摘 要：T形件單邊螺栓連接節(jié)點(diǎn)應(yīng)用到復(fù)式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中可充分利用雙層鋼管的截面特點(diǎn)，傳力性能好且抗震性能高。對(duì)5個(gè)節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行柱端水平往復(fù)加載試驗(yàn)并進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，試驗(yàn)中T形件因加肋方式不同出現(xiàn)了3種變形特征，而節(jié)點(diǎn)整體的破壞形態(tài)均為T形件屈服后鋼梁塑性變形，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。根據(jù)試驗(yàn)和有限元結(jié)果分析了節(jié)點(diǎn)傳力構(gòu)件的受力機(jī)理，提出T形件受拉模型，分別計(jì)算T形件翼緣和加勁肋提供的抗彎承載力，從而得到節(jié)點(diǎn)的抗彎極限承載力計(jì)算公式，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差較小，與數(shù)值模擬結(jié)果也十分相近。研究結(jié)果表明采用T形件受拉模型計(jì)算的節(jié)點(diǎn)承載力公式適用于T形件與單邊螺栓強(qiáng)度相匹配的情況，T形件加肋形式對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力影響最大，其次為T形件翼緣厚度，T形件腹板厚度影響很??；此外隨著T形件翼緣厚度的增加節(jié)點(diǎn)承載力提高越來(lái)越小，故得出了單邊螺栓直徑與T形件翼緣厚度的最大臨界值和最佳匹配值，為該節(jié)點(diǎn)工程應(yīng)用提供理論參考和設(shè)計(jì)依據(jù)。

關(guān)鍵詞：復(fù)式鋼管混凝土；T形件；單邊螺栓；低周往復(fù)荷載試驗(yàn)；抗彎承載力

中圖分類號(hào)：TU312+.3" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.11776/j.issn.1000-4939.2024.02.008

Study on bearing capacity of blind bolted T-shaped plate joints in composite CFST structures

Abstract：Blind bolted T-shaped plate joints with good force transfer performance and high seismic performance，can make full use of the section characteristics of double steel tubes in composite concrete-filled steel tubular columns.Cyclic loading tests and numerical simulations on five blind bolted joints were conducted.There were three types of deformation characteristics of the T-shaped plate due to its different ribbed forms，but all the failure modes of the joints were plastic deformation of steel beams after T-shaped plates yielded.Numerical simulation results agreed well with the experimental results.A tensile model of the T-shaped plate was established according to the force-transferring mechanism based on the results of experiments and simulations.The bending bearing capacity of T-shaped plate flanges and stiffeners was calculated respectively，and the ultimate bearing capacity of the joint was calculated.The error between the calculated results and the experimental results is very small，and they are very close to the numerical simulation results.The results show that the calculation formula based on the tensile model of a T-shaped plate is suitable for the case of strength matching between T-shaped plates and blind bolts.The rib form of T-shaped plates has the greatest influence on the ultimate bearing capacity of the joint，followed by the flange thickness of T-shaped plates，and the web thickness of T-shaped plates has little influence.The maximum critical value and the best matching value between the diameter of the blind bolt and the flange thickness of T-shaped plates are obtained，which provides a theoretical reference and design basis for the application of this type of joint in composite structures.

Key words：composite concrete-filled steel tube；T-shaped plate；blind bolt；low cycle reciprocating loading test；bending bearing capacity

內(nèi)圓外方復(fù)式鋼管混凝土柱軸壓力學(xué)性能良好、水平抗側(cè)能力高，且具有較好的耐火性能及經(jīng)濟(jì)效益[1]，在裝配式結(jié)構(gòu)中應(yīng)用前景良好。其梁柱節(jié)點(diǎn)連接形式可借鑒較成熟的單鋼管混凝土節(jié)點(diǎn)，其中端板或T形件連接是最典型的裝配連接方式[2-4]。BATHO等[5-6]最早地分析了T形螺栓連接節(jié)點(diǎn)的受力性能，得出了T形螺栓節(jié)點(diǎn)半剛性的特性。KATO等[7]對(duì)高強(qiáng)螺栓T形件連接梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究和理論分析，以T形件翼緣厚度、高強(qiáng)螺栓直徑為參數(shù)變量提出了T形件節(jié)點(diǎn)承載力公式。徐怡紅等[8]利用有限元模擬得出T形件翼緣厚度和柱翼緣厚度是影響節(jié)點(diǎn)性能的較大因素，影響較小的是T形件腹板厚度、螺栓的直徑和螺栓間距。穿芯螺栓連接的方鋼管混凝土T形件節(jié)點(diǎn)低周往復(fù)荷載試驗(yàn)研究[9]表明：該類型節(jié)點(diǎn)具有較高的承載力、較大的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度、較好的延性和耗能能力，具有良好的抗震性能；并依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果推導(dǎo)了節(jié)點(diǎn)抗彎承載力計(jì)算公式。D’ANIELLO等[10]通過(guò)試驗(yàn)對(duì)T形件進(jìn)行受力機(jī)理研究，提出一種新型的T形件承載力計(jì)算模型。王靜峰等[11]將螺栓連接與中空夾層鋼管混凝土結(jié)合起來(lái)，對(duì)4個(gè)方套方中空夾層鋼管混凝土柱采用了單邊螺栓端板連接形式，并進(jìn)行了擬動(dòng)力試驗(yàn)，通過(guò)分析柱截面空心率、端板形式和樓板設(shè)置參數(shù)變化得出節(jié)點(diǎn)的主要破壞模式和抗震性能指標(biāo)。因此，對(duì)于復(fù)式鋼管混凝土柱，基于雙層鋼管的截面特點(diǎn)，單邊螺栓可有效地錨固在實(shí)心混凝土中從而具有良好的傳力路徑，而目前對(duì)該類型節(jié)點(diǎn)研究較少，未形成一定的理論體系。

為研究復(fù)式鋼管混凝土柱-鋼梁T形件單邊螺栓節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)和極限承載力，本研究首先進(jìn)行復(fù)式鋼管混凝土單邊螺栓節(jié)點(diǎn)試件低周往復(fù)加載試驗(yàn)，并選取合理的材料本構(gòu)關(guān)系、破壞準(zhǔn)則建立了有限元模型?；诜治龉?jié)點(diǎn)的受力特點(diǎn)和傳力機(jī)理，提出T形件受拉模型，計(jì)算節(jié)點(diǎn)的極限承載力并總結(jié)了各參數(shù)變量對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力的影響，為復(fù)式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)用于裝配式建筑中提供節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)和承載力計(jì)算理論依據(jù)。

1 單邊螺栓節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理分析

1.1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

單邊螺栓適用于操作空間不足、雙側(cè)操作困難的閉口截面類鋼結(jié)構(gòu)建筑結(jié)構(gòu)，通過(guò)單側(cè)緊固安裝。采用單邊螺栓連接的預(yù)制構(gòu)件可單獨(dú)運(yùn)輸，現(xiàn)場(chǎng)安裝簡(jiǎn)便。復(fù)式鋼管混凝土柱為內(nèi)圓外方雙層鋼管截面形式，可以在工廠先在圓鋼管和方鋼管上進(jìn)行螺栓孔定位與開孔，現(xiàn)場(chǎng)施工鋼結(jié)構(gòu)無(wú)需焊接，部件安裝過(guò)程不會(huì)削弱鋼管及其他鋼構(gòu)件，有利于保證鋼結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和剛度。單邊螺栓錨首先固定于復(fù)式鋼管混凝土柱內(nèi)鋼管內(nèi)壁，然后與T形件翼緣連接，同時(shí)，鋼梁上下翼緣與T形件腹板均采用預(yù)緊力高強(qiáng)螺栓連接。梁柱整體性連接構(gòu)造見圖1，節(jié)點(diǎn)的主要傳力構(gòu)件為T形件和單邊螺栓為。

1.2 試驗(yàn)研究

節(jié)點(diǎn)試件為平面十字形梁柱節(jié)點(diǎn)，5個(gè)單邊螺栓節(jié)點(diǎn)試件編號(hào)分別為BBJ1、BBJ2、BBJ2D、BBJ3、BBJ4。試件制作時(shí)，外方和內(nèi)圓鋼管同心放置并對(duì)齊螺栓孔后焊于一塊底板上；單邊螺栓穿入內(nèi)圓鋼管內(nèi)壁后進(jìn)行擴(kuò)底操作并固定[12]。T形件安裝完成及T形件構(gòu)造如圖2所示，最后安裝鋼梁并澆筑柱內(nèi)混凝土進(jìn)行養(yǎng)護(hù)。復(fù)式鋼管混凝土柱高2070mm，梁長(zhǎng)3700mm；鋼梁分別選取H346×174×6×9mm4和H350×175×7×11mm4；單邊螺栓長(zhǎng)190mm，埋深90mm；T形件分別選取250×200×9×14mm4和250×200×12×20mm4；試件軸壓比0.271。試件主要參數(shù)和具體尺寸如表1所示，T形件加肋形式有中間單肋和兩邊雙肋兩種，如圖2（b）～（c）所示。

采用擬靜力法對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周往復(fù)加載。復(fù)式鋼管混凝土柱底通過(guò)單向鉸支座與底座連接，鋼梁梁端用兩端鉸接的豎向支撐與剛性平臺(tái)固定，鋼梁中間位置設(shè)置側(cè)向支撐，防止梁平面外失穩(wěn)。試驗(yàn)通過(guò)數(shù)字散斑相關(guān)方法（DSCM）得到節(jié)點(diǎn)彎矩M和轉(zhuǎn)角θ[13]，與傳統(tǒng)的方法得到的滯回曲線相比，該方法充分考慮了鋼梁、復(fù)式鋼管混凝土柱和試件核心區(qū)的變形，真實(shí)地反映了構(gòu)件的各項(xiàng)受力性能，能夠?yàn)楣酵茖?dǎo)和構(gòu)件受力性能分析提供更加可靠的依據(jù)。DSCM采集系統(tǒng)包括CCD相機(jī)、白光源及計(jì)算機(jī)。試驗(yàn)加載裝置及DSCM采集設(shè)備布置如圖3所示，轉(zhuǎn)角采集實(shí)際測(cè)點(diǎn)布置照片如圖4所示。根據(jù)LU等[14]所提梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角的計(jì)算方法，將點(diǎn)3確定于梁柱下部交界處，點(diǎn)1和點(diǎn)2分別位于柱和梁的邊緣且到點(diǎn)3的距離均為鋼梁梁高。試驗(yàn)豎向軸力通過(guò)液壓千斤頂施加并保持不變，水平加載先采用力控制，每級(jí)加載荷載為30kN，循環(huán)一次。當(dāng)荷載-位移滯回曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)時(shí)認(rèn)為試件屈服[15]。改用位移控制加載，至試件破壞或荷載降至峰值荷載的85%以下時(shí)終止試驗(yàn)。

1.3 數(shù)值模擬

采用ABAQUS軟件，根據(jù)試驗(yàn)材性試驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合鋼材的彈塑性雙折線隨動(dòng)強(qiáng)化模型和混凝土的塑性損傷模型[16-17]，采用8節(jié)點(diǎn)線性減縮積分單元C3D8R，單元網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)化自適應(yīng)網(wǎng)格劃分的方法。網(wǎng)格的縱橫比控制在4以內(nèi)并采用半模型，以達(dá)到可靠的精度和相對(duì)較短的計(jì)算時(shí)間；為保證數(shù)值模擬與實(shí)際試驗(yàn)吻合度更高，梁柱連接區(qū)的網(wǎng)格比其他區(qū)域的網(wǎng)格更細(xì)，有限元模型的邊界條件和網(wǎng)格劃分如圖5所示。肋板與T形件翼緣和腹板采用綁定接觸，單邊螺栓端部以嵌入方式與核心混凝土連接；其余鋼構(gòu)件之間采用“表面接觸”，在切向中選用“罰”，鋼材之間的摩擦因數(shù)根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[18]設(shè)為0.45；在法向采用“硬接觸”以防各接觸面出現(xiàn)穿透現(xiàn)象。鋼構(gòu)件和混凝土構(gòu)件之間切向采用了黏結(jié)滑移模型，法向仍然采用“硬接觸”。依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)螺栓連接技術(shù)規(guī)范》[19]將螺栓預(yù)應(yīng)力設(shè)置為170kN。為了合理節(jié)約計(jì)算時(shí)間在柱頂施加單循環(huán)位移往復(fù)荷載。

1.4 試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果

1.4.1 試件破壞形態(tài)

試件試驗(yàn)加載過(guò)程與數(shù)值模擬對(duì)比如圖6所示。在初期力控制階段，各試件試驗(yàn)現(xiàn)象基本相似，模擬得到構(gòu)件應(yīng)力發(fā)展較快，但整體變形不明顯；位移控制階段，鋼梁翼緣與T形件腹板之間產(chǎn)生較大摩擦異響，模擬也得出二者出現(xiàn)相對(duì)滑動(dòng)趨勢(shì)（圖6a）所示。隨后T形件翼開始緣屈服并產(chǎn)生彎曲變形，導(dǎo)致T形件與鋼管間產(chǎn)生明顯離縫現(xiàn)象（圖6b）所示。接下來(lái)鋼梁翼緣達(dá)到屈服應(yīng)變，出現(xiàn)肉眼可見的彎曲變形和鋼材起皮現(xiàn)象（圖6c）。試件BBJ1，BBJ2，BBJ2D T形件為250×200×9×14的情況下，鋼梁腹板端部產(chǎn)生了彎曲變形（圖6d）示，有限元模擬中該處應(yīng)力值也較大，應(yīng)力值超過(guò)了屈服點(diǎn)。T形件變形特征根據(jù)T形件的加肋不同可分為3類：無(wú)肋時(shí)單向彎曲變形、單肋時(shí)雙向彎曲變形和雙肋時(shí)兩側(cè)翹曲變形，試驗(yàn)現(xiàn)象及數(shù)值模擬對(duì)比變形如圖7所示。但各試件進(jìn)入破壞階段后，節(jié)點(diǎn)破壞模式均為T形件變形后鋼梁彎曲，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)柱均無(wú)明顯變形，外鋼管應(yīng)力均未達(dá)到屈服，峰值荷載時(shí)試件內(nèi)鋼管應(yīng)力較大接近屈服。說(shuō)明單邊螺栓節(jié)點(diǎn)應(yīng)用到復(fù)式鋼管混凝土柱時(shí)，因內(nèi)鋼管的存在，單邊螺栓得到了較強(qiáng)的錨固作用，也使內(nèi)鋼管在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)能夠充分發(fā)揮傳力作用，試驗(yàn)中單邊螺栓未發(fā)生拉斷或拔出，節(jié)點(diǎn)連接牢固、可靠。

1.4.2 節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線對(duì)比

試驗(yàn)與模擬測(cè)得彎矩M-轉(zhuǎn)角θ關(guān)系滯回曲線對(duì)比如圖8所示。滯回曲線出現(xiàn)了滑移現(xiàn)象，由開始的梭形轉(zhuǎn)為飽滿的Z型，主要因?yàn)門形件翼緣變形后與鋼管柱產(chǎn)生縫隙，同時(shí)螺栓變形以及鋼梁翼緣與T形件腹板有相對(duì)錯(cuò)動(dòng)，使試件在往復(fù)加載時(shí)首先要閉合這些位移量所引起的。加載后期，各曲線斜率減小，節(jié)點(diǎn)剛度退化持續(xù)、均勻、穩(wěn)定，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)仍能保證良好的受力穩(wěn)定性。為合理減少計(jì)算時(shí)間，有限元模擬采用單循環(huán)位移控制加載，模擬得到的初始剛度與試驗(yàn)結(jié)果相比較小，主要原因是試驗(yàn)中試件制作部件之間因裝配誤差必然存在少量間隙，加載初期先中和間隙從而測(cè)量得到的梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角很小，故初始剛度數(shù)值較大；而有限元模型采用點(diǎn)對(duì)點(diǎn)建模，不存在裝配誤差，故所得初始剛度較小。

同時(shí)，試驗(yàn)中因復(fù)式鋼管進(jìn)一步強(qiáng)化了對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)使得其實(shí)際損傷較小，但模型中核心混凝土在考慮單層內(nèi)圓鋼管的約束效應(yīng)中的剛度恢復(fù)系數(shù)較小，核心混凝土損傷較大，所以模擬得到的滯回曲線較為捏攏，耗能減少，后期加載、卸載剛度逐漸減小。此外，對(duì)于螺栓，假定施加預(yù)緊力后其長(zhǎng)度保持恒定，且因鋼材雙折線隨動(dòng)強(qiáng)化模型在塑性階段的剛度按文獻(xiàn)[20]取為0.01Es（Es為鋼材彈性模量），比材性試驗(yàn)結(jié)果[12]略大，故在包辛格效應(yīng)下使得卸載后的反向加載過(guò)程中，模型出現(xiàn)滑移現(xiàn)象時(shí)的屈服荷載小于試驗(yàn)試件。因此，模擬所得滯回曲線包絡(luò)部分較小，表現(xiàn)出一定的耗能差別。模擬曲線的極限承載力吻合較好，有限元模擬得出的最大承載力見表2，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較得出Mum/Mut平均值為0.947，絕對(duì)誤差平均值為8.2%，最大誤差為BBJ4試件14.1%。因試件BBJ4鋼梁截面較大，在進(jìn)入彈塑性階段后T形件腹板和鋼梁翼緣之間有抗剪螺栓被剪斷的現(xiàn)象發(fā)生使承載力突然下降，但其余試件曲線均保持了較長(zhǎng)的水平強(qiáng)化階段，說(shuō)明復(fù)式鋼管混凝土T形件單邊螺栓節(jié)點(diǎn)在后期較大位移時(shí)仍能保持相當(dāng)?shù)某休d能力，具有良好的變形性能。

試驗(yàn)得到的彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線如圖9所示，曲線可分為彈性階段、彈塑性階段及破壞階段。T形件翼緣厚度以及加肋構(gòu)造對(duì)節(jié)點(diǎn)初始剛度影響較大，梁柱線剛度比對(duì)初始剛度影響不明顯，說(shuō)明對(duì)于T形件裝配式節(jié)點(diǎn)的初始剛度是由T形件構(gòu)造主要控制的。

2 單邊螺栓節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算

2.1 T形件受拉模型

試驗(yàn)和有限元模擬均得出復(fù)式鋼管混凝土T形件單邊螺栓節(jié)點(diǎn)的外鋼管受力較小，不會(huì)發(fā)生外鋼管撕裂和螺栓拔出脫落等破壞形式。T形件及螺栓作為復(fù)式鋼管混凝土螺栓節(jié)點(diǎn)的直接傳力構(gòu)件，其構(gòu)造形式和工作性能直接決定整個(gè)節(jié)點(diǎn)的承載能力。節(jié)點(diǎn)梁端彎矩通過(guò)鋼梁上下翼緣拉壓力進(jìn)行傳遞，翼緣所受拉力通過(guò)抗剪螺栓傳遞給T形件腹板，再通過(guò)T形件翼緣傳遞給單邊螺栓，最終傳遞到節(jié)點(diǎn)核心區(qū)；而鋼梁翼緣所受壓力則通過(guò)T形件翼緣直接傳遞到鋼管混凝土柱。由鋼材的材料性能和構(gòu)件破壞形式可知，當(dāng)T形件在鋼梁受拉側(cè)承載力滿足設(shè)計(jì)要求時(shí)其受壓側(cè)也一定滿足。有限元模擬也得出單邊螺栓節(jié)點(diǎn)中受拉側(cè)的T形件應(yīng)力水平明顯高于受壓側(cè)，不會(huì)出現(xiàn)T形件受壓破壞，因此本研究采用T形件受拉模型計(jì)算節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力。

2.2 T形件翼緣極限承載力

因節(jié)點(diǎn)破壞始于T形件屈服變形，隨后鋼梁翼緣發(fā)生塑性變形，而T形件在極限承載力作用下的變形（圖10）得出腹板與翼緣截面交界處應(yīng)力值最大，故T形件翼緣的最大抗彎強(qiáng)度將決定鋼梁能否進(jìn)入屈服階段和進(jìn)一步發(fā)生彎曲變形，T形件翼緣厚度是影響節(jié)點(diǎn)承載力重要因素。

T形件翼緣厚度過(guò)小致使T形件承載力過(guò)小，導(dǎo)致T形件過(guò)早破壞，無(wú)法完全發(fā)揮鋼梁和高強(qiáng)單邊螺栓力學(xué)性能。T形件翼緣亦不能過(guò)厚，根據(jù)螺栓與Ｔ形件剛度的相對(duì)強(qiáng)弱，Ｔ形件受拉可分為3種破壞模式[21]：Ⅰ）當(dāng)T形件翼緣厚度較小且螺栓直徑較大時(shí)，即螺栓的抗拉剛度大于T形件抗拉剛度，極限狀態(tài)時(shí)T形件腹板兩側(cè)會(huì)形成塑性鉸線，而螺栓未失效，T形件翼緣邊緣存在撬力；Ⅱ）當(dāng)T形件與螺栓剛度相當(dāng)時(shí)，極限狀態(tài)時(shí)螺栓失效的同時(shí)T形件腹板兩側(cè)形成塑性鉸線，此時(shí)邊緣存在撬力；Ⅲ）當(dāng)T形件翼緣厚度較大、螺栓直徑較小，螺栓的抗拉剛度小于T形件的抗拉剛度。螺栓受到較大拉力失效時(shí)，T形件未達(dá)到極限狀態(tài)，T形件板件邊緣無(wú)撬力存在。本試驗(yàn)試件T形件與螺栓剛度匹配屬于模式Ⅱ，圖11為其受力彎矩圖，圖中Nfb，2為模式Ⅱ下T形件所受總拉力，Q為T形件所受撬力，ef為螺栓中心到T形件腹板邊緣的距離，ex螺栓中心到T形件翼緣邊緣的距離，Nb0為螺栓所受拉力，Mp為T形件翼緣板上的極限彎矩。

假設(shè)彎矩在傳遞過(guò)程中全部由T形件翼緣承擔(dān)，當(dāng)翼緣產(chǎn)生塑性鉸破壞時(shí)，其極限彎矩MP[22]為

由屈服條件得平衡方程，即

Nb0ef－Q（ef+ex）=MP（2）

當(dāng)螺栓拉力Nb0達(dá)到受拉極限狀態(tài)Nu時(shí)，其撬力為

可得

Nfb，2=2（Nu－Q）（4）

對(duì)于無(wú)肋T形件，其能承受的極限彎矩MT為T形件最大拉力對(duì)鋼梁翼緣取矩，即

MT=Nfb，2（hb+tbf）（5）

最終可求得無(wú)肋T形件貢獻(xiàn)的極限承載彎矩為

式中：bep為T形件寬度;tep為T形件翼緣厚度；fu，ep為T形件極限強(qiáng)度；hb為梁高；tbf為T形件腹板的厚度；M′u

為無(wú)肋T形件控制的極限承載彎矩。

2.3 T形件翼緣與螺栓直徑匹配范圍

節(jié)點(diǎn)極限承載力不會(huì)隨著T形件翼緣厚度的提高無(wú)限提高。當(dāng)T形件翼緣增厚到一定程度時(shí)會(huì)進(jìn)入到模式Ⅲ，即T形件還未屈服螺栓已經(jīng)破壞，此時(shí)螺栓受拉剛度小于等于T形件剛度，T形件不受撬力，節(jié)點(diǎn)極限承載力由螺栓控制；模式Ⅲ T形件受力彎矩圖如圖12所示，圖中Nfb，3為模式Ⅲ下T形件所受總拉力。

此時(shí)，螺栓發(fā)生較大的受拉變形，螺栓預(yù)緊力已經(jīng)消失。因此，采用PILUSO模型[23]進(jìn)行T形件抗拉剛度和螺栓抗拉剛度計(jì)算。

根據(jù)T形件和4個(gè)螺栓的變形協(xié)調(diào)，可得出T形件翼緣厚度與單邊螺栓匹配的最大臨界值。即

簡(jiǎn)化得

式中：Kf，non-prel為無(wú)預(yù)緊力時(shí)T形件抗拉剛度；Kb，non-prel為無(wú)預(yù)緊力時(shí)螺栓抗拉剛度；E為鋼材彈性模量；As為單邊螺栓有效面積；Lb為單邊螺栓長(zhǎng)度。對(duì)于本試驗(yàn)試件，T形件翼緣的厚度臨界值為tep=24mm。即當(dāng)翼緣板厚度增加到24mm后無(wú)法通過(guò)增強(qiáng)T形件來(lái)增大節(jié)點(diǎn)極限承載力，此時(shí)破壞形態(tài)為螺栓拉斷破壞，屬脆性破壞，在工程設(shè)計(jì)上不宜采用。

2.4 T形件加勁肋極限承載力

T形件加肋能夠提高T形件強(qiáng)度和剛度，并能夠?qū)⒘Ω鶆虻膫鹘o螺栓，減小撬力。雖然不同加肋形式的T形件變形特征和傳力路徑有所改變（圖7），但是節(jié)點(diǎn)最終破壞形式均為T形件翼緣發(fā)生較大彎曲變形，因此可以采用一個(gè)統(tǒng)一的公式計(jì)算其極限承載力。T形件腹板和翼緣之間采用全熔透焊，其焊縫強(qiáng)度大于母材且未發(fā)生撕裂破壞。加勁肋與T形件腹板和翼緣的連接焊縫采用雙面角焊縫，在受拉模型下是節(jié)點(diǎn)試件易出現(xiàn)破壞的部位，可以影響到T形件受力情況和破環(huán)形式，從而影響節(jié)點(diǎn)試件的承載力。假設(shè)T形件翼緣拉力沿角焊縫均勻分布，故角焊縫傳遞的拉力Pw為

Pw=2fwvlfvhfv+2fwtlfthft（11）

式中：hfv、hft分別為受剪角焊縫和受拉角焊縫高度；lfv、lft分別為受剪角焊縫和受拉角焊縫的實(shí)際長(zhǎng)度；fvw、ftw為角焊縫抗拉和抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

T形件工作狀態(tài)下加勁肋在短邊承受均布拉力，如圖13所示。此時(shí)承載力Py為

Py=kyfyhsts（12）

系數(shù)ky可由SAMON試驗(yàn)[24]得到，即

式中：l為加勁肋長(zhǎng)度；hs加勁肋高度；ts為加勁肋厚度；fy為鋼材抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

根據(jù)試驗(yàn)中材料參數(shù)的選取及角焊縫強(qiáng)度的設(shè)計(jì)值，得出所有試件均滿足PwPy，也就是說(shuō)設(shè)計(jì)的連接角焊縫可保證母材撕裂或疲勞破壞前不斷裂，但是在試驗(yàn)中試件BBJ2D仍然出現(xiàn)了焊縫斷裂的破壞現(xiàn)象，說(shuō)明在實(shí)際焊接中，必須考慮到現(xiàn)場(chǎng)安裝條件受限的實(shí)際工況及焊縫中可能存在焊接缺陷等不利影響，應(yīng)通過(guò)各種措施保證焊縫質(zhì)量、盡量減小焊縫熱影響區(qū)，以保證T形件的受力性能可以充分發(fā)揮。

因?yàn)榧觿爬弑旧砣切武摪逅芗s束條件復(fù)雜，其合力作用點(diǎn)位置難以確定，但是加勁肋高度和T形件腹板厚度與梁高相比較小，所以為了簡(jiǎn)化計(jì)算將肋板合力作用點(diǎn)定于加勁肋底部。一個(gè)加勁肋整體節(jié)點(diǎn)貢獻(xiàn)的極限彎矩Ml應(yīng)為加勁肋合力對(duì)鋼梁中心取矩，即

2.5 承載力公式驗(yàn)證

T形件單邊螺栓節(jié)點(diǎn)的抗彎極限承載力Mu可直接由無(wú)肋T形件承載力M′u和加勁肋承載力Ml相加而得

Mu=M′u+xMl（15）

式中，x為T形件加肋數(shù)量。計(jì)算結(jié)果、試驗(yàn)數(shù)據(jù)及數(shù)值模擬結(jié)果如表2所示。Mut、Mum、Muc分別試件極限承載力的試驗(yàn)值、模擬值和理論值，由表2中數(shù)據(jù)可以看出，計(jì)算得到的節(jié)點(diǎn)極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果非常相近，得出Muc/Mut平均值為0.965，絕對(duì)誤差平均值為7.6%，最大誤差12.6%為BBJ4試件，故T形件受拉模型適用于復(fù)式鋼管混凝土單邊螺栓節(jié)點(diǎn)的極限承載力計(jì)算。

有限元模擬得到的破壞形態(tài)、極限荷載與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，進(jìn)一步選用T形件加肋形式、T形件翼緣厚度、T形件腹板厚度3個(gè)參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力影響進(jìn)行分析，數(shù)值模擬計(jì)算得到的極限承載力如表2所示。極限承載力計(jì)算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比，得出Muc/Mum平均值為1.027，絕對(duì)誤差平均值為4.2%，最大誤差14.4%為BBJ3-24試件，即T形件翼緣為24mm其余變量與BBJ3相同的模擬試件。2.3節(jié)中得到翼緣板厚度臨界值為24mm，臨界值后無(wú)法通過(guò)增強(qiáng)T形件來(lái)增大節(jié)點(diǎn)極限承載力，式（15）計(jì)算得到的結(jié)果就會(huì)存在一定誤差，這也說(shuō)明采用T形件受拉模型計(jì)算的節(jié)點(diǎn)承載力公式僅適用于T形件與單邊螺栓強(qiáng)度相匹配的情況。

3 節(jié)點(diǎn)承載力影響因素分析

有限元模擬和公式計(jì)算的試件節(jié)點(diǎn)極限承載力提高比例如圖14所示，其中實(shí)線為模擬結(jié)果，虛線為計(jì)算結(jié)果。模擬中對(duì)于T形件翼緣板為12、14、16mm的單肋試件比相應(yīng)的無(wú)肋試件承載力平均提高21.2%，雙肋試件比無(wú)肋試件承載力平均提高42.6%；無(wú)肋T形件翼緣厚度由12mm提高到14、16、18、20、22、24mm時(shí)，極限承載力一直在增加，和12mm的試件相比平均提高了5.7%、20.9%、26.0%、29.3%、35.0%、37.1%，但是增幅先增大而后變??；T形件腹板厚度由9mm提高到12mm后，極限承載力平均提高了3.3%。對(duì)于T形件翼緣板為12、14、16mm的構(gòu)件增加單肋時(shí)用鋼量較原T形件平均增加了9.3%，而承載力平均提高了21.2%；無(wú)肋T形件翼緣厚度從12mm增加到18mm時(shí)，用鋼量增加為原來(lái)的24.6%，此時(shí)節(jié)點(diǎn)承載力提高了26.0%。因此，加肋對(duì)提高節(jié)點(diǎn)承載力效果最為顯著，其次是T形件翼緣厚度，而T形件腹板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力影響很小。

由圖14（a）可知，在T形件翼緣厚度增大到16mm后模擬值曲線斜率逐漸減小，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)極限承載力增幅開始減小。由圖14（b）可知，有限元模擬結(jié)果得出加肋試件的承載力增幅總體趨勢(shì)為隨著翼緣厚度增加而減小，且當(dāng)翼緣厚度超過(guò)16mm后增幅下降明顯。T形件加雙肋適合于翼緣厚度較小的情況，有限元得到當(dāng)翼緣板厚度為18mm時(shí)為節(jié)點(diǎn)破壞為螺栓拔出破壞。圖7中單肋T形件的雙向彎曲和雙肋T形件的兩側(cè)翹曲變形，因加肋T形件的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度明顯增大可明顯看出彎曲變形減少，節(jié)點(diǎn)極限承載力的提高效果隨著因增大翼緣厚度和加肋提高的T形件剛度而提高，但到一定程度后極限承載力提高不明顯。

圖14虛線部分為采用T形件受拉模型的節(jié)點(diǎn)承載力理論計(jì)算提高值，其與T形件翼緣厚度、加勁肋數(shù)量呈線性變化，即隨著參數(shù)變化承載力增量保持不變，而實(shí)際上這種線性變化僅適用于正常設(shè)計(jì)滿足一定強(qiáng)度匹配的情況。由圖14和表2數(shù)據(jù)可以得出，當(dāng)翼緣厚度較大時(shí)，尤其對(duì)于T形件加肋數(shù)增大的情況下，理論推導(dǎo)的計(jì)算公式誤差會(huì)增大，主要因?yàn)門形件在極限狀態(tài)下的受力情況逐漸趨向于Ｔ形件破壞模式Ⅲ（圖12），即T形件還未屈服螺栓出現(xiàn)破壞。故當(dāng)不滿足強(qiáng)度匹配時(shí)，T形件受拉模型的計(jì)算公式（15）得到結(jié)果誤差較大，即與式（10）計(jì)算T形件不加肋時(shí)最大翼緣厚度臨界值24mm結(jié)論相符。規(guī)程[19]規(guī)定：T形受拉件的翼緣厚度不宜小于16mm且不宜小于連接螺栓直徑。由圖14（a）可得最佳匹配T形件翼緣為16～20mm與規(guī)程相符。另外T形件宜選擇加單肋形式，由圖14（b）可得最佳匹配加單肋T形件翼緣厚度為14～16mm，可比規(guī)程規(guī)定的無(wú)肋T形件翼緣厚度降低；通過(guò)增加加勁肋可以在T形件翼緣厚度小于規(guī)程規(guī)定時(shí)仍能保證力學(xué)性能滿足工程應(yīng)用，達(dá)到較強(qiáng)的節(jié)點(diǎn)抗彎極限強(qiáng)度。T形件加雙肋僅適用于T形件翼緣厚度較薄即12～14mm的情況。

4 結(jié) 論

本研究對(duì)5個(gè)復(fù)式鋼管混凝土單邊螺栓節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，并進(jìn)行了有限元模擬和擴(kuò)大參數(shù)分析，在分析了節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理的基礎(chǔ)上提出T形件受拉模型，建立了節(jié)點(diǎn)抗彎承載力公式，主要結(jié)論如下。

1）節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)為T形件屈服后鋼梁梁端塑性變形，彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線形狀為飽滿的Z型，有明顯的彈性階段、彈塑性階段及破壞階段，說(shuō)明復(fù)式鋼管混凝土單邊螺栓節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能性能和后期承載力。

2）有限元模擬節(jié)點(diǎn)的破壞過(guò)程、滯回曲線及T形件變形均與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，得出的極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果相近，絕對(duì)誤差平均值為8.2%。T形件受拉模型得到的節(jié)點(diǎn)極限抗彎承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相近，絕對(duì)誤差平均值為7.6%。

3） T形件加肋形式對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力影響最大，其次為T形件翼緣厚度，T形件腹板厚度影響很小。節(jié)點(diǎn)極限承載力的提高效果隨著T形件剛度的提高而逐漸減少，且到一定程度后極限承載力提高不明顯。采用T形件受拉模型計(jì)算的節(jié)點(diǎn)承載力公式適用于T形件與單邊螺栓強(qiáng)度相匹配的情況，故得出了單邊螺栓直徑與T形件翼緣厚度的最大臨界值和最佳匹配值，為復(fù)式鋼管混凝土在裝配式結(jié)構(gòu)中應(yīng)用提供了節(jié)點(diǎn)理論原理和設(shè)計(jì)依據(jù)。

參考文獻(xiàn)：

［1］ 蔡紹懷．現(xiàn)代鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M]．北京：人民交通出版社，2003.

［2］ 張玉芬．復(fù)式鋼管混凝土軸壓性能及節(jié)點(diǎn)抗震試驗(yàn)研究[D]．西安：長(zhǎng)安大學(xué)，2010．

［3］ 張冬芳，賀拴海，趙均海，等．復(fù)式鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布與傳力機(jī)制研究[J]．建筑結(jié)構(gòu)，2018，48（15）：37-43．

ZHANG Dongfang，ZHAO Junhai，HE Shuanhai，et al．Stress distribution and force-transferring mechanism of connections between concrete-filled double steel tubular column and steel beam [J]．Building structure，2018，48（15）：37-43（in Chinese）．

［4］ 李國(guó)強(qiáng)，馬人樂，王偉，等.鋼結(jié)構(gòu)高效螺栓連接關(guān)鍵技術(shù)研究進(jìn)展[J].建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展，2020，22（6）：1-20.

LI Guoqiang，MA Renle，WANG Wei，et al.Research achievements of key technology of high-efficiency bolted connection in steel structures[J].Progress in steel building structures，2020，22（6）：1-20（in Chinese）.

［5］ BATHO C.Investigation on beam and stanchion connections[J].1st Report of the Steel Structures Research Committee，1931，1（2）：61-137.

［6］ BATHO C，ROWAN H C.Investigations on beam and stanchion connections：2nd Rep[R].Steel Structures Research Committee.London，1934.

［7］ KATO B，MCGUIRE W.Analysis of T-stub flange-to-column connections[J].Journal of the structural division，1973，99：865-888.

［8］ 徐怡紅，徐偉良.T型鋼半剛性連接節(jié)點(diǎn)的非線性性能分析[J].浙江工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，39（4）：467-472.

XU Yihong，XU Weiliang.Nonlinearbehavior analysis of T-stub semi-rigid connections[J].Journal of Zhejiang University of Technology，2011，39（4）：467-472（in Chinese）.

［9］ 袁崢嶸.方鋼管混凝土柱-鋼梁T形件節(jié)點(diǎn)的性能研究[D].長(zhǎng)沙：湖南大學(xué)，2013.

［10］D’ANIELLO M，CASSIANO D，LANDOLFO R.Monotonic and cyclic inelastic tensile response of European preloadable gr10.9 bolt assemblies[J].Journal of constructional steel research，2016，124（9）：77-90.

［11］王靜峰，仲力平，郭磊，等.方套方中空夾層鋼管混凝土柱單邊螺栓連接節(jié)點(diǎn)擬動(dòng)力試驗(yàn)分析[J].土木工程學(xué)報(bào)，2019，52（9）：1-11.

WANG Jingfeng，ZHONG Liping，GUO Lei，et al.Pseudo-dynamic test analysis on blind bolted joints between square CFDST columns and steel beams[J].China civil engineering journal，2019，52（9）：1-11 （in Chinese）.

［12］ZHANG Y F，JIA H X，CAO S X.Seismic experiment on blind-bolted joint in concrete-filled double steel tubular structure[J].Journal of constructional steel research，2020，174：1-10.

［13］張玉芬，宋義敏，蔣宗昊，等．復(fù)式鋼管混凝土柱-鋼梁外加強(qiáng)環(huán)板節(jié)點(diǎn)滯回性能及核心區(qū)變形研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2020，41（9）：154-164.

ZHANG Yufen，SONG Yimin，JIANG Zonghao，et al.Hysteretic performance and shear deformation of external ring-stiffened joint between composite CFST column and steel beam[J].Journal of building structures，2020，41（9）：154-164 （in Chinese）.

［14］LU L F，XU Y L，LIM J B P.Mechanical performance of a new I-section weak-axis column bending connection[J].Steel and composite structures，2018，26（1）：31-44.

［15］Applied Technology Council.Guidelines for cyclic seismic testing of components of steel structures：ATC-24[S].Redwood City （CA），1992.

［16］韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)：理論與實(shí)踐[M].北京：科學(xué)出版社，2016.

［17］中國(guó)建筑科學(xué)研究院.混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范：GB 50010—2010[S].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2015.

［18］中冶京誠(chéng)工程技術(shù)有限公司.鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)：GB 50017—2017[S].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2017.

［19］中冶建筑研究總院有限公司.鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程：JGJ 82—2011[S].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2011.

［20］錢煒武，李威，韓林海，等.往復(fù)荷載作用下鋼管混凝土疊合柱-鋼梁連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2017，50（7）：27-38.

QIAN Weiwu，LI Wei，HAN Linhai，et al.Behaviour of concrete-encased concrete-filled steel tubular column to steel beam joints under cyclic loading[J].Chinese civil engineering journal，2017，50（7）：27-38（in Chinese）.

［21］PAULAY T，PRIESTLEY M J N.Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings[M].New York：John Wiley and Sons，1992.

［22］British Standards Institution.Eurocode 3：design of steel structures：EN 1993-1-8[S].Brussels，European Committee for Standardization，2005.

［23］PILUSO V，F(xiàn)AELLA C，RIZZANO G.Ultimate behavior of bolted T-stubs，I：theoretical model[J].Journal of structural engineering，2001，127（6）：686-693.

［24］SAMON C G.Laboratory investigation of unstiffened triangular bracket plates[J].Journal of structure division，1964，90（3）：257-278.