2019, Vol. 51
2. 西安建筑科技大学 土木工程学院, 西安 710055
2. College of Civil Engineering, Xi'an University of Architecture and Technology, Xi'an 710055, China
钢管柱稳定性好，但与钢梁连接时因截面封闭无法直接使用常规高强螺栓.现有节点多采用环肋、隔板焊接连接，现场焊接量大、地震下容易脆断.为实现高强螺栓单边张紧，有学者提出单边螺栓(blind bolt)，但存在锚固不足，钢管壁板撕裂的问题.为此，提出一种新型单边螺栓连接节点，即高强钢芯筒-螺栓连接副装配式钢管柱节点，由内置芯筒钢管柱和带端板钢梁组成.
关于常规钢梁端板连接节点、单边螺栓节点静力性能研究较多，对这种新型节点性能研究较少.郭兵等[1]对H型钢柱-钢梁端板螺进行栓连接节点单调加载试验，表明节点域剪切变形较大，仅强连接时形成塑性铰，其他均为连接件破坏；施刚等[2]对多层钢框架端板连接梁柱节点进行试验研究，表明实际工程中很多端板连接为半刚性节点，荷载作用下转动明显；王素芳等[3]提出端板螺栓连接梁柱节点的初始刚度可采用组件法进行计算.
Korol等[4]提出单边螺栓并进行单调加载试验，表明柱壁板宽厚比是影响节点性能和破坏模式的主要因素；王静峰等[5]对钢管柱混凝土柱-H型钢单边螺栓连接节点进行单调加载试验，表明节点为半刚接；Mirza等[6]对AJAX型单边螺栓连接组合梁柱节点进行单调试验研究，表明螺栓有拔出迹象，钢管柱和梁端板变形明显；Lee等[7-8]利用短槽钢、T型件进行梁柱单边螺栓连接，螺栓由拉变剪，以防拔出，表明节点可实现刚接；Abidelah等[9]对端板螺栓连接梁柱节点进行试验，指出欧洲规范过高估计节点初始刚度；李国强等[10]对单向螺栓连接外伸端板节点单调静力加载试验，表明螺栓、端板、钢管柱相对强弱关系影响节点破坏形式；李德山等[11]、WANG等[12]对不同加强措施的单边螺栓连接梁柱节点进行单调加载试验，最终为钢管撕裂或螺栓拔出；Tao等[13]指出设置楼板后平端板连接节点承载力显著增加；何明胜等[14]对钢管柱外贴普通钢板并钻孔攻丝，形成螺栓连接，因钢板抗拉强度不足，均为螺纹脱扣破坏；丁娟等[15]降低螺栓强度等级并加大钢板厚度，钢板螺纹脱扣现象消失，达到等效刚接；吴琼尧等[16]指出抗拉承载力受螺纹拧入深度影响较大.
为研究高强钢芯筒-螺栓连接副装配式钢管柱节点的基本力学性能和破坏机理，对6个边节点试件进行单调加载试验.
1 试验概况 1.1 试件设计根据抗拉强度等强原则，用高强钢板替代螺母，钻孔攻丝后与高强螺栓形成一种新的连接副，用于钢管柱与H型钢梁节点连接，即高强钢-螺栓副装配式钢管柱节点(HTBJ)，满足单边拧紧的要求.
试件HTBJ按框架边节点1:1足尺比例设计，共6个，试件编号及参数见表 1，其中ttw为芯筒壁板厚度，te梁端板厚度，芯筒分为封闭型和开放型两种，封闭型即芯筒在棱边均为焊接，开放型即芯筒四棱边断开不焊；节点设计类型暂按《钢结构设计标准》[17]分为摩擦型和承压型两类.钢梁和柱均采用Q235B级钢，芯筒采用Q460C高强钢，采用10.9级高强度螺栓.试件梁长度1.45 m，柱高1.5 m.柱截面□250 mm×10 mm，梁截面HN350 mm×1 75 mm×7 mm×11 mm，柱梁截面抵抗矩比值为1.23，满足抗震规范强柱弱梁的要求.研究变量为芯筒类型、壁厚、螺栓直径和端板厚度.钢管柱节点详图见图 1，钢材性能见表 2.
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表 1 试件编号及参数 Tab. 1 Number and parameters of the specimens |
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图 1 钢管柱节点详图(mm) Fig. 1 Details of steel tube column and beam joint (mm) |
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表 2 试件材料性能 Tab. 2 Material properties of specimens |
节点加工过程：先在工厂将高强钢板焊接成芯筒，在钢管柱对应梁位置开螺栓圆孔，将芯筒插入钢管柱对应钢梁的位置并用沉头螺钉固定，在螺栓圆孔位置对芯筒开孔攻丝，为保证安装对位准确，钢柱、端板采用同一钻孔模板；现场装配时将钢梁吊装至节点位置，用高强螺栓穿梁端板和柱壁板后拧入芯筒丝孔，完成连接.
1.2 试验装置及加载制度试验在长安大学建筑结构与抗震实验室进行，试验装置见图 2.试件钢管柱两端通过锚栓固定在反力墙上，在悬臂钢梁自由端通过MTS作动器进行加载.为防止梁端平面外失稳，设置双槽钢侧向支撑，槽钢固定于钢梁加载端两侧，在槽钢翼缘贴钢板并涂刷润滑剂以形成滑道，钢梁在滑道内可以自由移动.
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图 2 试件整体布置(mm) Fig. 2 Overall layout of specimens (mm) |
试验采用位移控制的单调加载试验，以推方向为正向(竖直向下)，加载速率为0.05 mm/s.当荷载下降到最大值85%，或梁端位移角达到1/15时认为试件达到破坏状态，结束加载.
1.3 主要测量内容和方法通过粘贴应变片的方法观测试件节点域、塑性铰、钢柱和端板等关键部位应力分布，应变片布置见图 3(a)~(c)；为获得螺栓的拉力状态，采用螺杆端部对称刻槽贴应变片的方法测定螺杆拉应变，见图 3(d).试件关键部位的变形通过位移计和百分表测量，位移计布置图见图 3(e).
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图 3 测量装置布置(mm) Fig. 3 Layout of the measuring equipments (mm) |
在加载初始阶段，试件开始处于线弹性工作状态，钢梁出现轻微弯曲变形，见图 4(a)，梁端板与柱之间的初始间隙迅速增大；随着荷载进一步增大，梁上翼缘拉应变先达到屈服状态，弯曲变形明显；下翼缘受压屈曲，腹板平面外变形，钢梁塑性铰机制形成.破坏时端板间隙见图 4(b)，梁端塑性铰破坏形态见图 4(c)，试件最终破坏形态见图 4(d).
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图 4 试件单调加载破坏特征 Fig. 4 Failure modes in monotonic tests |
试件HTBJ1、HTBJ2、HTBJ3、HTBJ4梁铰形成后，螺栓可以取出，表明芯筒螺纹未发生明显变形；HTBJ6芯筒壁板厚度减小，破坏后个别螺栓取出难度增加，表明螺纹发生一定塑性变形；试件HTBJ9的芯筒壁板较薄，破坏时端板与钢柱间隙较大，钢板螺纹发生塑性变形，螺杆难以取出和再次拧入见图 4(e)，不能满足震后快速修复的要求.
各试件端板与钢柱的间隙增长幅度见表 3，其中初始值即梁端板与钢柱表面初始间隙，初始值差异指各试件所测的初始间隙之间的差异.由表 3可知，开放型芯筒的间隙增幅小于封闭型，原因是前者抗弯刚度较小，对钢柱壁板约束不如后者；芯筒钢板厚度减小，间隙增幅明显加大，原因是薄钢板螺纹承载力低，螺栓有拔出趋势.
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表 3 梁端板与柱间隙 Tab. 3 Gaps between beam endplate and column |
各试件梁端、芯筒两端的弯矩-转角(M-θ)曲线见图 5.梁端弯矩M，是指竖向荷载到钢柱表面弯矩；梁端转角θb = ΔMTS/Lb，芯筒两端相对转角θtb = (Δ4-Δ8) / htb，其中ΔMTS为MTS作动器记录的竖向位移，Δ4、Δ8分别为位移计LVDT4、LVDT8的测量值，Lb为梁集中力作用点到柱外皮的距离，htb为芯筒高度.
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图 5 试件M-θ曲线 Fig. 5 M-θ curves of specimens |
由图 5(a)可知，梁端M-θ曲线约在20 mrad之前呈线性增长，随后进入非线性段，60 mrad附近达到弯矩最大值，下降段较长，破坏时最大转角达到120 mrad.芯筒转角大部分处于弹性阶段，在破坏时略有波动，见图 5(b).芯筒M-θ曲线后期快速下降的原因是梁塑性铰形成过程中芯筒转角已达最大，塑性铰形成后，转动角度几乎由梁铰提供，芯筒转角增长很少，而荷载由最大值下降到破坏点.
2.3 承载力与延性分析试件承载力与延性分析见表 4.M20、M24封闭型芯筒试件的初始刚度比开放型芯筒试件分别高约12%、18%，表明节点域构造措施对节点初始刚度影响较大.试件极限弯矩Mm的极差接近最大值的10%，表明连接节点构造措施对极限承载力有一定影响.
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表 4 弯矩-转角关系曲线分析 Tab. 4 M-θ curves analysis of specimens |
节点初始刚度K0为曲线起始点切线刚度，采用折减割线刚度法[18]确定试件的屈服点及屈服转角θy，转角延性系数μ为破坏点转角θu与屈服转角θy的比值.各试件的转角位移延性系数最小值为3.18，表明梁端塑性铰发展充分，试件发生延性破坏；节点域构造措施合理，实现强节点弱构件的抗震要求.
2.4 节点类型讨论 2.4.1 节点刚接的刚度条件各试件的初始刚度对比见图 6，图 6中纵坐标为试件初始刚度K0i与各试件初始刚度最大值K0max的比值.由图 6可知，开放型芯筒刚度略低于封闭型，减小芯筒钢板厚度，初始刚度随之减少，芯筒构造对初始刚度有一定影响.
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图 6 初始刚度对比 Fig. 6 Comparison between initial stiffness |
按照欧洲规范[19]给定的节点刚度临界值，强支撑框架刚性节点[Krig]= 8EIb /lb = 158 997.2 kN·m；铰接节点[Kpin]= 0.5EIb /lb = 9 937.3 kN·m，式中E为材料弹性模量，Ib为梁惯性矩，lb为梁长.故试件节点均为半刚性连接，但文献[19]是针对H或I截面，对钢管柱节点需要进一步验证.
2.4.2 节点刚接的强度条件各试件的极限弯矩对比见图 7，图中Mm、Mju、MP分别代表试件极限弯矩、试件节点连接的极限抗弯承载力、钢梁塑性弯矩，MP为202.10 kN·m，Mju/MP为连接系数ηj.由图 7可知，各试件的极限弯矩均超过钢梁的塑性弯矩，封闭型芯筒极限弯矩略大于开放型，表明芯筒对极限弯矩有一定影响.
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图 7 极限弯矩对比 Fig. 7 Comparison between ultimate moments |
节点连接的极限抗弯承载力随着芯筒钢板厚度减小而减小，随螺栓直径增大而增大.当芯筒壁厚小于螺栓直径时，连接系数小于1.0，与螺栓直径相当时的连接系数大于1.4.
中国抗震规范[20]并未对节点刚度进行明确划分，而是引入连接系数ηj，保证节点连接不先于构件破坏.根据文献[20]8.2.8条规定，对于Q235钢材、螺栓连接时梁柱刚接节点连接的ηj为1.45，由图 7可知，芯筒壁厚与螺栓直径相当的M24螺栓连接(HBTJ4)能够满足梁柱刚接的强度条件.
2.5 节点转动角度分析提取各试件的最大弯矩对应梁端位移转角θm、塑性铰处转角θhp、节点域转角θj、芯筒转角θtb进行分析.
| $ \begin{array}{l} \;\;\;\;\;\;\;\;\;{\theta _{{\rm{hp}}}} = {\mathit{\Delta }_9}/{h_{\rm{b}}}, \\ {\theta _{\rm{j}}} = \frac{{{\mathit{\Delta }_2} - {\mathit{\Delta }_1}}}{2}\sqrt {\frac{{b_{{\rm{pz}}}^{\rm{2}} + h_{{\rm{pz}}}^2}}{{{b_{{\rm{pz}}}}{h_{{\rm{pz}}}}}}} . \end{array} $ |
式中:Δ1、Δ2、Δ9分别为位移计DG1、DG2、LVDT9的测量值，hb为梁截面高度，bpz为节点域宽度，hpz为节点域高度.
节点转动角度分析见表 5.开放型芯筒的节点域转角和芯筒梁端相对转角均大于封闭型芯筒，最大弯矩对应梁端位移角有同样规律，开放型的转角是封闭型的1.11~1.13倍，表明开放型芯筒刚度小于封闭型芯筒的转动刚度.
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表 5 节点转动角度分析 Tab. 5 Analysis of joints rotation angle |
各组件转动角度对比见图 8.节点域转动角度不超过梁端转角的4%，约为梁塑性铰处位移转角的5%，表明节点域的变形可以忽略；芯筒转动角度约为梁端转角的10%，不超过梁塑性铰处位移转角的20%，表明芯筒及外围钢管柱发生整体转动，对节点转动变形有一定贡献.
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图 8 组件转动角度对比 Fig. 8 Comparison of rotation angles of specimens |
对比试件HTBJ6、HTBJ9发现，节点域转角和塑性铰处转角随着芯筒厚度减小而增大，一方面原因是芯筒抗弯刚度随筒壁厚度减小而降低，另一方面则是芯筒螺纹抗拉承载力随筒壁厚度减小降低，导致螺栓容易出现滑牙现象，螺栓变形量增大，从试验结束后试件HTBJ9部分螺栓难以取出可印证.以上表明芯筒厚度应与螺栓承载力相匹配，不宜过小，建议取螺栓直径.
2.6 应变分布各试件关键部位应变对比见图 9.梁塑性铰处上下翼缘应变增长迅速，见图 9(a)；芯筒两端对应钢柱表面、钢梁端板和节点域的应变处于弹性状态，见图 9(b)~(d).提取最大弯矩对应节点域、钢梁端板和芯筒端部钢管柱应变，见图 9(e).由图 9可知，开放型芯筒节点域钢管柱腹板应变大于封闭型芯筒；钢梁端板应变随着螺栓直径增大而减小、随芯筒钢板厚度减小而增大；芯筒端部钢管柱翼缘应变随着螺栓直径增大而增大，钢柱插入芯筒后，节点域刚度增大，薄弱点转移到钢梁中，在梁端形成塑性铰，应变变化剧烈，而钢柱无明显变形，表面应变较小；受加劲肋和加厚螺栓垫片的影响，端板整体应变在弹性阶段变化.
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图 9 关键部位应变 Fig. 9 Strain distribution of key parts of specimens |
为考察节点中螺栓副的受力情况，提取第一排受拉螺栓应变，并换算成拉力，与文献[17]公式计算值进行对比，螺栓副承载力分析见表 6.其中，Ntub为螺栓副极限承载力计算值、Nsn为钢板螺纹承载力极限值[21]，Ntp、Nte分别为钢梁塑性弯矩、弹性弯矩螺栓最大拉力，分别为189、115 kN，Ntamax为螺栓最大拉力实测值，Ntfb、Ntcb分别为摩擦型、承压型螺栓承载力设计值，Nsnd为钢板组合螺栓副承载力设计值.
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表 6 螺栓副承载力分析 Tab. 6 Analysis of bolts bearing capacity |
由表 6可知，芯筒钢板厚度对螺栓承载力影响较大：当与螺母直径相当时，公式计算值均低于钢板螺纹抗拉承载力，根据文献[22]设计思路，Ntb =Ne=0.7Ae ftb，本试验中钢板组合螺栓副的承载力设计值Nsnd = 0.7Nsn，可靠性有待进一步验证.
3 结论1) 这种新型节点能够避免钢柱壁板拉脱、撕裂破坏，解决单边螺栓节点锚固失效的问题；节点均为梁塑性铰破坏，节点为半刚性连接；封闭型芯筒厚度与螺栓直径相当时可以满足梁柱刚接的强度条件，实现“强节点、弱构件”.
2) 节点域转动量很小，对节点转动影响可以忽略；芯筒转动对节点转动有一定影响，但不超过梁端转角的10%.封闭型芯筒的节点初始刚度大于开放型，建议采用封闭型.
3) 芯筒厚度不宜小于螺栓直径，芯筒钢板厚度减小，钢板螺纹承载力低，螺栓有拔出趋势.本试验连接副的抗拉承载力设计值可取钢板螺纹承载力的70%，可靠性有待进一步验证.
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