鋼結構法蘭螺栓連接節點抗震性能試驗研究*

陳艷丹，文 華，孫新坡，陳陽國，程 倩

(1.四川輕化工大學土木工程學院，四川 自貢 643000；2.西南科技大學土木工程與建筑學院，四川 綿陽 621010；3.成都建筑材料工業設計研究院有限公司，四川 成都 610051)

0 引言

近年來，我國鋼結構住宅產業化發展成為熱點，國家大力推廣具有綠色環保、高效施工、拆卸方便等技術優勢的裝配式鋼結構[1-2]。梁柱連接節點作為鋼結構的關鍵點，其設計和施工尤為復雜，對整個鋼框架結構的力學性能存在直接影響。方鋼管柱因其2個主軸截面剛度相同、承載力也較相近等優勢，而在鋼結構建筑中被廣泛應用。目前，方管柱和H型鋼梁的主要連接形式為焊接或栓焊共同連接，存在現場焊接質量難以保證、殘余變形過大、降低疲勞壽命、施工效率低等諸多問題。這些問題阻礙了鋼結構的裝配化、工廠化發展。

國內外學者對鋼結構梁柱節點的連接形式進行了一系列創新和研究。Ghobadi等[3]對方鋼管柱-外伸端板式節點進行有限元分析，研究發現角焊縫代替坡口焊縫能抑制初始裂縫產生，T形加勁肋的水平板減小了切變強度。張愛林等[4]提出一種新型方鋼管柱桁架梁節點，并對其進行單調加載試驗研究，研究結果表明，該節點的極限承載力與節點板和桁架梁腹桿形式均有很大關系，而節點剛度僅僅與節點板厚度有關。王燕等[5-6]通過采用擬靜力試驗和有限元數值模擬等方法，設計了3個裝配式梁柱內套筒組合螺栓連接中柱節點試件，對其抗震性能進行研究，研究結果表明，該節點屬于半剛性連接節點，具有良好的抗震性能。韓慶華等[7-8]對方鋼管柱-H型鋼梁鑄鋼整體節點進行了試驗研究。該節點將節點域、梁端、柱端以及內加勁肋一體化澆鑄成鑄鋼整體節點，通過試驗證明鑄鋼整體節點性能優良。Liu等[9]采用頂底角鋼式單向螺栓連接的方式對矩形鋼管柱與H型鋼梁進行連接，研究其在軸向拉力作用下的受力性能，研究結果表明，該連接形式的受彎承載力主要與單向螺栓和梁翼緣間距、矩形鋼管柱壁厚度有關。張愛林等[10]、張艷霞等[11-12]提出一種便于高效連接的箱形柱芯筒式雙法蘭連接的設計方法，以此連接方法設計了1榀5層的原型結構，并對其進行擬動力和擬靜力試驗，研究其各項力學性能。

綜上所述，當前方鋼管柱-H型鋼梁節點連接形式主要集中在焊接和栓焊連接，針對全螺栓連接節點上的研究還相對較少。全螺栓連接節點形式屬于典型的半剛性連接節點，在進行荷載傳遞時有一定柔性，可很好地耗散地震能量，使節點避免過早發生脆性破壞。因此，為了簡化裝配式鋼結構連接工序，實現關鍵構件可替換的目標，本文提出一種新型裝配式法蘭盤組合螺栓連接節點，并對4種不同法蘭盤厚度、法蘭盤長度的節點進行擬靜力試驗，研究其滯回性能、承載力、延性、耗能能力及剛度退化等抗震性能，以期為該節點在工程上的應用提供試驗依據。

1 節點構造

為了簡化裝配式鋼結構連接工序，實現關鍵構件可替換的目標，本文提出一種法蘭盤組合連接節點，其節點主要由方鋼管柱、工字形鋼梁、法蘭盤3部分構成，其構造形式如圖1所示。

圖1 法蘭盤組合梁柱節點

鋼結構法蘭盤組合節點中的框架柱為方鋼管柱，保持柱面貫通，框架梁為H型鋼截面梁。第1部分是柱面套板組件，由方鋼管柱與兩側柱翼緣套板全熔透焊接而成，柱翼緣套板由不等邊角鋼通過工廠焊接固定在方鋼管柱的某一柱面兩側。第2部分是法蘭盤連接件，由法蘭盤內套與法蘭盤外套組合而成。第3部分是局部預留螺栓孔洞的普通H型鋼截面梁。方鋼管柱兩側柱翼緣套板和法蘭盤外套翼緣套板分別通過8個高強螺栓實現連接。H型鋼梁插入法蘭盤內套中，法蘭盤內套與H型鋼梁用4個高強螺栓連接，從而完成方鋼管柱與H型鋼梁連接。

在梁端彎矩作用下，梁發生變形，通過4個高強螺栓將荷載傳遞給法蘭盤內套腹板，法蘭盤外套翼緣套板再通過8個高強螺栓將荷載傳遞給柱翼緣套板和方鋼管柱壁。

2 試驗設計

2.1 試件設計

試驗設計了4種不同法蘭盤厚度及長度參數的節點試件，試件編號為FJD-1N～FJD-4N，模型縮尺比為1∶2。鋼材均選用Q345B級鋼，方鋼管柱截面尺寸為250mm×250mm×10mm，柱高取為1.5m，H型鋼梁計算長度為1.5m，截面尺寸為300mm×150mm×6.5mm×9mm，采用直徑為20mm的10.9級摩擦型高強螺栓。試件具體尺寸如表1所示。

表1 節點試件編號及設計

2.2 材性試驗

GB/T 2975—1998《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》[13]規定，在方鋼管柱、H型鋼梁及其他鋼板上對應位置切取試驗所需拉伸試件，不同厚度參數的拉伸試件制作各3個，共6種合計18個拉伸試件。使用萬能試驗機對試件進行單軸應力、應變全曲線拉伸試驗[14]，各鋼材的力學性能如表2所示。

表2 節點各構件材料性能試驗結果

2.3 試驗加載設置

擬靜力試驗采用MTS液壓伺服加載控制系統對節點進行低周往復循環加載。試件加載裝置如圖2所示，將試件豎直放置，方鋼管柱與地面通過地錨螺栓進行連接，利用水平限位螺栓限制其水平滑移，加載點位于H型鋼梁梁端，H型鋼梁與MTS液壓伺服加載控制系統通過自制連接錨具連接，達到剛性連接狀態。試驗采用位移變幅加載方式，在試驗過程中以加載位移作為控制量，每級位移加載增幅為4mm，且每級循環3次，直到梁端荷載顯著下降或試件不能穩定承受荷載時停止加載。試驗加載制度如圖3所示。

圖2 試驗加載裝置

圖3 位移控制變幅加載制度

2.4 測點布置

根據研究內容，在試件的各關鍵位置處分別布置相應的應變片以檢測擬靜力試驗過程中鋼材的應變變化，如應變片Z1～Z12布置在方鋼管內側處，應變片Y1～Y5布置在柱翼緣套板螺栓間，應變片L1～L8布置在H型鋼梁腹板及翼緣上的關鍵位置，應變片F1～F16布置在法蘭盤連接件的關鍵位置。對節點域及主要結構構件進行應變檢測，具體元件布設如圖4所示。

圖4 測試元件布設示意

梁端的水平位移將采用YHD-200型拉線式位移計測得。在整個試驗過程中，即可測得梁端荷載(P)與梁端水平位移(Δ)的數值。位移計S1，S2用于測量法蘭盤連接件變形，位移計S3，S4用于測量方鋼管柱壁變形，磁致伸縮線性位移傳感器H1，H2用于配合作動器測量梁端加載水平位移，如圖2所示。

3 試驗結果與分析

3.1 試驗現象

在保證焊縫質量的前提下，4種法蘭盤組合節點在試驗中出現2種破壞模態：第1種是梁端出現明顯塑性鉸，第2種是法蘭盤蓋板與法蘭盤內套的焊縫發生撕裂破壞。

以試件FJD-1N為例，當加載至28mm，法蘭盤組件與柱翼緣套板間發生轉動，并伴隨較大響聲。加載至68mm，梁端下80mm處梁翼緣發生鼓曲，腹板油漆產生疏松；繼續加載至76mm，梁翼緣鼓曲明顯。隨著往復位移逐漸增大，H型鋼梁上形成明顯的塑性鉸。加載至86mm，鋼梁腹板出現鼓曲。繼續加載至100mm，節點產生較大轉角，加載完畢，試驗停止，如圖5a所示。后幾組試件的破壞過程較相似，但最終破壞模式存在差別。試件FJD-2N，FJD-3N，FJD-4N法蘭盤蓋板與內套焊縫發生撕裂破壞，但撕裂程度不同，以FJD-2N為例，如圖5b所示。

圖5 試件最終破壞模式

在往復加載作用下，節點進入塑性階段，節點處的鋼梁端部及距離1/3位置處均產生塑性變形。節點中鋼梁與鋼柱通過法蘭盤連接件采用高強螺栓進行連接，螺栓限制了鋼柱與梁的轉動，在加載過程中節點產生塑性鉸，表明節點處能傳遞一定彎矩，且具有一定的轉動能力，故節點較符合半剛性連接的受力情況。

3.2 荷載-位移滯回曲線

P-Δ滯回曲線為用節點試件在低周往復荷載作用下通過MTS液壓伺服加載控制系統記錄的水平荷載-位移關系曲線。各試件的P-Δ滯回曲線如圖6所示，由圖可得到以下結論。

圖6 荷載-位移滯回曲線

1)各試件滯回曲線的正負向形態并不完全對稱，反映了法蘭盤節點傳力方式與傳統焊接節點的不同，在水平荷載作用下，梁底部受彎矩和剪力共同作用，每級循環荷載作用下，節點兩側法蘭盤底板將呈現一側受拉(壓)，由于節點區高強螺栓將承受壓(拉)力，致使另一側法蘭盤底板不承受荷載。此外，當一側法蘭盤底板產生塑性變形后，在下一級循環荷載作用下，該側梁承載力將顯著低于另一側，即產生了“蹺板現象”，加大了裝配式法蘭盤節點的滑移。

2)滯回曲線幾乎呈“弓”形形態，反映出整個節點的塑性變形能力較強，可較好地吸收地震能量，但曲線也表現出一定程度的“捏縮”現象，顯示出滯回曲線受到法蘭盤轉動滑移的影響。

3)由于試件H型鋼梁與法蘭盤連接件中存在間隙，以及柱翼緣套板與法蘭盤翼緣套板間相互錯動的影響，使得翼緣套板上高強螺栓的往復位移較大，部分能量耗散在法蘭盤變形之中。因此，在整個加載過程中，梁端未出現較明顯范圍的塑性區域，故滯回曲線上無明顯的屈服平臺和下降階段。

3.3 荷載-位移骨架曲線

連接各控制位移峰值點，得到各試件滯回曲線的骨架曲線[15]，對比各試件峰值后強度退化速率和變形能力，各試件的骨架曲線匯總如圖7所示。由圖可見，4個試件在加載過程中均經歷了彈性階段、彈塑性階段，表現出良好的塑性變形能力，4個節點試件的骨架曲線均出現下降后回升的現象說明，該新型節點在受力過程中會形成2個塑性鉸，其中1個在法蘭盤區域形成，隨著位移的增大，塑性鉸繼續形成并逐漸外移，最終在梁端形成塑性鉸。因此，使用裝配式法蘭盤組合節點提高了節點的塑性變形能力。

圖7 節點試件骨架曲線匯總

3.4 節點承載力與延性分析

節點試件在擬靜力試驗中經歷了彈性階段、屈服階段、極限階段以及破壞階段4個階段。通過對節點試件骨架曲線的分析可得到節點的極限位移、極限荷載、屈服位移及屈服荷載等。加載方向規定推為“+”，拉為“-”，如表3所示。

由表3可看出，得出以下結論。

表3 節點荷載及位移值

1)FJD-1N比FJD-2N的承載力高約40%，節點FJD-3N比FJD-4N的承載力高約43%。法蘭盤節點區截面剛度較大時，增加法蘭盤長度，即法蘭盤節點區塑性鉸區增大時，可提高該種節點的屈服承載力和極限承載力。而當法蘭盤節點區截面剛度較小時，增加法蘭盤節點塑性鉸區時，并不能提高節點的承載力。因此，當截面剛度較大時，增加法蘭盤長度是提高節點承載力的一種有效手段。

2)FJD-1N比FJD-3N的承載力高約53%。法蘭盤節點塑性鉸區較長時，增加法蘭盤厚度，即增大法蘭盤節點區截面剛度，可提高該種節點的屈服承載力和極限承載力。

3)FJD-1N比FJD-3N承載力高約15%。由此可見，同時增加法蘭盤厚度和長度，即同時增大法蘭盤連接件剛度和節點塑性鉸區，可有效提高該種新型節點的承載力。因此，在實際工程中，可根據實際需要選擇合適厚度和長度的法蘭盤。

延性通常用延性系數μ[16]來確定，延性系數越大越能說明結構或構件的塑性變形能力越好，其耗能能力越強。各試件位移延性系數如表4所示。

表4 試件延性系數

由表4可看出，試件FJD-1N和FJD-3N的延性系數均>3.0，表現出較好的塑性變形能力。FJD-2N的承載力比FJD-4N高，但FJD-2N的延性卻沒FJD-4N好，說明剛度(即法蘭盤厚度)對承載力影響較大，塑性鉸區長度(即法蘭盤長度)對延性性能影響較大。若節點剛度較大，增加法蘭盤厚度可提高節點的延性性能；對比節點FJD-3N與FJD-4N分析結果，說明節點剛度較小時，增加法蘭盤厚度反而會降低節點的延性性能。對比節點FJD-1N與FJD-3N分析結果，說明同時增加法蘭盤厚度和長度可適時提高節點的延性性能。

3.5 耗能能力

各試件耗能曲線如圖8所示，根據彎矩-轉角滯回曲線定量計算[17]每級加載位移下試件的耗能。

圖8 各節點耗能曲線

由圖8可看出，在加載初期，4個節點的耗能能力呈線性增長。加載至32mm，各節點的耗能曲線發生分離，在每個節點的耗能過程中除了FJD-4N以外其余3個節點均出現耗能回升現象，是由于節點試件前期主要是靠法蘭盤連接件來耗散能量，當法蘭盤已發生變形時，耗能能力出現下降段，但隨著位移加載的繼續，塑性鉸繼續發展并在梁端形成塑性鉸，又出現耗能能力的增長。因此，可見裝配式法蘭盤組合節點可出現二次耗能，大大提高了耗能能力。

3.6 剛度退化

剛度退化程度以剛度退化系數來等效表示，剛度退化系數則是通過割線剛度來進行計算。各試件剛度退化曲線如圖9所示。

由圖9可看出，通過對法蘭盤厚度為6，8mm進行對比，厚度為8mm的節點試件的初始剛度較大，在進入加載后期時節點試件的剛度退化程度趨于平穩；厚度為6mm的節點試件在第1級循環加載后剛度退化程度較大，且在繼續加載后剛度有明顯回升趨勢。這說明法蘭盤厚度對初始剛度及最終剛度退化程度，以及剛度退化趨勢均有較大影響。

4 結語

1)通過擬靜力試驗發現，鋼梁與鋼柱間采用螺栓連接，節點處能傳遞一定的彎矩，是典型的半剛性連接節點。該新型節點表現出足夠的承載力、較好的剛度及耗能能力，證明其具有良好的抗震性能。

2)新型節點在法蘭盤厚度和長度相匹配情況下，法蘭盤連接件在加載過程中出現屈服且形成第1個塑性鉸，梁腹板出現屈服形成第2個塑性鉸。法蘭盤對其長度范圍內的梁翼緣起到了加強作用，試件塑性鉸遠離節點域，出現在距柱壁1/3梁高處。

3)梁端節點區截面剛度較大，增加法蘭盤的長度可提高該種節點的屈服承載力和極限承載力40%以上，節點塑性鉸區較長，增加法蘭盤的厚度可提高該種節點的屈服承載力和極限承載力50%以上，均可有效減小法蘭盤的變形和節點的剛度退化，并提高節點的延性及耗能能力。