RC环梁式圆钢管约束SRC柱-狗骨式钢梁节点抗震性能研究

对RC环梁式圆钢管约束型钢混凝土柱-狗骨式削弱型钢梁节点在低周反复荷载作用下的抗震性能开展数值研究。在验证有限元模型正确性的基础上，研究了狗骨式梁端翼缘削弱参数、梁柱线刚度比和柱轴压比对该节点破坏模式、滞回性能、骨架曲线等的影响。结果表明：对钢梁梁端进行狗骨式削弱，可使节点塑性铰位置明显外移，起到保护RC环梁及节点区的作用，从而更好地满足“强节点弱构件”的抗震要求；梁端削弱参数对RC环梁的破坏程度和梁端塑性铰位置影响较大；在合理削弱参数范围内，狗骨式节点基本试件的最大荷载较未削弱型节点的最大荷载降低了5.95%，节点位移延性系数均大于4.4，表明狗骨式节点具有良好的抗震性能；随着梁柱线刚度比的增大，RC环梁破坏越严重；节点最大荷载和延性随柱轴压比的增大而降低，建议轴压比取值不大于0.7。

关键词： 圆钢管约束型钢混凝土柱；RC环梁节点；狗骨式削弱钢梁；抗震性能；数值分析

Abstract： The seismic performance of the joint of circular steel tube confined concrete （SRC）columns and reduced beam section （RBS）under low cycle reversed loading is studied. Based on verifying the correctness of the finite element model，the influences of the weakening parameters，the linear stiffness ratio of the beam to column，and the axial compression ratio of the column on failure mode，hysteretic performance，skeleton curve，are analyzed in details. The results show that the plastic hinge of the joint moves outward obviously through weakening the beam end. The RC ring beam and joint zone are protected effectively，which meets the requirement of “strong joint and weak member”. The weakening parameters of RBS joints have a significant influence on the damage of the RC ring beam and the plastic hinge position of the steel beam. If the weakening parameters are in the reasonable range，the difference between the maximum load of the basic RBS joint and that of the non-weakened joint is reduced by 5.95%. The displacement ductility factors of the joints are larger than 4.4，which indicates that the RBS joint has a good seismic performance. With the increase of the linear stiffness ratio of beam to column，the damage of the RC ring beam is more severe. The maximum load and ductility of the joints decrease with the increase of the axial compression ratio of column. Therefore，the axial compression ratio should not be larger than 0.7.

Keywords： circular steel tube confined steel reinforced concrete column；RC ring beam joint；reduced beam section （RBS）beam；seismic performance；numerical analysis

和传统钢管混凝土柱相比，钢管约束型钢混凝土柱外钢管仅承受环向拉力，不承受或承受较小的纵向压力，具有良好的抗震性能，已在实际工程中得到了应用 ^[1] 。由于钢管约束型钢混凝土梁柱节点的柱外钢管在节点区断开，使得节点区偏弱，因此提出一种抗震性能优良的节点形式对于钢管约束型钢混凝土结构的推广应用具有重要意义。

郭彦利等 ^[2] 采用有限元方法对方钢管混凝土柱-焊接钢梁腹板开孔的削弱形式进行了研究，并提出了该节点的设计建议方法。POPOV等 ^[3] 对钢梁翼缘削弱的钢框架节点进行了大量试验研究，结果表明：翼缘削弱式节点延性性能较好，塑性变形能力较强。周天华等 ^[4] 对梁柱全对焊连接的方钢管混凝土柱-梁端削弱型钢梁节点在考虑楼板作用时的抗震性能进行了数值模拟分析，结果表明：对梁端进行削弱，可以使塑性铰外移至削弱处，节点延性及耗能能力较好。CHEN等 ^[5] 对采用狗骨式削弱节点的钢框架的抗震性能进行了试验研究，结果表明：采用狗骨式削弱节点可以有效地改善钢框架结构的抗震性能。聂少锋等 ^[6] 对方钢管约束型钢混凝土柱-RC环梁节点抗震性能的研究表明：在节点核心区设置RC环梁后，节点试件的最终破坏模式为梁端形成塑性铰破坏，RC环梁对节点核心区的保护作用明显。LIGNOS等 ^[7] 对已有研究中的71个RBS节点的试验结果进行了数值分析，建立了可以对RBS节点的破坏状态进行评估的脆性函数。李成玉等 ^[8] 对2种不同形式的圆钢管混凝土柱-梁端削弱型钢梁节点进行了模拟分析，结果表明：对钢梁梁端进行削弱，可以使塑性铰从节点域移至梁端削弱区，能够有效改善节点的受力性能。史艳莉等 ^[9] 对方钢管混凝土柱-翼缘削弱型钢梁内隔板节点进行了数值模拟分析，结果表明：钢梁翼缘削弱后，可以在保证节点承载力不明显降低的前提下，对节点起到有效的保护作用，使塑性铰外移。

课题组前期提出了带RC环梁的钢管约束型钢混凝土柱-钢梁节点 ^[10-12] ，并对其开展了试验和理论研究。结果表明，梁端未削弱的RC环梁节点的最终破坏位置位于钢梁与RC环梁交界处，梁端屈服可形成塑性铰，同时RC环梁亦出现大量混凝土破碎脱落并露筋现象。因此，为使钢梁塑性铰外移以减小RC环梁的破坏，本文提出一种新型的RC环梁式圆钢管约束SCR柱-狗骨式梁端削弱型钢梁节点。采用ABAQUS软件对该节点的抗震性能开展深入研究，详细分析钢梁狗骨式梁端削弱参数、梁柱线刚度比和柱轴压比对该新型节点抗震性能的影响，并提出相关设计建议。

1　试件设计

图1　试件BASIC节点尺寸及构造（单位：mm）

Fig.1　Dimensions and details of specimen BASIC （Unit：mm）

2　有限元模型建立

2.1　单元选取与材料本构

钢管、钢梁、柱内型钢、补强板及混凝土等均采用C3D8R实体单元模拟，钢筋采用T3D2桁架单元模拟。钢材强化准则选用考虑包辛格效应的混合强化模型。应力-应变关系采用双折线模型，钢材弹性模量E _s 取为2.06×10 ⁵ MPa，强化段弹性模量为0.01E _s ，材料的真实应力和真实应变按文献[15]中的方法计算。混凝土采用塑性损伤模型，混凝土弹性模量E _c 取为3.0×10 ⁴ MPa，泊松比取为0.2，塑性损伤参数取值如表2所示。

柱内混凝土处于三向受力状态，采用文献[10]提出的钢管约束混凝土柱核心混凝土等效应力-应变关系。普通混凝土受拉本构关系及节点区混凝土受压本构关系采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010） ^[16] 中给出的混凝土本构关系。

2.2　各部件的相互作用

有限元模型中，将柱内型钢、型钢补强板、加劲肋以及型钢梁均合并（Merge）在一起。将试件柱内钢筋笼、RC环梁钢筋、柱内型钢、节点区型钢梁嵌入（Embed）到混凝土中。

柱钢管与混凝土之间的接触考虑法向和切向两个方向的作用。法向作用采用“硬接触”，交界面压力可完全传递，且保证部件间不能相互穿透；切向作用选择库仑摩擦模型，摩擦系数取为0.6 ^[17] 。

2.3　网格划分及边界条件

试件BASIC的有限元模型及其网格划分如图2所示。在对柱内型钢及钢梁进行网格划分时，对节点域嵌入混凝土的部分和钢梁翼缘削弱区域进行了网格加密（20mm×20mm）。

图2　试件BASIC有限元模型及网格划分

Fig.2　Finite element model and mesh generation of specimen BASIC

将梁的长度方向、宽度方向及柱的高度方向分别定义为x轴、y轴和z轴。在柱顶建立参考点R1，并将柱顶表面所有自由度与R1耦合在一起。在柱顶R1处施加y向位移约束和x、z向转角约束。为模拟柱底铰接，在柱底中心线上施加x、y、z向位移约束和x、z向转角约束。在钢梁端部施加y、z向位移约束和x、z向施加转角约束。有限元模型边界条件设置及整体网格划分如图3所示。

图3　模型边界条件设置

Fig.3　Boundary condition settings of the model

2.4　加载方式及加载制度

试件采用柱端加载，加载方式和加载制度参考文献[10]，其中加载方式如图4所示。首先在柱顶施加竖向荷载1,500kN，然后再在柱顶施加水平低周反复荷载。当荷载下降至最大荷载的85%时，认为试件破坏。

图4　加载方式（单位：mm）

Fig.4　Loading method （Unit：mm）

2.5　有限元模型验证

有限元对比验证模型选用文献[10]中的试件SH-2，且试件SH-2为试件BASIC的梁端未削弱型节点，二者其余构造及尺寸均相同。采用以上建模方法及加载制度建立试件SH-2的有限元模型，模型材性取值与试验相同，将有限元分析结果与试验结果进行对比，如图5所示。荷载-柱顶位移滞回曲线和骨架曲线的对比分别如图6和图7所示。试件的相关荷载及位移如表3所示，其中，屈服荷载P _y 和屈服位移Δ _y 采用通用屈服弯矩法 ^[18] 确定。

图5　试件SH-2最终破坏形态对比

Fig.5　Comparison of failure modes of specimen SH-2

图6　试件SH-2滞回曲线对比

Fig.6　Comparison of hysteretic curves of specimen SH-2

图7　试件SH-2骨架曲线对比

Fig.7　Comparison of skeleton curves of specimen SH-2

由图5~7可知：试件最终破坏位置位于钢梁和RC环梁交界处，混凝土破碎脱落，该位置的钢梁翼缘发生屈曲变形，有限元结果和试验结果一致。滞回曲线及骨架曲线的有限元分析结果与试验结果吻合较好。

由表3可知：试件的屈服荷载（P _y ）及最大荷载（P _max ）的有限元结果与试验结果基本一致，最大误差在6%以内。由此可知，所建立有限元模型的设置及参数选取合理，可以对RC环梁式圆钢管约束SRC-狗骨式削弱型钢梁节点的抗震性能开展深入参数分析。

3　梁端削弱型节点抗震性能分析

将试件BASIC和试件SH-2的有限元分析结果进行对比分析，以研究狗骨式削弱型节点与未削弱型节点的差异。

3.1　滞回曲线及骨架曲线分析

试件BASIC和试件SH-2的荷载-柱顶位移滞回曲线和骨架曲线分别如图8和图9所示。

图8　试件滞回曲线对比

Fig.8　Comparison of hysteretic curves of specimens

图9　试件骨架曲线对比

Fig.9　Comparison of skeleton curves of specimens

由图8和图9可知，两个试件的荷载-位移滞回曲线形态差异不大，均非常饱满，表现出优异的抗震性能和耗能能力。两个试件的荷载-位移骨架曲线趋势一致，加载前期，骨架曲线基本重合，初始刚度值相差不大；加载至屈服荷载后，试件BASIC的荷载值略低于试件SH-2的荷载值，曲线下降段均比较平缓，说明虽然梁端削弱型试件BASIC的承载力有小幅降低，但试件仍具有良好的延性。

3.2　破坏过程对比分析

试件SH-2与试件BASIC屈服和破坏时钢构件的Von Mises应力云图及混凝土最大主塑性应变云图如图10和图11所示。

由图10和11可知：整个受力过程中，试件BASIC和试件SH-2的钢梁最大应力数值差异不大，在达到节点屈服荷载时，钢梁翼缘最大应力为455MPa，表明钢梁已进入弹塑性状态，试件SH-2钢梁最大应力集中在钢梁与RC环梁交界处。而试件BASIC钢梁最大应力出现在翼缘削弱中心与RC环梁外侧之间；试件破坏时，钢梁最大应力出现在梁端削弱区域，且屈曲变形最大，形成了塑性铰。且试件BASIC梁端混凝土最大主塑性应变明显小于试件SH-2的相应值，其屈服荷载、最大荷载和破坏荷载时混凝土最大主塑性应变值与试件SH-2的相应值相比分别降低了8.01%、15.74%和36.87%，达到了保护梁端RC环梁混凝土且使塑性铰外移的目的。

图10　试件SH-2应力云图及混凝土最大主塑性应变云图

Fig.10　Stress contours and concrete maximum principal plastic strain contours of specimen SH-2

图11　试件BASIC应力云图及混凝土最大主塑性应变云图

Fig.11　Stress contours and concrete maximum principal plastic strain contours of specimen BASIC

3.3　承载力及延性分析

试件的位移延性系数μ=Δ _u /Δ _y ，其中，Δ _y 和Δ _u 分别为试件屈服荷载和极限荷载时对应的位移。试件SH-2与BASIC的位移延性系数分别为4.95和4.71。节点达到屈服荷载时的层间位移角θ _y 和极限荷载时的层间变形角θ _u 可按图12中的几何关系计算。试件SH-2的θ _y 和θ _u 分别为0.0095和0.047，试件BASIC的θ _y 和θ _u 分别为0.0094和0.0441。

图12　层间变形角与柱顶水平位移几何关系

Fig.12　Geometric relationship between inter-story drift and horizontal displacement of the column top

相较于试件SH-2，梁端削弱型试件BASIC的节点屈服荷载P _y 和最大荷载P _max 分别降低了6.21%和5.95%。试件BASIC的位移延性系数与试件SH-2相比降低了4.85%。《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010） ^[19] 中规定：多、高层钢结构的弹性层间位移角限值[θ _e ]=1/250=0.004，弹塑性层间位移角限值[θ _p ]=1/50=0.02；试件BASIC屈服时的层间变形角为0.0094=2.35[θ _e ]，破坏时的层间变形角为0.0441=2.21[θ _e ]，说明试件BASIC仍具有非常好的延性性能。

4　参数分析

在基本试件BASIC的基础上，分析梁端削弱位置、削弱长度、削弱深度、梁柱线刚度和轴压比变化对狗骨式削弱型节点抗震性能的影响。各模型参数和有限元分析结果分别如表4和表5所示。

4.1　削弱位置的影响

改变削弱位置（梁端削弱起始至RC环梁外边缘的距离a），分别为50mm（0.33b _f ）、60mm（0.40b _f ）、70mm（0.47b _f ）、80mm（0.53b _f ）、100mm（0.67b _f ）和120mm（0.80b _f ），建立模型A-1、A-2、A-3、BASIC、A-4和A-5，其他参数不变。各模型骨架曲线如图13所示。典型模型最终破坏时钢构件的Von Mises应力云图及混凝土最大主塑性应变云图如图14所示。

图13　A系列模型骨架曲线

Fig.13　Skeleton curves of A series model

图14　A系列典型模型破坏时应力云图及混凝土应变云图

Fig.14　Stress contours and concrete strain contours of A series model under typical failure

由图13和图14可知，加载初期，梁端翼缘削弱位置对模型骨架曲线影响不大，各模型的骨架曲线基本重合，削弱位置对各模型初始刚度无影响。加载至屈服点后，各模型骨架曲线出现一定差异，模型的最大荷载随削弱距离的增大而增大。削弱距离由50mm增加到120mm后，模型的最大荷载提高了7.1%。各模型可在两端削弱处形成塑性铰，削弱位置对节点区混凝土破坏程度有一定影响。因此，在保证节点承载力及节点区混凝土不受到严重破坏的基础上，建议a值大于0.40b _f （60mm）、小于0.70b _f （105mm）。

4.2　削弱长度的影响

改变削弱长度b，分别为150mm、180mm、240mm、280mm和300mm，建立模型B-1、B-2、B-3、B-4和B-5，其他参数不变。各模型骨架曲线如图15所示，典型模型最终破坏时钢构件的Von Mises应力云图及混凝土最大主塑性应变云图如图16所示。

图15　B系列模型骨架曲线

Fig.15　Skeleton curves of B series model

图16　B系列典型试件破坏时应力云图及混凝土应变云图

Fig.16　Stress contours and concrete strain contours of B series model under typical failure

由图15和图16可知，加载初期，梁端翼缘削弱长度对各模型的初始刚度影响较小，骨架曲线基本重合；模型的最大荷载随梁端削弱长度b的增大有小幅增长，但在合理参数范围内，影响很小。削弱长度由150mm增加到300mm后，模型的最大荷载提高了3.1%。在保证节点承载力及RC环梁不受到严重破坏的基础上，建议削弱长度b的取值范围在0.65h _b ~0.85h _b （195~255mm）之间。

4.3　削弱深度的影响

改变削弱深度c，分别为15mm、20mm、25mm、35mm和40mm，建立模型C-1、C-2、C-3、C-4和C-5，其他参数不变。各模型骨架曲线如图17所示，典型模型最终破坏时钢构件的Von Mises应力云图及混凝土最大主塑性应变云图如图18所示。

图17　C系列模型骨架曲线

Fig.17　Skeleton curves of C series model

图18　C系列典型节点破坏时应力云图及混凝土应变云图

Fig.18　Stress contours and concrete strain contours of C series model under typical failure

由图17和图18可知，削弱深度c对模型的初始刚度无影响，骨架曲线基本重合；模型最大荷载随着削弱深度的增加而降低，削弱深度由15mm增大到40mm后，模型的最大荷载降低了7.7%。钢梁梁端削弱区均形成塑性铰，增加削弱深度可降低混凝土的破坏程度，在保证节点承载力及RC环梁不受到严重破坏的基础上，建议削弱深度c的取值范围在0.17b _f ~0.25b _f （25.0~37.5mm）之间。

由表4可知，在给定的合理削弱参数范围内，狗骨式节点的位移延性系数均大于4.4，表明狗骨式节点具有良好的抗震性能。

4.4　梁柱线刚度比与柱梁抗弯承载力比的影响

梁柱线刚度比k _i 依据《组合结构设计规范》（JGJ 138—2016） ^[20] ，由式（1）计算：

式中：E _b 为钢梁弹性模量；I _b 为钢梁截面惯性矩；E _c I _c 为圆钢管SRC柱截面抗弯刚度，由混凝土截面抗弯刚度与钢管截面抗弯刚度叠加而成；H、L分别为梁、柱的计算长度。

柱梁抗弯承载力比η，由式（2）计算：

式中：ΣM _c 为节点上、下柱端截面的抗弯承载力设计值之和；ΣM _b 为同一节点左、右梁端截面抗弯承载力设计值之和。M _b 由式（6）计算。

将M _c 简化为圆形截面钢筋混凝土柱正截面受弯承载力 ^[16] 与柱内型钢受弯承载力简单叠加之和，由式（3）~（5）计算：

式中：M _rc 为圆形截面钢筋混凝土柱正截面受弯承载力设计值，各参数取值详见文献[16]；f _y 为普通钢筋的抗拉强度设计值；M _ss 为柱内型钢受弯承载力设计值；γ _x 为截面塑性发展系数；W _nx 为对x轴的净截面模量；f _s 为型钢强度设计值，取为215N·mm ^-2 。

保持梁宽为150mm，改变梁高为300mm、350mm、400mm和450mm，对应梁柱线刚度比分别为0.32、0.46、0.62和0.81（柱梁抗弯承载力比分别为3.29、2.70、2.28和1.95），分别建立模型BASIC、K-1、K-2和K-3。各模型骨架曲线如图19所示。典型模型最终破坏时钢构件的Von Mises应力云图及混凝土最大主塑性应变云图如图20所示。

图19　K系列模型骨架曲线

Fig.19　Skeleton curves of K series model

图20　K系列典型模型破坏时应力云图及混凝土应变云图

Fig.20　Stress contours and concrete strain contours of K series model under typical failure

由图19和图20可知，K系列各模型的初始刚度和最大荷载均随梁柱线刚度比的增大而增大，随柱梁抗弯承载力比的增大而减小。随着梁柱线刚度比的增加（对应的柱梁抗弯承载力比减小），试件的塑性铰位置逐渐从削弱中心向环梁外侧移动。当梁柱线刚度比达到0.62（对应的柱梁抗弯承载力比达到2.28）时，节点区混凝土环梁破坏严重。梁柱线刚度比和柱梁抗弯承载力比对试件的抗震性能影响较大，当钢梁腹板高度从300mm（k _i =0.32，η=3.29）增加至350mm（k _i =0.46，η=2.70）时，试件的最大荷载提高了25.8%，延性降低了8.5%，同时RC环梁的破坏程度仍较小；当钢梁腹板高度由350mm（k _i =0.46，η=2.70）增加至400mm（k _i =0.62，η=2.27）后，节点的最大荷载提高了19.9%，延性降低了21.2%。

4.5　轴压比的影响

依据《组合结构设计规范》（JGJ 138—2016） ^[20] ，按 式（7）计算柱轴压比。

式中：N ₀ 为施加于柱顶的竖向力；f _c 为混凝土抗压强度设计值；A _c 、A _ss 分别为柱内混凝土截面面积和型钢截面面积。

改变柱顶的轴向力，分别为2,190kN、2,920kN和3,650kN，对应轴压比分别为0.52、0.69和0.87，分别建立模型N-1、N-2和N-3。各模型骨架曲线如图21所示。

图21　N系列模型骨架曲线

Fig.21　Skeleton curves of N series model

由图21可知，加载初期，各模型的初始刚度随柱轴压比的增大稍有降低，但影响较小；采用柱端加载时，节点轴压比越大，轴压力引起的二阶效应影响将增大，模型最大荷载和延性随柱轴压比的增大而降低。轴压比小于0.50时，模型骨架曲线呈S形；轴压比大于0.50时，模型骨架曲线逐渐变为折线形，达到最大荷载后曲线下降较快。各模型位移延性系数均大于3，综合考虑模型承载力和延性后，建议柱轴压比取值不大于0.7。

5　结  论

（1）对RC环梁式圆钢管约束SRC柱-狗骨式钢梁节点的钢梁梁端翼缘进行合理地狗骨式削弱，可以使节点塑性铰位置明显外移，起到保护RC环梁及节点区的作用，更好地满足“强节点，弱构件”的抗震设防要求。狗骨式削弱型基本节点的最大荷载较未削弱型节点的最大荷载仅降低了5.95%。

（2）狗骨式梁端翼缘削弱参数，即削弱位置a、削弱长度b和削弱深度c对RC环梁的破坏程度和梁端塑性铰出现位置影响较大。建议的合理削弱参数取值范围为：a=0.40b _f ~0.70b _f （60~105mm）；b=0.65h _b ~0.85h _b （195~255mm）；c=0.17b _f ~0.25b _f （25.0~37.5mm）。梁端翼缘削弱参数在合理削弱范围内时，塑性铰出现在钢梁削弱处，节点区及RC环梁可受到保护，节点位移延性系数均大于4.4，表明狗骨式节点具有良好的抗震性能。

（3）随着梁柱线刚度比的增大，RC环梁破坏愈严重；节点最大荷载和延性随着轴压比的增大而降低，因此，建议该节点柱轴压比取值不大于0.70。

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