裝配式鋼結(jié)構(gòu)箱形柱塞焊-芯筒式法蘭連接性能試驗(yàn)研究

張艷霞，金博文，黃哲文，劉梓洋，江 錕

(1.北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；2.北京建筑大學(xué)北京節(jié)能減排與城鄉(xiāng)可持續(xù)發(fā)展省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100044)

為加快推進(jìn)建筑業(yè)轉(zhuǎn)型升級(jí)和提質(zhì)增效，國(guó)家近年大力發(fā)展裝配式建筑[1-2]。在裝配式建筑領(lǐng)域中，鋼結(jié)構(gòu)具有模塊化、標(biāo)準(zhǔn)化的特點(diǎn)，不僅工業(yè)化程度高，而且抗震性能好、建筑品質(zhì)高、施工周期相對(duì)較短，綜合技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)優(yōu)于其他建造方式。鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)可靠地連接成為直接影響結(jié)構(gòu)整體性能的關(guān)鍵因素[3]，因而節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)是裝配式鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。在裝配式鋼結(jié)構(gòu)工程中，常采用鋼管柱、箱形柱等閉口截面柱，目前閉口截面柱基本采用全熔透焊接的方式進(jìn)行連接，而大規(guī)模的焊接工作帶來(lái)了施工工序復(fù)雜、現(xiàn)場(chǎng)施工效率低、人工成本高等問(wèn)題。因此，研發(fā)高效的豎向構(gòu)件連接技術(shù)，對(duì)裝配式鋼結(jié)構(gòu)的發(fā)展和建筑產(chǎn)業(yè)化升級(jí)具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)這些問(wèn)題進(jìn)行了深入研究：Gunawardena[4]提出一種上柱和下柱通過(guò)2 個(gè)L 型板進(jìn)行連接的模塊化柱與柱連接節(jié)點(diǎn)，并對(duì)該節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬，研究結(jié)果表明在較大的水平力作用下，節(jié)點(diǎn)最終均滑移失效，難以實(shí)現(xiàn)多高層鋼結(jié)構(gòu)柱與柱剛性連接的需求；Sanches 等[5]提出一種后張拉預(yù)應(yīng)力模塊化柱連接節(jié)點(diǎn)，對(duì)10 個(gè)不同參數(shù)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明鋼套管的壁厚能夠提高節(jié)點(diǎn)的連接性能，上、下柱之間鋼拉桿的預(yù)應(yīng)力能夠提高連接節(jié)點(diǎn)的初始剛度，不足之處在于節(jié)點(diǎn)的破壞多集中在梁柱連接處；劉學(xué)春等[6-9]對(duì)方鋼管柱法蘭連接節(jié)點(diǎn)在軸向力、彎矩與剪力不同組合作用下的受力性能進(jìn)行試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究，通過(guò)對(duì)法蘭板厚度、加勁肋個(gè)數(shù)、軸壓比等參數(shù)化分析，得出的法蘭節(jié)點(diǎn)的屈服承載力計(jì)算公式及各項(xiàng)結(jié)論為后續(xù)法蘭連接節(jié)點(diǎn)的研究提供了參考；丁娟等[10]對(duì)提出的適用于方鋼管柱的攻絲高強(qiáng)螺栓法蘭連接進(jìn)行了足尺模型靜力和擬靜力試驗(yàn)，驗(yàn)證了該連接的可靠性，但未從試驗(yàn)角度驗(yàn)證連接節(jié)點(diǎn)的剛性。

針對(duì)閉口截面柱與柱連接現(xiàn)有研究存在的構(gòu)造復(fù)雜、施工難度大或不能實(shí)現(xiàn)完全剛接等一系列問(wèn)題，張愛(ài)林、張艷霞團(tuán)隊(duì)提出雙法蘭與單法蘭箱形柱芯筒式全螺栓節(jié)點(diǎn)[11-16]，并對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬，研究成果表明，節(jié)點(diǎn)受力性能良好，具有與傳統(tǒng)全熔透焊接剛接節(jié)點(diǎn)相近的力學(xué)性能。本文基于團(tuán)隊(duì)前期研究，針對(duì)能夠在施工現(xiàn)場(chǎng)少量使用焊接的裝配式工程，提出另一種箱形柱塞焊-芯筒式法蘭連接，對(duì)不同參數(shù)的塞焊-芯筒式法蘭連接箱形柱試件、未設(shè)置芯筒的法蘭連接箱形柱試件以及一個(gè)無(wú)連接箱形柱試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究箱形柱塞焊-芯筒式法蘭連接的滯回性能、承載力、典型部位應(yīng)變及螺栓預(yù)拉力，并與無(wú)連接箱形柱試件力學(xué)性能進(jìn)行對(duì)比。

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造與設(shè)計(jì)方法

1.1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

箱形柱塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)位于梁柱節(jié)點(diǎn)連接處，具體構(gòu)造如圖1 所示。其中，上柱與下柱之間設(shè)法蘭板采用高強(qiáng)螺栓連接；為加強(qiáng)核心區(qū)域的連接，在上、下柱拼接處柱內(nèi)設(shè)置芯筒，下柱芯筒底面對(duì)應(yīng)位置設(shè)置隔板。芯筒的橫截面為八邊形，其壁板厚度根據(jù)節(jié)點(diǎn)處受力進(jìn)行計(jì)算且應(yīng)大于柱壁板厚度。芯筒在工廠加工制作時(shí)要保證1 mm～2 mm 的負(fù)公差，并在工廠進(jìn)行預(yù)拼裝，以確保連接節(jié)點(diǎn)在現(xiàn)場(chǎng)順利安裝。此外，為保證芯筒與柱壁的可靠連接，在上、下柱的對(duì)應(yīng)位置開(kāi)設(shè)塞焊孔，通過(guò)塞焊連接芯筒與柱壁，使兩者緊密貼合。

圖1 塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造Fig.1 Detail of flange connection achieved by plug welding-core sleeve

節(jié)點(diǎn)裝配時(shí)，首先在工廠中進(jìn)行下柱定位，將加工完成的芯筒放置于下柱的隔板之上，并將芯筒與下柱柱壁進(jìn)行塞焊。在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行上柱吊裝，法蘭連接處高強(qiáng)螺栓完成初擰后，在上柱塞焊孔對(duì)應(yīng)位置進(jìn)行焊接，塞焊完成后進(jìn)一步終擰高強(qiáng)螺栓，即完成試件的安裝。相較于傳統(tǒng)的全熔透焊接節(jié)點(diǎn)，塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)的整個(gè)裝配過(guò)程快速簡(jiǎn)便，現(xiàn)場(chǎng)焊接數(shù)量少且塞焊施焊方便，可以實(shí)現(xiàn)鋼結(jié)構(gòu)箱形柱的高效裝配。

1.2 塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)方法

1.2.1 塞焊-芯筒式法蘭連接設(shè)計(jì)

在團(tuán)隊(duì)前期研究提出的箱形柱整體芯筒式全螺栓連接的三階段設(shè)計(jì)方法[13]的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步深入研究，提出塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)方法。

1)彈性設(shè)計(jì)

節(jié)點(diǎn)在多遇地震作用下，僅考慮法蘭連接處螺栓群的作用，在彈性階段不考慮芯筒的作用，計(jì)算結(jié)果偏于安全。同時(shí)，設(shè)計(jì)時(shí)考慮軸力對(duì)節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的有利影響。高強(qiáng)螺栓在剪力和彎矩共同作用下承載力的驗(yàn)算需按式(1)計(jì)算，單個(gè)高強(qiáng)螺栓所受拉力按式(2)計(jì)算，單個(gè)高強(qiáng)螺栓所受剪力按式(3)計(jì)算，彈性設(shè)計(jì)時(shí)高強(qiáng)螺栓群旋轉(zhuǎn)軸取圖2 中所示的彈性旋轉(zhuǎn)軸x和y。式中：Nv、Nt分別為單個(gè)高強(qiáng)螺栓的剪力和拉力設(shè)計(jì)值；分別為單個(gè)高強(qiáng)度螺栓的抗剪和抗拉承載力設(shè)計(jì)值；Mcx、Mcy分別為柱繞x軸、y軸的多遇地震作用組合彎矩設(shè)計(jì)值；N為與彎矩同一組合的柱軸力設(shè)計(jì)值；xi、yi分別為第i個(gè)高強(qiáng)度螺栓到彈性旋轉(zhuǎn)軸y和x的距離；Vx、Vy分別為柱x、y向同一工況的剪力設(shè)計(jì)值。

圖2 彈性旋轉(zhuǎn)軸示意圖Fig.2 Diagram of elastic rotation axis

2)極限承載力驗(yàn)算

節(jié)點(diǎn)在罕遇地震作用下，箱形柱芯筒式法蘭連接的極限承載力應(yīng)大于與之連接構(gòu)件的全塑性受彎承載力。箱形柱芯筒式法蘭連接的受彎極限承載力由芯筒的塑性承載力和高強(qiáng)螺栓群極限受彎承載力組成，受彎極限承載力驗(yàn)算按式(4)計(jì)算。芯筒塑性受彎承載力按式(5)計(jì)算，當(dāng)芯筒進(jìn)入塑性階段時(shí)，高強(qiáng)度螺栓極限受彎承載力按式(6)計(jì)算。箱形柱芯筒式法蘭連接的受剪承載力按式(7)計(jì)算。塑性設(shè)計(jì)時(shí)高強(qiáng)螺栓群旋轉(zhuǎn)軸取圖3所示的塑性旋轉(zhuǎn)軸x′和y′。

圖3 塑性旋轉(zhuǎn)軸示意圖Fig.3 Diagram of plastic rotation axis

式中：Mpox(y)為芯筒x向(y向)全塑性受彎承載力；Mubtx(y)為高強(qiáng)度螺栓x向(y向)極限受彎承載力；Mpcx(y)為考慮軸力影響時(shí)柱的x向(y向)塑性受彎承載力；ηj為連接系數(shù)，母材牌號(hào)為Q235時(shí)取1.45，Q345(Q355)及以上強(qiáng)度鋼材取1.35；Wpox(y)為芯筒x向(y向)塑性截面模量；Vuco為連接的極限受剪承載力；Vubt為高強(qiáng)度螺栓極限受剪承載力；Vpc為柱的塑性受剪承載力；fy為鋼材的屈服強(qiáng)度；為單個(gè)高強(qiáng)度螺栓極限抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；為單個(gè)高強(qiáng)度螺栓極限抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；xi、yi分別為第i個(gè)高強(qiáng)度螺栓到塑性旋轉(zhuǎn)軸y′和x′的距離。

1.2.2 法蘭板設(shè)計(jì)

對(duì)于設(shè)置加勁肋的法蘭板，在雙向彎矩作用下，角部區(qū)格內(nèi)高強(qiáng)螺栓受力最大，此時(shí)區(qū)格可按照鄰邊固支、鄰邊懸臂板進(jìn)行簡(jiǎn)化計(jì)算，根據(jù)區(qū)格內(nèi)單位板寬最大彎矩進(jìn)行法蘭板厚度設(shè)計(jì)：

式中：mb為彎矩計(jì)算系數(shù)，按鄰邊固支、鄰邊懸臂板受均布荷載作用下取0.235；l1為法蘭板區(qū)格內(nèi)加勁肋邊長(zhǎng)；l2為法蘭板區(qū)格內(nèi)柱壁邊長(zhǎng)；t為法蘭板厚度；q為作用在法蘭板區(qū)格內(nèi)均布荷載值；Nt為單個(gè)高強(qiáng)螺栓拉力設(shè)計(jì)值。

當(dāng)法蘭板上不設(shè)加勁肋時(shí)，可參照文獻(xiàn)[14]中提出的法蘭板厚度計(jì)算公式進(jìn)行法蘭板的設(shè)計(jì)。

1.2.3 塞焊受力分析及設(shè)計(jì)方法

結(jié)構(gòu)層間位移較小時(shí)，柱壁與芯筒未直接接觸，依靠塞焊?jìng)髁?，塞焊受到的合力設(shè)計(jì)值為Nsh，Nsh由柱壁直接傳遞給塞焊，可以分為豎向剪力和水平剪力兩部分。

如圖4 所示，箱形柱連接處會(huì)受到柱頂傳來(lái)軸力N和剪力V，并在軸力N和剪力V的作用下形成彎矩M。為簡(jiǎn)化計(jì)算模型，取x向一側(cè)柱壁分析。在彎矩Mcx作用下，柱壁中會(huì)產(chǎn)生一對(duì)等大反向的軸向力Nxt和Nxp，在柱壁拉力Nxt作用下，會(huì)使得法蘭連接處處于一種受拉的不利狀態(tài)，由于法蘭板的受拉變形，柱壁相對(duì)于芯筒向上方移動(dòng)，此時(shí)連接芯筒與柱壁的塞焊群將受到較大的剪力。法蘭板的變形會(huì)受到法蘭連接處高強(qiáng)螺栓群和加勁肋的約束，這種與柱壁拉力Nxt方向相反的約束力∑Nh可通過(guò)法蘭板加勁肋與柱壁間的豎向焊縫來(lái)傳遞。考慮一側(cè)柱壁承受的部分柱頂軸力N1和∑Nh同向且對(duì)塞焊有利，所以塞焊群受到的豎向剪力應(yīng)為柱壁拉力Nxt減去∑Nh和N1。同時(shí)考慮x向剪力Vx的作用，一側(cè)柱壁塞焊群還承受水平剪力Vx1，Vx1可近似取1/2Vx。

圖4 塞焊受力分析Fig.4 The analysis on force of plug welding

一側(cè)柱壁上塞焊群承受的最大合力Nsh按下列公式計(jì)算：

式中：Nshx、Nshy分別為x向和y向柱壁上塞焊承擔(dān)的合力設(shè)計(jì)值；N1為一側(cè)柱壁承受的柱頂軸力；Nxt、Nxp為由x向和y向彎矩引起柱壁中的軸向拉力；Nh為單個(gè)加勁肋與柱壁豎向焊縫產(chǎn)生的沿柱壁向下反力，參照《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50135-2019)[17]5.9.2 條計(jì)算；α為加勁肋反力比；Vx1、Vy1為一側(cè)柱壁承受的剪力；Bcx、Bcy為x向和y向柱壁的寬度；tc為柱壁的厚度。

為保證節(jié)點(diǎn)受力性能，避免塞焊在多遇地震時(shí)發(fā)生斷裂，一側(cè)柱壁上的塞焊數(shù)量應(yīng)滿足下式的要求：

式中：n為一側(cè)柱壁上塞焊的個(gè)數(shù)，宜取偶數(shù)個(gè)對(duì)稱布置；Np為一個(gè)塞焊的承載力設(shè)計(jì)值，可根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017-2017)[18]11.2.5 條計(jì)算。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

試件原型取自某高校附中通州校區(qū)教學(xué)樓的鋼結(jié)構(gòu)柱拼接節(jié)點(diǎn)，0.6 倍縮尺后試件總高2170 mm，其中上柱1345 mm，下柱825 mm，柱截面尺寸均為300 mm × 300 mm × 16 mm。法蘭板尺寸為450 mm ×450 mm × 18 mm，上、下法蘭通過(guò)12 個(gè)M20 高強(qiáng)螺栓連接。為研究塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，并分析法蘭高強(qiáng)螺栓等級(jí)、芯筒和加勁肋的設(shè)置對(duì)其性能的影響，以高強(qiáng)螺栓性能等級(jí)、是否設(shè)置芯筒、是否設(shè)置加勁肋為試驗(yàn)變化參數(shù)，設(shè)計(jì)5 組箱形柱試件，各試件參數(shù)見(jiàn)表1。塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)PWCS-2 與PWCS-1 相比，其法蘭上高強(qiáng)螺栓等級(jí)為12.9 級(jí)；PWCS-3 與PWCS-1 相比，其法蘭上未設(shè)置加勁肋；法蘭連接節(jié)點(diǎn)FC-1 與PWCS-1 相比，其連接內(nèi)部不設(shè)置芯筒。通長(zhǎng)無(wú)連接柱BCWC-1 即為未設(shè)置連接節(jié)點(diǎn)的通長(zhǎng)箱形柱，以對(duì)比塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)的剛度。試件詳圖如圖5 所示。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

圖5 試件構(gòu)造詳圖/mmFig.5 Detailed diagram of specimens

2.2 材性試驗(yàn)

試件所用鋼材均為Q345B，依據(jù)《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975-1998)[19]針對(duì)柱體、法蘭板和芯筒分別制定取樣原則，并依據(jù)此原則進(jìn)行取樣。材性試驗(yàn)依據(jù)《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010)[20]進(jìn)行，拉伸試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2，由表中數(shù)據(jù)可見(jiàn)，鋼材的基本力學(xué)性能符合建筑結(jié)構(gòu)用鋼的要求。

表2 材性試樣單軸拉伸試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Single-axis tensile test results of material samples

2.3 加載裝置及加載制度

試驗(yàn)加載裝置及安裝如圖6 所示，試驗(yàn)構(gòu)件柱腳通過(guò)12 個(gè)10.9 級(jí)M30 高強(qiáng)螺栓與底板相連，且在底板兩端設(shè)置壓梁，壓梁通過(guò)4 個(gè)100 t 的地錨桿與地面連接，以保證柱腳為固接且不產(chǎn)生滑移。試件加載點(diǎn)取柱的反彎點(diǎn)處，通過(guò)200 t 作動(dòng)器施加水平位移，作動(dòng)器另一端與反力墻相連。豎向軸力由200 t 千斤頂在柱頂施加，千斤頂另一端與反力架連接并設(shè)置水平滑動(dòng)裝置。

圖6 試驗(yàn)加載裝置圖Fig.6 Experiment setup diagram

試驗(yàn)豎向施加柱軸力1250 kN，水平方向采取位移控制并參考美國(guó)AISC 抗震規(guī)范[21]，按層間位移角進(jìn)行加載，每級(jí)2 個(gè)循環(huán)，詳細(xì)加載制度見(jiàn)表3。試件加載過(guò)程中以兩個(gè)準(zhǔn)則作為試驗(yàn)停止的判斷依據(jù)：試件發(fā)生嚴(yán)重破壞(柱腳撕裂過(guò)大或螺栓斷裂)或構(gòu)件承載力下降到85%。

表3 加載制度Table 3 Loading protocol for different specimens

2.4 量測(cè)內(nèi)容和測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置如圖7 所示，在節(jié)點(diǎn)的東、西、南側(cè)分別設(shè)置8 組應(yīng)變片，每組3 個(gè)；在芯筒的4 個(gè)內(nèi)面分別設(shè)置上下平行的4 個(gè)應(yīng)變片，以采集試件關(guān)鍵位置的應(yīng)變。在柱頂加載點(diǎn)處對(duì)應(yīng)高度設(shè)置2 個(gè)±150 mm 的位移計(jì)，上、下法蘭處設(shè)置2 個(gè)±50 mm 的位移計(jì)，柱腳處設(shè)置2 個(gè)±15 mm 的位移計(jì)，以量測(cè)試件各個(gè)高度的水平位移；在法蘭上四個(gè)角部的高強(qiáng)螺栓上設(shè)置4 個(gè)螺栓軸力計(jì)，量程為500 kN，以量測(cè)螺栓預(yù)拉力大小。

圖7 試件測(cè)點(diǎn)布置Fig.7 Measuring point arrangement

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

從整個(gè)加載過(guò)程來(lái)看，試驗(yàn)現(xiàn)象主要集中在法蘭板的開(kāi)口、法蘭連接處高強(qiáng)度螺栓破斷、下柱及柱腳部分的塑性損傷等方面。不同加載級(jí)下各試件上、下法蘭板間的開(kāi)口情況見(jiàn)表4。

表4 不同加載級(jí)下各試件法蘭板間開(kāi)口情況Table 4 The test result of flange opening under different loading levels

各試件的最終破壞形式如圖8 所示。當(dāng)層間位移角為0.01 rad(1/100)時(shí)，未設(shè)置芯筒的試件FC-1 法蘭板間開(kāi)始出現(xiàn)開(kāi)口，開(kāi)口大小為1 mm；當(dāng)層間位移角為0.03 rad(1/33)時(shí)，設(shè)置芯筒的試件PWCS-1 的法蘭板間才開(kāi)始出現(xiàn)大小為1 mm 的開(kāi)口，說(shuō)明隨著層間位移角的增大，芯筒對(duì)連接性能的提升起關(guān)鍵作用。當(dāng)層間位移角為0.04 rad(1/25)時(shí)，F(xiàn)C-1 法蘭開(kāi)口增至9 mm，法蘭連接處高強(qiáng)螺栓達(dá)到極限承載力后被拉斷，試驗(yàn)停止。

圖8 試件的最終破壞現(xiàn)象Fig.8 The final failure of specimens

從整個(gè)加載過(guò)程來(lái)看，相較于法蘭連接處高強(qiáng)螺栓性能等級(jí)為10.9s 的試件PWCS-1，螺栓性能等級(jí)為12.9s 的試件PWCS-2 的法蘭板間開(kāi)口出現(xiàn)較晚，開(kāi)口程度較小，層間位移角為0.05 rad(1/20)時(shí)開(kāi)始出現(xiàn)開(kāi)口，于0.07 rad(1/14)時(shí)達(dá)到最大，為3 mm。試件PWCS-2 的損傷主要集中在柱腳部分，層間位移角為0.04 rad(1/25)時(shí)，柱腳開(kāi)始出現(xiàn)撕裂，東側(cè)下柱出現(xiàn)輕微鼓曲，靴梁與柱壁的焊縫開(kāi)裂；加載至0.07 rad(1/14)時(shí)，柱腳損傷嚴(yán)重導(dǎo)致承載力下降至85%，試驗(yàn)停止。

從表4 中可以看出，法蘭連接處未設(shè)置加勁肋的試件PWCS-3 與設(shè)置加勁肋的試件PWCS-1的法蘭開(kāi)口程度和趨勢(shì)基本相同。層間位移角為0.07 rad(1/14)時(shí)，兩試件法蘭板最大開(kāi)口均為8 mm，最終均因法蘭連接處高強(qiáng)螺栓被拉斷，導(dǎo)致試驗(yàn)停止。

整個(gè)加載過(guò)程中，無(wú)連接箱形柱構(gòu)件BCWC-1的破壞主要集中在柱腳部分。層間位移角為0.04 rad(1/25)時(shí)，柱腳處角部鋼材開(kāi)始出現(xiàn)裂紋；層間位移角為0.05 rad(1/20)時(shí)，BCWC-1 柱腳處角部鋼材裂縫擴(kuò)展，柱腳處下柱柱壁出現(xiàn)輕微鼓曲，如圖9(a)所示；層間位移角為0.06 rad(1/16)時(shí)，BCWC-1 柱腳處角部鋼材裂縫進(jìn)一步向中部擴(kuò)展。層間位移角為0.07 rad(1/14)時(shí)，BCWC-1柱腳處角部鋼材撕裂嚴(yán)重，靴梁與柱壁的焊縫出現(xiàn)裂縫，如圖9(b)所示。

圖9 BCWC-1 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.9 The test phenomenon of BCWC-1

3.2 滯回曲線

圖10(a)為設(shè)置芯筒的試件PWCS-1 和未設(shè)置芯筒的試件FC-1 的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線對(duì)比。在加載初期節(jié)點(diǎn)處于彈性階段，兩試件基本重合；層間位移角為0.01 rad(1/100)時(shí)，試件FC-1 的法蘭板間出現(xiàn)開(kāi)口，滯回曲線出現(xiàn)一定程度的捏縮，此時(shí)兩者承載力相差不大。隨著層間位移角增加，兩試件的承載力差距逐漸增大，表明芯筒逐漸開(kāi)始發(fā)揮作用。相較于試件PWCS-1，無(wú)芯筒試件FC-1 的彎矩與剪力完全由法蘭連接處的螺栓群承擔(dān)，隨著層間位移角增加，螺栓群受力增大，螺栓預(yù)拉力損失嚴(yán)重，法蘭板間開(kāi)口較大，滯回曲線捏縮嚴(yán)重，法蘭連接處剛度明顯下降。表明芯筒的設(shè)置可明顯提高節(jié)點(diǎn)的承載力和剛度，使節(jié)點(diǎn)受力更加合理。

圖10 滯回曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of hysteresis curves

圖10(b)為設(shè)置10.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-1與設(shè)置12.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-2 的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線對(duì)比。由于試件PWCS-2 法蘭連接處采用性能等級(jí)為12.9s 的高強(qiáng)螺栓，螺栓的預(yù)拉力和極限承載力更大，使得上、下法蘭在加載過(guò)程中不易產(chǎn)生開(kāi)口且螺栓不易被拉斷，能夠保證連接處的剛度，所以PWCS-2 的滯回曲線更為飽滿，這種差距在層間位移角大于0.05 rad 時(shí)表現(xiàn)得更為明顯。

法蘭連接處設(shè)置加勁肋的試件PWCS-1 和未設(shè)置加勁肋的試件PWCS-3 的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線對(duì)比如圖10(c)所示。當(dāng)層間位移角大于0.04 rad時(shí)，試件PWCS-3 的下法蘭與柱壁角部的焊縫出現(xiàn)開(kāi)裂，降低了節(jié)點(diǎn)剛度，其滯回曲線的捏縮現(xiàn)象更加明顯。試件PWCS-1 加勁肋的設(shè)置保證了柱壁與法蘭的變形協(xié)調(diào)，在一定程度上增強(qiáng)了節(jié)點(diǎn)的整體性，提升了節(jié)點(diǎn)的滯回性能。

如圖10(d)所示，塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)PWCS-1 與無(wú)連接箱形柱構(gòu)件BCWC-1 彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線形狀基本相似，從層間位移角為0.04 rad(1/25)開(kāi)始，試件PWCS-1 的法蘭板間開(kāi)口增大導(dǎo)致滯回曲線出現(xiàn)輕微的捏縮，整體來(lái)看兩者具有相近的力學(xué)性能，可以反映出塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)的剛性。

3.3 骨架曲線

骨架曲線為彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線上同向各次加載的彎矩極值點(diǎn)依次相連得到的包絡(luò)曲線，各試件骨架曲線如圖11 所示，初始剛度對(duì)比見(jiàn)表5。

表5 初始剛度對(duì)比Table 5 Comparison of initial rigidity

圖11 骨架曲線對(duì)比Fig.11 Comparison of skeleton curves

設(shè)置芯筒的試件PWCS-1 在正加載方向的承載力為1073.42 kN·m，相比未設(shè)置芯筒的試件FC-1在正加載方向的承載力996.70 kN·m，承載力提高7.70%；試件PWCS-1 在負(fù)加載方向的承載力為1093.69 kN·m，相比FC-1 在負(fù)加載方向的承載力974.45 kN·m，承載力提高12.24%；最大承載力平均提高9.97%。對(duì)比各加載等級(jí)下的承載力，設(shè)置芯筒后各加載級(jí)下承載力平均提升13%。試件PWCS-1 的平均初始剛度為22 769.68 kN/m，相較于試件FC-1 的平均初始剛度18 987.24 kN/m，初始剛度提高16.6%。表明芯筒的設(shè)置能夠大幅提高節(jié)點(diǎn)的承載能力和初始剛度。

設(shè)置12.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-2 在正加載方向的承載力為1115.22 kN·m，相比于設(shè)置10.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-1，承載力提高3.9%；加載過(guò)程中由于水平作動(dòng)器的誤差，加載并不完全對(duì)稱，導(dǎo)致試件PWCS-2 正、負(fù)向承載力稍有不同，其在負(fù)加載方向的承載力為1086.06 kN·m，相較于試件PWCS-1 降低0.7%。試件PWCS-2 的平均初始剛度為24 480.85 kN/m，相較于試件PWCS-1 的平均初始剛度提高7.5%。這表明，提高法蘭連接處螺栓群的承載力，在一定程度上能夠提高節(jié)點(diǎn)的承載力，提高節(jié)點(diǎn)的初始剛度。

法蘭連接處未設(shè)置加勁肋的試件PWCS-3 在正加載方向的承載力為1056.99 kN·m，相比于設(shè)置加勁肋的試件PWCS-1，承載力降低1.5%；試件PWCS-3 在負(fù)加載方向的承載力為1050.02 kN·m，相較于試件PWCS-1 降低4%，承載力平均降低2.8%。試件PWCS-3 的平均初始剛度為22 342.47 kN/m，相較于試件PWCS-1 的平均初始剛度降低1.9%。這表明，對(duì)于塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)，法蘭連接處增設(shè)加勁肋對(duì)節(jié)點(diǎn)承載能力和初始剛度的提高程度有限。

3.4 延性系數(shù)

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101-2015)[22]，位移延性系數(shù)μ按照μ=Δu/Δy計(jì)算。其中 Δu為試件的極限變形，取極限荷載Pu=0.85Pmax對(duì)應(yīng)的位移，當(dāng)試件由于螺栓斷裂等原因，未能達(dá)到極限荷載便結(jié)束時(shí)，取試驗(yàn)過(guò)程中的最大位移為極限位移 Δu。Δy為試件的屈服變形，本文采用等能量法[23]確定試件的屈服荷載Py及其對(duì)應(yīng)的屈服變形Δy，位移延性系數(shù)具體計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6。

表6 位移延性系數(shù)對(duì)比Table 6 Comparison of displacement ductility factor

計(jì)算結(jié)果表明，塞焊-芯筒式法蘭連接PWCS-1 的延性系數(shù)大于3，具有較好的延性性能。未設(shè)置芯筒的試件FC-1 僅靠法蘭連接處的高強(qiáng)螺栓群受力，層間位移角較小時(shí)連接處高強(qiáng)螺栓便在拉剪聯(lián)合作用下破壞，導(dǎo)致極限荷載及其對(duì)應(yīng)的極限位移均較小，故FC-1 的延性系數(shù)與PWCS-1 相比降低近33%，表明芯筒的設(shè)置能夠提高節(jié)點(diǎn)的延性。

相比設(shè)置10.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-1，設(shè)置12.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-2 由于其螺栓群較大的抗拉承載力在一定程度上限制了法蘭板的開(kāi)口，提高了法蘭連接處的剛度，塑性變形主要在柱腳，試件延性變形能力較強(qiáng)，極限位移相對(duì)較大，因此PWCS-2 的延性系數(shù)明顯大于PWCS-1，平均提高31%。這表明，采用較高性能等級(jí)高強(qiáng)螺栓，能夠更好地限制法蘭連接處的變形，從而提高節(jié)點(diǎn)剛度。

法蘭連接處未設(shè)置加勁肋的試件PWCS-3 的延性系數(shù)相較于設(shè)置加勁肋的試件PWCS-1 降低約9%。這表明，兩試件在其他條件相同的情況下，加勁肋的設(shè)置在一定程度上能夠增強(qiáng)法蘭板與柱壁之間的協(xié)同工作能力，提高節(jié)點(diǎn)的延性。

3.5 應(yīng)變分析

試件PWCS-1 與FC-1 典型部位應(yīng)變?nèi)鐖D12(a)和圖12(d)所示，未設(shè)置芯筒的試件FC-1 上、下法蘭處應(yīng)變較大，層間位移角為0.04 rad(1/25)時(shí)，應(yīng)變達(dá)到最大，為6.311×103με，法蘭板產(chǎn)生較大的開(kāi)口導(dǎo)致螺栓被拉斷，加載停止。加載至0.04 rad(1/25)時(shí)，設(shè)置芯筒的塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)試件PWCS-1 上、下法蘭處最大應(yīng)變?yōu)?.901×103με，說(shuō)明芯筒的設(shè)置能夠提高節(jié)點(diǎn)的剛性，改善法蘭連接處的受力狀態(tài)，有效地將彎矩向下傳遞。

圖12 典型部位應(yīng)變Fig.12 Strain of typical position

如圖12(b)所示，設(shè)置12.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-2 法蘭連接處的應(yīng)變小于設(shè)置10.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓PWCS-1 的應(yīng)變，與試件PWCS-2 法蘭板間開(kāi)口較小的試驗(yàn)現(xiàn)象一致。試件PWCS-2 法蘭連接處的剛度較大，能夠有效地將彎矩向下柱傳遞，在壓彎狀態(tài)下，PWCS-2 的柱腳上部柱壁于層間位移角為0.04 rad(1/25)時(shí)發(fā)生了屈曲，正、負(fù)加載方向的變化并不能改善柱壁的受壓狀態(tài)，最終導(dǎo)致柱腳的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)緩慢，柱腳的應(yīng)變曲線出現(xiàn)水平段，最大應(yīng)變?yōu)?5.896×103με。

從圖12(c)中可以看出，未設(shè)置加勁肋的試件PWCS-3 法蘭連接處的應(yīng)變與設(shè)置加勁肋的試件PWCS-1 相差不大，這與兩者法蘭開(kāi)口程度和趨勢(shì)基本相同的試驗(yàn)現(xiàn)象一致，試件PWCS-3 的下柱及柱腳的應(yīng)變相對(duì)試件PWCS-1 較小。說(shuō)明芯筒的抗彎能力在未設(shè)置加勁肋的試件中得到了進(jìn)一步的發(fā)揮，這一點(diǎn)可以從圖13 中試件PWCS-3 的芯筒應(yīng)變最大得到證實(shí)。

圖13 芯筒應(yīng)變對(duì)比Fig.13 Comparison of core sleeve strain

芯筒應(yīng)變?nèi)鐖D13 所示，法蘭連接處未設(shè)置加勁肋的試件PWCS-3 的芯筒應(yīng)變最大，其原因是塞焊的設(shè)置加強(qiáng)了芯筒與柱壁間的聯(lián)系，構(gòu)件產(chǎn)生側(cè)移時(shí)，剛度較大的芯筒能夠帶動(dòng)上、下柱協(xié)同變形，進(jìn)而協(xié)調(diào)法蘭連接處的變形，加強(qiáng)了無(wú)加勁肋的法蘭板的平面剛度。當(dāng)法蘭板上設(shè)置加勁肋后，整個(gè)法蘭板已存在較大的平面剛度，有利于芯筒協(xié)同法蘭連接區(qū)域的整體變形，從而使得芯筒的受力相較于未設(shè)置加勁肋的試件PWCS-3小些，這同樣也是設(shè)置加勁肋的試件PWCS-1 和試件PWCS-3 的法蘭連接處應(yīng)變相差不大、法蘭開(kāi)口大小相近的原因。對(duì)于設(shè)置于12.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-2，螺栓群較大的預(yù)拉力使得法蘭板間擠壓力增大，一定程度上限制了法蘭板間的開(kāi)口，提高了節(jié)點(diǎn)的整體剛度，上、下柱的協(xié)同變形使得芯筒的受力較小且增長(zhǎng)緩慢，隨著加載級(jí)數(shù)的增加，試件PWCS-2 的柱腳開(kāi)始出現(xiàn)塑性變形，進(jìn)一步耗能，導(dǎo)致其芯筒應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)減緩。

3.6 螺栓預(yù)拉力分析

如圖14 所示，未設(shè)置芯筒的試件FC-1 法蘭連接處的受力均由螺栓群承擔(dān)，層間位移角大于0.01 rad(1/100)時(shí)，螺栓預(yù)拉力增長(zhǎng)速度增加，最大增至325.41 kN，最終于層間位移角為0.04 rad(1/25)時(shí)，超過(guò)螺栓桿的破斷強(qiáng)度，螺栓被拉斷。相較于試件FC-1，設(shè)置芯筒的試件PWCS-1 的預(yù)拉力增長(zhǎng)程度與其相近，隨著加載級(jí)數(shù)的增加，芯筒的能力得到了充分的發(fā)揮，最終于層間位移角為0.06 rad(1/16)時(shí)，預(yù)拉力增至323.99 kN，螺栓桿被拉斷。螺栓預(yù)拉力曲線的下降段能夠反映螺栓預(yù)拉力的松弛情況，未設(shè)置芯筒的試件FC-1 的螺栓預(yù)拉力下降速率均較快，下降程度較大，預(yù)拉力最低降至43.14 kN，損失72.17%，設(shè)置芯筒的試件PWCS-1 的預(yù)拉力最低降至67.14 kN，損失56.68%。相較于法蘭連接處設(shè)置加勁肋的試件PWCS-1，未設(shè)置加勁肋的試件PWCS-3 的芯筒受力較大，高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力增長(zhǎng)程度相對(duì)較小，預(yù)拉力最低降至113.73 kN，損失26.63%。表明芯筒作用的充分發(fā)揮能夠改善螺栓群的受力，降低高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失。

圖14 螺栓預(yù)拉力對(duì)比Fig.14 Comparison of bolt pretension

整個(gè)加載過(guò)程中，設(shè)置12.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的試件PWCS-2 的預(yù)拉力增長(zhǎng)速度較小，由于較高等級(jí)的高強(qiáng)螺栓具有更大的預(yù)拉力，法蘭板間的連接較為可靠且不易產(chǎn)生開(kāi)口，但由松弛導(dǎo)致的預(yù)拉力損失量仍高達(dá)52.22%，12.9 級(jí)螺栓在結(jié)構(gòu)中應(yīng)用較少，延性斷裂等問(wèn)題有待進(jìn)一步研究[24]。

4 結(jié)論

本文提出了一種塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)及其設(shè)計(jì)方法，對(duì)3 組不同形式的塞焊-芯筒式法蘭連接節(jié)點(diǎn)試件、1 組未設(shè)置芯筒的法蘭連接節(jié)點(diǎn)試件和1 組無(wú)連接箱形柱試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，分析了節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能及其影響因素等。主要結(jié)論如下：

(1) 相較于未設(shè)置芯筒的法蘭連接節(jié)點(diǎn)，芯筒的設(shè)置對(duì)節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能提升起到關(guān)鍵作用，能夠提高節(jié)點(diǎn)的初始剛度和承載力，能夠改善法蘭連接處螺栓群的受力，降低其預(yù)拉力損失，提高節(jié)點(diǎn)的延性和滯回性能。

(2) 相比于10.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓，使用12.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓的節(jié)點(diǎn)在0.05 rad 后優(yōu)勢(shì)更加明顯，具有更高的預(yù)拉力和極限承載力，能夠限制法蘭板間開(kāi)口，保證節(jié)點(diǎn)剛度與延性。目前12.9 級(jí)高強(qiáng)螺栓相關(guān)研究與工程應(yīng)用較少，其相關(guān)力學(xué)性能需要進(jìn)一步研究后推廣至實(shí)際工程。

(3) 相較于未設(shè)置加勁肋的法蘭連接節(jié)點(diǎn)，加勁肋的設(shè)置可以保護(hù)法蘭板與柱壁的焊縫，增強(qiáng)法蘭板與柱壁間的協(xié)同工作能力，降低高強(qiáng)螺栓的預(yù)拉力損失，提升節(jié)點(diǎn)的滯回性能，一定程度上提高節(jié)點(diǎn)的剛度與承載能力。

(4) 設(shè)置塞焊-芯筒式法蘭連接的試件具有與無(wú)連接箱形柱試件相近的力學(xué)特性，塞焊-芯筒式法蘭連接能夠保證節(jié)點(diǎn)處的剛接性能，可以實(shí)現(xiàn)箱形柱的高效裝配，大幅提高施工效率，減少安裝時(shí)間，節(jié)約工程成本，可應(yīng)用于裝配式鋼結(jié)構(gòu)實(shí)際工程。