板钉连接CFST柱-RC梁节点梁端塑性铰区受力性能数值模拟

马华; 阚吉平; 赵玉坤; 李振宝

doi:10.11899/zzfy20220218

板钉连接CFST柱-RC梁节点梁端塑性铰区受力性能数值模拟

doi: 10.11899/zzfy20220218

北京工业大学，城市与工程安全减灾教育部重点实验室, 北京 100124

基金项目: 国家自然科学基金（51978014）

详细信息

作者简介:
马华，女，生于1962生。博士，教授，硕士生导师。主要从事工程结构抗震研究。E-mail：mahua@bjut.edu.cn

通讯作者:
李振宝，男，生于1962年。博士，教授，博士生导师。主要从事工程结构抗震研究。E-mail：lizb@bjut.edu.cn

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出版历程
- 收稿日期: 2021-10-08
- 刊出日期: 2022-06-30

Numerical Analysis of the Mechanical Performance of the CFST Column-RC Beam Joint Connected by the Steel Plate-Stud at the Plastic Hinge Zone of the Beam End

Key Laboratory of Urban Security and Disater Engineering, Ministry of Education, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China

摘要

摘要: 建立竖板-栓钉连接钢管混凝土（CFST）柱-钢筋混凝土（RC）梁节点试件（SSJD）拟静力加载试验有限元模型，并在节点损伤情况、梁端荷载-位移曲线等数值模拟结果与试验结果吻合较好的基础上，进一步开展了RC梁混凝土强度、配筋率ρ_s和连接竖板长度L_b及界面连接情况等对CFST柱-RC梁节点梁端塑性铰区域力学性能的影响。研究结果表明，RC梁混凝土强度对试件SSJD塑性铰区域受力性能的影响较小；适筋范围内RC梁配筋率增加可适当提高试件SSJD承载力和延性；随着连接竖板长度的增加，梁端塑性铰区域外移，梁破坏荷载增大；本研究给出的RC梁与CFST柱之间的界面抗剪承载力模拟值与计算值吻合较好，可用于界面抗剪设计。
- CFST柱-RC梁节点 /
- 塑性铰 /
- 界面抗剪承载力 /
- 数值模拟 /
- 参数分析
Abstract: The finite element model of the joint specimens (SSJD) of the concrete-filled steel tube (CFST) column-reinforced concrete (RC) beam connected by the vertical plate-stud connection is established, for which the joint specimens are subjected to the pseudo-static loading experiment. On the basis that the numerical simulation results of the joint damage condition and load-displacement curves are in good agreement with the test results, the further numerical simulation analysis is carried out on the influence of the mechanical properties of the plastic hinge zone at the beam end of the joint connected by the steel plate-stud, according to the changes of the RC beam concrete strength, the reinforcement ratio ρ_s , the length L_b of the connecting vertical plate, and the different connection conditions of the interface. The results show that the change of RC beam concrete strength has little effect on the mechanical performance of the SSJD plastic hinge zone of the specimen; the increase in ρ_s of the RC beam within the range of suitable reinforcement can appropriately improve the bearing capacity and ductility of the SSJD specimen; with the increase of L_b, the plastic hinge area at the beam end moves outward, and the beam failure load increases. The calculated value of the interface shear capacity is in good agreement with the simulated value, which can be used for interface shear design.
- CFST column-RC beam joint /
- Plastic hinge /
- Interface shear capacity /
- Numerical analysis /
- Parametric analysis

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引言

竖板-栓钉连接钢管混凝土（CFST）柱-钢筋混凝土（RC）梁节点体系在我国高层、超高层建筑中得到了越来越广泛的应用。由于高层建筑结构竖向荷载较大，相对于CFST柱而言，RC梁一般较弱，在地震作用下梁端易发生损伤或破坏，即节点抗震性能往往取决于梁端塑性铰区域的力学性能，特别是受RC梁与CFST柱连接方式的影响较大，因此研究梁端塑性铰区域受力性能，结合RC梁与CFST柱连接方式对影响规律进行研究，对于建立可靠的设计理论和方法、减小震害损失具有重要意义。

姚玉生（1981）提出将RC梁上的塑性铰从紧靠柱面的位置外移，可使节点核心区始终处于弹性阶段，从而达到保护节点核心区的目的。聂建国等（2006）对3个方钢管混凝土柱与钢-混凝土组合梁连接的内隔板式节点试件进行低周往复荷载试验，结果表明该节点在梁端塑性铰破坏模式下仍具有较高的承载力和耗能能力。王作虎等（2010）进行了芳纶布（AFRP）加固钢筋混凝土框架节点的抗震性能试验，加固后的梁柱节点极限承载力和抗震性能得到显著提高。Park等（2011）对3个采用了足尺外包U形钢-混凝土组合梁-H形钢柱节点试件进行了拟静力试验，在钢梁上下翼缘焊接端板加强梁截面或在预测的塑性铰区域设置泡沫聚苯乙烯削弱梁截面，发现节点具有较高的承载力和良好的变形能力。王燕等（2016）进行了梁端翼缘削弱型节点空间钢框架低周往复荷载试验，发现梁端翼缘削弱型节点塑性铰均外移至圆弧削弱区域，提高了钢框架整体抗震性能和耗能能力。杨成苗等（2019）对梁端局部无黏结钢筋混凝土悬臂梁的承载力进行了仿真分析，发现梁端局部无黏结段的设置可提高梁极限承载力。Liu等（2019）提出了装配连接区域位于梁中间段的新型节点，并进行试验研究，结果表明节点可实现塑性铰远离柱边缘，并提高了节点抗震性能。冯帅克等（2021）通过对混合梁端型钢翼缘削弱式节点开展低周往复加载试验，发现翼缘削弱节点试件在翼缘削弱区形成塑性铰，表现出更好的延性和耗能能力。时建新等（2021）对外包波纹钢-混凝土组合梁与波纹钢-钢管混凝土柱节点进行了低周往复荷载试验，节点在梁端塑性铰区域发生弯曲破坏，随着梁柱线刚度比的增加，节点承载力和耗能能力均有所提高。马哲昊等（2021）提出了在钢筋混凝土框架梁端采用机械铰及附加消能钢板连接的节点构造，通过低周往复试验和数值模拟研究，发现塑性铰可控制在附加钢板中间开缝段，节点承载力和耗能能力得到增强。

Li等（2019）提出了竖板-栓钉的板钉组合连接方式，保证了CFST柱-RC梁节点连接性能，发现梁端塑性铰从根部向竖板外端迁移，节点具有良好的抗震性能。本文基于Li等（2019）的试验，建立CFST柱- RC梁节点试件（SSJD）拟静力加载有限元模型，在节点损伤情况、荷载-位移曲线等数值模拟结果与试验结果吻合较好的基础上，进一步开展RC梁混凝土强度、配筋率ρ_s和连接竖板长度L_b及界面连接情况等对CFST柱-RC梁节点梁端塑性铰区域力学性能的影响，结合CFST柱与RC梁连接方式，研究梁端塑性铰区域受力性能及变化规律，为建立可靠的设计理论和方法提供依据。

1. 试验概况

采用Li等（2019）设计的CFST柱-RC梁节点试件（图1），其中，d₀为钢管孔径，d₁为穿过孔的钢筋直径。钢管管壁开穿筋孔，使纵筋穿过，以传递弯矩，穿筋孔处设置加固管片，弥补管壁开孔对钢管的削弱。在管壁上与梁连接的部位焊接栓钉、竖板，以传递剪力。在竖板上焊接栓钉，以加强混凝土与钢板的相互作用。

图 1 试件SSJD（单位：毫米）

Figure 1. The size of SSJD specimen（Unit：mm）

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首先在柱顶施加设计轴压比为0.3的恒定轴压荷载8 407 kN，然后通过控制位移，在梁上距梁柱界面2 635 mm处施加低周往复荷载，当RC梁纵筋屈服前，以5 mm为级差进行加载，当RC梁纵筋屈服后，以约1倍的屈服位移（20 mm）为级差进行加载，每级循环2次，加载至试件出现破坏特征，加载制度参考Li等（2019）的研究。RC梁混凝土强度等级为C35，CFST柱内混凝土强度等级为C50，钢筋为HRB400级，钢管、竖板、钢盖板、加固管片、栓钉采用Q345级钢材。材料力学性能通过标准材料试验测得，如表1、表2所示。

表 1 混凝土力学性能参数

Table 1. Mechanical property parameters of concrete

混凝土强度等级	弹性模量/MPa	抗压强度/MPa
C35	3.34×10⁴	29.2
C50	3.78×10⁴	52.1

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表 2 钢材力学性能参数

Table 2. Mechanical property parameters of steel

钢材	直径或厚度/mm	级别	弹性模量/MPa	屈服强度/MPa	极限强度/MPa
钢管	10	Q345	2.0×10⁵	423	569
钢板	6	Q345	2.0×10⁵	409	539
钢筋	10	HRB400	1.8×10⁵	413	607
	20	HRB400	2.0×10⁵	430	559
	25	HRB400	2.0×10⁵	436	608
栓钉	13	ML15	2.06×10⁵	339	456
栓钉	16	ML15	2.06×10⁵	340	457

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2. 有限元数值模拟分析

2.1 单元类型与界面模拟

混凝土、钢管、竖板、钢盖板、加固管片和栓钉均采用空间三维缩减积分实体单元C3D8R模拟，钢筋和箍筋均采用二节点直线桁架空间单元T3D2模拟。钢管、竖板、栓钉和加固管片通过焊接连接，建模时将以上部件合并为钢结构部分，使传力更接近实际情况。竖板、栓钉与钢筋“嵌入（Embedded）”到RC梁中，钢管与混凝土之间的界面接触采用表面与表面接触（Standard），钢管表面为主表面，混凝土表面为从表面，接触作用属性为法向“硬接触”、切向“罚”函数，钢管与管内混凝土之间的摩擦系数取0.6（尧国皇等，2010），钢管与RC梁混凝土之间的摩擦系数取0.35（宋毛毛，2013）。垫块与RC梁、钢盖板与CFST柱均采用“绑定（Tie）”约束，在垫块和钢盖板表面分别设置参考点X^RP-2、X^RP-3和X^RP-1、X^RP-4，参考点与表面为耦合约束。

2.2 边界条件与网格划分

柱底释放绕x轴的转动（U₁=0，U₂=0，U₃=0，U_R2=0，U_R3=0），柱顶释放沿y轴的平动和沿x轴的转动（U₁=0，U₃=0，U_R2=0，U_R3=0），柱底和柱顶的边界约束条件分别施加在参考点X^RP-4、X^RP-1处。在分析步中设置step1和step2，step1中对柱顶施加恒定的轴压荷载，step2中对梁端施加位移荷载，轴压荷载施加在参考点X^RP-1处，位移荷载施加在参考点X^RP-2、X^RP-3处。采用结构化网格划分技术，得到规则的六面体，具有较高的计算精度和效率。建立的SSJD有限元模型如图2所示，定义RC梁先向下加载的一端为N端，另一端为S端。

图 2 试件SSJD有限元模型

Figure 2. Finite Element Model of SSJD Specimen

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2.3 材料本构关系

混凝土采用ABAQUS软件提供的塑性损伤模型（CDP模型）模拟（苏佶智等，2018），核心混凝土受压本构关系采用钢管混凝土考虑约束效应的应力-应变关系（刘威，2005），核心混凝土受拉本构关系和普通混凝土拉压本构关系均采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）（2015年版）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2015）建议的混凝土单轴应力-应变曲线关系，泊松比取0.2。混凝土材料实际强度按表1取值。钢材应力-应变关系均采用双折线强化模型，泊松比取0.3，采用Mises屈服准则，弹性阶段的弹性模量为E_s，强化阶段的弹性模量E_s^'取0.01E_s。钢材屈服强度和极限强度按表2取值。

2.4 节点损伤情况

ABAQUS软件中可通过等效塑性拉、压应变（PEEQT、PEEQ）云图反映试件破坏状态。试件SSJD等效塑性拉、压应变云图及损伤情况如图3所示。由图3可知，试件SSJD在梁端荷载达峰值荷载时，竖板外侧和相应位置的梁受拉侧等效塑性拉应变云图及竖板外侧等效塑性压应变云图显示数值较大，与试验得到的实际损伤状态基本吻合；随着继续加载至极限荷载，竖板外侧和相应位置的梁受拉侧等效塑性拉应变云图及竖板外侧等效塑性压应变云图显示数值进一步增大，与试验得到的实际最终破坏状态基本一致。

图 3 试件SSJD等效塑性拉、压应变云图及损伤情况

Figure 3. Equivalent plastic tensile and compressive strain contours and damage of SSJD specimens

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2.5 梁端荷载-位移曲线

由于试件S端梁与N端梁对称，仅以N端梁为例，梁端荷载-位移曲线模拟结果和试验结果如图4所示。由图4可知，试件SSJD在低周往复荷载作用下的滞回曲线饱满，荷载达峰值后，同级加载下强度退化较明显，骨架曲线表明试件经历了弹性、弹塑性及极限破坏阶段，反映了节点受力性能变化历程，模拟结果与试验结果吻合较好。

图 4 梁端荷载-位移曲线模拟结果和试验结果

Figure 4. Beam end load-displacement simulation and test result curves

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3. 塑性铰区域受力性能影响因素分析

3.1 分析参数设置与主要结果

从试验和模拟结果可知，节点破坏形态为梁端竖板外侧受弯形成塑性铰区域，故选择RC梁混凝土强度、配筋率ρ_s和连接竖板长度L_b作为塑性铰区域抗弯性能影响因素，通过界面连接情况研究连接界面抗剪设计的可靠性。以试件SSJD-0.5H（H为梁截面高度）为基准模型，建立塑性铰区域受力性能影响因素分析参数，如表3所示。

表 3 分析参数设置与主要结果

Table 3. Analysis parameter settings and main results

有限元模型	混凝土强度等级	梁截面纵筋	配筋率 ρ_s/%	连接竖板长度 $ {L_{\rm{b}}} $/mm	连接情况	剪跨比	峰值荷载 P_u/kN	位移延性系数 μ
SSJD-0.5H	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	4.00	279.59	5.77
SSJD-C25	C25	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	4.00	284.73	5.84
SSJD-C45	C45	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	4.00	276.88	5.50
SSJD-C50	C50	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	4.00	278.40	5.30
SSJD-0.68%ρ_s	C35	上侧320+216、下侧420	0.68/0.64	350	试验模型	4.00	185.88	4.64
SSJD-0.84%ρ_s	C35	上侧322+218、下侧422	0.84/0.77	350	试验模型	4.00	221.98	4.97
SSJD-1.32%ρ_s	C35	上侧328+222、下侧428	1.32/1.25	350	试验模型	4.00	346.36	6.89
SSJD-1.57%ρ_s	C35	上侧330+225、下侧430	1.57/1.43	350	试验模型	4.00	409.89	7.80
SSJD-0.25H	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	175	试验模型	4.00	262.83	6.20
SSJD-0.75H	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	525	试验模型	4.00	305.11	6.92
SSJD-H	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	700	试验模型	4.00	334.37	7.54
SSJD-S	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	0	仅设置管壁栓钉	0.29	597.88	—
SSJD-V	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	仅设置竖板	0.29	843.86	—
SSJD-SV	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	0.29	1 217.57	—
SSJD-RC	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	1.50	1 049.34	—

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位移延性系数μ依据《建筑抗震试验规程》（JGJ/T 101—2015）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2015）提供的方法计算。

3.2 RC梁混凝土强度

试件SSJD骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数随RC梁混凝土强度的变化趋势如图5所示，由图5可知，随着混凝土强度的增加，骨架曲线趋势相近，峰值荷载变化较小，位移延性系数略有减小。不同混凝土强度下RC梁梁端（N端）发生破坏时的等效塑性拉应变云图如图6所示，由图6可知，梁端发生破坏时，塑性损伤集中区域梁单元发生明显变形，形成塑性铰，由此可反映出塑性铰区域变化；混凝土强度对塑性铰区域的影响较小。

图 5 RC梁混凝土强度对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响

Figure 5. Influence of concrete strength of RC beam on skeleton curve, peak load and displacement ductility coefficient

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图 6 RC梁混凝土强度对塑性铰区域的影响

Figure 6. Influence of concrete strength of RC beam on plastic hinge region

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3.3 RC梁配筋率ρ_s

试件SSJD骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数随RC梁配筋率ρ_s的变化趋势如图7所示，由图7可知，不同配筋率下，RC梁骨架曲线变化趋势表现为：初期呈线性上升，屈服后趋于平稳，达峰值荷载后下降。随着配筋率的增加，RC梁峰值荷载和位移延性系数呈线性增加，承载力提高121%，延性提高68%。这是因为配筋率的增加使RC梁截面抗弯承载力提高，且由于屈服位移基本相同，极限位移随配筋率的增大不断增大，因此位移延性系数增大。不同配筋率下RC梁梁端（N端）发生破坏时的等效塑性拉应变云图如图8所示，由图8可知，随着配筋率的增大，塑性铰区域减小。

图 7 RC梁配筋率对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响

Figure 7. Influence of reinforcement ratio of RC beam on skeleton curve, peak load and displacement ductility coefficient

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图 8 RC梁配筋率对塑性铰区域的影响

Figure 8. Influence of reinforcement ratio of RC beam on plastic hinge region

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3.4 连接竖板长度L_b

试件SSJD骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数随连接竖板长度L_b的变化趋势如图9所示，由图9可知，不同连接竖板长度下，试件SSJD骨架曲线变化趋势表现为：初期呈线性上升，屈服后趋于平稳，达峰值荷载后下降。随着连接竖板长度的增加，试件SSJD峰值荷载呈线性上升趋势，位移延性系数基本呈上升趋势，这是因为连接竖板长度的增加使梁端加强区域不断变长，缩短了加载点至破坏截面的距离，由于破坏截面抗弯承载力不变，因此峰值荷载不断增大，当连接竖板长度由0.25H增至H时，承载力提高27%，延性提高22%。不同连接竖板长度下RC梁梁端（N端）发生破坏时的等效塑性拉应变云图如图10所示，由图10可知，塑性铰区域随着连接竖板长度的增加逐渐向外发展。

图 9 连接竖板长度对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响

Figure 9. Influence of connecting riser length on skeleton curve, peak load and displacement ductility factor

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图 10 连接竖板长度对塑性铰区域的影响

Figure 10. Influence of connecting riser length on plastic hinge area

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3.5 界面抗剪承载力

不同连接情况下试件SSJD在单调加载作用下的荷载-位移曲线如图11所示。试件SSJD-S、SSJD-V、SSJD-SV剪跨比为0.29，通过数值模拟可得到管壁栓钉、竖板、管壁栓钉-竖板与CFST柱之间的界面抗剪承载力。试件SSJD-RC剪跨比为1.5，通过数值模拟可得到RC梁截面抗剪承载力。

图 11 不同连接情况荷载-位移曲线

Figure 11. Load-displacement curve of different connections

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管壁单独设置栓钉或竖板时，RC梁与CFST柱之间的界面抗剪承载力计算公式为：

$$ {V_{\rm{s}}} = n{V_{{\rm{s1}}}} = nf_{{\rm{y}}}^{\rm{s}}{A_{{\rm{s1}}}} $$

(1)

$$ {V_{\rm{p}}} = f_{{\rm{y}}}^{\rm{p}}{A_{\rm{p}}} $$

(2)

式中，V_s为管壁栓钉抗剪承载力，n为栓钉数量，$ f_{{\rm{y}}}^{\rm{s}} $为栓钉屈服强度，A_s1为单根栓钉杆截面面积，V_p为竖板抗剪承载力，$ f_{{\rm{y}}}^{\rm{p}} $为竖板屈服强度，A_p为竖板截面面积。

管壁栓钉和竖板共同工作时，考虑栓钉的群钉效应，RC梁与CFST柱之间的界面抗剪承载力计算公式为：

$$ {V_{\rm{z}}} = {V_{\rm{d}}} + {V_{\rm{p}}} = 0.7\eta {A_{{\rm{s1}}}}{f_{\rm{u}}} + f_{\rm{y}}^{\rm{p}}{A_{\rm{p}}} $$

(3)

式中，V_z为管壁栓钉和竖板协同工作下RC梁与CFST柱之间的界面抗剪承载力，V_d为考虑群钉效应后管壁栓钉抗剪承载力，f_u为栓钉极限强度，η为群钉效应折减系数，按式（4）计算（中华人民共和国住房和城乡建设部，2014）：

当6＜$ {l_{\rm{d}}}/d $＜13时，对于C30～C40混凝土：

$$ \eta = 0.021{l_{\rm{d}}}/d + 0.73 $$

(4)

式中，l_d为栓钉纵向间距，d为栓钉直径。

界面抗剪承载力模拟值V_F与计算值V_C如表4所示，由表4可知，界面抗剪承载力模拟值与计算值吻合较好。

表 4 界面抗剪承载力模拟值与计算值

Table 4. Simulated and calculated interface shear capacity

有限元模型	界面抗剪承载力模拟值V_F/kN	界面抗剪承载力计算值V_C/kN	模拟值/计算值
SSJD-S	597.88	546.89	1.09
SSJD-V	843.86	858.90	0.98
SSJD-SV	1 217.57	1 301.42	0.94
SSJD-RC	1 049.34	981.92	1.07

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4. 结论

（1）依据建立的CFST柱- RC梁节点试件拟静力加载试验有限元模型，对节点损伤情况、梁端荷载-位移曲线等进行模拟分析，模拟分析结果与试验结果吻合较好，板钉连接可有效保证RC梁与CFST柱的连接性能要求。

（2）RC梁混凝土强度变化对试件塑性铰区域受力性能的影响较小。

（3）适筋范围内RC梁配筋率ρ_s增加可相应提高试件承载力，并适当提高试件延性。

（4）随着连接竖板长度由0.25H增至H，梁端塑性铰区域相应外移，梁破坏荷载增大了27%，延性提高了22%，选取合适的连接竖板长度可使结构具备一定的安全储备。

（5）本研究给出的RC梁与CFST柱之间的界面抗剪承载力模拟值与计算值吻合较好，可用于界面抗剪设计。

图 1 试件SSJD（单位：毫米）

Figure 1. The size of SSJD specimen（Unit：mm）

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图 2 试件SSJD有限元模型

Figure 2. Finite Element Model of SSJD Specimen

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图 3 试件SSJD等效塑性拉、压应变云图及损伤情况

Figure 3. Equivalent plastic tensile and compressive strain contours and damage of SSJD specimens

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图 4 梁端荷载-位移曲线模拟结果和试验结果

Figure 4. Beam end load-displacement simulation and test result curves

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图 5 RC梁混凝土强度对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响

Figure 5. Influence of concrete strength of RC beam on skeleton curve, peak load and displacement ductility coefficient

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图 6 RC梁混凝土强度对塑性铰区域的影响

Figure 6. Influence of concrete strength of RC beam on plastic hinge region

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图 7 RC梁配筋率对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响

Figure 7. Influence of reinforcement ratio of RC beam on skeleton curve, peak load and displacement ductility coefficient

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图 8 RC梁配筋率对塑性铰区域的影响

Figure 8. Influence of reinforcement ratio of RC beam on plastic hinge region

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图 9 连接竖板长度对骨架曲线、峰值荷载和位移延性系数的影响

Figure 9. Influence of connecting riser length on skeleton curve, peak load and displacement ductility factor

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图 10 连接竖板长度对塑性铰区域的影响

Figure 10. Influence of connecting riser length on plastic hinge area

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图 11 不同连接情况荷载-位移曲线

Figure 11. Load-displacement curve of different connections

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表 1 混凝土力学性能参数

Table 1. Mechanical property parameters of concrete

混凝土强度等级	弹性模量/MPa	抗压强度/MPa
C35	3.34×10⁴	29.2
C50	3.78×10⁴	52.1

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表 2 钢材力学性能参数

Table 2. Mechanical property parameters of steel

钢材	直径或厚度/mm	级别	弹性模量/MPa	屈服强度/MPa	极限强度/MPa
钢管	10	Q345	2.0×10⁵	423	569
钢板	6	Q345	2.0×10⁵	409	539
钢筋	10	HRB400	1.8×10⁵	413	607
	20	HRB400	2.0×10⁵	430	559
	25	HRB400	2.0×10⁵	436	608
栓钉	13	ML15	2.06×10⁵	339	456
栓钉	16	ML15	2.06×10⁵	340	457

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表 3 分析参数设置与主要结果

Table 3. Analysis parameter settings and main results

有限元模型	混凝土强度等级	梁截面纵筋	配筋率 ρ_s/%	连接竖板长度 $ {L_{\rm{b}}} $/mm	连接情况	剪跨比	峰值荷载 P_u/kN	位移延性系数 μ
SSJD-0.5H	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	4.00	279.59	5.77
SSJD-C25	C25	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	4.00	284.73	5.84
SSJD-C45	C45	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	4.00	276.88	5.50
SSJD-C50	C50	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	4.00	278.40	5.30
SSJD-0.68%ρ_s	C35	上侧320+216、下侧420	0.68/0.64	350	试验模型	4.00	185.88	4.64
SSJD-0.84%ρ_s	C35	上侧322+218、下侧422	0.84/0.77	350	试验模型	4.00	221.98	4.97
SSJD-1.32%ρ_s	C35	上侧328+222、下侧428	1.32/1.25	350	试验模型	4.00	346.36	6.89
SSJD-1.57%ρ_s	C35	上侧330+225、下侧430	1.57/1.43	350	试验模型	4.00	409.89	7.80
SSJD-0.25H	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	175	试验模型	4.00	262.83	6.20
SSJD-0.75H	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	525	试验模型	4.00	305.11	6.92
SSJD-H	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	700	试验模型	4.00	334.37	7.54
SSJD-S	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	0	仅设置管壁栓钉	0.29	597.88	—
SSJD-V	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	仅设置竖板	0.29	843.86	—
SSJD-SV	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	0.29	1 217.57	—
SSJD-RC	C35	上侧325+220、下侧425	1.07/1.00	350	试验模型	1.50	1 049.34	—

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表 4 界面抗剪承载力模拟值与计算值

Table 4. Simulated and calculated interface shear capacity

有限元模型	界面抗剪承载力模拟值V_F/kN	界面抗剪承载力计算值V_C/kN	模拟值/计算值
SSJD-S	597.88	546.89	1.09
SSJD-V	843.86	858.90	0.98
SSJD-SV	1 217.57	1 301.42	0.94
SSJD-RC	1 049.34	981.92	1.07

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参考文献(18)

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