摘 要

鋼結(jié)構(gòu)框架柱采用閉口截面具有截面承載效率高、抗扭模量大等優(yōu)勢。利用螺紋錨固單邊螺栓可以解決鋼梁-鋼管柱無法采用普通高強螺栓直接連接的問題。螺紋錨固單邊螺栓是通過在柱壁上加工帶有螺紋的螺栓孔,直接將高強螺栓擰緊在柱壁的螺紋孔上,代替?zhèn)鹘y(tǒng)螺母,實現(xiàn)在鋼管柱外側(cè)安裝和擰緊。在螺紋錨固單邊螺栓雙 T 形節(jié)點模型研究的基礎(chǔ)上,進(jìn)一步研究了螺紋錨固單邊螺栓 T 形件-鋼管柱的受力機理和破壞模式。對 10 個采用螺紋錨固單邊螺栓連接 T 形件-鋼管節(jié)點進(jìn)行了受拉試驗研究,分析和對比了不同節(jié)點破壞模式、承載力機理、位移-荷載曲線、屈服承載力和極限承載力等。

試驗發(fā)現(xiàn):節(jié)點共發(fā)生了四種破壞,分別為螺紋剪切破壞、管壁局部屈服伴隨螺紋剪切破壞、螺栓桿拉斷破壞和管壁屈服破壞等。當(dāng)鋼管壁厚度較小時,節(jié)點發(fā)生螺栓孔內(nèi)螺紋剪切破壞。當(dāng)管壁較厚,螺栓直徑相對較小時,發(fā)生螺栓桿拉斷破壞,螺紋孔內(nèi)螺紋保持完好,表明當(dāng)螺栓孔內(nèi)螺紋長度足夠時,鋼管柱壁螺栓孔內(nèi)螺紋具有足夠的承載力,螺紋錨固方式可行。對比分析了螺栓間距、螺栓直徑及管壁厚度對節(jié)點承載力的影響。試驗結(jié)果表明:增大螺栓直徑、管壁厚度、螺栓間距等,均可以提高節(jié)點的承載力。螺栓間距對節(jié)點承載力的影響與鋼管柱壁在螺栓拉力作用下屈服線的形狀有關(guān)。當(dāng)螺栓間距較小,各受拉螺栓對鋼管柱壁的屈服線相互疊加,隨著螺栓間距增大,節(jié)點承載力明顯提高。但當(dāng)螺栓間距較大,各受拉螺栓對鋼管柱壁屈服線為長圓形,隨螺栓間距的增加,節(jié)點承載力將保持不變。隨著螺栓直徑的增加,節(jié)點的破壞模式逐漸從螺桿拉斷破壞改變?yōu)殇摴苤诼菟茁菁y破壞或鋼管柱壁屈服破壞,節(jié)點承載力能力增加。管壁厚度增加顯著提高鋼管柱壁屈服承載力,其增長率與壁厚的增長率近似呈平方的關(guān)系。

為了避免鋼管柱壁較薄時,柱壁螺栓孔內(nèi)螺紋錨固力不足的問題,進(jìn)一步研究了鋼管內(nèi)設(shè)墊板對螺紋錨固單邊螺栓 T 形件-鋼管連接節(jié)點受力性能的影響。試驗結(jié)果表明:墊板增加了螺紋錨固長度,加強后的節(jié)點承載力顯著提高,有效地避免螺紋剪切破壞,但初始剛度變化不大。

單邊螺栓連接是近些年來廣泛用于封閉截面梁柱節(jié)點的一種連接方式。國內(nèi)外各學(xué)者對不同類型單邊螺栓進(jìn)行了一系列的研究。徐婷等總結(jié)了工程中常用的各類單邊螺栓,并對其優(yōu)缺點進(jìn)行了詳細(xì)介紹。王靜峰等基于組件法,對采用單邊螺栓連接的 T 形件的初始剛度進(jìn)行了研究,提出了剛度計算方法。黃春曉等進(jìn)一步研究了 T 形連接件的不同塑性失效模式,建立了各部件承載力的計算方法。王靜峰等還對圓形及方形內(nèi)灌混凝土的鋼管柱單邊螺栓連接節(jié)點進(jìn)行了數(shù)值研究。結(jié)果發(fā)現(xiàn),方套方中空夾層鋼管混凝土柱與鋼-混凝土組合梁單邊螺栓端板連接節(jié)點具有良好的抗震性能和受力性能,可應(yīng)用于高烈度地震區(qū)的裝配式組合框架。王志宇等對 Hollo-bolt 連接方鋼管柱進(jìn)行了靜力及低周疲勞試驗,提出了節(jié)點承載力分析模型。

本文主要研究螺紋錨固單邊螺栓(簡稱 TOB 螺栓)連接。螺紋錨固單邊螺栓利用預(yù)先設(shè)置在被連接鋼板內(nèi)的配套螺紋進(jìn)行錨固,鋼管壁內(nèi)的螺紋可代替?zhèn)鹘y(tǒng)螺栓中螺母的作用,從而實現(xiàn)單邊錨固,這類連接方法已經(jīng)廣泛應(yīng)用在螺栓球節(jié)點中。我國GB/T 16939—2016《鋼網(wǎng)架螺栓球節(jié)點用高強度螺栓》規(guī)定,當(dāng)螺栓旋入球體的深度不小于螺栓直徑的 1.1 倍時,可保證螺栓不發(fā)生拔出破壞。目前常用的螺栓孔鉆孔技術(shù)包括兩類:熱熔鉆技術(shù)制孔,主要以 Flowdrill 螺栓為代表;電磁鉆技術(shù)制孔,以TOB 螺栓為主。

France 等在對采用熱熔鉆技術(shù) 的 Flowdrill 連接梁柱端板節(jié)點進(jìn)行試驗研究時發(fā)現(xiàn):對于平齊端板連接節(jié)點,主要發(fā)生鋼管壁的塑性破壞;而對于外伸端板連接節(jié)點,主要發(fā)生螺紋破壞、螺栓拔出的破壞模式。Park 等在前者試驗的基礎(chǔ)上,建立了有限元模型并進(jìn)行了驗證,為低層框架柱的設(shè)計提供了理論基礎(chǔ)。Sobotova 等的研究發(fā)現(xiàn),Flowdrill 技術(shù)適用于壁厚較薄的板材、空心管等構(gòu)件的連接中。配合圓錐形襯套等使用可以克服薄壁結(jié)構(gòu)中不能同時安裝太多螺栓的困難。Mascenik 等分析了熱熔鉆鉆孔后對周圍孔材性改變的影響。但 Flowdrill 技術(shù)主要應(yīng)用于板厚小于 12.5 mm 的薄壁結(jié)構(gòu)。對于較厚的板件,該種方法不再適用。

梁柱高強螺栓端板連接破壞模式復(fù)雜,包括螺栓桿拉斷、端板屈服、柱翼緣屈服,以及端板對螺栓的撬力作用等。EC3-1-8 采用 T 形節(jié)點簡化模型研究梁柱高強螺栓端板連接的受力機理。將節(jié)點受拉區(qū)和受壓區(qū)簡化為 T 形螺栓連接節(jié)點,分別研究螺栓桿拉斷、端板屈服、柱翼緣屈服、端板屈服伴隨螺桿拉斷等破壞模式下的節(jié)點承載力,并建立了與各破壞模式對應(yīng)的承載力計算法。節(jié)點承載力為各破壞模式對應(yīng)承載力的最小值。在歐洲規(guī)范EC3-1-8 的基礎(chǔ)上,Liu 等對采用 TOB 螺栓連接的 T 形節(jié)點進(jìn)行了一系列的單向受拉試驗,給出了節(jié)點抗拉承載力計算公式。Wulan 等通過驗證的有限元模型,分析了各破壞模式下,T 形連接件的失效機理,并對三種不同 T 形構(gòu)件在 8 種不同高溫下的性能進(jìn)行了分析,發(fā)現(xiàn)節(jié)點的剛度及承載力在高溫下有一定折減。張曼等分析了高溫下 TOB 連接的搭接薄板的抗剪性能,發(fā)現(xiàn)高溫下其破壞模式與常溫下類似。以上關(guān)于 TOB 螺栓連接T 形連接件的研究,其理論基礎(chǔ)均為歐洲規(guī)范 EC3-1-8所提出的組件法(Component method)。

現(xiàn)有對 T 形連接件僅研究了 T 形翼緣的變形及屈服情況,無法直觀的觀察到運用在封閉鋼管柱連接時,柱壁的屈服情況。且 TOB 螺栓主要適用于封閉截面鋼管柱,因此將梁-封閉截面鋼管柱節(jié)點受拉區(qū)進(jìn)行簡化得到的構(gòu)件更符合其實際應(yīng)用中的情況。王志宇等在對 Hollo-Bolt 單邊螺栓的研究中,運用組件法將鋼管梁柱截面通過簡化成為 T形件-鋼管節(jié)點進(jìn)行研究,在本文中借鑒該簡化方法,對 TOB 螺栓連接的平齊端板梁-方鋼管柱節(jié)點進(jìn)行了簡化,并對簡化后的 T 形件-鋼管節(jié)點進(jìn)行受力分析。

本文研究對象為框架中柱節(jié)點,通過組件法進(jìn)行合理簡化,形成 T 形件-鋼管節(jié)點,模型中進(jìn)一步考慮了鋼管柱寬厚比以及柱壁螺紋的影響。通過對TOB 螺栓連接 T 形件 -鋼管節(jié)點進(jìn)行單向拉伸試驗,對與 TOB 螺栓配套使用的加強方式進(jìn)行了探究,對墊板加強構(gòu)件同樣進(jìn)行了試驗分析。

1 試驗概況

1.1 構(gòu)件設(shè)計

試驗構(gòu)件共包括兩類節(jié)點形式,如圖 1 所示。共包含 10 個構(gòu)件,其中 8 個無加強措施 T 形件-鋼管節(jié)點和 2 個背設(shè)墊板 T 形件-鋼管節(jié)點。

a—普通 T 形件-鋼管節(jié)點; b—背設(shè)墊板 T 形件-鋼管節(jié)點。

圖 1 T 形件-鋼管構(gòu)件組件及幾何尺寸 mm

1.1.1 無加強措施 T 形件-鋼管節(jié)點

節(jié)點試件通過四個 TOB 螺栓將兩個 T 形件固定在方鋼管上下兩側(cè),如圖 1a 所示。鋼管柱截面尺寸為外直徑 200 mm×200 mm,長度為 200 mm,共選取了板厚為 6 mm 和 12 mm 的兩類節(jié)點,以探究管壁厚度 t_c 對節(jié)點性能的影響。本文主要研究管壁的屈服以及 TOB 螺栓的破壞形式,端板破壞不作為本次研究的重點,因此在構(gòu)件設(shè)計將連接 T 形件的翼緣厚度設(shè)置為 30 mm,確保其在試驗過程中不會產(chǎn)生塑性變形,影響試驗結(jié)果。T 形件的腹板厚度設(shè)置為 20 mm。螺栓間距 g 對管壁的屈服承載力也會產(chǎn)生一定的影響, 試驗中選取了 80 mm 和120 mm 兩種螺栓間距以探究其影響程度大小。

共選用了 10 mm 和 20 mm 兩種直徑的 TOB 螺栓,探究螺栓直徑 d 對節(jié)點性能的影響。螺栓等級均為 S8.8 級,8.8 級 M10 螺栓螺紋間距為 1.5 mm,墊片外徑 20 mm、厚度 4 mm,預(yù)緊力為 26.3 kN;8.8級 M20 螺栓螺紋間距為 2.5 mm,墊片外徑 48 mm、厚度 8 mm,預(yù)緊力為 117kN。其螺紋規(guī)格符合國家標(biāo)準(zhǔn) GB 192—2003 和 GB 196—2003 的要求。

1.1.2 背設(shè)墊板 T 形件-鋼管節(jié)點

節(jié)點試件采用背設(shè)墊板加強,利用角焊將墊板焊接到管壁的內(nèi)表面,在鉆孔及攻絲時,貫通管壁及墊板,在孔壁上形成連續(xù)螺紋。墊板厚度均為12 mm,如圖 1b 所示。

構(gòu)件按照 “Sd-g-tc-(BP)” 的方式命 名,其中,d 表示螺栓直徑,g表示螺栓間距,t_c 表示管壁厚度,BP 代表背設(shè)墊板,所有構(gòu)件的尺寸匯總在表 1 中。

表 1 試驗節(jié)點參數(shù)              mm

1.2 材料性能

TOB 螺栓及墊片的材性均采用了出廠證明中所提供的數(shù)據(jù),如表 2 所示。方鋼管及 T 形構(gòu)件的材性則通過單向拉伸試驗獲得,根據(jù)規(guī)定將樣胚加工成試件。所有材性試驗構(gòu)件均與節(jié)點試件同期加工,使用同一母材。12 mm 板厚的方鋼管和墊板取自同一母材,因此在材性試驗中僅設(shè)置了一組試驗。各鋼材材性結(jié)果匯總在表 2 中。

表 2 T 形件-鋼管節(jié)點各構(gòu)件材料性能

1.3 試驗裝置

材性試驗和節(jié)點受拉試驗所使用的加載儀器均為 WAW - 1000C 液壓伺服全能試驗機,如圖 2 所示,其單向受拉承載力可達(dá) 1000 kN,滿足本試驗所需要求。在進(jìn)行試驗之前,對試驗機的荷載和位移讀數(shù)進(jìn)行了標(biāo)定。試驗機荷載讀數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)測力環(huán)荷載一致,荷載結(jié)果準(zhǔn)確;試驗機荷載從 0 kN 增加到300 kN 時,試驗機位移讀數(shù)大于試驗機夾頭之間位移測量結(jié)果 0.1 ~ 0.5 mm。本試驗中,節(jié)點位移誤差約為 0.5%。試驗中,將 TOB 螺栓將 T 形件-鋼管構(gòu)件連接后,使用扭矩扳手施加預(yù)緊力。對 TOB 螺栓施加的預(yù)緊力與鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的普通高強螺栓預(yù)緊力保持一致。試驗過程中,首先控制夾具夾緊構(gòu)件固定端,通過升降器將 T 形件-鋼管節(jié)點向上抬升,直到加載端 T 形板腹板送至夾具中間后,將加載端夾具夾緊,之后進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整后,將數(shù)據(jù)歸零,開始試驗。試驗機實時輸出位移、荷載數(shù)據(jù)。加載時采用位移控制,加載速度為 0.02 mm/min。

a—普通 T 形件-鋼管節(jié)點構(gòu)件; b—背設(shè)墊板 T 形件-鋼管節(jié)點構(gòu)件。

圖 2 試驗構(gòu)件及加載裝置

2 節(jié)點破壞模式與分析

對于螺紋錨固單邊螺栓連接的 T 形件-鋼管節(jié)點,潛在的破壞模式共有 5 種:破壞模式Ⅰ:螺紋剪切破壞;破壞模式Ⅱ:管壁局部屈服伴隨螺紋剪切破壞;破壞模式Ⅲ:螺栓桿拉斷破壞;破壞模式Ⅳ:管壁局部屈服伴隨螺栓桿拉斷;破壞模式Ⅴ:管壁屈服破壞。在試驗中,出現(xiàn)了Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ四種類型的破壞模式。

2.1 破壞模式Ⅰ:螺紋剪切破壞

構(gòu)件 S10-80-6, S10-120-6, S20-80-12 和S20-120-12 在試驗中均發(fā)生破壞模式Ⅰ:螺紋剪切破壞。該類破壞模式產(chǎn)生的原因是由于 TOB 螺栓螺紋的強度要遠(yuǎn)高于方鋼管內(nèi)壁螺紋的強度。在這種情況下,方鋼管管壁上的螺紋被 TOB 螺栓螺紋剪斷,從而喪失有效的螺紋錨固力,進(jìn)一步導(dǎo)致節(jié)點的失效。試驗中選用的 6 mm 及 12 mm 厚的鋼管,能夠提供 3 ~ 8 圈的螺紋錨固,與鋼網(wǎng)架螺栓球節(jié)點規(guī)范中規(guī)定的螺紋長度要大于 1.1 倍螺栓直徑仍有差距,因而發(fā)生了脆性的螺紋破壞。

試驗過程中,在加載到一定階段時,節(jié)點發(fā)出了明顯的斷裂聲,管壁螺紋被剪斷,導(dǎo)致 TOB 螺栓從螺栓孔中被拔出,從而造成了節(jié)點失效。圖 3 為構(gòu)件 S20-80-12 破壞時節(jié)點、鋼管壁以及 TOB 螺栓的情況。從圖 3 中可以看出,被剪斷的管壁螺紋鑲嵌在 TOB 螺栓的螺紋中間,且有明顯的剪切痕跡,但鋼管壁沒有明顯的塑性變形。

a—構(gòu)件 S20-80-12 節(jié)點破壞形態(tài); b—TOB 螺栓; c—方鋼管壁破壞形態(tài)。

圖 3 破壞模式Ⅰ:螺紋剪切破壞

2.2 破壞模式Ⅱ:管壁局部屈服伴隨螺紋剪切破壞

構(gòu)件 S20-80-6、S20-120-6 表現(xiàn)出典型的破壞模式Ⅱ:管壁屈服伴隨螺紋剪切破壞,如圖 4 所示。該類破壞的典型特征是方鋼管壁首先由于受拉而發(fā)生彎曲變形,在螺栓孔周圍會出現(xiàn)明顯的彎曲變形。隨后,管壁孔螺紋被剪壞,由于管壁的變形,導(dǎo)致一側(cè)的孔螺紋與螺栓螺紋脫離,僅剩另一側(cè)的孔螺紋與 TOB 螺栓螺紋相互作用以提供錨固力,導(dǎo)致 TOB螺栓從螺栓孔中拔出,最終節(jié)點破壞。同時在管壁的四角會出現(xiàn)輕微的翹曲,鋼管側(cè)壁也產(chǎn)生了向內(nèi)的凹陷,管壁有了明顯的塑性變形。

a—螺紋剪壞及局部放大圖; b—構(gòu)件 S20-80-6 節(jié)點破壞形態(tài); c—方鋼管壁破壞形態(tài)。

圖 4 破壞模式Ⅱ:管壁局部屈服伴隨螺紋剪切破壞

2.3 破壞模式Ⅲ:螺栓桿拉斷破壞

試驗中,管壁較厚,螺栓直徑相對較小的構(gòu)件S10-80-12 和 S10-120-12,均發(fā)生螺栓桿拉斷破壞。螺栓桿受拉后首先產(chǎn)生頸縮,之后斷裂。螺栓桿破壞時,管壁并未產(chǎn)生明顯的彎曲變形,如圖 5 所示。螺栓桿拉斷是典型的脆性破壞:破壞管壁沒有明顯的變形;破壞時,伴隨著巨大的拉脫聲,螺栓被拉斷,節(jié)點破壞。

a—TOB 螺栓; b—方鋼管壁破壞形態(tài); c—S10-120-12 節(jié)點破壞形態(tài)。

圖 5 破壞模式Ⅲ:螺栓桿拉斷破壞

試驗在某一個 螺 栓發(fā)生斷裂后停止;但在該螺栓發(fā)生斷裂前,螺栓均達(dá)到了臨界破壞的狀態(tài),如同圖 5a 所示。試驗構(gòu)件上下對稱,方鋼管壁下側(cè)破壞更明顯可能是由于下端 T 形件是加載端。由于構(gòu)件制作誤差,試件 S10-120-12 等表現(xiàn)出了稍微偏心破壞的現(xiàn)象。但螺栓的破壞形狀表明,兩個螺栓均出現(xiàn)了明顯的頸縮現(xiàn)象,如同圖 5a 所示,達(dá)到了破壞臨界狀態(tài)。表明偏心的影響可以忽略。

2.4 破壞模式Ⅳ:管壁屈服破壞

構(gòu)件 S20-80-12-BP,通過墊板加強,將螺紋長度由 12 mm 增加至 24 mm,也滿足了鋼網(wǎng)架螺栓球節(jié)點規(guī)范中對于螺紋長度要大于 1.1 倍螺栓直徑的要求。試驗中,在對構(gòu)件 S20-80-12-BP 施加拉力一段時間后,方鋼管與 T 形件連接面產(chǎn)生了很大的屈服變形,縫隙寬度逐漸增大,管壁側(cè)壁也產(chǎn)生了較大的向內(nèi)凹陷變形,如圖 6a 所示。而節(jié)點破壞后,管壁螺紋仍比較完整,沒有被剪切,如圖 6b 所示。證明了背設(shè)墊板加強方式增加了螺紋長度,避免了螺紋剪切破壞。

相比于構(gòu)件 S10-80-6,構(gòu)件 S10-80-6-BP 在螺栓桿拉斷之前,管壁已經(jīng)產(chǎn)生了明顯的屈服破壞,管壁的四角也發(fā)生了明顯的向內(nèi)凹陷變形,如圖 6c所示。屬典型的管壁屈服破壞。

a—S20-80-12-BP 節(jié)點破壞形態(tài); b—TOB 螺栓破壞形態(tài); c—S10-80-6-BP 節(jié)點破壞形態(tài)。

圖 6 破壞模式Ⅳ:管壁屈服破壞

3 參數(shù)分析

位移-荷載曲線一般包括三個階段:1) 彈性階段;2)塑性發(fā)展階段;3) 破壞階段。按照歐洲規(guī)范EC3-1-5 的規(guī)定,將彈性階段和塑性發(fā)展階段切線的交點所對應(yīng)的荷載值定義為屈服承載力,而位移-荷載曲線頂點對應(yīng)的荷載值為極限承載力,如圖 7 所示。歐洲規(guī)范 EC3-1-5 建議,對具有明顯彈塑性變形的梁柱節(jié)點,可以采用切線法確定節(jié)點的屈服承載力,即定義荷載 -位移曲線中彈性段曲線與彈塑性段曲線切線的交點對應(yīng)的荷載為節(jié)點的屈服。對節(jié)點發(fā)生脆性剪切破壞的節(jié)點,因目前尚無其他可行的方法,本文統(tǒng)一借鑒了切線法。設(shè)計過程中,應(yīng)放在節(jié)點發(fā)生脆性的螺桿拉斷或鋼管柱壁螺紋破壞。

圖 7 典型位移-荷載曲線

在試驗中,共設(shè)置了四組對照參數(shù)以分析其對節(jié)點性能的影響,分別為:螺栓直徑 d、螺栓間距 g、管壁厚度 t_c 及有無墊板加強。對試驗中所獲得的各構(gòu)件位移-荷載曲線進(jìn)行對比分析,可得到試驗設(shè)置參數(shù)對節(jié)點承載力、破壞模式等方面的影響。試驗中 10 個節(jié)點的屈服承載力、極限承載力匯總在表 3 中。各參數(shù)的分析具體如下:

3.1 螺栓間距

螺栓間距 g 對鋼管壁的屈服承載力有很大的影響。對于螺栓間距較大的節(jié)點,螺栓更接近鋼管的側(cè)壁,彎曲變形變小,從而導(dǎo)致鋼管的抗彎承載力提升。在文本中共研究了兩個螺栓間距值,分別為80 mm 和 120 mm,見圖 8。通過對比 S10-80-6 和S10-120-6 以及 S20-80-6 和 S20-120-6 節(jié)點,發(fā)現(xiàn)在同樣的管壁厚度下,將螺栓間距從 80 mm 提高至 120 mm 后,節(jié)點的極限承載力分別提高了14.58%和 35.37%。而對于管壁厚度為 12 mm 的普通 T 形件-鋼管節(jié)點,這一結(jié)論同樣成立,節(jié)點 S10-120-12 相比于 S10-80-12, 屈服承載力提高了14.11%,節(jié)點 S20-120-12 相比于 S20-80-12,屈服承載力提高了 26.20%。

a—普通 T 形件-鋼管節(jié)點( t_c= 6 mm) ; b—普通 T 形件-鋼管節(jié)點( t_c= 12 mm) 。

圖 8 普通 T 形件-鋼管節(jié)點位移-荷載曲線匯總

螺栓間距對節(jié)點承載力的影響與屈服線的形狀有關(guān),即與鋼管柱壁的寬厚比、螺栓間距與鋼管寬度之比等有關(guān)。對鋼梁與鋼管柱高強螺栓連接節(jié)點,鋼管柱壁屈服線形狀為臺階狀時(圖 9a),隨著鋼管柱壁的增加,屈服線長度增加,因此隨著螺栓間距增大,節(jié)點承載力提高。當(dāng)螺栓間距進(jìn)一步增加,鋼管柱壁屈服線形狀為長圓形(圖 9b),節(jié)點承載力將不受螺栓間距影響。

a—鋼管柱壁屈服線形狀; b—鋼管柱壁屈服線形狀。

圖 9 鋼管柱壁屈服線形狀

3.2 螺栓直徑

螺栓直徑大小與節(jié)點破壞模式密切相關(guān)。對于S10-80-12,S20-80-12和S10-120-12,S20-120-12,其螺栓直徑由 M10 增加至 M20,極限承載力分別提升了 86.42% 和 106.16%。通過增加螺栓直徑,發(fā)現(xiàn)節(jié)點的破壞模式發(fā)生了改變,由破壞模式Ⅲ螺栓桿拉斷破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榱似茐哪Ｊ?I 螺紋剪切破壞。螺桿拉斷及剪切破壞均發(fā)生在一根螺栓上,而不是兩根同時發(fā)生破壞,這是因為試驗裝置無法做到完全的軸心受拉,存在微小的偏心,從圖 5 中螺栓變形也可以看出,當(dāng)瀕臨破壞時,兩螺栓的變形大致相同,變形差距不大,因此偏心不嚴(yán)重,不影響試驗結(jié)果。而對于管壁厚度為 6 mm 的節(jié)點,如 S10-80-6 和 S20-80-6,S10-120-6 和 S20-120-6,其極限承載力提升僅為 4.98% 和 21.40%,破壞模式由模式Ⅰ轉(zhuǎn)變?yōu)槟Ｊ?/span>Ⅱ。

3.3 管壁厚度

管壁的厚度對方鋼管的抗彎屈服強度和螺紋的抗剪強度均都有很大的影響。隨著管壁厚度從6 mm 增加至 12 mm,節(jié)點 S20-80-12 相比于 S20-80-6,抗拉屈服承載力由 41.28 kN 增加至 147.67kN,而 S20-120-12 相比于 S20-120-6,抗拉屈服承載力由 54.96 kN 增加至 187.97 kN。

EC3建議的塑性絞線法,鋼管柱壁的屈服承載力 M_pl,Rd 計算式為:

式中:l_eff 為屈服線長度;t_f 為翼緣厚度;f_y 為鋼材的屈服強度;γ_M0 為節(jié)點承載力分項系數(shù)。因此節(jié)點承載力的增長率與壁厚的增長率近似呈平方的關(guān)系。

3.4 墊板加強

在實際施工中,需要對梁柱節(jié)點進(jìn)行加強,因此將單邊螺栓 TOB 與梁柱節(jié)點的加強措施結(jié)合起來使用,是一種值得推廣使用的方式。采用背設(shè)墊板加強后,節(jié)點 S10-80-6-BP 帶有螺紋鋼板總厚度為 6+12 = 18 mm,即鋼板厚度為螺栓直徑的 1.8 倍;節(jié)點 S20-80-12-BP 帶有螺紋鋼板總厚度為 12 +12 = 24 mm,即鋼板厚度為螺栓直徑的 1.2 倍。

由圖 10 和表 3 可知,增加墊板后,節(jié)點 S20-80-12-BP 極限承載力比 S20-80-12 提升了69.75%,承載力提升明顯;S10-80-6 極限承載力為54.54,增加墊板后,S10-80-6-BP 極限承載力提高到 64.30,增長幅度為 17.89%。增加墊板后,鋼板厚度達(dá)到螺栓直徑的 1.2 倍及以上時,對比構(gòu)件的破壞模式均由破壞模式Ⅰ:螺紋剪切破壞,轉(zhuǎn)變?yōu)槠茐哪Ｊ?/span>Ⅴ:螺桿受拉破壞,與傳統(tǒng)高強螺栓的破壞模式相同;且節(jié)點變形能力均提升 2.5 倍以上。但增設(shè)墊板對破壞模式的影響,與鋼管柱壁的寬厚比、墊板厚度、螺栓直徑等有關(guān)系,還需進(jìn)一步的研究。但是,對比未設(shè)墊板和增設(shè)墊板的節(jié)點,發(fā)現(xiàn)二者的初始剛度相差不大,即增設(shè)墊板對節(jié)點的剛度影響較小。但增設(shè)墊板對破壞模式的影響,與鋼管柱壁的寬厚比、墊板厚度、螺栓直徑等有關(guān)系,還需進(jìn)一步的研究。

圖 10 背設(shè)墊板 T 形件-鋼管節(jié)點與普通 T 形件-鋼管節(jié)點位移-荷載曲線對比

表 3 T 形件-鋼管節(jié)點承載力與破壞模式匯總

同時,節(jié)點的破壞模式也發(fā)生了變化,從圖 11中可以看出,當(dāng)節(jié)點發(fā)生鋼管柱壁屈服破壞時,螺栓孔周圍鋼管柱壁發(fā)生明顯的平面外變形,并最終達(dá)到屈服。鋼管柱壁的屈服線形狀與鋼管柱壁寬厚比、螺栓間距等有關(guān)。對比圖 11a、b 可以發(fā)現(xiàn),管壁的抗彎承載力得到了充分的發(fā)揮,節(jié)點承載力由螺紋抗剪承載力占主導(dǎo)變?yōu)楣鼙诳箯澇休d力占主導(dǎo)。

a—S20-80-12; b—S20-80-12-BP; c—S10-80-6; d—S10-80-6-BP。

圖 11 背設(shè)墊板 T 形件-鋼管節(jié)點與普通 T 形件-鋼管節(jié)點破壞模式對比

3.5 節(jié)點承載力與破壞模式匯總

試驗中所有構(gòu)件的破壞模式及承載力如表 3 所示。管壁厚度和鋼材強度極大地影響了管壁的彎曲屈服強度和螺紋抗剪強度。隨著管壁厚度的增加,構(gòu)件 S20-80-6 和 S20-80-12 的拉伸屈服強度將從41.28 kN 增 加 到 147.67 kN,樣品 S20-120-6 和S20-120-12 的拉伸屈服強度將從 54.96 kN 增加到187.97 kN,破壞模式從模式Ⅱ:管壁局部屈服伴隨螺紋剪切破壞變?yōu)槟Ｊ?/span>Ⅰ:螺紋剪切破壞。

從表 3 中可以看出,通過背設(shè)墊板這種加強方式,增加了螺紋長度,避免了螺紋剪切破壞,節(jié)點的破壞模式均為延性的管壁屈服破壞,證明這類加強方式具有一定的可行性。

4 結(jié) 論

對 10 個采用螺紋錨固螺栓連接的 T 形件-鋼管構(gòu)件進(jìn)行了受拉試驗研究,分析和對比了試驗現(xiàn)象、破壞模式、位移-荷載曲線等,主要結(jié)論如下:

1) 試驗發(fā)現(xiàn) T 形件-鋼管螺紋錨固螺栓連接受拉發(fā)生四種破壞模式:破壞模式Ⅰ,螺紋剪切破壞;破壞模式Ⅱ,管壁局部屈服伴隨螺紋剪切破壞;破壞模式Ⅲ,螺栓桿拉斷破壞;破壞模式Ⅴ,管壁屈服破壞。其中包含螺紋剪切破壞的破壞模式Ⅰ和破壞模式Ⅱ為螺紋錨固單邊螺栓連接獨有的破壞模式。

2)增加螺栓直徑 d、管壁厚度 t_c 、螺栓間距 g等,T 形件-鋼管螺紋錨固螺栓連接的承載力都會隨著增加;但螺栓間距 g 對承載力的影響與鋼管柱壁屈服線的形狀有關(guān)。

3) 柱壁螺紋剪切破壞為脆性破壞,設(shè)計時應(yīng)避免該破壞模式。在方鋼管內(nèi)部增設(shè)帶有螺紋孔的墊板,可提高節(jié)點承載力,并避免節(jié)點發(fā)生螺紋剪切破壞。構(gòu)件 S20-80-12-BP 的試驗結(jié)果表明,當(dāng)墊板與鋼管柱壁總厚度不小于 1.2 倍螺栓直徑時,可防止螺紋剪切破壞。但螺紋剪切破壞與鋼管柱壁厚度、材料強度、螺栓直徑等關(guān)系,還需進(jìn)一步的理論與試驗研究。

4) 本文僅給出了 10 個節(jié)點的試驗結(jié)果,完整系統(tǒng)的揭示 T 形件-鋼管螺紋錨固單邊螺栓連接受力性能,建立分析設(shè)計方法,還需進(jìn)行大量的試驗和理論研究,以及有限元參數(shù)分析。