李 濤，肖 彬，李 勇，李 煬，王小平2，，邵永波

(1.武漢理工大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，湖北 武漢 430000；2.武漢理工大學(xué) 海南研究院，海南 三亞 572000；3.西南石油大學(xué) 土木工程與測(cè)繪學(xué)院，四川 成都 610000)

目前，我國(guó)建筑行業(yè)的生產(chǎn)效率低、模塊化程度低、現(xiàn)場(chǎng)勞動(dòng)力需求大，工業(yè)化和城鎮(zhèn)化的快速發(fā)展造成了大量的建筑能源消耗[1].面對(duì)當(dāng)前困局，我國(guó)建筑行業(yè)必須順應(yīng)時(shí)代發(fā)展進(jìn)行轉(zhuǎn)型升級(jí)，大力推行模塊化建筑.模塊化建筑擁有高建造效率、低污染、可持續(xù)發(fā)展等優(yōu)點(diǎn)，不同于傳統(tǒng)建筑施工方式，模塊裝配式建筑的建造方式為：首先將結(jié)構(gòu)劃分為單個(gè)房間單元模塊，隨后在工廠完成每個(gè)單元模塊的結(jié)構(gòu)建造、室內(nèi)裝飾和水電安裝等，再將預(yù)制完成的單元模塊運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)并使用起重機(jī)進(jìn)行吊裝，最后連接成結(jié)構(gòu)整體.模塊化建筑按主要建筑材料可分為鋼結(jié)構(gòu)模塊、預(yù)制混凝土模塊和木結(jié)構(gòu)模塊.其中鋼結(jié)構(gòu)模塊近年來在我國(guó)應(yīng)用越來越多，例如火神山和雷神山等方艙醫(yī)院均由鋼結(jié)構(gòu)模塊搭建而成[2]，因此研究和推廣鋼結(jié)構(gòu)模塊建筑是非常有必要的.

鋼結(jié)構(gòu)模塊之間的連接方式是該類建筑的關(guān)鍵.國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出許多鋼結(jié)構(gòu)模塊之間的連接方式[3-5]，并進(jìn)行了相關(guān)研究.盧林楓等[6]提出梯形側(cè)板加強(qiáng)式節(jié)點(diǎn)，其梁柱連接形式為栓焊混合連接，對(duì)此節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了循環(huán)荷載作用下的變參分析.研究結(jié)果表明：梯形側(cè)板加強(qiáng)式節(jié)點(diǎn)均在距蒙皮板約2/3梁高處梁全截面發(fā)生明顯的屈曲變形，形成明顯的塑性鉸并有效外移.王玉田等[7]采用了對(duì)梁柱連接局部加強(qiáng)和轉(zhuǎn)移塑性鉸位置的幾種連接形式，進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究結(jié)果表明：加強(qiáng)型梁柱連接雖然在地震荷載作用下對(duì)承載力的提高并不明顯，但可以保證有效地將塑性鉸外移，提高節(jié)點(diǎn)的延性.Chen等[8-9]提出懸臂梁段擴(kuò)翼加強(qiáng)型梁柱節(jié)點(diǎn)，設(shè)計(jì)了7個(gè)足尺模型，對(duì)其進(jìn)行了有限元模擬及低周循環(huán)試驗(yàn).研究結(jié)果表明：無論是采用全焊連接還是栓焊混合連接的翼緣加強(qiáng)型試件，都在遠(yuǎn)離柱面的梁截面上形成塑性鉸，并具有良好的延性.郁有升等[9]提出一種新型梁柱剛性節(jié)點(diǎn)，在懸臂梁與框架梁的上、下翼緣交互處放置拼接板，并通過螺栓將其連接，對(duì)該新型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析.研究結(jié)果表明：試件的延性和耗能能力較好，螺栓數(shù)量、蓋板寬度及厚度、懸臂梁段長(zhǎng)度對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力和延性均有一定影響.張愛林等[11]提出了一種端板型裝配式鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)，對(duì)該節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了關(guān)鍵參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響規(guī)律，研究結(jié)果表明：通過合理設(shè)計(jì)螺栓及翼緣連接蓋板相關(guān)參數(shù)可保證節(jié)點(diǎn)承載能力，確保梁柱等主要構(gòu)件不發(fā)生破壞，實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的震后快速修復(fù).Chen等[12-13]提出了柱內(nèi)套管-梁螺栓連接鋼模塊裝配式連接節(jié)點(diǎn)(圖1所示)，并對(duì)其靜力性能和抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)和有限元研究.研究結(jié)果表明：上下柱之間的間隙會(huì)影響節(jié)點(diǎn)的變形模式和載荷分布，焊縫質(zhì)量是確保結(jié)構(gòu)整體安全的關(guān)鍵.劉學(xué)春等[14]提出一種新型模塊化裝配式建筑體系，該體系中的上下模塊柱采用法蘭盤連接，對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析，研究結(jié)果表明：螺栓規(guī)格較大的模型承載力更高，而法蘭盤厚度對(duì)模型承載力的影響不大.上述連接方式需要考慮螺栓孔距和板件厚度，需要的螺栓數(shù)量大，安裝精度要求高，施工較為困難.在海洋結(jié)構(gòu)樁基與水下基礎(chǔ)承插式灌漿連接中，一般在連接段設(shè)置抗剪鍵，其可以有效的提高連接段的受力性能[15-17].海洋結(jié)構(gòu)一般使用圓鋼管，而模塊裝配式鋼結(jié)構(gòu)中一般使用的為方鋼管，因此有必要開展方鋼管灌漿節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能研究.目前對(duì)方鋼管灌漿節(jié)點(diǎn)的研究較少，文獻(xiàn)檢索發(fā)現(xiàn)Dai等[18]研究了方鋼管灌漿套管節(jié)點(diǎn)軸壓性能，對(duì)比了鋼纖維灌漿料與普通灌漿料對(duì)試件極限承載能力的影響，分析了灌漿料失效模式.研究結(jié)果表明：受壓隔離體斜面角度與灌漿料厚度和抗剪鍵間距存在函數(shù)關(guān)系，隔離體的數(shù)量及其斜面角度決定節(jié)點(diǎn)的極限承載能力.Huang等[19]進(jìn)行了新型超高性能纖維鋼筋混凝土灌漿連接的軸向試驗(yàn)、數(shù)值模擬和理論分析，在試驗(yàn)和有限元的基礎(chǔ)上提出了一種可預(yù)測(cè)軸向荷載的理論模型.研究結(jié)果表明：試件出現(xiàn)了內(nèi)管斷裂和灌漿剪切破碎兩種破壞模式.He等[20]開展了10個(gè)試件的軸向荷載試驗(yàn)，分析了不同參數(shù)對(duì)試件極限承載能力的影響.研究結(jié)果表明：試件的極限承載能力隨著灌漿段長(zhǎng)度的增加而增加，當(dāng)灌漿段長(zhǎng)度足夠時(shí)，極限承載能力可達(dá)到外管截面的承載力.抗剪鍵的尺寸和間距、內(nèi)外套筒之間的間隙和外套筒的厚度分別對(duì)極限承載能力有著不同的影響.

圖1 Chen等[12] 提出的鋼模塊連接節(jié)點(diǎn)

本文借鑒海洋結(jié)構(gòu)中的樁基與水下基礎(chǔ)灌漿連接，擬提出圖2所示的灌漿連接梁柱節(jié)點(diǎn)，即在上下方鋼管柱內(nèi)壁和內(nèi)部套筒外壁設(shè)置抗剪鍵，并通過灌漿連接.由于目前尚缺乏方鋼管灌漿連接及其抗剪鍵設(shè)計(jì)方法，因此本文中設(shè)計(jì)了7個(gè)灌漿方鋼管連接軸心受壓試件，用于研究抗剪鍵數(shù)量、抗剪鍵尺寸和間距等對(duì)方鋼管灌漿連接的極限承載力的影響規(guī)律，研究結(jié)果將在下一步中用于指導(dǎo)圖2所示的模塊裝配式鋼結(jié)構(gòu)灌漿梁柱連接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì).

圖2 灌漿連接梁柱節(jié)點(diǎn)

1 軸心受壓試驗(yàn)概況

1.1 試件尺寸設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)7個(gè)灌漿連接軸心受壓試件，試件構(gòu)造如圖3所示.外套筒內(nèi)壁設(shè)有抗剪鍵，內(nèi)套筒外壁設(shè)有抗剪鍵，在內(nèi)外套筒間隙之間灌注高強(qiáng)灌漿料，并于底部設(shè)置橫隔板防止灌漿料的流失.內(nèi)外套筒均采用方形鋼管，外套筒的截面尺寸為150 mm×150 mm×8 mm，內(nèi)套筒鋼管截面尺寸為100 mm×100 mm×8 mm，灌漿方鋼管或圓鋼管剖面如圖4所示.對(duì)于方鋼管，其中Ds為方鋼管外套筒外邊長(zhǎng)，Dg為方鋼管外套筒內(nèi)邊長(zhǎng)，Dp為方鋼管內(nèi)套筒外邊長(zhǎng)；對(duì)于圓鋼管，其中Ds為圓鋼管外套筒外徑，Dg為圓鋼管外套筒內(nèi)徑，Dp為圓鋼管內(nèi)套筒外徑.tg為內(nèi)外套筒之間的空腔壁厚，h為抗剪鍵高度，w為抗剪鍵厚度，s為抗剪鍵間距，L1為灌漿長(zhǎng)度，L2為試件總高度，鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q235B.

圖3 試件構(gòu)造圖

圖4 方鋼管或圓鋼管灌漿節(jié)點(diǎn)剖面圖

本試驗(yàn)制作的為方鋼管灌漿連接節(jié)點(diǎn)，沒有相關(guān)的規(guī)范可用于抗剪鍵參數(shù)設(shè)計(jì)，因此參考了API-RP-2A-WSD(2014)[21]中圓形鋼管灌漿連接的抗剪鍵參數(shù)設(shè)計(jì)方法.該規(guī)范規(guī)定圓形鋼管灌漿連接設(shè)計(jì)關(guān)鍵幾何參數(shù)需滿足以下要求.

(1)

(2)

(3)

(4)

按照等效周長(zhǎng)原則，將方鋼管等效成圓形鋼管.等效外套筒內(nèi)徑Dg為171 mm，內(nèi)套筒外徑Dp為127 mm，代入以上公式可知關(guān)鍵參數(shù)的取值范圍應(yīng)滿足以下關(guān)系式：

3.8≤tg≤24.4

(5)

15.9≤s≤50.8

(6)

1.6≤h≤5.1

(7)

9≤w≤15.3

(8)

因加工條件的限值，難以制作高度h小于5.1 mm的抗剪鍵，本次試驗(yàn)制作的抗剪鍵高度均放大至6.5 mm，h/s值略微超出公式(1)～(3)的范圍.抗剪鍵寬度w取10 mm，間距s有兩組數(shù)據(jù)，分別為45和55 mm，其中55 mm略微超出公式(1)～(6)的范圍.試件詳細(xì)尺寸見表1.

表1 試件幾何尺寸

1.2 材性試驗(yàn)

在正式加載試驗(yàn)之前依照《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T228.1—2021)[22]對(duì)鋼材進(jìn)行了材性試驗(yàn)，由于方鋼管角部存在材料硬化現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致方鋼管角部和中部的材料強(qiáng)度產(chǎn)生差異，因此本次鋼材拉伸試驗(yàn)的試件分別從內(nèi)套筒中部、內(nèi)套筒角部、外套筒中部、外套筒角部選取，共進(jìn)行4組材性試驗(yàn)，每組取3個(gè)試件.

本試驗(yàn)在武漢理工大學(xué)材料研究與測(cè)試中心力學(xué)試驗(yàn)室完成，其中拉伸試件的引伸標(biāo)距為50 mm，4組試件的平均屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率、見表2.

表2 鋼材材性

本試驗(yàn)采用CGM-85鋼筋連接用套筒灌漿料，根據(jù) GB/T 17671《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法》[23]，澆筑6個(gè)灌漿料標(biāo)準(zhǔn)試塊(40 mm×40 mm×160 mm)，并與灌漿連接試件同時(shí)存放于室內(nèi)自然養(yǎng)護(hù)至28天.本次試驗(yàn)在武漢理工大學(xué)土木工程試驗(yàn)室的30 t微機(jī)控制電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行.根據(jù)規(guī)范相關(guān)要求最終測(cè)得灌漿料平均抗壓強(qiáng)度為52.69 MPa.

1.3 試驗(yàn)測(cè)試及應(yīng)變片花布置

試驗(yàn)在武漢理工大學(xué)土木工程試驗(yàn)室中300 t液壓加載機(jī)上進(jìn)行，加載裝置見圖5.試件上方放置力傳感器，用于記錄試驗(yàn)過程的軸向荷載，試驗(yàn)機(jī)加載端設(shè)置位移傳感器，用于記錄試驗(yàn)過程中的豎向位移.應(yīng)變數(shù)據(jù)采集裝置使用DH3816N靜態(tài)應(yīng)力應(yīng)變測(cè)試分析系統(tǒng).為了研究力在套筒-灌漿料界面上的傳遞情況，以及套筒對(duì)灌漿料的約束作用，每個(gè)試件的外套筒側(cè)壁布置3個(gè)應(yīng)變花(應(yīng)變2、5、8不記錄)，分別位于外套筒上部、中部和底部抗剪鍵的位置(如圖6所示).試驗(yàn)加載方式為位移控制，加載速率為1 mm/min，數(shù)據(jù)采集頻率為1 Hz，試驗(yàn)結(jié)束的標(biāo)志為荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯下降段，荷載值下降到峰值的60%或者試件完全破壞.

圖5 灌漿節(jié)點(diǎn)加載裝置

圖6 應(yīng)變花布置

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖7所示為測(cè)試的試件停止加載時(shí)的表面破壞現(xiàn)象，由于試驗(yàn)操作失誤，未能順利完成試件S6加載，因此本文沒有給出試件S6的相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果.試件S1內(nèi)部未設(shè)置抗剪鍵，加載前期處于彈性階段，試件未有明顯變化，當(dāng)內(nèi)套筒位移達(dá)到1 mm左右時(shí)，可聽見試件傳出吱吱聲，可能因?yàn)閮?nèi)套筒外壁與粘附在其表面的灌漿料開始剝離，但外套筒無變化，達(dá)到峰值荷載后內(nèi)套筒位移繼續(xù)增大，承載力開始下降，下降至極限承載力的60%左右時(shí)試驗(yàn)終止，此時(shí)內(nèi)套筒相對(duì)外套筒向下位移約8 mm，試件表面破壞形態(tài)如圖7(a)所示.

圖7 試件表面破壞現(xiàn)象

試件S2-S5內(nèi)部設(shè)置有不同數(shù)量和間距的抗剪鍵，其表面破壞現(xiàn)象僅呈現(xiàn)出不同的內(nèi)套筒貫入位移和不同程度上的外套筒鼓曲變形.以試件S2為例，位移達(dá)到1.3 mm左右時(shí)，試件開始傳出吱吱聲，同時(shí)肉眼觀察到外套筒側(cè)壁輕微隆起，位移達(dá)到6 mm左右時(shí)，達(dá)到峰值荷載，隨后承載力開始下降，破壞形式為內(nèi)套筒壓入外套筒，灌漿料壓碎，試件表面破壞形態(tài)如圖7(b)所示.其余試件的表面破壞形態(tài)(S3-S5)分別如圖7(c)-圖7(e)所示.

試件S7加載初期試件處于彈性階段，位移達(dá)到2.5 mm左右時(shí)，外套筒端部開始發(fā)生鼓曲變形，試件傳出吱吱聲，承載力繼續(xù)增加，當(dāng)位移達(dá)到3 mm左右時(shí)，外套筒下部鼓曲變形進(jìn)一步增大，同時(shí)變形面繼續(xù)向下延伸，此時(shí)達(dá)到試件極限承載力，承載力下降至極限荷載的60%左右時(shí)結(jié)束試驗(yàn)，試件表面破壞形態(tài)如圖7(f)所示.

2.2 破壞模式分析

根據(jù)文獻(xiàn)[24]和文獻(xiàn)[25]報(bào)道，圓鋼管灌漿連接中的灌漿料存在2種主要的破壞模式(如圖8所示)，分別為灌漿料的局壓破壞和剪切破壞.當(dāng)抗剪鍵的高度h與抗剪鍵間的距離s的比值處于合適的范圍內(nèi)時(shí)，灌漿料會(huì)發(fā)生局壓破壞，表現(xiàn)為抗剪鍵之間的灌漿料被壓碎.局壓破壞可分為兩種：當(dāng)抗剪鍵間的距離s適當(dāng)時(shí)，裂縫出現(xiàn)在內(nèi)外套筒的相鄰抗剪鍵之間，夾縫灌漿料被壓碎形成受壓隔離體，如圖8(a)中的Case A；當(dāng)抗剪鍵間的距離s偏小時(shí)，裂縫沿著內(nèi)套筒的抗剪鍵向外套筒上下相鄰抗剪鍵之間發(fā)展，如圖8(a)中的Case B.當(dāng)抗剪鍵高度h過大時(shí)，會(huì)發(fā)生灌漿料剪切破壞，如圖8(b)所示，表現(xiàn)為灌漿料在抗剪鍵頂部的平面上出現(xiàn)裂縫，剪切面兩邊發(fā)生相對(duì)滑移.其中灌漿料發(fā)生局壓破壞為期望的破壞模式.

圖8 灌漿料的可能的破壞模式

為進(jìn)一步地研究灌漿料的破壞模式，將本次試驗(yàn)的6個(gè)試件切開.除試件S1和S7以外，其余試件(S2～S5)均發(fā)生灌漿料局壓破壞中的Case A，如圖9(a)所示.可以觀察到裂縫沿內(nèi)套筒上的抗剪鍵向著相鄰下方外套筒上的抗剪鍵傳遞，上下兩條連貫的斜向裂縫進(jìn)一步地使灌漿料形成受壓隔離體.文獻(xiàn)[26]指出，應(yīng)力擴(kuò)散產(chǎn)生的橫向應(yīng)力和荷載豎向傳遞的縱向應(yīng)力共同作用在灌漿料內(nèi)部產(chǎn)生劈裂力，劈裂力沿內(nèi)外抗剪鍵將灌漿料劈開形成斜向裂縫.受壓隔離體是試件承受軸向荷載和彎矩重要組成主要部分[27]，同時(shí)隔離體的數(shù)量、裂縫形成的角度及長(zhǎng)度均不同程度上影響著試件的滑移承載力和極限承載力.

圖9 試件S2和S7剖切面

試件S1中未設(shè)置抗剪鍵，所以不會(huì)發(fā)生局壓破壞.試件S7的剖切截面如圖9(b)所示，可以發(fā)現(xiàn)夾層灌漿料未發(fā)生破壞，未出現(xiàn)圖8中的破壞模式，進(jìn)一步地驗(yàn)證了試件S7是由于外套筒端部屈曲而破壞.結(jié)合圖10可知，試件S4和S7的極限承載能力均超過了外套筒的截面屈服承載能力(此處屈服強(qiáng)度偏保守的選取外套管中部區(qū)域強(qiáng)度)，而Dai等[18]所研究的方鋼管灌漿連接節(jié)點(diǎn)的軸壓承載力僅可以達(dá)到鋼管截面承載力的39%～53%.

圖10 荷載位移曲線匯總

2.3 荷載位移曲線分析

由圖10可知所有試件在整個(gè)加載過程都經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和承載能力下降階段，荷載位移曲線的走勢(shì)相似.加載初期，試件的承載力與控制位移大致成線性關(guān)系，試件處于彈性階段，此時(shí)荷載增長(zhǎng)速度較快.隨著控制位移的增大，荷載增長(zhǎng)速度放緩，試件處于彈塑性階段.當(dāng)試件達(dá)到極限承載力后，因外套筒鼓曲或者灌漿料被剪壓破碎導(dǎo)致承載力下降.其中試件S1峰值荷載和極限位移分別只有113.85 kN和4 mm，且在達(dá)到峰值荷載以后曲線出現(xiàn)相對(duì)較長(zhǎng)的平滑段，其原因是試件S1中沒有設(shè)置抗剪鍵，整個(gè)試件的承載能力完全由灌漿料與內(nèi)套筒之間的摩擦力提供，試件達(dá)到峰值荷載以后，灌漿料與內(nèi)套筒表面開始出現(xiàn)相對(duì)滑移導(dǎo)致承載能力降低.各個(gè)試件的極限承載能力見表3.

表3 極限承載能力

2.4 應(yīng)變分析

通過外套筒應(yīng)變分析可以了解到試件在軸壓破壞過程中鋼管與灌漿料的相互作用情況，外套筒最上方的抗剪鍵為位置1，依次往下.將各試件極限荷載下各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變提取并繪制于圖11，各試件的荷載應(yīng)變曲線如圖12所示.應(yīng)變值為正，表明該方向受拉，應(yīng)變值為負(fù)，表明該方向受壓.在縱向應(yīng)變上，不同高度上的應(yīng)變變化體現(xiàn)了荷載的傳遞機(jī)制.由圖11和圖12可以發(fā)現(xiàn)，外套筒軸向均受壓，而環(huán)向均受拉.抗剪鍵數(shù)量大于2的試件(S3、S4、S7)中，縱向應(yīng)變從頂部抗剪鍵至底部抗剪鍵依次增加，表明軸向荷載沿著外套筒壁逐級(jí)向下傳遞，抗剪鍵數(shù)量等于2的試件(S2、S5)各測(cè)點(diǎn)縱向應(yīng)變基本相同.對(duì)于環(huán)向應(yīng)變上，所有的試件均表現(xiàn)出了沿著外套筒壁從上至下應(yīng)變逐漸增加的趨勢(shì)，這表明外套筒對(duì)于夾層灌漿料的圍壓沿著灌漿料頂部至底部逐漸增強(qiáng)，但是并非所有試件所有點(diǎn)位的環(huán)向應(yīng)變達(dá)到了外套筒屈服應(yīng)變.

圖11 外套筒應(yīng)變發(fā)展情況

圖12 荷載-應(yīng)變曲線

3 不同參數(shù)對(duì)承載能力的影響

3.1 抗剪鍵數(shù)量對(duì)承載力的影響

將6個(gè)試件分為3組，第一組抗剪鍵數(shù)量分別為0和2，抗剪鍵間距為45 mm.第二組抗剪鍵數(shù)量分別為2，4，6，抗剪鍵間距為45 mm.第三組抗剪鍵數(shù)量分別為2和6，抗剪鍵間距為55 mm.其中，受壓隔離體數(shù)量等于抗剪鍵數(shù)量減去1，三組試件的極限承載能力對(duì)比如圖13所示.第一組中S2(492 kN)相較于S1(114 kN)增加了332%.由此可見，增加抗剪鍵的數(shù)量可以顯著提升灌漿連接的極限承載能力，結(jié)合圖10可知設(shè)置抗剪鍵以后可以顯著增加試件的峰值荷載位移.

圖13 抗剪鍵數(shù)量對(duì)極限承載力的影響

第二組中S3(1 089 kN)相較于S2(492 kN)和S4(1 670 kN)相較于S2(492 kN)分別增加了121%和239%.3個(gè)試件在極限承載能力上呈現(xiàn)出規(guī)律性差異，每增加1個(gè)受壓隔離體，承載力增加約300 kN左右.第三組中S7(1 577 kN)相較于S5(571 kN)增加了176%.每增加1個(gè)受壓隔離體，承載能力增加約250 kN左右.結(jié)合第二組數(shù)據(jù)可知，隨著h/s變小，單個(gè)受壓隔離體提升承載能力的效率會(huì)降低.

3.2 抗剪鍵間距對(duì)承載力的影響

將其中4個(gè)試件分為兩組，第一組抗剪鍵數(shù)量為2，抗剪鍵間距為45 mm，第二組抗剪鍵數(shù)量為6，抗剪鍵間距為55 mm，其極限承載能力對(duì)比見圖14.第一組中S5(571 kN)相較于S2(492 kN)提高了約16%，其原因可能來源于抗剪鍵間距增加后抗剪鍵間受壓隔離體長(zhǎng)度的增加.試件S7(1 577 kN)相較于試件S4(1 670 kN)承載能力略低，結(jié)合圖10可知在位移10～20 mm過程中試件S7的承載能力出現(xiàn)了一小段的下降，其原因在于試件S7的外套筒端部達(dá)到了其截面承載能力，導(dǎo)致試件極限承載力只能達(dá)到1 577 kN.可見在長(zhǎng)度較大的試件中，灌漿料承載能力提高的同時(shí)，外套筒鋼管的鋼材強(qiáng)度也需要進(jìn)行相應(yīng)的匹配.

圖14 抗剪鍵間距對(duì)極限承載力的影響

4 結(jié)論

為了研究灌漿連接方式的力學(xué)性能，本文設(shè)計(jì)了7個(gè)方鋼管灌漿連接軸心受壓試件，研究了抗剪鍵數(shù)量、抗剪鍵間距對(duì)極限承載力的影響，分析了軸向荷載在外套筒上的傳遞機(jī)制和試件的破壞模式.得到如下結(jié)論：

(1)合理的設(shè)計(jì)方鋼管灌漿連接節(jié)點(diǎn)能夠使連接段的軸壓承載力達(dá)到連接鋼管的截面承載力，從而使灌漿連接節(jié)點(diǎn)在軸壓作用下破壞發(fā)生在鋼管上.h/s在合適的范圍內(nèi)，試件會(huì)發(fā)生預(yù)期的局壓破壞；

(2)增加受壓隔離體的數(shù)量可以顯著提升試件的極限承載能力，但隨著h/s變小，單個(gè)受壓隔離體提升極限承載能力的效率會(huì)降低.抗剪鍵數(shù)量一定的情況下，適當(dāng)?shù)脑黾涌辜翩I間距s能夠提升灌漿節(jié)點(diǎn)的軸壓承載能力；

(3)隨著灌漿段長(zhǎng)度的增加，試件峰值承載力增加的同時(shí)，對(duì)應(yīng)的軸壓位移也同時(shí)增大；三個(gè)測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變的差異變大，表明縱向荷載的傳遞存在滯后效應(yīng)；環(huán)向應(yīng)變從上至下依次增加，表明外套筒對(duì)灌漿料的約束效應(yīng)逐漸增強(qiáng).