單邊螺栓連接T 形件-鋼管節(jié)點(diǎn)高溫下及高溫后受拉性能

尤洋，王培軍，孫樂樂，葉繼紅，姜健

(1.山東交通學(xué)院 交通土建工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250357；2.山東大學(xué) 土建與水利學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061；3.哈爾濱工程大學(xué) 煙臺(tái)研究院，山東 煙臺(tái) 264000；4.中國(guó)礦業(yè)大學(xué) 力學(xué)與土木工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116)

相比開口截面柱，在鋼結(jié)構(gòu)中采用閉口截面鋼管柱能夠獲得更大的抗彎剛度和抗扭剛度.為了解決閉口截面鋼管用螺栓連接不便的問題，眾多研究者開發(fā)出能夠單側(cè)安裝的螺栓，即單邊螺栓.其中通過可變形的套管進(jìn)行錨固的單邊螺栓是常見的類型，主要為Hollo-Bolt 系列單邊螺栓.王志宇等[1]研究Hollo-Bolt 連接節(jié)點(diǎn)的性能，給出初始剛度和承載力計(jì)算方法.王靜峰等[2]發(fā)現(xiàn)，Hollo-Bolt 連接的鋼管混凝土柱節(jié)點(diǎn)具有優(yōu)越的抗震性能，可以用于高烈度地區(qū)的鋼結(jié)構(gòu)建筑.蔣蘊(yùn)涵等[3]開發(fā)的國(guó)產(chǎn)自鎖式S10.9 和S8.8 級(jí)高強(qiáng)單邊螺栓產(chǎn)品性能優(yōu)異，可替代同規(guī)格、同等級(jí)的標(biāo)準(zhǔn)高強(qiáng)螺栓.Ajax 單邊螺栓是通過特殊機(jī)械結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)單側(cè)安裝的單邊螺栓，它可以通過可折疊的墊片在鋼管內(nèi)展開，實(shí)現(xiàn)錨固.Lee 等[4]研究發(fā)現(xiàn)，Ajax 單邊螺栓連接的T 形板-空心鋼管柱節(jié)點(diǎn)可以達(dá)到半剛性節(jié)點(diǎn)的要求.Wan 等[5]研究通過長(zhǎng)圓形螺栓孔和螺帽進(jìn)行錨固的單邊螺栓，發(fā)現(xiàn)此類單邊螺栓連接在剪力作用下容易出現(xiàn)滑移.上述單邊螺栓的力學(xué)性能明顯低于相應(yīng)直徑的標(biāo)準(zhǔn)高強(qiáng)螺栓[6]，且造價(jià)高昂，難以在實(shí)際工程中應(yīng)用.

用帶螺紋的螺栓孔代替螺母，也能夠?qū)崿F(xiàn)單側(cè)安裝.這種通過螺紋孔錨固螺栓的連接方式在網(wǎng)架結(jié)構(gòu)中已得到應(yīng)用[7].一般認(rèn)為，螺栓的錨固深度大于自身直徑的1.1 倍，能夠防止螺栓拔出的破壞現(xiàn)象.然而，普通鋼管柱的柱壁厚度往往難以滿足這樣的要求.螺紋錨固螺栓連接方式在鋼管柱節(jié)點(diǎn)中的應(yīng)用研究結(jié)果表明，此類螺栓連接節(jié)點(diǎn)具有較好的力學(xué)性能，通過合理的設(shè)計(jì)可以防止螺栓拔出[8-9].

火災(zāi)是鋼結(jié)構(gòu)的主要威脅之一.正確認(rèn)識(shí)結(jié)構(gòu)在高溫下的力學(xué)性能，是充分發(fā)揮結(jié)構(gòu)的承載潛能、降低火災(zāi)損失的前提.楊放等[10-11]研究螺栓球節(jié)點(diǎn)在火災(zāi)下及火災(zāi)后的性能，均未發(fā)現(xiàn)螺栓拔出的破壞現(xiàn)象，該研究證明了螺紋錨固的連接方式在高溫下及高溫后也具有足夠的可靠性.Wang等[12]研究螺紋錨固單邊螺栓在常溫及高溫下的受剪性能，發(fā)現(xiàn)此類螺栓節(jié)點(diǎn)的抗剪性能與普通螺栓節(jié)點(diǎn)基本一致.

螺紋錨固單邊螺栓連接節(jié)點(diǎn)的抗火性能分析與標(biāo)準(zhǔn)螺栓節(jié)點(diǎn)有較大差異，原因如下.1）鋼管柱一般由普通鋼制成，而螺栓由高強(qiáng)鋼制成，不同種類的鋼材在相同溫度下的劣化規(guī)律不一致，可能會(huì)影響節(jié)點(diǎn)的破壞現(xiàn)象；2）在火災(zāi)高溫下鋼管柱壁容易產(chǎn)生較大的變形，單邊螺栓與螺紋孔脫開將使節(jié)點(diǎn)連接失效.本研究將開展螺紋錨固單邊螺栓連接節(jié)點(diǎn)在高溫下及高溫后的典型破壞現(xiàn)象及力學(xué)性能變化規(guī)律分析，建立相應(yīng)的承載力計(jì)算方法.

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

高溫試驗(yàn)具有特殊性，開展足尺試件抗火試驗(yàn)研究存在諸多困難.組件法可以將節(jié)點(diǎn)拆分簡(jiǎn)化，使研究聚焦核心問題，因此在不同螺栓連接節(jié)點(diǎn)的研究中被廣泛應(yīng)用[13].組件法的基本思想是將復(fù)雜的整體節(jié)點(diǎn)分解為若干個(gè)簡(jiǎn)單的受力單元，再將簡(jiǎn)單的受力單元通過線性或者非線性的彈簧連接成整體，以判斷節(jié)點(diǎn)整體的力學(xué)行為.以H 型鋼梁-鋼管柱端板連接節(jié)點(diǎn)為例，在梁端荷載的作用下，梁的翼緣、腹板靠上部分處于受拉狀態(tài)，相應(yīng)范圍內(nèi)的螺栓和鋼管柱處于受拉狀態(tài).取H 型鋼翼緣以下的受拉區(qū)域進(jìn)行分析，可以得到T 形板-鋼管-T 形板的簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)，即圖1（a）中的陰影部分.利用這個(gè)簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)，對(duì)螺紋錨固單邊螺栓連接子節(jié)點(diǎn)進(jìn)行高溫及高溫后極限拉伸試驗(yàn).試驗(yàn)試件的設(shè)計(jì)及實(shí)物圖分別如圖1（b）、（c）所示.試驗(yàn)試件由2 個(gè)T 形板件及1 個(gè)鋼管組成.T 形板的翼緣和腹板由側(cè)面角焊縫連接.翼緣上的螺栓孔為無螺紋的光圓螺栓孔，其直徑比螺栓直徑大2 mm.鋼管上的螺栓孔為有內(nèi)螺紋的螺栓孔，用于為單邊螺栓提供錨固力，孔徑與螺栓對(duì)應(yīng).螺栓為S8.8 級(jí)高強(qiáng)螺栓，螺栓與孔內(nèi)螺紋均為標(biāo)準(zhǔn)尺寸[14-15].螺栓預(yù)緊力通過扭矩扳手，參照文獻(xiàn)[16]的數(shù)值施加，共設(shè)計(jì)S1～S6 共6 組試驗(yàn)試件，每組試件參數(shù)如表1 所示.表中，dtw為管壁厚度，dep為端板厚度，D為螺栓直徑，OB 為螺紋錨固單邊螺栓，SB 為標(biāo)準(zhǔn)高強(qiáng)螺栓.

表1 試驗(yàn)試件分組及參數(shù)Tab.1 Grouping and parameters of test specimens

圖1 試驗(yàn)試件及裝置Fig.1 Test specimens and test set-up

1.2 設(shè)備、加載制度及量測(cè)方案

試驗(yàn)可分為常溫試驗(yàn)、高溫試驗(yàn)及高溫后試驗(yàn)3 個(gè)部分，試驗(yàn)設(shè)備為萬能試驗(yàn)機(jī)WAW-2000及其配套的高溫電爐，如圖2 所示.萬能試驗(yàn)機(jī)的最大加載能力為2 000 kN，自動(dòng)記錄試驗(yàn)過程中試驗(yàn)試件的荷載及變形情況.試件的兩端從電爐上下表面缺口伸出，與試驗(yàn)機(jī)的夾具相連.高溫電爐最高可升溫至1 200 ℃，爐內(nèi)溫度通過3 個(gè)不同位置的熱電偶測(cè)量，熱電偶測(cè)量的位置如圖1所示.

圖2 高溫電爐及萬能試驗(yàn)機(jī)Fig.2 Electronic furnace and testing machine

先進(jìn)行常溫試驗(yàn)，以獲得不同組試件的破壞模式、承載力的試驗(yàn)結(jié)果，為后續(xù)的高溫試驗(yàn)以及高溫后試驗(yàn)提供依據(jù).在常溫試驗(yàn)中，按照2 mm/min 的加載速率[17]將試件加載至破壞.高溫試驗(yàn)分別采用恒溫加載和恒載升溫2 種加載方式.如圖3 所示為試驗(yàn)中采用的升溫速率，其中θ 為溫度，t為時(shí)間.在恒溫加載試驗(yàn)中，先按照升溫速率將試件加熱至指定溫度并保持20 min，以確保試件受熱均勻；再按照2 mm/min的加載速率[17]進(jìn)行加載，直至試件和荷載低于最大荷載的75%.在恒載升溫試驗(yàn)中，先在常溫下按照2 mm/min 的速率將試件加載至指定荷載并保持不變，再將試件按照預(yù)定的升溫速率加熱，直至恒定荷載無法維持.施加荷載的具體大小按照荷載比μ確定，荷載比μ為所施加荷載與該組試件在常溫下的屈服承載力FY的比值.試驗(yàn)中設(shè)置2 種荷載比，μ=0.5、0.75.在高溫后試驗(yàn)過程中，升降溫階段拉力均保持不變，以模擬火災(zāi)發(fā)生時(shí)處于受荷狀態(tài)的節(jié)點(diǎn).具體加載方式如下：在常溫下，將試件加載至指定荷載Fμ并保持不變；將試件加熱至指定溫度θ 并保持30 min，將試件自然冷卻至室溫，期間仍保持Fμ不變，以模擬火災(zāi)從發(fā)生至結(jié)束的整個(gè)過程；在常溫下將試件從Fμ加載至破壞.Fμ的數(shù)值由荷載比確定.高溫后試驗(yàn)的加載速率、升溫速率與高溫試驗(yàn)一致.

圖3 試驗(yàn)中的升溫速率Fig.3 Temperature increasing speed in test

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 破壞模式

2.1.1 試件S1 組 如圖4 所示為試件S1 在不同試驗(yàn)條件下的破壞模式.在常溫試驗(yàn)中，節(jié)點(diǎn)S1 出現(xiàn)鋼管屈服破壞，鋼管柱壁產(chǎn)生明顯的面外變形，且隨著節(jié)點(diǎn)變形的累積，螺栓孔與螺栓逐步分離，導(dǎo)致螺栓拔出破壞.常溫試驗(yàn)未發(fā)現(xiàn)孔內(nèi)螺紋剝落，說明節(jié)點(diǎn)的破壞由柱壁變形引起，而非孔內(nèi)螺紋的強(qiáng)度不足.在高溫試驗(yàn)和高溫后試驗(yàn)中，試件S1 的破壞模式?jīng)]有發(fā)生變化，仍為鋼管屈服破壞.

圖4 S1 組試件的破壞模式Fig.4 Failure mode of specimens in S1 group

2.1.2 試件S2 組 如圖5 所示為試件S2 在不同試驗(yàn)條件下的破壞模式.在常溫試驗(yàn)中，節(jié)點(diǎn)S2 的破壞模式是端板屈服伴隨螺栓破壞，隨著荷載的增加，T 形板翼緣和腹板交界處產(chǎn)生塑性鉸，而后變形不斷增加，直到螺栓達(dá)到極限狀態(tài)被拉斷.常溫試驗(yàn)的鋼管壁無明顯變形，螺紋孔始終對(duì)螺栓保持有效的錨固，說明當(dāng)鋼管柱壁厚度足夠時(shí)，螺紋錨固連接方式足夠可靠.在高溫試驗(yàn)和高溫后試驗(yàn)中，試件S2 的破壞模式?jīng)]有發(fā)生變化.

圖5 S2 組試件的破壞模式Fig.5 Failure mode of specimens in S2 group

2.1.3 試件S3 組 如圖6 所示為試件S3 在不同試驗(yàn)條件下的破壞模式.在常溫試驗(yàn)中，節(jié)點(diǎn)S3 發(fā)生的破壞模式是端板屈服破壞，T 形板翼緣變形不斷增加直至斷裂，鋼管柱壁和螺栓都沒有明顯變形.在高溫試驗(yàn)和高溫后試驗(yàn)中，試件S3 的破壞模式?jīng)]有發(fā)生變化.

圖6 S3 組試件的破壞模式Fig.6 Failure mode of specimens in S3 group

2.1.4 試件S4 組 如圖7 所示為試件S4 在不同試驗(yàn)條件下的破壞模式.在常溫試驗(yàn)中，節(jié)點(diǎn)S4 出現(xiàn)螺栓拉斷的破壞模式，隨著荷載的增加，螺栓桿被直接拉斷，節(jié)點(diǎn)其他部分無明顯變形，呈現(xiàn)明顯脆性破壞特征.在高溫試驗(yàn)和高溫后試驗(yàn)中，試件S4 的破壞模式?jīng)]有發(fā)生變化.

圖7 S4 組試件的破壞模式Fig.7 Failure mode of specimens in S4 group

在常溫試驗(yàn)、高溫試驗(yàn)、高溫后試驗(yàn)中，節(jié)點(diǎn)共出現(xiàn)4 種破壞模式，且各組試件在常溫、高溫和高溫后的破壞模式都保持一致，未發(fā)生改變.這說明節(jié)點(diǎn)的破壞模式是由鋼管壁厚、螺栓直徑、T 形翼緣厚度等尺寸特征決定的，火災(zāi)溫度和荷載大小對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞模式基本沒有影響.這說明火災(zāi)溫度和荷載比的變化，不足以改變?cè)嚰牟煌课恢g的強(qiáng)弱關(guān)系，節(jié)點(diǎn)具有比較穩(wěn)定的性能.試驗(yàn)中僅有試件S1 出現(xiàn)螺栓拔出破壞.在試件S1 的螺栓拔出破壞出現(xiàn)前，節(jié)點(diǎn)已達(dá)到整體屈服，說明螺紋錨固連接方式有比較可靠的性能.

2.2 承載力

2.2.1 荷載位移曲線的分析 節(jié)點(diǎn)在常溫和恒溫加載試驗(yàn)、恒載升溫試驗(yàn)、高溫后試驗(yàn)的典型荷載位移曲線如圖8 所示.圖中，P為荷載；Δ為位移.在常溫試驗(yàn)和恒溫加載試驗(yàn)中，曲線在初始彈性階段后開始呈現(xiàn)明顯的非線性特點(diǎn)，沒有明顯的屈服平臺(tái)出現(xiàn)，本研究采用切線法[18]定義曲線的屈服點(diǎn)：將曲線彈性階段的切線與曲線本身分離的點(diǎn)定義為屈服點(diǎn)，對(duì)應(yīng)的荷載和位移分別為屈服荷載FY和屈服位移；曲線的極限荷載FU定義為3 倍屈服位移之內(nèi)的最大荷載.恒載升溫試驗(yàn)的典型荷載位移曲線主要分成3 個(gè)階段：初始彈性段、平臺(tái)段、下降段.定義試件的破壞點(diǎn)為試件的荷載下降至所施加的恒定荷載的95%時(shí)對(duì)應(yīng)的點(diǎn)，即圖8（b）中的點(diǎn)B[19].點(diǎn)A與點(diǎn)B的水平距離為節(jié)點(diǎn)的極限變形Δμ，點(diǎn)B對(duì)應(yīng)的溫度為節(jié)點(diǎn)的極限溫度θF.高溫后試驗(yàn)的典型荷載位移曲線分為初始彈性段、平臺(tái)段和曲線段.初始彈性段對(duì)應(yīng)在常溫下的加載階段，平臺(tái)段對(duì)應(yīng)在恒定的荷載Fμ作用下的升降溫過程，曲線段對(duì)應(yīng)降溫后的重新加載過程.其中平臺(tái)段在溫度下降的過程中會(huì)產(chǎn)生一定的回彈，即圖8（c）中的BB′.點(diǎn)A與點(diǎn)B的水平距離為節(jié)點(diǎn)在荷載Fμ和升降溫過程共同作用下產(chǎn)生的塑性變形Δμ.節(jié)點(diǎn)的殘余屈服承載力FY,R和殘余極限承載力FU,R的確定方法與常溫試驗(yàn)曲線一致.

圖8 不同試驗(yàn)中的荷載位移曲線Fig.8 Load-displacement curves in different tests

2.2.2 常溫及恒溫加載試驗(yàn)結(jié)果分析 不同組試件在常溫及恒溫加載試驗(yàn)中的承載力如表2、3 所示.試件S1～S4 在不同試驗(yàn)條件下的荷載位移曲線如圖9～12 所示.節(jié)點(diǎn)的承載力在高溫下有明顯的降低：溫度在500 ℃時(shí)，不同節(jié)點(diǎn)的屈服荷載FY以及極限荷載FU大約僅為常溫的50%～60%；當(dāng)溫度進(jìn)一步上升到700 ℃時(shí)，僅為常溫下的10%～20%，節(jié)點(diǎn)已經(jīng)基本失去承載能力.在相同溫度下，不同組節(jié)點(diǎn)的承載力也有較大的差異.例如由于發(fā)生螺栓拉斷的破壞，試件S4 的屈服荷載FY與極限荷載FU之比約為0.8，其他組試件表現(xiàn)出良好的延性，屈服荷載FY與極限荷載FU之比均不超過0.7，有更好的安全儲(chǔ)備.

表2 試件的常溫試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Test result of specimens at ambient temperature

表3 試件的恒溫加載高溫試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Steady-state test result of specimens

圖9 S1 組試件的荷載位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of specimens in S1 group

圖10 S2 組試件的荷載位移曲線Fig.10 Load-displacement curves of specimens in S2 group

圖11 S3 組試件的荷載位移曲線Fig.11 Load-displacement curves of specimens in S3 group

圖12 S4 組試件的荷載位移曲線Fig.12 Load-displacement curves of specimens in S4 group

2.2.3 恒載升溫試驗(yàn)結(jié)果分析 如表4 所示，在恒載升溫試驗(yàn)中，節(jié)點(diǎn)的破壞模式對(duì)其抗火性能有著明顯的影響.試件S2、S3 的破壞都發(fā)生在T 形板翼緣處，因此具有比較好的延性，在相同的條件下它們的極限溫度θF和極限變形Δμ高于S1、S4.荷載比μ對(duì)單邊螺栓節(jié)點(diǎn)的抗火性能的影響也十分明顯.對(duì)于同一組節(jié)點(diǎn)來說，當(dāng)μ從0.50 增加至0.75 后，其極限溫度θF和極限變形Δμ都出現(xiàn)明顯的下降.恒載升溫試驗(yàn)結(jié)果表明，通過合理的設(shè)計(jì)控制節(jié)點(diǎn)的破壞模式以及承受的荷載大小，可以有效地增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的抗火性能.

表4 試件的恒載升溫高溫試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Transient-state test result of specimens

2.2.4 高溫后試驗(yàn)分析 高溫后試驗(yàn)的主要結(jié)果如表5 所示，其中階段2 為承受恒定荷載的火災(zāi)階段，階段3 為高溫冷卻后重新加載階段.火災(zāi)溫度和荷載比對(duì)于節(jié)點(diǎn)在冷卻后的殘余力學(xué)性能都有著一定的影響.升高火災(zāi)溫度雖然不會(huì)改變節(jié)點(diǎn)的破壞模式，但可能會(huì)使得節(jié)點(diǎn)在受熱階段發(fā)生提前破壞，火災(zāi)結(jié)束后節(jié)點(diǎn)無法繼續(xù)承載.值得注意的是，當(dāng)θ=700 ℃時(shí)，僅試件S3 沒有在受熱階段發(fā)生提前破壞，這些試件發(fā)生的是端板屈服破壞.這說明發(fā)生端板屈服破壞的節(jié)點(diǎn)在相同條件下有更好的抗火性能.設(shè)計(jì)合理的控制節(jié)點(diǎn)的破壞模式，有利于節(jié)點(diǎn)在火災(zāi)后的恢復(fù)和重新利用.火災(zāi)溫度和荷載比的升高都會(huì)影響節(jié)點(diǎn)的殘余屈服承載力FY,R和殘余極限承載力FU,R，但是影響程度有限.未在受熱階段發(fā)生提前破壞的節(jié)點(diǎn)，高溫后的殘余屈服承載力FY,R可以至少恢復(fù)至常溫下的88%，高溫后的殘余極限承載力FU,R也可以至少恢復(fù)至常溫下的88%.

表5 試件的高溫后試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Post-fire test result of specimens

2.3 與標(biāo)準(zhǔn)螺栓節(jié)點(diǎn)的比較

2.3.1 試件S1 組與試件S5 組的比較 如圖13 所示為試件S5 在不同試驗(yàn)條件下的破壞模式.如圖14 所示為2 組試件在不同試驗(yàn)條件下的荷載位移曲線.S5 為標(biāo)準(zhǔn)螺栓連接節(jié)點(diǎn)，試件的尺寸與試件S1 的尺寸對(duì)應(yīng).在常溫試驗(yàn)中，S5 節(jié)點(diǎn)的破壞模式為鋼管屈服破壞，與S1 的破壞模式一致.隨著荷載的增加，S5 的鋼管柱壁產(chǎn)生明顯的面外變形，由于螺帽的限制，螺栓不會(huì)像S1 那樣發(fā)生螺栓拔出的現(xiàn)象.S5 節(jié)點(diǎn)的荷載能夠繼續(xù)增加，直至螺栓被拉斷.S1、S5 節(jié)點(diǎn)的屈服承載力FY接近，但S5 組標(biāo)準(zhǔn)螺栓節(jié)點(diǎn)的極限荷載FU較大.在恒溫加載試驗(yàn)中，2 組節(jié)點(diǎn)的表現(xiàn)與常溫試驗(yàn)類似.在恒載升溫試驗(yàn)中，由于錨固機(jī)制的差異，S5 組標(biāo)準(zhǔn)螺栓節(jié)點(diǎn)在相同荷載比μ條件下表現(xiàn)出更好的極限溫度θF和極限變形Δμ.在高溫后試驗(yàn)中，S5 節(jié)點(diǎn)未出現(xiàn)火災(zāi)階段提前破壞的情況，S5 的殘余極限承載力FU,R也明顯優(yōu)于S1.

圖13 S5 組試件的破壞模式Fig.13 Failure mode of specimens in S5 group

圖14 S1、S5 組試件的荷載位移曲線比較Fig.14 Comparison of load-displacement curves of specimens in S1 and S5 groups

2.3.2 試件S2 組與試件S6 組的比較 如圖15 所示為試件S6 在不同試驗(yàn)條件下的破壞模式.如圖16所示為2 組試件在不同試驗(yàn)條件下的荷載位移曲線.S6 組為標(biāo)準(zhǔn)螺栓連接節(jié)點(diǎn)，試件的尺寸與S2 的尺寸相對(duì)應(yīng).在常溫、高溫和高溫后試驗(yàn)中，S6 節(jié)點(diǎn)的破壞模式與S2 節(jié)點(diǎn)的破壞模式一致.在不同試驗(yàn)條件下，S6 節(jié)點(diǎn)的性能與S2 組節(jié)點(diǎn)的性能基本一致.通過S5、S6 標(biāo)準(zhǔn)螺栓連接節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在柱壁厚度和螺栓直徑相同的情況下，單邊螺栓節(jié)點(diǎn)與標(biāo)準(zhǔn)螺栓節(jié)點(diǎn)的破壞模式相同.當(dāng)柱壁厚度較小時(shí)，單邊螺栓節(jié)點(diǎn)與標(biāo)準(zhǔn)螺栓節(jié)點(diǎn)在常溫、高溫及高溫后出現(xiàn)的破壞模式都是柱壁屈服破壞，但標(biāo)準(zhǔn)螺栓節(jié)點(diǎn)具有更好的安全儲(chǔ)備.當(dāng)柱壁厚度足夠時(shí)，2 類節(jié)點(diǎn)在不同試驗(yàn)條件下的破壞模式均為端板屈服伴隨螺栓破壞，且2 類節(jié)點(diǎn)在相同條件下的性能基本一致.因此，在柱壁厚度足夠的情況下，單邊螺栓可以替代標(biāo)準(zhǔn)螺栓.

圖15 S6 組試件的破壞模式Fig.15 Failure mode of specimens in S6 group

圖16 S2、S6 組試件的荷載位移曲線比較Fig.16 Comparison of load-displacement curves of specimens in S2 and S6 groups

3 承載力計(jì)算方法

3.1 破壞模式1：鋼管屈服破壞

為了簡(jiǎn)化計(jì)算，將三維節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化為二維模型進(jìn)行分析[6].當(dāng)節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)鋼管屈服破壞時(shí)，節(jié)點(diǎn)破壞的主要特點(diǎn)是鋼管的側(cè)壁產(chǎn)生向內(nèi)的水平變形，上下表面產(chǎn)生向外的變形，螺栓桿和T 形板無明顯變形，因此對(duì)鋼管柱進(jìn)行單獨(dú)分析.鋼管是對(duì)稱結(jié)構(gòu)，根據(jù)試件的變形特點(diǎn)，可取1/4 結(jié)構(gòu)并在對(duì)稱處以滑動(dòng)支座代替，如圖17 所示.圖17所示的模型是一次超靜定結(jié)構(gòu)，可以通過力法進(jìn)行求解：

圖17 鋼管屈服破壞的計(jì)算模型Fig.17 Analytical model of yielding of column wall

式中：δ 為結(jié)構(gòu)在彎矩X作用下的柔性系數(shù)；ΔF為結(jié)構(gòu)在FS作用下產(chǎn)生的沿彎矩X方向的轉(zhuǎn)角；Δ為原結(jié)構(gòu)在彎矩X方向的真實(shí)變形，此處Δ=0.原結(jié)構(gòu)在右上角滑動(dòng)支座處的彎矩表達(dá)式為

式中：l、x均為尺寸參數(shù)，MH為結(jié)構(gòu)在右上角支座處的彎矩.在原結(jié)構(gòu)右上角的支座處取微元體，根據(jù)靜力平衡條件，可以得到

式中：leff為屈服線長(zhǎng)度，此處取為試驗(yàn)中鋼管的厚度.通過式（2）、（3）可以得到

式（2）未考慮到高溫下節(jié)點(diǎn)大變形的影響.當(dāng)未考慮節(jié)點(diǎn)變形時(shí)，有平衡關(guān)系：

式中：MV為結(jié)構(gòu)在左下角支座處的彎矩.當(dāng)考慮節(jié)點(diǎn)的變形時(shí)，結(jié)構(gòu)在支座的變形分別記為ΔV、ΔH，如圖18 所示，則有新的平衡關(guān)系：

圖18 考慮支座大變形的簡(jiǎn)化計(jì)算模型Fig.18 Simplified calculation model considering large deformations of support

如果不考慮節(jié)點(diǎn)變形對(duì)彎矩分布情況的影響，只考慮對(duì)彎矩大小的影響，則有

聯(lián)立（5）、（6）、（7）可以得到

令

那么kΔ為節(jié)點(diǎn)變形影響系數(shù)；本研究在計(jì)算時(shí)，取ΔV為試驗(yàn)試件的柱壁寬度的3%[10].考慮到對(duì)稱性，則原結(jié)構(gòu)的整體承載力為

3.2 破壞模式2：端板屈服伴隨螺栓破壞

發(fā)生端板屈服伴隨螺栓破壞的節(jié)點(diǎn)具有以下特征：在T 形板翼緣和腹板交界處產(chǎn)生塑性絞線，螺栓被拉斷，鋼管無明顯變形.因此，可以單獨(dú)對(duì)T 形板翼緣進(jìn)行分析.將T 形板翼緣視為一根梁，得到如圖19 所示的計(jì)算簡(jiǎn)圖和彎矩圖.T 形板腹板和翼緣交接處的焊縫位置產(chǎn)生了屈服線，屈服線處彎矩的大小可以根據(jù)屈服線所消耗的內(nèi)能確定：

圖19 端板屈服伴隨螺栓破壞的計(jì)算模型Fig.19 Analytical model of column wall yielding with bolt failure

式中：fy為翼緣的屈服強(qiáng)度；leff為屈服線的長(zhǎng)度，此處等于T 形板的寬度bt.在T 形板翼緣上，主要的外力有節(jié)點(diǎn)整體反力FT,2，撬力Q以及螺栓拉力Fb.通過靜力平衡和彎矩平衡可以得到

式中：m、n均為T 形板尺寸參數(shù).通過式（11）～（13），消去撬力Q，可以得到

3.3 破壞模式3：端板屈服破壞

計(jì)算發(fā)生端板屈服破壞的節(jié)點(diǎn)承載力時(shí)，仍對(duì)T 形板翼緣進(jìn)行分析.此類節(jié)點(diǎn)除了在T 形板的翼緣和腹板交界處產(chǎn)生塑性鉸外，在螺栓孔附近也產(chǎn)生塑性鉸，如圖20 所示.通過靜力和彎矩平衡，可以得到

圖20 端板屈服破壞的計(jì)算模型Fig.20 Analytical model of yielding of end-plate

聯(lián)立式（15）～（17）可以得到

3.4 破壞模式4：螺栓拉斷

破壞模式為螺栓拉斷的節(jié)點(diǎn)，其承載力可按照式（19）、（20）進(jìn)行計(jì)算：

式中：d為螺栓內(nèi)徑；fyb為螺栓的屈服強(qiáng)度.

3.5 計(jì)算結(jié)果的驗(yàn)證

對(duì)于節(jié)點(diǎn)不同破壞模式對(duì)應(yīng)的承載力分別計(jì)算，得到的最小值為該節(jié)點(diǎn)的承載力.對(duì)試件的不同厚度的鋼板在不同溫度θ 下的材料性能，通過恒溫加載的方式進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果如表6 所示.在計(jì)算節(jié)點(diǎn)承載力時(shí)使用表6 中的實(shí)測(cè)值.通過公式得到的計(jì)算結(jié)果，與試驗(yàn)結(jié)果的比較如表7 所示.可以看出，計(jì)算預(yù)測(cè)得到的節(jié)點(diǎn)破壞模式與試驗(yàn)保持一致.計(jì)算得到的承載力FE與節(jié)點(diǎn)實(shí)際的屈服承載力FY的比值均在89.7%～108.7%，平均比值為101.5%，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果整體上吻合良好.計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間的誤差，可能來自如材料性能的不定性、試件幾何參數(shù)不定性的偶然因素影響，也可能來自在計(jì)算公式推導(dǎo)中所采用的計(jì)算假定與現(xiàn)實(shí)的差異.

表6 不同厚度鋼板及螺栓的材料性能Tab.6 Material properties of steel plates of different thickness and bolts

表7 所提公式的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Tab.7 Comparison of calculated result given by proposed equations and test results

4 結(jié) 論

（1）在節(jié)點(diǎn)破壞模式方面，螺紋錨固單邊螺栓連接節(jié)點(diǎn)共有4 種典型的破壞模式：鋼管壁屈服破壞、翼緣屈服伴隨螺栓破壞、翼緣屈服破壞以及螺栓拉斷.高溫下及高溫后試驗(yàn)未觀察到節(jié)點(diǎn)的破壞模式改變的現(xiàn)象.

（2）高溫試驗(yàn)主要結(jié)論：在恒溫加載試驗(yàn)中，火災(zāi)溫度θ 對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載性能影響十分明顯.θ=500 ℃時(shí)，節(jié)點(diǎn)的承載力下降至常溫的50%～60%；θ=700 ℃時(shí)，節(jié)點(diǎn)的承載力下降至常溫的10%～20%，已經(jīng)基本喪失承載能力.恒載升溫試驗(yàn)中，增加荷載比μ會(huì)使節(jié)點(diǎn)的極限溫度和延性明顯下降.當(dāng)荷載比μ相同時(shí)，破壞模式為端板屈服和端板屈服伴隨螺栓破壞的節(jié)點(diǎn)，具有更高的極限溫度和延性.

（3）在承載力計(jì)算方法方面，建立考慮節(jié)點(diǎn)變形影響的單邊螺栓節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算方法.與試驗(yàn)結(jié)果的比較表明，所建立的計(jì)算方法能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)節(jié)點(diǎn)在不同溫度下的破壞模式，并相對(duì)準(zhǔn)確地計(jì)算節(jié)點(diǎn)的屈服承載力.

（4）高溫后試驗(yàn)主要結(jié)論：升高火災(zāi)溫度以及荷載比可能會(huì)導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)在火災(zāi)階段的提前破壞，但不改變破壞模式.在火災(zāi)階段未破壞的節(jié)點(diǎn)，在冷卻后能夠恢復(fù)至少88%的承載力，仍具有良好的承載能力.

（5）與標(biāo)準(zhǔn)螺栓的比較：尺寸相同的單邊螺栓節(jié)點(diǎn)與標(biāo)準(zhǔn)高強(qiáng)螺栓連接節(jié)點(diǎn)具有相同的破壞模式.當(dāng)節(jié)點(diǎn)破壞模式為鋼管屈服破壞時(shí)，2 類節(jié)點(diǎn)在屈服前的性能基本一致，但標(biāo)準(zhǔn)螺栓節(jié)點(diǎn)有更好的安全儲(chǔ)備.當(dāng)破壞模式為端板屈服伴隨螺栓破壞時(shí)，2 類節(jié)點(diǎn)的受力性能基本一致.

（6）由于試件數(shù)量有限，在后續(xù)工作中，須進(jìn)行有限元計(jì)算，深入分析螺紋孔的應(yīng)力應(yīng)變分布情況、不同條件下節(jié)點(diǎn)屈服線的分布和變化情況、溫度場(chǎng)對(duì)于應(yīng)力場(chǎng)的改變等關(guān)鍵因素，揭示不同破壞模式背后的機(jī)理，還須進(jìn)行更多的參數(shù)分析，完善和補(bǔ)充當(dāng)前的計(jì)算模型.