畢 然，吳金國(guó)，賈連光，潘代琦，王春剛

(1.沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110168；2.中建二局第四建筑工程有限公司，天津 300457)

采用蜂窩梁與端板連接相結(jié)合的形式，蜂窩孔的應(yīng)力遷移作用可緩解端板連接處應(yīng)力集中程度，避免端板與梁翼緣間焊縫在往復(fù)荷載作用下開(kāi)裂而影響連接的滯回性能。影響蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點(diǎn)破壞形式和滯回性能的因素較多，高強(qiáng)螺栓是端板連接中重要的傳遞部件，對(duì)高強(qiáng)螺栓的直徑、等級(jí)和預(yù)緊力等對(duì)連接性能影響的研究有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)高強(qiáng)螺栓對(duì)實(shí)腹梁-柱端板連接的影響展開(kāi)研究：施剛等[1]對(duì)端板連接進(jìn)行試驗(yàn)和有限元研究，給出了螺栓的拉力變化規(guī)律和螺栓拉力的計(jì)算公式。郭兵等[2]探討了端板接觸面擠壓力的大小、分布規(guī)律以及影響撬力的主要因素，給出螺栓的真實(shí)拉力值。石永久等[3]研究指出，撬力隨著翼緣板厚度的增加而減小，預(yù)緊力大小對(duì)撬力影響不大。劉秀麗[4]研究得出，螺栓間距和及端板厚度均對(duì)撬力產(chǎn)生影響，其中端板厚度的影響較大。張波、卜永紅、連鳴等[5-7]提出擴(kuò)孔螺栓、外端板加強(qiáng)型以及可更換耗能梁段的新型端板連接形式，旨在滿足強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件的抗震設(shè)計(jì)要求的同時(shí)，提高節(jié)點(diǎn)的延性和耗能能力、具備更高的承載力和更好的安全儲(chǔ)備。R.Bai等[8]指出忽略撬力作用對(duì)連接件和螺栓的影響會(huì)導(dǎo)致連接延性不足此外，提出了考慮撬力作用的螺栓彎矩-轉(zhuǎn)角計(jì)算公式。M.D′Aniello[9]對(duì)不同桿徑、硬度的高強(qiáng)螺栓進(jìn)行了單調(diào)和往復(fù)加載試驗(yàn)，指出HV和HR高強(qiáng)螺栓不同的力-位移響應(yīng)會(huì)影響螺栓連接在單調(diào)和循環(huán)作用下的性能。M.Couchaux[10]通過(guò)有限元軟件得到端板連接撬力的分布情況，并給出螺栓拉力的推導(dǎo)公式。

綜上，目前對(duì)高強(qiáng)螺栓連接的研究多集中在實(shí)腹梁-柱端板連接節(jié)點(diǎn)，對(duì)蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點(diǎn)的研究較少。利用蜂窩梁不僅可以減輕結(jié)構(gòu)自重、滿足穿越管線降低建筑層高的要求[11]，還能夠起到轉(zhuǎn)移塑性鉸保護(hù)節(jié)點(diǎn)域的作用?；谏鲜龇治?，筆者利用有限元方法，考慮螺栓等級(jí)、直徑、預(yù)緊力和端板厚度等影響因素，分析了蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點(diǎn)的破壞形式、滯回性能和螺栓拉力和撬力分布；研究表明：蜂窩梁可以起到轉(zhuǎn)移塑性鉸的作用，減小連接處端板變形，提高節(jié)點(diǎn)的延性和耗能性能；螺栓直徑和預(yù)緊力對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響隨端板厚度的增加而增大；撬力隨螺栓直徑和預(yù)拉力的增加而降低，隨端板厚度增加而增加。

1 有限元模型

1.1 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

有限元模型與試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缦嗤孛鏋閃H400 mm×300 mm×12 mm×16 mm，蜂窩梁截面尺寸為WH400 mm×200 mm×8 mm×12 mm，端板尺寸為WH580 mm×300 mm×12 mm，除高強(qiáng)螺栓外，其余材料均為Q355鋼。在梁上加載點(diǎn)處設(shè)置加勁肋，在端板與實(shí)腹柱采用10個(gè)10.9級(jí)M22高強(qiáng)度摩擦型螺栓連接，按軸壓比為0.2在柱頂施加集中力，在梁端施加豎向循環(huán)荷載。試件幾何尺寸與構(gòu)造見(jiàn)圖1。按照《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》(GB/T2975—2018)[12]的要求，實(shí)測(cè)鋼材材料性能見(jiàn)表1，螺栓的力學(xué)性能采用螺栓出廠前檢驗(yàn)報(bào)告(見(jiàn)表2)。

圖1 試件幾何尺寸與構(gòu)造Fig.1 The geometry sizes and details of specimens

表1 鋼材材料性能Table 1 The material properties of steel

表2 高強(qiáng)螺栓材料性能Table 2 The material properties of high-strength bolts

1.2 模型建立

模型尺寸、邊界條件與試驗(yàn)相同，端板與柱翼緣間、螺栓帽兩端與端板和柱翼緣間、螺桿與孔壁間均設(shè)置了面-面接觸對(duì)，連接抗滑移系數(shù)為0.25。節(jié)點(diǎn)域柱腹板、端板和近柱端梁截面均采用了更為精細(xì)的網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為15，螺栓網(wǎng)格尺寸為5，其余位置網(wǎng)格尺寸為30，并在端板厚度方向劃分三個(gè)單元以保證足夠的計(jì)算精度。采用空間三維縮減積分實(shí)體單元C3D8R來(lái)模擬[13-14]。

鋼材和高強(qiáng)螺栓的本構(gòu)關(guān)系模型采用雙折線模型。滿足Mises屈服準(zhǔn)則，強(qiáng)化準(zhǔn)則采用的是隨動(dòng)強(qiáng)化準(zhǔn)則，泊松比均取0.3。采用梁端位移控制的加載方式，在梁端施加反對(duì)稱循環(huán)荷載，加載制度和邊界條件如圖2、圖3所示。

圖2 模型邊界條件Fig.2 The boundary condition of model

圖3 加載制度Fig.3 The loading system

1.3 有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

試驗(yàn)試件和有限元模型的破壞形態(tài)如圖4、圖5所示。由于節(jié)點(diǎn)域柱腹板設(shè)置了加勁肋，約束了柱翼緣的彎曲變形，隨彎矩不斷增大，端板彎曲變形明顯并與柱翼緣之間有較大縫隙。蜂窩孔處梁翼緣有輕微的彎曲變形，梁腹板發(fā)生鼓曲。從破壞形態(tài)上看，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)吻合較好。

圖4 試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig.4 The failure mode of test

圖5 有限元破壞形態(tài)Fig.5 The failure mode of finite element model

有限元與試驗(yàn)的滯回曲線如圖6所示。由圖6可知，在彈性階段二者曲線幾乎重合，證明有限元模型能夠準(zhǔn)確的模擬節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度。由于模型的幾何尺寸、邊界條件、加載制度都是理想狀態(tài)，因此有限元模型的正負(fù)向極限承載力略高于試驗(yàn)，但誤差均小于5%，二者滯回曲線的飽滿程度和剛度退化也吻合較好，延性系數(shù)和耗能性能幾乎相同，說(shuō)明筆者建立的模型較為準(zhǔn)確，可以進(jìn)行下一步參數(shù)化分析。

圖6 滯回曲線對(duì)比Fig.6 The comparison of hysteretic curves

2 有限元參數(shù)分析

2.1 模型設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)兩組模型，研究端板厚度、螺栓級(jí)別、直徑和預(yù)緊力對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響，A組和16A組的端板厚度分別為12 mm和16 mm。兩組模型分別設(shè)計(jì)直徑為M16、M20、M22、M24和M27共五種，高強(qiáng)螺栓級(jí)別有8.8級(jí)和10.9級(jí)兩種，BASE試件的螺栓直徑和預(yù)緊力與試驗(yàn)相同。預(yù)拉力值采用《鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ82—2011)中螺栓規(guī)格和等級(jí)對(duì)應(yīng)的預(yù)拉力設(shè)計(jì)值，各模型設(shè)計(jì)明細(xì)見(jiàn)表3，螺栓數(shù)量和排列方式符合強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

表3 螺栓參數(shù)Table 3 The bolt parameters

2.2 破壞模式分析

部分模型的破壞形態(tài)如圖7所示。由圖可知，端板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)起決定作用，A組模型端板剛度較小，隨梁端加載幅度的增加，節(jié)點(diǎn)最終在端板位置發(fā)生了不同程度的彎曲破壞，螺栓的直徑和預(yù)緊力對(duì)破壞形式影響很小。對(duì)比可知，當(dāng)端板厚度增加至16 mm時(shí)，破壞形態(tài)發(fā)生改變，16A組均發(fā)生了不同程度的端板-梁翼腹板雙塑性鉸耗能破壞，與A組相比，螺栓直徑和預(yù)緊力對(duì)16A組的破壞形態(tài)影響更加明顯。隨螺栓直徑和預(yù)緊力的增加，螺栓對(duì)端板彎曲變形的限制作用增強(qiáng)，隨之端板變形減小而蜂窩孔處梁翼緣彎曲變形增大。

圖7 破壞模式Fig.7 The failure mode

2.3 單調(diào)和滯回性能分析

單調(diào)加載能夠高效地判斷節(jié)點(diǎn)的破壞模式并得到初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和螺栓拉力變化規(guī)律。循環(huán)加載可以更準(zhǔn)確的量化地震作用下節(jié)點(diǎn)的承載性能、延性和耗能指標(biāo)。有限元計(jì)算結(jié)果如表4所示。由表可知，隨螺栓直徑和預(yù)緊力的增加，節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度變化不大，極限彎矩略有提高，由螺栓伸長(zhǎng)所引起的轉(zhuǎn)角明顯減小，相應(yīng)的蜂窩梁開(kāi)孔處塑性轉(zhuǎn)角隨之增大。此處對(duì)強(qiáng)鉸、弱鉸做如下規(guī)定：端板塑性鉸引起的轉(zhuǎn)角大于蜂窩孔引起的轉(zhuǎn)角，則判定為端板強(qiáng)鉸，梁弱鉸；蜂窩梁塑性鉸引起的轉(zhuǎn)角不足節(jié)點(diǎn)總轉(zhuǎn)角的1/10則認(rèn)為是端板單鉸破壞。16A組的破壞模式從端板強(qiáng)鉸、梁弱鉸向端板弱鉸、梁強(qiáng)鉸轉(zhuǎn)變。延性系數(shù)差別不大，說(shuō)明螺栓直徑和預(yù)緊力對(duì)節(jié)點(diǎn)延性性能影響較小，但從耗能性能來(lái)看，端板弱鉸、梁強(qiáng)鉸的破壞模式耗能性能更好。對(duì)比表4和表5計(jì)算結(jié)果，前者在初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度、極限彎矩、延性系數(shù)和耗能方面均高于后者，從破壞模式比較可知，端板弱鉸、梁強(qiáng)鉸優(yōu)于端板強(qiáng)鉸、梁弱鉸優(yōu)于端板單鉸。

表4 16A組主要計(jì)算結(jié)果Table 4 The main calculation results of group 16A model

圖8是部分模型滯回加載和單調(diào)加載荷載-位移對(duì)比曲線。由圖可知，單調(diào)加載和滯回加載荷載位移曲線在彈性階段幾乎重合，當(dāng)端板厚度為12 mm時(shí)，單調(diào)極限承載力略高于滯回承載力，端板厚度為16 mm時(shí)則相反；隨螺栓直徑和預(yù)緊力的增加，滯回曲線更加飽滿，且端板越厚這種變化越明顯。當(dāng)端板較薄時(shí)，節(jié)點(diǎn)的性能主要由端板剛度控制，螺栓對(duì)節(jié)點(diǎn)性能影響較小。圖9為各試件單調(diào)加載荷載-位移曲線對(duì)比，由于各曲線變化幅度較小，不列出對(duì)應(yīng)試件編號(hào)。對(duì)比圖8、圖9可知，節(jié)點(diǎn)極限承載力主要受端板厚度的影響，螺栓直徑和預(yù)緊力對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響都非常有限，端板12 mm厚模型中極限承載力最大降低11.4%，端板16 mm厚模型中極限承載力最多僅降低5.7%。

圖8 荷載-位移曲線對(duì)比Fig.8 The comparison of load-displacement curves

圖9 單向加載荷載-位移曲線對(duì)比Fig.9 The comparison of load-displacement curves under unidirectional loading

2.4 螺栓拉力和撬力分析

從梁端施加豎向力到節(jié)點(diǎn)破壞，受拉區(qū)螺栓的受力狀態(tài)可以分為三個(gè)階段:①螺栓所在位置端板與柱翼緣未分離，隨梁端荷載增大，由螺栓預(yù)緊力引起的端板與柱翼緣預(yù)壓力逐漸減小為零，即圖10所示各排螺栓所對(duì)應(yīng)端板接觸應(yīng)力值隨加載趨于0；②螺栓所在位置端板和柱翼緣發(fā)生分離，直至螺栓受拉屈服；③螺栓屈服后，直至達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度。以往研究中，在計(jì)算螺栓拉力時(shí)，僅考慮螺栓預(yù)緊力和梁端彎矩所引起的應(yīng)變，實(shí)際上螺栓拉力受撬力影響很大，因此筆者通過(guò)有限元計(jì)算得到考慮撬力作用下螺栓各受力狀態(tài)時(shí)的拉力，如表5所示。

表5 試件參數(shù)Table 5 The specimen parameters

圖10 16A3端板接觸應(yīng)力Fig.10 The contact stress of 16A3 at end plate

由五個(gè)特征點(diǎn)的拉力值計(jì)算得到螺栓伸長(zhǎng)所引起的轉(zhuǎn)角，將五點(diǎn)連線得到螺栓伸長(zhǎng)轉(zhuǎn)角-彎矩曲線，如圖11所示。由圖可知，三組對(duì)比曲線規(guī)律相似，且16A組的螺栓伸長(zhǎng)轉(zhuǎn)角均大于A組。

圖11 螺栓伸長(zhǎng)轉(zhuǎn)角-彎矩曲線Fig.11 The elongation angle-bending moment curve of bolt

螺栓拉力隨節(jié)點(diǎn)彎矩變化(單向加載)曲線如圖12所示。由圖可知，各模型螺栓拉力變化規(guī)律相似，以16A3和A3為例，螺栓在完成預(yù)拉力后、梁端施加集中力之前，螺栓拉力等于預(yù)拉力，隨梁端加載幅度的增加，受拉區(qū)螺栓1、2的拉力均開(kāi)始增大，但增幅卻各不相同，在加載初期螺栓3的拉力幾乎與預(yù)拉力相等。隨彎矩的增大至一排螺栓達(dá)到抗拉極限強(qiáng)度時(shí)，此時(shí)螺栓1至螺栓5拉力值分別為2.07、1.85、1.25、0.64、0.48倍的預(yù)拉力。與16A3相比，A3各螺栓拉力值的變化幅度略小。第一排螺栓拉力始終大于第二排，當(dāng)彎矩相同時(shí)，螺栓拉力隨端板厚度增加而增加。

圖12 螺栓拉力-彎矩曲線Fig.12 The tension-bending moment curve of bolts

撬力隨彎矩變化曲線如圖13所示。由圖13可知，螺栓等級(jí)和預(yù)緊力對(duì)撬力有較大影響。16A組的撬力變化規(guī)律相似，撬力隨彎矩增大而增大，隨螺栓直徑和預(yù)拉力的增加，撬力降低。當(dāng)彎矩均達(dá)到300 kN·m時(shí)，10.9級(jí)螺栓的預(yù)拉力從155 kN至290 kN的撬力分別為81 kN、37 kN、30 kN和17 kN，是預(yù)拉力的52%、19%、13%和6%。A組的撬力變化規(guī)律與16A組相似，但撬力總體有明顯降低，說(shuō)明端板厚度對(duì)撬力影響較大，彎矩相同時(shí)，撬力隨端板厚度增加而增加。

圖13 撬力隨彎矩變化曲線Fig.13 The changing curve of pry force with bending moment

3 結(jié) 論

(1)采用蜂窩梁-柱端板連接的形式可以起到轉(zhuǎn)移塑性鉸的作用，減小連接處端板變形；當(dāng)開(kāi)孔參數(shù)相同時(shí)，節(jié)點(diǎn)可發(fā)生端板單鉸、端板強(qiáng)鉸梁弱鉸以及端板弱鉸梁強(qiáng)鉸三種破壞形式，端板厚度、螺栓直徑和預(yù)緊力對(duì)破壞模式都有較大影響。

(2)發(fā)生端板-梁翼腹板雙塑性鉸耗能破壞的節(jié)點(diǎn)延性和耗能性能更好；端板厚度均為16 mm時(shí)，螺栓直徑和預(yù)緊力對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響最高僅為5.7%，發(fā)生端板-梁翼腹板雙塑性鉸耗能破壞，螺栓直徑和預(yù)緊力僅影響雙鉸強(qiáng)弱關(guān)系；薄端板時(shí)，發(fā)生端板單鉸破壞，螺栓直徑和預(yù)緊力對(duì)破壞模式?jīng)]有影響。

(3)螺栓等級(jí)和預(yù)緊力對(duì)撬力有較大影響，撬力隨彎矩增大而增大，隨螺栓直徑和預(yù)拉力的增加，撬力降低；端板厚度對(duì)撬力影響較大，彎矩相同時(shí)，撬力隨端板厚度增加而增加，最高值可達(dá)1.05倍的預(yù)緊力。