鋼結(jié)構(gòu)T型連接節(jié)點受力性能試驗研究

劉秀麗，王 燕，李美紅，韓明嵐

（青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山東 青島 266033）

近年來，地震帶來的房屋倒塌災(zāi)害越來越受到人們的重視和關(guān)注，隨著經(jīng)濟發(fā)展和鋼產(chǎn)量的大幅提升，鋼結(jié)構(gòu)作為一種抗震性能優(yōu)越的結(jié)構(gòu)形式得到了工程界的青睞．而焊接連接在抗震中表現(xiàn)出來的脆性破壞比較復(fù)雜，難以較好的控制和避免，高強度螺栓連接形式具有施工安裝簡單，承載力高，抗震性能優(yōu)良等特點，在工程中得到了較為廣泛應(yīng)用．T型連接是以受拉高強度螺栓作為主要傳力構(gòu)件的一種節(jié)點形式(如圖 1)，具有明顯的半剛性特征，在多高層框架及輕型門式剛架等結(jié)構(gòu)形式中應(yīng)用較為廣泛[1-2]．

圖1 T型件連接Fig.1 T-stub connections

國外針對T型連接節(jié)點受力性能開展了大量試驗和理論研究，提出了撬力計算模型及螺栓拉力計算模型[3]，對T型連接翼緣剛度及螺栓剛度及其發(fā)展情況進行了分析[4]，提出了評估T型連接塑性變形能力的理論模型[5-6]．國內(nèi)針對T型連接受拉螺栓設(shè)計方法仍在熱點討論，作者[7-8]通過外伸端板連接節(jié)點有限元分析結(jié)果，給出了外伸端板等效T型件連接撬力分布模型，提出了修正的螺栓拉力計算方法．陳紹蕃[9]通過理論分析，提出了T型件連接理論模型撬力計算簡化公式．趙偉等[10]進行了T型連接試驗研究，重點研究了加勁肋對節(jié)點受力性能的影響．為深入研究T型連接節(jié)點受力機理及螺栓受力性能，本文進行了10個足尺T型連接試件試驗研究，研究了T型連接節(jié)點構(gòu)造形式對承載力影響的敏感程度，分析了高強度螺栓拉力的變化情況，研究結(jié)果可為T型件連接構(gòu)造設(shè)計及受拉高強度螺栓精細化分析提供參考．

1 試驗概況

1.1 試驗試件設(shè)計

本文設(shè)計了6組共10個足尺T型連接節(jié)點模型，如圖2所示．每個T型連接采用兩個剖分T型鋼，通過4個高強度螺栓連接而成．采用剖分T型鋼可以有效避免焊縫帶來的尺寸和角度誤差及殘余應(yīng)力、變形等影響．節(jié)點設(shè)計參數(shù)如表1所示，螺栓間距滿足現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范及施工要求．其中，T1試件從剖分T型鋼TW 150×300×12×12截取，T3從剖分T型鋼TW 300×300×12×20截取，其余試件均從剖分 T型鋼 TW 300×300×12×17截取．圖2所示的剖分T型鋼材料特性為：屈服強度278.85 N/mm2，抗拉強度439.39 N/mm2(板厚≤16 mm)；屈服強度 266.54 N/mm2，抗拉強度 435.15 N/mm2(板厚＞16 mm)．(材性試驗如圖3示)

圖2 試驗試件Fig.2 Test specimen

圖3 材性試驗Fig.3 Material characteristic tests

表1 試件參數(shù)Tab. 1 Parameters of test specimens

螺栓采用10.9級摩擦型高強度螺栓，螺栓直徑為 M16、M20．根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)工程質(zhì)量驗收規(guī)范》(GB50205-2001)，采用施工扭矩扳手對高強度螺栓施加預(yù)拉力．直徑為M16、M20的10.9級摩擦型高強度螺栓預(yù)拉力值分別為100 kN、150 kN．

1.2 加載及測量

T型連接試件采用100 t液壓式萬能材料試驗機進行單向靜力加載試驗．T型件腹板直接由試驗機夾具夾緊施加拉力，試驗裝置如圖4所示．外加荷載直接由液壓式萬能材料試驗機采集，為更好的觀察試件變形及采集應(yīng)力，試驗采用緩慢分級加載，每50 kN采集一次數(shù)據(jù)．

圖4 試驗加載裝置Fig.4 Loading device

為了研究高強度螺栓受力性能，在T型連接對角的兩個螺栓桿粘貼應(yīng)變片．應(yīng)變片在螺栓桿兩側(cè)對稱小槽中粘貼，導(dǎo)線由螺栓頭開孔引出，如圖 5所示．安裝時讓螺栓桿兩側(cè)應(yīng)變片連線垂直于T型連接腹板平面．應(yīng)變片數(shù)據(jù)由靜態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)DH3815N采集．

圖5 高強度螺栓示意圖Fig.5 Details of high strength bolts

在保證試驗?zāi)康那疤嵯驴紤]試驗條件，當出現(xiàn)構(gòu)件斷裂(主要是螺栓可能發(fā)生)、應(yīng)變片翹起失效、試件不能繼續(xù)增加荷載的情況之一時即停止試驗．

2 試驗現(xiàn)象

試驗中發(fā)現(xiàn)，不同構(gòu)造連接節(jié)點破壞過程類似，以 T2試件為例描述試驗過程．外加荷載達到屈服荷載435.7 kN之前，試件未出現(xiàn)肉眼可見的變形，T型件翼緣之間保持貼合狀態(tài)，試件處在彈性階段．荷載超過435.7 kN之后，T型件翼緣開始出現(xiàn)塑性變形，隨荷載增加塑性變形持續(xù)增加，翼緣之間由于塑性變形呈現(xiàn)“張口”現(xiàn)象，當荷載達到極限荷載 540.6 kN時，翼緣間最大間隙達到 6 mm．試件不宜繼續(xù)加載，臨近極限承載力狀態(tài)．

圖6、表2對各試件最大間隙及螺栓極限應(yīng)變進行比較分析．

圖6 試件破壞照片F(xiàn)ig.6 Failure of specimens

表2 試件最大間隙及螺栓極限應(yīng)變Tab.2 Maximum gap of T-stub flanges and ultimate strain of bolts in test

T1～T3為T型件翼緣厚度逐漸增加的一組試件，極限狀態(tài)下最大間隙及螺栓應(yīng)變均隨之減小．可見隨著翼緣板厚度t增加，其剛度增強，有效阻止翼緣板彎曲變形，螺栓應(yīng)變隨之減小．T4、T2、T5為螺栓間距e1逐漸增加的一組試件．由于e1增加翼緣寬度增大，翼緣板剛度隨之增強，故最大間隙隨之減小．但當e1由45 mm增至50 mm時，最大間隙變化不顯著，螺栓應(yīng)變略有減小；由50 mm增至55 mm時，最大間隙減小比較明顯，螺栓應(yīng)變略有增加．可見e1增加至50 mm時更加有效減小螺栓應(yīng)變．T2、T6為螺栓間距e2逐漸增加的一組試件，e2增大雖然翼緣寬度增加，但由于螺栓位置向翼緣外側(cè)偏移，使得最大間隙增大，螺栓應(yīng)變增加．可見增加e2不能有效減小螺栓應(yīng)變．T7、T2為螺栓間距g增加的一組試件．最大間隙略有增大，不顯著，螺栓應(yīng)變減小．可見增加g可有效減小螺栓應(yīng)變，但對翼緣變形無明顯抑制作用．T8、T2、T9為螺栓間距s逐漸增加的一組試件，s由36 mm增至40 mm時，最大間隙無明顯變化，螺栓應(yīng)變減小，s增至45 mm時，最大間隙減小，螺栓應(yīng)變略有增加．可見s增至45 mm時不能有效減小螺栓應(yīng)變．T2、T10為螺栓直徑增加的一組試件，最大間隙明顯減小，螺栓應(yīng)變增大．由于螺栓直徑增大，預(yù)拉力增大，翼緣板連接更加緊密，故最大間隙減小．可見，T型件在外力的作用下翼緣出現(xiàn)彎曲變形產(chǎn)生撬力作用，其影響程度隨構(gòu)造因素的變化而不同．

3 試驗結(jié)果分析

3.1 試件承載力及變形

圖7為試驗試件荷載-位移曲線，可以看出，所有T型連接試件荷載-位移曲線規(guī)律基本一致．

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curve

加載初期，試件與夾具之間的夾持力較小，荷載-位移曲線有一小段滑移，隨荷載增加，試件與夾具間夾持力增大，荷載-位移曲線基本為線性增加，達到屈服荷載之后，出現(xiàn)強化階段，位移隨荷載增加速率加快，直至達到連接極限荷載．

文獻[11]大部分有限元模型與本文試驗試件相同，其有限元模型屈服荷載及極限荷載與試件試驗結(jié)果比較見表3．

將不同構(gòu)造形式的 T型連接試驗試件荷載-位移曲線、承載力及變形進行比較分析可見，隨著荷載增大，連接位移隨之增大，T型件翼緣發(fā)生彎曲變形，表現(xiàn)出較強的塑性變形能力．隨著T型件翼緣厚度t增加，試件極限承載力明顯增加，且屈服位移明顯減小．螺栓間距e1由45 mm增加至50 mm時承載力和屈服位移變化不明顯，當增至55 mm時，極限承載力明顯增加，屈服位移明顯減小．螺栓間距e2增加時極限承載力及屈服位移均明顯增加．螺栓間距g增加時極限承載力增加不如屈服位移增加顯著．螺栓間距s增加對極限承載力及屈服位移影響均不明顯．螺栓直徑d增加可明顯增加極限承載力，對屈服位移略有增加的影響．

表3 試件承載力及變形Tab.3 Bearing capacity and transformation of specimens

表 3試驗試件與文獻[11]有限元模型屈服荷載及極限荷載計算結(jié)果比較可見，二者吻合良好，除T6試件屈服荷載承載力誤差略大于10%，其余試件誤差均在10%之內(nèi)，試驗試件與有限元模型取得了較好的一致性．

3.2 T型件參數(shù)變化影響分析

荷載-位移曲線彈性階段均接近直線，該直線段斜率可以反映T型連接承載力變化的快慢程度．定義荷載-位移曲線直線段斜率為敏感系數(shù) k，取直線段起點為 1 點（F1，δ2），終點為 2 點（F2，δ2），敏感系數(shù)k計算如下：

比較各構(gòu)造形式變化對T型連接承載力影響程度．敏感系數(shù)k隨各構(gòu)造參數(shù)變化曲線如圖8所示．

從圖8可見，翼緣厚度t增加，敏感系數(shù)k增大，但增加的幅度逐漸減小．e1變化時，敏感系數(shù)k變化不明顯，e2增加，敏感系數(shù)k略有增加，g增加，敏感系數(shù)k略有下降．s增加，敏感系數(shù)k略有增加，增加幅度逐漸減小．d增加，敏感系數(shù)k下降．可見，翼緣厚度 t增加時敏感系數(shù)增大最明顯，即其對 T型連接承載力影響最快，但增加幅度逐漸減小．螺栓間距變化對T型連接承載力影響較慢．螺栓直徑d增加時端板相對變?nèi)酰休d力增加速率減慢，但由于螺栓直徑增大，連接極限彎矩增大．

圖8 敏感系數(shù)k變化曲線Fig.8 Curve of coefficient k

3.3 高強度螺栓拉力測試及分析

高強度螺栓所受到的拉力 Pf(為外加荷載產(chǎn)生的螺栓拉力Nt和撬力Q之和)是T型連接中最重要的受力性能，通過高強度螺栓桿應(yīng)變片測量平均應(yīng)

圖9 高強度螺栓拉力Fig.9 Tensile force of high strength bolts

從表4和圖9可以看出：

(1) 高強度螺栓拉力 Pf曲線變化規(guī)律基本一致，加載初期基本保持預(yù)拉力不變，當外力達到一定限值時翼緣板出現(xiàn)分離現(xiàn)象，曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折拐點，高強度螺栓拉力開始逐步上升，直至連接破壞．

(2) 圖(a)可見，隨著翼緣板厚度t增加，高強度螺栓拉力逐漸減小，較厚翼緣板剛度較大，可有效阻止翼緣板彎曲變形，從而減小杠桿作用產(chǎn)生的撬力影響．從曲線拐點及臨近破壞極限狀態(tài)的高強度螺栓拉力比較可見，翼緣板厚度由15 mm增至17 mm時，高強度螺栓拉力減小更加顯著，翼緣板厚度由17 mm增至20 mm時，高強度螺栓拉力減小趨于平緩．可見，翼緣板厚度越大，其減小高強度螺栓拉力的幅度減弱．

(3) 從圖(b)、(c)可見，隨著螺栓間距 e1、e2增加，在曲線拐點處高強度螺栓拉力變化均不明顯．在臨近破壞狀態(tài)，e1增加，高強度螺栓拉力隨之減小．e2增加，高強度螺栓拉力隨之增大．可見，考慮經(jīng)濟效益和螺栓受力有利的要求，宜采用最小構(gòu)造 e2，可適當增大e1．

(4) 從圖(d)、(e)可見，隨螺栓間距 g增加，在曲線拐點及臨近破壞狀態(tài)，高強度螺栓拉力均出現(xiàn)下降．當螺栓間距s增加時，在曲線拐點處高強度螺栓拉力下降，在臨近破壞狀態(tài)時，s在40 mm時高強度螺栓拉力最大，減小或增加s均可降低高強度螺栓拉力．

(5) 從圖(f)可見，螺栓直徑d增大時，預(yù)拉力增加，在加載初期，高強度螺栓拉力均保持預(yù)拉力不變．直至曲線拐點處，兩試件曲線幾乎接近平行．可見在翼緣板出現(xiàn)分離的極限狀態(tài)以前，撬力影響幾乎相同，采用大直徑未取得明顯減小撬力的作用．臨近破壞極限狀態(tài)時，高強度螺栓拉力趨近相等，此時小直徑高強度螺栓拉力增加幅度更加顯著．

綜上所述，翼緣厚度 t是影響高強度螺栓拉力最顯著的構(gòu)造因素，但翼緣板過厚時高強度螺栓減小幅度較小．螺栓間距e1增加亦可較明顯減小高強度螺栓拉力，螺栓間距g，s變化對高強度螺栓拉力影響甚微，螺栓間距e2增加反而增大高強度螺栓拉力．螺栓直徑d增大時由于初期高強度螺栓預(yù)拉力值較大，故高強度螺栓受力比較大，在臨近破壞狀態(tài)，小直徑高強度螺栓拉力增加幅度更大．

4 結(jié)論

(1) 在外力作用下，T型件翼緣發(fā)生彎曲變形，表現(xiàn)出較強的塑性變形能力．

(2) T型連接構(gòu)造形式變化對節(jié)點承載力產(chǎn)生不同程度影響，其中翼緣厚度 t對節(jié)點承載力影響最為敏感，但厚度越大影響幅度越小．高強度螺栓間距對承載力影響不顯著．高強度螺栓直徑d增加使翼緣板相對減弱，使得敏感系數(shù)減小．

(3) T型連接構(gòu)造形式變化對高強度螺栓拉力產(chǎn)生不同程度影響．翼緣厚度影響最顯著，隨翼緣厚度增加高強度螺栓拉力下降，下降幅度逐漸減小．間距e1增加可較明顯減小高強度螺栓拉力，間距e2增加反而增大高強度螺栓拉力，間距g，s變化對高強度螺栓拉力影響甚微．直徑增加在臨近破壞時可降低高強度螺栓拉力增加幅度．

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