) , 梁端翼缘采取梁翼缘圆弧式削弱, 见图2 (b) , 其中a为削弱端至拼接件横肢的距离, b为削弱长度, c为削弱深度。本文螺栓均为10.9级M20承压型高强螺栓, 螺栓直径为20mm。按照《钢结构设计标准》 (GB 50017—2017) ^[2]规定, 本文中螺栓孔径取21mm。螺栓孔中心距离沿内力方向取65mm, 垂直内力方向取70mm, 螺栓孔中心至边缘沿内力方向距离取45mm, 螺栓孔中心至边缘垂直内力方向距离取40mm。耳板构造详图见图2 (c) , 其中耳板高度为490mm, t_e为耳板厚度。拼接件构造详图见图2 (d) , 其中拼接件竖肢高度为180mm, t_s为拼接件竖肢厚度;拼接件横肢中心长度为220mm, t_h为拼接件横肢厚度。

　　 本文模型中, 钢材采用Q235B钢材, 螺栓采用10.9级M20高强螺栓, 钢材和高强螺栓本构关系采用考虑包辛格效应的三折线简化随动强化模型, 弹性模量为2.06×10⁵N/mm², 泊松比为0.3。材料力学性能取值见表1^[3]。随动强化模型均采用von Mises屈服准则及相应的塑性流动准则。混凝土采用C40自密实混凝土, 平均立方体抗压强度为38.5N/mm², 弹性模量为3.25×10⁴N/mm², 泊松比为0.2^[4]。混凝土采用弹塑性本构模型和Willam-Warnke破坏准则。

　　 有关节点试验的加载方式可分为柱端加载和梁端加载, 梁端加载装置相对简单且研究对象主要为梁端塑性较的生成情况, 柱端加载可反映框架结构在水平荷载作用下的P-Δ效应。本文平面模型采用梁端加载方式, 空间模型采用柱端加载的方式。

　　 拟静力的加载方式主要有位移控制加载和力位移混合控制加载。本文参考美国AISC抗震规范^[5], 采用位移控制的加载方式, 位移控制加载是以位移作为量度进行加载, 本文中加载步长由层间位移角控制, 其实质是用梁端转角代替层间侧移。本文模型既有梁端加载, 又有柱端加载, 因此根据层间位移角计算出加载位移长度, “+”代表正向位移, “-”代表反向位移, 具体加载制度如表2所示。

　　 为了验证有限元软件的有效性, 对文献[6]试验进行有限元模拟, 模型试件采用中间层中柱十字形节点形式, 梁截面为HN530×210×10×15, 柱截面为□406×406×16, 柱高为3 048mm, 梁端到柱中心轴线的距离为1 703mm, 梁端翼缘采用翼缘圆弧式削弱, 削弱参数:a=131mm, b=400mm, c=52mm。加载方式采用柱端水平往复荷载加载, 节点详图如图3所示。钢材的弹性模量为2.0×10⁵N/mm², 泊松比为0.3, 节点其他部件的力学性能如表3所示。

　　 图3 试验节点详图

　　 如图4 (a) 所示, 对比试验和有限元试件荷载-位移曲线发现:在弹性阶段, 两者的曲线基本重合;在弹塑性和塑性阶段, 虽两者曲线斜率较为相近, 但每一级有限元试件的荷载最大值均大于试验试件, 但误差均不足10%。产生误差的原因主要是:试验试件加工中的缺陷以及安装中的误差均未加以考虑;有限元分析时未考虑断裂力学和损伤力学等;有限元建模时因未实现单元删除, 所以未模拟出混凝土的压碎和开裂现象, 有限元分析更为理想。

　　 图4 试验结果和有限元分析对比

　　 如图4 (b) , (c) 所示, 有限元模型和试验的最终破坏形态较为一致, 均为翼缘削弱处屈曲破坏。综上所述, ABAQUS分析结果与试验结果较为吻合。

　　 为了验证有限元软件的有效性, 对文献[7]中SC-5C试件进行有限元模拟, 模型试件采用中间层T形节点形式, 加载方式为梁端竖向往复加载。节点详图如图5所示, 梁截面为HN300×150×5.5×8, 柱截面为□200×200×16, 柱高为2 000mm, 梁端加载点至端板的距离为1 300mm, 试验装置如图6所示。节点螺栓采用8.8级M20高强螺栓, 方钢管内填设计强度为C40自密实混凝土, 混凝土轴心抗压强度为40.2N/mm², 弹性模量为3.6×10⁴N/mm², 泊松比为0.2, 其余构件的材料均为Q235B钢材, 泊松比为0.3, 其他构件尺寸如表4所示, 钢材的各项力学性能如表5所示。

　　 图6 试验装置示意图

　　 如图7 (a) 所示, 对比试验和有限元试件弯矩-位移曲线发现:在弹性阶段两者曲线基本重合, 峰值较为相近;进入弹塑性阶段和塑性阶段, 试验试件曲线发生了明显的滑移, 而有限元试件并未发生滑移, 且每一级有限元试件荷载最大值均大于试验试件, 但误差均小于10%。产生误差的原因与ConXL节点有限元验证中的原因一致, 在此不再赘述。

　　 如图7 (b) , (c) 所示, 有限元试件和试验试件的最终破坏形态较为一致, 均为端板加强肋顶端上下翼缘局部屈曲破坏。综上所述, 试验结果与ABAQUS分析结果较为吻合。

　　 现在国内外学者对节点抗震性能的研究大多集中在平面节点, 即施加的荷载、节点的梁柱构件以及约束均在同一平面内, 对空间节点的研究少之甚少。而在实际的地震作用下, 梁柱节点因要承受来自两个方向的框架梁和框架柱所传递的双向弯矩、剪力和轴力作用, 所以可能在节点内引起更为复杂的受力状态和空间耦合作用。因此, 本文选取新型装配式方钢管混凝土柱-H型梁的中层空间节点, 以此来研究此类空间节点的滞回性能^[8,9,10,11]。

　　 中间层梁柱节点共分为三种:中层角柱节点 (节点Ⅰ) 、中层边柱节点 (节点Ⅱ) 和中层中柱节点 (节点Ⅲ) 。本文设计K系列来研究此类空间节点的滞回性能, 其中K系列所有试件构造尺寸如下:t_e=14mm, t_h=14mm, t_s=14mm, a=280mm, b=200mm, c=20mm。柱截面为□250×250×8, 高度取3 000mm。梁截面为HN300×150×6.5×9, 长度为1 500mm。采用柱端加载的方式对节点进行低周反复加载, 具体加载方案如表2所示。该新型装配式方钢管混凝土柱-H型梁空间节点构造详图如图8所示。

　　 如表6所示, K系列试件分为KX和KY两个系列。其中, KX系列为静定结构, 荷载形式为东西方向往复荷载。KX-1为平面T形节点, KX-2为角柱节点, KX-3为边柱节点, 如图9 (a) ～ (c) 所示。KX系列试件主要对平面T形节点 (KX-1) 、荷载平面外单梁节点 (KX-2) 和荷载平面外双梁节点 (KX-3) 在往复荷载作用下的破坏模式和滞回性能进行对比分析。KY系列为一次超静定结构, 荷载形式为南北方向往复荷载。KY-1为平面十字形节点, KY-2为边柱节点, KY-3为中柱节点, 如图9 (d) ～ (f) 所示。KY系列试件主要对平面十字形节点 (KY-1) 、荷载平面外单梁节点 (KY-2) 和荷载平面外双梁节点 (KY-3) 在往复荷载作用下的破坏模式和滞回性能进行对比分析。

　　 KX系列试件具有相同的构造尺寸, 如图10所示, 在柱端往复荷载的作用下, KX系列试件的破坏模式均为梁端削弱区塑性铰破坏。KX-1试件梁端削弱区塑性变形主要集中在削弱区的上下翼缘, 无明显的偏移, 等效塑性应变 (PEEQ) 最大值仅为1.64。KX-2试件西梁削弱区发生局部屈曲, 由于南梁的存在, 削弱区上下翼缘北侧等效塑性较小, 削弱区上下翼缘局部屈曲主要集中在削弱区南侧, 且PEEQ等效塑性应变最大值达到3.96, 远远大于KX-1试件。可见南梁的存在对节点的破坏形态有明显的影响。KX-3试件的破坏形态与KX-1试件相似, 等效塑性应变 (PEEQ) 最大值为1.54, 略小于KX-1试件, 南北梁的存在不但使西梁没有发生侧移, 而且能减小节点的塑性变形, 所以平面外单梁的存在增大了节点变形, 而平面双梁弱化了节点的变形。即同等荷载条件下角柱的变形大于边柱。

　　 图11所示分别为屈服位移时刻、峰值位移时刻及极限位移时刻KX系列内填混凝土柱的应力云图。由图可知, 随着柱端位移的增大, 混凝土柱有一定的变形, 最后梁柱节点处的部分混凝土被压碎破坏。图12所示为屈服位移时刻、峰值位移时刻及极限位移时刻KX系列方钢管柱的应力云图。由图可知, 随着柱端位移的加大, 方钢管柱整体应力较小, 由于钢管内混凝土的约束作用, 方钢管壁并没有发生局部屈曲, 处于弹性阶段。由此可见, 该新型节点体现了“强柱弱梁”的设计原则。

　　 如图13 (a) ～ (c) 所示, KX系列试件的滞回曲线呈梭形且较饱满无捏缩。在弹性阶段, 由于梁端位移较小, 其荷载-位移呈线性关系, 卸载后无残余变形。进入弹塑性阶段, 荷载-位移呈非线性关系, 且卸载后有一定的残余变形。如图13 (d) 所示, KX系列的骨架曲线在弹性阶段基本重合, 进入弹塑性阶段后, KX-1和KX-3试件基本重合, 而KX-2试件出现大幅下降。

　　 其中, KX-1和KX-3试件的最大承载力出现在±60mm左右, 而KX-2试件的最大承载力出现在±30mm左右。

　　 图13 KX系列试件滞回曲线和骨架曲线

　　 如表7所示, KX-2和KX-3试件的屈服承载力较KX-1分别降低4.30%和2.97%, 极限承载力分别降低5.58%和2.48%, 位移延性系数分别降低22.97%和2.88%, 可以看出空间效应对空间节点的屈服承载力、极限承载力和位移延性系数均有不同程度的影响, 其中角柱节点由于南梁的影响, 节点的位移延性系数大幅下降。边柱节点关于荷载平面仍是对称结构, KX-3试件的承载力和位移延性系数较KX-1试件下降幅度较小, 可见对称结构受空间效应影响较小。　 

　　 KX系列试件力学性能 表7

　　 KX系列试件的等效黏滞阻尼系数随着梁端位移的增加而不断增大。初始阶段各试件的等效黏滞阻尼系数相差很小, 随着柱顶水平位移的增加, 各试件等效黏滞阻尼系数的差距逐渐变大。其中, KX-2试件的等效黏滞阻尼系数明显大于KX-1和KX-3试件, 如图14所示。

　　 图14 KX试件等效黏滞阻尼系数

　　 KX系列试件在加载各阶段刚度相差不大, 随着柱顶水平位移的增加, 各试件的的刚度不断退化, 加载后期, KX-2试件的刚度退化速度大于KX-1和KX-3试件, 但差距并不明显, 如图15所示。

　　 图15 KX系列试件刚度退化曲线

　　 如图16所示, KX系列试件强度退化曲线较为相似, 开始加载时, 强度退化系数接近1, 当位移达到±66mm处KX-2试件强度退化系数下降较为严重, 当位移达到±82.5mm处KX-1和KX-3试件强度退化系数下降较为严重, 但都大于0.9。可见节点区的钢管承受梁端传递的拉压力对节点区的承载力影响较小。

　　 图16 KX系列试件强度退化曲线

　　 综上所述, 因KX-3试件为边柱节点, 节点关于荷载路径是对称的, 所以梁端屈曲时并未发生侧移, 进而KX-3和KX-1试件的各项滞回性能指标较为相近。而KX-2试件为角柱节点, 试件加载时梁端屈曲发生平面外侧移, 节点的承载力、位移延性系数和刚度退化较KX-1试件都有下降, 但等效黏滞阻尼系数有所上升。可见角柱节点与平面节点和边柱节点的滞回性能有较大差距。

　　 如图17所示, 在柱端往复荷载的作用下, KY系列试件的破坏模式均为梁端削弱区塑性铰破坏。KY-1试件梁端削弱区塑性变形主要集中在削弱区的上下翼缘, 无明显的偏移, 等效塑性应变 (PEEQ) 最大值仅为2.10, KY-2试件南北梁削弱区发生局部屈曲, 由于西梁的存在, 削弱区上下翼缘东侧等效塑性较小, 削弱区上下翼缘局部屈曲主要集中在削弱区西侧, 南北梁发生西方向侧移, 且等效塑性应变 (PEEQ) 最大值达到3.27, 远远大于KY-1试件。可见西梁的存在对节点的破坏形态有明显的影响。KY-3试件的破坏形态与KY-1试件相似, 等效塑性应变 (PEEQ) 最大值为2.09, 略小于KY-1试件, 东西梁的存在不但使南北梁没发生侧移, 且能减小节点的塑性变形, 所以平面外单梁强化了节点等效塑性应变, 而平面双梁弱化了节点的等效塑性应变。即边柱的变形大于中柱的变形。

　　 图17 KY系列试件等效塑性应变 (PEEQ) 云图

　　 图18所示分别为屈服位移时刻、峰值位移时刻及极限位移时刻KY系列内填混凝土柱的应力云图。由图可知, 随着柱端位移的增大, 混凝土柱有一定的变形, 最后梁柱节点处的部分混凝土被压碎破坏。图19所示分别为屈服位移时刻、峰值位移时刻及极限位移时刻KY系列方钢管柱的应力云图。由图可知, 随着柱端位移的加大, 方钢管柱整体应力较小, 由于钢管内混凝土的约束作用, 方钢管壁并没有发生局部屈曲, 处于弹性阶段。由此可见, 该节点体现了“强柱弱梁”的设计原则。

　　 如图20 (a) ～ (c) 所示, KY系列试件的滞回曲线呈梭形且较饱满无捏缩。在弹性阶段, 由于梁端位移比较小, 荷载-位移呈线性关系, 且卸载后无残余变形。进入弹塑性阶段后, 荷载-位移呈非线性关系, 且卸载后有一定的残余变形。KY系列的骨架曲线基本重合, 且所有试件的最大承载力出现在±60mm左右。

　　 图20 KY系列试件滞回曲线和骨架曲线

　　 如表8所示, KY系列试件的屈服承载力和极限承载力相差不大, 位移延性系数分别增加1.01%和4.00%, 可以看出空间效应对平面十字形节点的屈服承载力、极限承载力并未有影响, 但是对位移延性系数略有影响, 其中中柱节点由于东西梁的存在, 节点的位移延性系数略有上升。

　　 如图21所示, KY系列试件的等效黏滞阻尼系数随着梁端位移的增加而不断增大, 初始阶段各试件的等效黏滞阻尼系数相差很小, 随着柱顶水平位移的增加, 各试件的等效黏滞阻尼系数差距逐渐变大。KY-2和KY-3试件的等效黏滞阻尼系数明显大于KY-1试件。

　　 图21 KY系列试件等效黏滞阻尼系数

　　 如图22所示, 随着柱顶水平位移的增加, 各试件的刚度不断退化, KY系列试件在加载各阶段刚度相差不大。

　　 图22 KY系列试件刚度退化曲线

　　 如图23所示, KY系列试件强度退化曲线较为相似, 开始加载时, 强度退化系数接近1, 当位移达到±82.5mm处KY系列试件强度退化系数下降较为严重, 但都大于0.9。可见节点区的钢管承受梁端传递的拉压力对节点区的承载力影响较小。

　　 图23 KY系列试件强度退化曲线

　　 综上所述, KY-2试件为边柱节点, KY-3试件为中柱节点, KY-3和KY-1试件的变形比较相近, KY-2试件南北梁发生西方向侧移, KY-1和KY-3试件并没有侧移。但KY系列试件的滞回性能相差并不是很大, 可见边柱节点和中柱节点的滞回性能相差并不明显。

　　 通过对新型装配式方钢管混凝土栓-H型梁平面节点和空间节点的对比, 分析了角柱节点、边柱节点和中柱节点的滞回性能, 可以得到如下结论:

　　 (1) 平面节点和空间节点的破坏模式一致, 均为梁端塑性铰破坏。

　　 (2) 由于平面外单梁的存在, 造成KX-2试件 (角柱节点) 的梁发生侧移, 塑性变形发生在梁端削弱区翼缘的一侧, KX-2试件的滞回性能均弱于KX-1和KX-3试件, 可见平面外单梁对角柱节点的滞回性能影响较大。

　　 (3) 由于平面外单梁的存在, 造成KY-2试件 (边柱节点) 的梁发生侧移, 塑性变形发生在梁端削弱区翼缘的一侧, 但是KY-2试件的滞回性能与KY-1和KY-3试件相差不大, 可见平面外单梁对边柱节点的滞回性能影响不大。

　　 (4) 角柱节点的滞回性能较平面节点、边柱节点和中柱节点较差, 平面节点与边柱节点和中柱节点的滞回性能较为相近。

　　 (5) 框架结构体系中角柱节点数量较少, 位置仅位于框架结构的四角, 重要性远低于边柱节点和中柱节点, 因此节点的设计可统一按边柱节点和中柱节点考虑。