張艷霞，王旭東，趙 曦，金博文，江 錕

(1. 北京建筑大學(xué)，土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；2. 北京建筑大學(xué)，北京未來城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心，北京 100044；3. 北京建筑大學(xué)，工程結(jié)構(gòu)與新材料北京市高等學(xué)校工程研究中心，北京 100044)

近年，國(guó)家出臺(tái)了一系列裝配式建筑產(chǎn)業(yè)政策，對(duì)建筑業(yè)的轉(zhuǎn)型升級(jí)提出了高標(biāo)準(zhǔn)[1-2]。此外，各地方政府也相繼推出了發(fā)展目標(biāo)及相關(guān)政策。2020 年7 月發(fā)布的《北京市住建系統(tǒng)2020 年生態(tài)文明建設(shè)工作要點(diǎn)》提出了2020 年裝配式建筑占新建建筑面積比例需達(dá)30%以上的高要求。而鋼結(jié)構(gòu)作為天然的裝配式建筑結(jié)構(gòu)，更順應(yīng)建筑業(yè)工業(yè)化、信息化和綠色化的發(fā)展方向[3]，更易于實(shí)現(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)、工廠化生產(chǎn)、裝配化施工的發(fā)展要求。

鋼結(jié)構(gòu)建筑中閉口截面柱的連接大多采用全熔透焊接的方式，傳統(tǒng)的焊接方式存在著安裝時(shí)間長(zhǎng)、人工成本高及環(huán)境污染等諸多問題。在保證節(jié)點(diǎn)性能的前提下，如何實(shí)現(xiàn)鋼結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件的高效裝配是推動(dòng)裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑進(jìn)一步發(fā)展的關(guān)鍵問題。對(duì)此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了一系列研究。王元清等[4]對(duì)4 種法蘭螺栓連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)和有限元分析，提出了一種實(shí)用的設(shè)計(jì)模型，該模型可為其他種類的螺栓法蘭連接提供一定的參考。劉康等[5]提出了一種方鋼管對(duì)穿螺栓柱-柱拼接節(jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)以內(nèi)套筒作為連接件，下柱與內(nèi)套筒通過高強(qiáng)螺栓連接，上柱以對(duì)穿螺栓為緊固件，通過軸壓破壞試驗(yàn)分析了節(jié)點(diǎn)的受力特性、承載力和破壞方式，但是該節(jié)點(diǎn)主要用于小尺寸閉口截面柱，且螺栓的滑移問題也限制了節(jié)點(diǎn)的適用范圍。劉學(xué)春等[6-7]提出了一種模塊化裝配式多高層鋼結(jié)構(gòu)全螺栓連接節(jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)能夠?qū)崿F(xiàn)豎向構(gòu)件和水平構(gòu)件的快速裝配，研究表明，該節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度較大，節(jié)點(diǎn)的極限承載能力高，耗能能力較好。Gunawardena[8]對(duì)模塊化的新型柱連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，提出了一套評(píng)估結(jié)構(gòu)剛度的方法。劉學(xué)春等[9]設(shè)計(jì)了4 組不同法蘭板厚度的法蘭連接節(jié)點(diǎn)，對(duì)該高層鋼結(jié)構(gòu)柱連接節(jié)點(diǎn)在拉-彎-剪組合作用下的受力性能進(jìn)行了深入研究，研究結(jié)果表明，隨著法蘭厚度的增加，節(jié)點(diǎn)剛度及承載力也逐漸增大，且軸向拉力的作用能夠降低柱的側(cè)向剛度和水平承載力。劉康等[10]在原有內(nèi)套筒柱-柱螺栓拼接節(jié)點(diǎn)的基礎(chǔ)上，新增了單向螺栓作為上柱的緊固件，設(shè)計(jì)了8 個(gè)拼接節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行了軸壓和偏壓下的靜力破壞試驗(yàn)，研究表明該節(jié)點(diǎn)承載力穩(wěn)定可靠，承載機(jī)理與普通拼接節(jié)點(diǎn)類似。

課題組于2016 年開始致力于全螺栓裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系的研發(fā)工作，先后對(duì)連接接頭為雙法蘭和單法蘭的箱形柱芯筒式連接節(jié)點(diǎn)[11-16]進(jìn)行了一系列有限元參數(shù)化分析及試驗(yàn)研究，并提出了節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)方法，研究表明：整體芯筒式全螺栓連接節(jié)點(diǎn)具有與傳統(tǒng)全熔透焊接的柱節(jié)點(diǎn)相近的受力特性和靜力性能，提出的節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)方法較為合理。當(dāng)芯筒式全螺栓連接節(jié)點(diǎn)的加工精度不能滿足要求時(shí)，常采用設(shè)置自鎖式單向高強(qiáng)螺栓[17](以下簡(jiǎn)稱單向螺栓)等補(bǔ)償措施。本文基于課題組研究工作提出另一種箱形柱塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)，并對(duì)塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)、單向螺栓-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)及全熔透焊接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究不同芯筒式連接節(jié)點(diǎn)在試驗(yàn)現(xiàn)象、恢復(fù)力模型、延性系數(shù)、典型部位應(yīng)變情況及螺栓預(yù)拉力等力學(xué)性能的差異，并與傳統(tǒng)全熔透焊接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行對(duì)比。

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

箱形柱塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)和單向螺栓-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)如圖1 和圖2 所示，該連接節(jié)點(diǎn)位于梁柱節(jié)點(diǎn)拼接處。節(jié)點(diǎn)于上、下柱端設(shè)置法蘭板，通過高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接；為了提高節(jié)點(diǎn)連接區(qū)剛度及節(jié)點(diǎn)極限承載能力，在上、下柱拼接區(qū)的柱內(nèi)增設(shè)八邊形芯筒，且在柱內(nèi)芯筒底面對(duì)應(yīng)位置設(shè)置安裝隔板。本文芯筒采用分離式的加工工藝，即在柱外利用工裝單獨(dú)加工成整體。芯筒壁板厚度可根據(jù)節(jié)點(diǎn)受力進(jìn)行計(jì)算，且應(yīng)大于柱壁板厚度，筒長(zhǎng)應(yīng)不小于400 mm。為了確保芯筒與箱形柱的順利拼裝，不僅在加工時(shí)應(yīng)保證負(fù)公差，還應(yīng)在工廠進(jìn)行預(yù)拼裝。塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)在上柱與下柱對(duì)應(yīng)位置開塞焊孔，通過塞焊的方式連接芯筒與柱壁，使柱壁與芯筒緊密貼合；單向螺栓-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)采用單向螺栓的方式以保證柱壁與芯筒的連接，需要在上、下柱及芯筒對(duì)應(yīng)位置開設(shè)單向螺栓孔。兩種節(jié)點(diǎn)的連接接頭均為單法蘭。

圖1 箱形柱塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)Fig. 1 Box-shaped column connection achieved by plug welding-core sleeve

圖2 箱形柱單向螺栓-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)Fig. 2 Box-shaped column connection achieved by self-lock one-side bolt-core sleeve

2 柱壁與芯筒間受剪承載力驗(yàn)算

2.1 柱壁與芯筒間受力分析

取箱形柱芯筒式連接節(jié)點(diǎn)芯筒一側(cè)的柱壁作為隔離體進(jìn)行受力分析，如圖3(a)所示。柱頂受到軸力N和剪力V，在剪力V和軸力N的作用下會(huì)在連接處形成彎矩M。在彎矩M作用下會(huì)在柱壁上形成一對(duì)力偶Nt和Np；由柱頂軸力引起的一側(cè)柱壁壓力近似按照N/4 考慮；由于法蘭板上螺栓群的作用，柱壁受拉時(shí)，該側(cè)柱壁法蘭板上加勁肋與柱壁間的豎向焊縫會(huì)產(chǎn)生沿柱壁向下的力ΣNr。當(dāng)柱壁受拉時(shí)，該側(cè)柱壁下的法蘭連接處同樣會(huì)處于局部受拉的不利狀態(tài)，在此狀態(tài)下由于法蘭連接處的受拉變形會(huì)導(dǎo)致柱壁與芯筒間產(chǎn)生較大的豎向剪力，考慮柱頂軸力N對(duì)一側(cè)柱壁產(chǎn)生N/4 的壓力和該側(cè)柱壁與加勁肋豎向焊縫產(chǎn)生的沿柱壁向下反力的有利影響，柱壁與芯筒間所受豎向剪力Ntw為柱壁所受到的拉力Nt減去柱壁所受到的壓力N/4 和ΣNr。

圖3 柱壁與芯筒間受力簡(jiǎn)圖Fig. 3 Calculation diagram of column wall and core sleeve

對(duì)于考慮雙向受彎的情況，如圖3(b)所示，柱壁與芯筒間的受力除了考慮由柱頂軸力產(chǎn)生的N/4、該側(cè)加勁肋豎向焊縫產(chǎn)生的反力ΣNr和x(y)向彎矩形成的柱壁拉力Ntx(Nty)三者疊加產(chǎn)生的豎向剪力Ntw外，還需考慮y(x)向剪力Vy(Vx)在柱壁與芯筒間產(chǎn)生的水平剪力，由y(x)向剪力Vy(Vx)引起的水平剪力Vtw近似按照Vy/2 (Vx/2)考慮。

2.2 柱壁與芯筒間受剪承載力驗(yàn)算

根據(jù)2.1 節(jié)的分析，由彎矩產(chǎn)生的柱壁拉力按式(1)計(jì)算，柱壁與加勁肋豎向焊縫產(chǎn)生的沿柱壁向下反力參照《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50135-2019)[18]按式(2)計(jì)算，柱壁與芯筒間所受豎向剪力按式(3)計(jì)算。對(duì)于雙向彎曲的情況，還需按式(4)計(jì)算柱壁與芯筒間的水平剪力。要求箱形柱芯筒式連接節(jié)點(diǎn)設(shè)置的塞焊或單向螺栓所提供的抗剪承載力大于在多遇地震作用下柱壁與芯筒間所受到的剪力，以保證在結(jié)構(gòu)層間位移不超過彈性層間位移限值時(shí)，節(jié)點(diǎn)處柱壁與芯筒間的連接可靠，柱壁與芯筒間的受剪承載力需要滿足式(5)的要求。

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017-2017)[19]塞焊抗剪承載力設(shè)計(jì)值可按下式計(jì)算:

單向螺栓的抗剪承載力設(shè)計(jì)值可參考文獻(xiàn)[17]中給出的承載力建議設(shè)計(jì)值。

3 試驗(yàn)概況

3.1 試件設(shè)計(jì)

四組試件的原型取自8 度設(shè)防地區(qū)的某高校附中教學(xué)樓，選取單根柱拼接節(jié)點(diǎn)對(duì)四組試件的尺寸進(jìn)行設(shè)計(jì)。試驗(yàn)相似常數(shù)為0.6，縮尺后試件的上柱高1345 mm，下柱高825 mm，總高為2170 mm，柱截面尺寸300 mm×300 mm×16 mm。箱形柱芯筒式連接節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)參照文獻(xiàn)[15]的三階段設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)，即彈性設(shè)計(jì)、等強(qiáng)驗(yàn)算和承載力的驗(yàn)算。上、下法蘭板的截面尺寸均為450 mm×450 mm×18 mm，連接法蘭板的螺栓采用10.9 級(jí)的M20 高強(qiáng)度螺栓。三組試件的參數(shù)見表1。以SHJD-2 為例，塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)的試件詳圖如圖4(a)所示，單向螺栓-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)的試件詳圖如圖4(b)所示。傳統(tǒng)全熔透焊接連接節(jié)點(diǎn)，即上、下柱通過坡口全熔透焊縫連接，試件詳圖如圖4(c)所示。

圖4 試件構(gòu)造詳圖Fig. 4 Detailed diagram of specimens

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

3.2 材性試驗(yàn)

試件的柱體、法蘭板和芯筒等各部分均采用Q345B 鋼材。參照《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975-1998)[20]制定了取樣原則并取樣。依據(jù)《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分: 室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010)[21]進(jìn)行材性試驗(yàn)，拉伸試驗(yàn)結(jié)果見表2，表中t為試樣厚度；E為彈性模量；fy為鋼材屈服強(qiáng)度；fu為鋼材抗拉強(qiáng)度；fy/fu為屈強(qiáng)比，δ 為鋼材伸長(zhǎng)率。表中鋼材的基本力學(xué)性能均符合建筑結(jié)構(gòu)用鋼的要求。

表2 材性試樣單軸拉伸試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Single-axis tensile test results of material samples

3.3 加載裝置

對(duì)三組試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，加載裝置及試件整體示意如圖5(a)和圖5(c)所示。試件的豎向軸力通過200 t 千斤頂于柱頂施加，千斤頂一端放置于柱頂，另一端則與反力架進(jìn)行連接，為保證千斤頂能隨節(jié)點(diǎn)變形而滑動(dòng)，千斤頂與反力架之間設(shè)置滑動(dòng)裝置[22]，如圖5(b)所示。通過200 t 作動(dòng)器對(duì)試件頂部進(jìn)行低周往復(fù)加載，作動(dòng)器另一端與反力墻相連。柱腳與底板通過12 個(gè)10.9 級(jí)M30 高強(qiáng)度螺栓連接，并在底板的東、西兩側(cè)設(shè)置壓梁，壓梁通過4 個(gè)100 t 的地錨桿與地面連接，從而確保柱腳底部固結(jié)。

圖5 試件加載裝置圖Fig. 5 Experiment setup diagram

3.4 加載制度

試驗(yàn)在柱頂施加全截面屈服20%的軸力(軸力大小1250 kN)，且保持軸壓穩(wěn)定。本試驗(yàn)加載制度參考美國(guó)AISC 抗震規(guī)范[23]，在柱頂采取位移控制的變幅加載方式，每級(jí)加載2 圈，加載制度如圖6 所示。當(dāng)滿足下列條件之一時(shí)，則認(rèn)為節(jié)點(diǎn)已失效，即停止加載：

圖6 加載制度Fig. 6 Loading law

1)加載過程中試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)發(fā)生嚴(yán)重破壞，即法蘭連接處高強(qiáng)螺栓被拉斷；

2)荷載下降到構(gòu)件極限承載力的85%以下。

3.5 量測(cè)內(nèi)容和測(cè)點(diǎn)布置

為量測(cè)試件的各項(xiàng)性能指標(biāo)，對(duì)關(guān)鍵位置的應(yīng)變、試件各個(gè)高度的水平位移、法蘭處開口大小、螺栓預(yù)拉力大小等設(shè)置量測(cè)儀器進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。測(cè)點(diǎn)布置以試件SHJD-2 為例，如圖7 所示。在試件的東、西、南三側(cè)分別設(shè)置8 組應(yīng)變片；在芯筒的4 個(gè)內(nèi)面分別設(shè)置上下平行的4 個(gè)應(yīng)變片；在柱頂加載點(diǎn)處對(duì)應(yīng)高度設(shè)置2 個(gè)±150 mm的位移計(jì)；在上、下法蘭處設(shè)置2 個(gè)±15 mm 的位移計(jì)；柱腳處設(shè)置2 個(gè)±50 mm 的位移計(jì)；在法蘭四個(gè)角部的高強(qiáng)螺栓上設(shè)置4 個(gè)量程為500 kN的螺栓軸力計(jì)。

圖7 試件測(cè)點(diǎn)布置Fig. 7 Measuring point arrangement

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

在試驗(yàn)加載的初期，層間位移角為0 rad～0.02 rad(1/50)時(shí)，各試件法蘭板未出現(xiàn)開口。當(dāng)層間位移角達(dá)到0.03 rad(1/33)時(shí)，試件DLJD的法蘭板出現(xiàn)輕微的塑性變形，法蘭板間出現(xiàn)2 mm 的開口，試件SHJD-1 的法蘭板開口為1 mm，試件HJJD 的靴梁與柱壁相交處焊縫出現(xiàn)細(xì)微的裂縫，試件SHJD-2 的法蘭板間未出現(xiàn)開口。層間位移角達(dá)到0.03 rad(1/33)時(shí)的試驗(yàn)現(xiàn)象如圖8 所示。

圖8 0.03 rad 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 8 The test phenomenon (0.03 rad)

如圖9 所示，當(dāng)層間位移角為0.04 rad(1/25)，試件DLJD 的法蘭板開口增至3 mm，試件SHJD-1的法蘭板開口增至2 mm，試件SHJD-2 的柱腳處靴梁上部柱壁出現(xiàn)輕微屈曲，試件HJJD 在柱腳靴梁與柱壁焊縫處的裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展，長(zhǎng)度延伸至16 mm。

圖9 0.04 rad 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 9 The test phenomenon (0.04 rad)

如圖10 所示，當(dāng)層間位移角達(dá)到0.05 rad(1/20)時(shí)，試件DLJD 的法蘭連接處出現(xiàn)較大的變形，上、下法蘭板開口增至6 mm，且下法蘭板出現(xiàn)明顯的塑性變形。試件HJJD 靴梁與柱壁焊縫上的裂縫在該加載級(jí)下繼續(xù)向柱中部擴(kuò)展，此外，下柱在正加載方向一側(cè)出現(xiàn)明顯的內(nèi)凹，表明柱壁發(fā)生局部屈曲。試件SHJD-1 的法蘭板開口增至4 mm，且柱腳的加勁肋出現(xiàn)開裂，靴梁處柱壁出現(xiàn)裂縫，試件SHJD-2 的法蘭板間仍未出現(xiàn)開口，靴梁上部柱壁的局部屈曲開始變得明顯。

圖10 0.05 rad 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 10 The test phenomenon(0.05 rad)

當(dāng)層間位移角為0.06 rad(1/16)時(shí)，試件DLJD的法蘭板開口大小為8 mm，下法蘭處及柱腳處的多個(gè)加勁肋被撕裂，下柱柱壁出現(xiàn)明顯的鼓曲，最終在0.06 rad(1/16)第2 次正向加載時(shí)，法蘭板處的高強(qiáng)螺栓被拉斷，試驗(yàn)停止。試件SHJD-1 的法蘭板開口大小為6 mm，而試件SHJD-2 的法蘭板雖然未出現(xiàn)開口，但柱腳在正加載方向和負(fù)加載方向均出現(xiàn)不同程度的撕裂現(xiàn)象。試件HJJD 的柱腳處鋼材撕裂嚴(yán)重且垂直于加載方向一側(cè)的下柱出現(xiàn)外凸，柱壁產(chǎn)生嚴(yán)重的局部屈曲，加載方向的正負(fù)更替也無法改變柱壁的受壓屈曲狀態(tài)，最終荷載下降到構(gòu)件極限承載力的85%以下，試驗(yàn)停止。在0.07 rad(1/14)第1 次正向加載時(shí)，試件SHJD-1 法蘭板處兩個(gè)高強(qiáng)螺栓被拉斷，法蘭開口達(dá)到8 mm，試驗(yàn)停止；試件SHJD-2 法蘭雖未出現(xiàn)開口，但柱腳撕裂與鼓曲現(xiàn)象較為嚴(yán)重，荷載下降至承載力的85%以下，試驗(yàn)停止。0.06 rad(1/16)和0.07 rad(1/14)的試驗(yàn)現(xiàn)象如圖11 和圖12所示。

圖11 0.06 rad 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 11 The test phenomenon (0.06 rad)

圖12 0.07 rad 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 12 The test phenomenon (0.07 rad)

4.2 滯回曲線

四個(gè)試件的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線如圖13 所示。從圖13 中可以看出，在加載的初期節(jié)點(diǎn)處于彈性階段，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線基本呈線性變化，隨著轉(zhuǎn)角的增加，各試件塑性變形不斷發(fā)展，剛度逐漸退化，滯回環(huán)逐漸形成，從整體來看，四個(gè)試件的滯回曲線均較為飽滿，呈現(xiàn)出經(jīng)典的梭形。

圖13(a)為設(shè)置4 個(gè)塞焊的試件SHJD-1 與設(shè)置4 個(gè)單向螺栓的試件DLJD 的滯回曲線對(duì)比，試件SHJD-1 在正加載方向的承載力為1073.42 kN·m，相比試件DLJD 在正加載方向的承載力996.70 kN·m，承載力提高7.70%；SHJD-1 在負(fù)加載方向的承載力為1093.69 kN·m，相比DLJD 在負(fù)加載方向的承載力974.45 kN·m，承載力提高12.24%；承載力平均相差9.97%。表明芯筒與柱壁間連接形式的不同對(duì)節(jié)點(diǎn)承載能力有一定程度的影響，從整體來看，兩者滯回曲線形狀基本相似，連接形式的不同對(duì)節(jié)點(diǎn)的剛度影響較小。兩試件的滯回曲線均出現(xiàn)了輕微的捏攏現(xiàn)象，這是因?yàn)閮稍嚰姆ㄌm板產(chǎn)生了較大的塑性變形導(dǎo)致上、下法蘭板間存在較大開口，導(dǎo)致連接處的剛度降低；單向螺栓的設(shè)置無法使柱壁與芯筒間產(chǎn)生較大的擠壓力[10]，近似為承壓型連接，隨著加載級(jí)數(shù)的增加，轉(zhuǎn)角不斷增大，芯筒與柱壁間會(huì)產(chǎn)生一定程度的滑移，導(dǎo)致單向螺栓試件DLJD 的捏攏程度較試件SHJD-1 稍大，試件DLJD 的承載力相較于試件SHJD-1 稍有降低。

如圖13(b)所示，設(shè)置6 個(gè)塞焊的試件SHJD-2相較于設(shè)置4 個(gè)塞焊的試件SHJD-1 滯回環(huán)更加飽滿，這是因?yàn)樵嚰HJD-2 在整個(gè)加載過程中法蘭板間未出現(xiàn)明顯的塑性變形，法蘭連接處的剛度未明顯降低。SHJD-2 在正加載方向的承載力為1093.16 kN·m，相比SHJD-1 在正加載方向的承載力1073.42 kN·m，承載力提高1.84%；SHJD-2 在負(fù)加載方向的承載力為1092.14 kN·m，相比SHJD-1在負(fù)加載方向的承載力1093.69 kN·m，承載力相差0.14%?？梢苑从吵鋈笖?shù)量的增加能夠提高節(jié)點(diǎn)的剛度，使節(jié)點(diǎn)抗彎承載力略有提升。

如圖13(c)所示，設(shè)置6 個(gè)塞焊的試件SHJD-2與傳統(tǒng)的全熔透焊接試件HJJD 在0.06 rad(1/16)前的滯回環(huán)面積大小相近，HJJD 在正、負(fù)加載方向的承載力分別為999.83 kN·m 和970.58 kN·m，與SHJD-2 的正、負(fù)加載方向承載力分別相差8.54%和11.13%，平均相差9.84%。表明設(shè)置6 個(gè)塞焊的塞焊-芯筒式節(jié)點(diǎn)SHJD-2 與傳統(tǒng)焊接節(jié)點(diǎn)HJJD滯回性能相近，受力性能好。

圖13 滯回曲線對(duì)比Fig. 13 Comparison of hysteretic curves

4.3 骨架曲線

四個(gè)試件的骨架曲線如圖14 所示。在層間位移角達(dá)到0.0075 rad(1/133)前，試件處于彈性階段，各試件曲線重合且為直線。隨著加載級(jí)數(shù)的增加，試件逐漸進(jìn)入彈塑性階段，各試件曲線逐漸分離，開始出現(xiàn)駐點(diǎn)，在大多數(shù)同級(jí)加載位移下，試件SHJD-1 與SHJD-2 的承載力相近，且略高于試件DLJD 與HJJD。曲線在到達(dá)峰值荷載后呈現(xiàn)出下降趨勢(shì)，表明各構(gòu)件進(jìn)入塑性工作狀態(tài)，剛度逐漸降低。通過對(duì)比，塞焊?jìng)€(gè)數(shù)的增加對(duì)節(jié)點(diǎn)初始剛度和承載力影響較??；芯筒與柱壁連接形式的改變對(duì)節(jié)點(diǎn)初始剛度影響較小，對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力有一定程度的影響。

圖14 試件骨架曲線對(duì)比Fig. 14 Comparison of skeleton curves of specimens

4.4 剛度退化

圖15 給出了SHJD-1、SHJD-2、DLJD 及HJJD四個(gè)節(jié)點(diǎn)的等效剛度退化系數(shù)曲線，從圖中可以看出各節(jié)點(diǎn)的正負(fù)初始剛度大體相同，曲線均由平直段、直線下降段及曲線下降段組成。各試件正、負(fù)向剛度退化規(guī)律基本一致，表明塞焊?jìng)€(gè)數(shù)的增加及芯筒與柱壁連接形式的改變對(duì)等效剛度退化系數(shù)影響較小。

圖15 等效剛度退化系數(shù)曲線對(duì)比Fig. 15 Comparison of equivalent stiffness degradation curves

4.5 SHJD-1、DLJD 柱壁與芯筒間受剪承載力驗(yàn)算

根據(jù)設(shè)置4 個(gè)塞焊的試件SHJD-1 和設(shè)置4 個(gè)單向螺栓的試件DLJD 的試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)2.2 節(jié)提出的柱壁與芯筒間受剪承載力驗(yàn)算公式進(jìn)行驗(yàn)證。

驗(yàn)算柱壁與芯筒間受剪承載力時(shí)，取試件在層間位移角為0.00375 rad(1/267)時(shí)的彎矩值284.36 kN·m，近似相當(dāng)于結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值1/250 時(shí)的內(nèi)力，作為多遇地震組合下節(jié)點(diǎn)拼接處的彎矩。軸力取試件加載時(shí)所施加的恒定軸力1250 kN。所取隔離體的受力簡(jiǎn)圖如圖16 所示。

圖16 隔離體受力簡(jiǎn)圖Fig. 16 Calculation diagram of column wall and core sleeve

塞焊直徑為30 mm，受剪承載力設(shè)計(jì)值：

試件DLJD 的受剪承載力滿足要求。

在試驗(yàn)過程中，各試件的塞焊及單向螺栓并未出現(xiàn)破壞，表明經(jīng)過柱壁與芯筒間受剪承載力驗(yàn)算的連接節(jié)點(diǎn)，能夠保證柱壁與芯筒間的可靠連接。

4.6 延性系數(shù)

4.7 應(yīng)變變化

塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)SHJD-1、SHJD-2 與單向螺栓-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)DLJD 的芯筒應(yīng)變的對(duì)比，如圖17 所示。在擬靜力試驗(yàn)加載過程中，由于水平作動(dòng)器的加載誤差，并不能實(shí)現(xiàn)完全對(duì)稱的加載，從試驗(yàn)結(jié)果來看，負(fù)加載方向一側(cè)，即作動(dòng)器所在一側(cè)的應(yīng)變較大。故該應(yīng)變?nèi)∽载?fù)加載方向一側(cè)芯筒的應(yīng)變片。應(yīng)變的增長(zhǎng)程度可以反映出芯筒的受力狀態(tài)，從圖中可以看出，各節(jié)點(diǎn)的芯筒在加載級(jí)數(shù)很小的時(shí)候即出現(xiàn)應(yīng)變，表明在加載初期芯筒開始協(xié)同受力，發(fā)揮作用，隨著加載位移的增大，芯筒的應(yīng)變不斷增加。

表3 試件主要性能指標(biāo)Table 3 Main performance indicators of specimens during static tests

圖17 芯筒應(yīng)變對(duì)比Fig. 17 Comparison of core sleeve strain

在層間位移角到達(dá)0.05 rad(1/20)之前，負(fù)加載方向一側(cè)的DLJD 芯筒應(yīng)變大于SHJD-1，表明DLJD 的芯筒受力相對(duì)較大。DLJD 的芯筒應(yīng)變?cè)谡虞d方向出現(xiàn)了初始拉應(yīng)變，其原因是加載初期層間位移角較小，芯筒與柱壁并未發(fā)生接觸，芯筒受力主要靠單向螺栓來傳遞，正加載方向該側(cè)柱壁受壓，單向螺栓緊固了芯筒與柱壁，芯筒筒壁受到由單向螺栓傳來的向下的剪力，此時(shí)芯筒處于一種抗拔的狀態(tài)，產(chǎn)生了初始拉應(yīng)力。隨著加載級(jí)數(shù)的增加，芯筒所受彎矩逐漸增大且單向螺栓產(chǎn)生了一定的滑移使芯筒逐漸進(jìn)入受壓狀態(tài)，芯筒壓應(yīng)變不斷增加。初始拉應(yīng)力的存在導(dǎo)致DLJD 在層間位移角到達(dá)0.04 rad(1/25)之前，負(fù)加載方向的芯筒應(yīng)變略小于試件SHJD-1。

設(shè)置6 個(gè)塞焊的SHJD-2 的芯筒應(yīng)變與設(shè)置4 個(gè)塞焊的SHJD-1 的芯筒應(yīng)變大小相近，應(yīng)變變化趨勢(shì)一致，表明塞焊?jìng)€(gè)數(shù)的增加對(duì)芯筒的受力狀態(tài)影響較小。

DLJD 和SHJD-1 各典型部位的應(yīng)變情況如圖18(a)和圖18(b)所示。DLJD 的上柱和法蘭下端一直處于彈性階段，未達(dá)屈服應(yīng)變 1 .65×103με。DLJD 下柱和柱腳于加載級(jí)為0.02 rad(1/50)時(shí)就進(jìn)入了塑性，其應(yīng)變隨著加載級(jí)數(shù)的增加而增加，下柱的應(yīng)變最大為 15.9×103με，一直高于柱腳的應(yīng)變。對(duì)比來看，在整個(gè)加載過程中，SHJD-1的最大應(yīng)變出現(xiàn)在柱腳，最大應(yīng)變?yōu)? 0.55×103με，應(yīng)變自柱腳向上逐漸減小。

圖18 典型部位應(yīng)變Fig. 18 Strain of typical position

試件SHJD-2 各典型部位的應(yīng)變情況圖18(c)所示。SHJD-2 在整個(gè)加載過程中，上柱與法蘭上、下端應(yīng)變較小，均處于彈性階段，下柱與柱腳在加載級(jí)為0.01 rad(1/100)時(shí)就進(jìn)入了屈服狀態(tài)，超過0.02 rad(1/50)之后，SHJD-2 柱腳的應(yīng)變急劇增長(zhǎng)，增長(zhǎng)趨勢(shì)明顯快于下柱應(yīng)變。下柱的最大應(yīng)變?yōu)?5.718×103με，出現(xiàn)在層間位移角為0.05 rad(1/20)時(shí)，而柱腳最大應(yīng)變?yōu)? 6.02×103με，反映出柱腳已產(chǎn)生較大的塑性變形，這與上柱和法蘭連接附近無明顯變形、柱腳嚴(yán)重?fù)p傷的試驗(yàn)現(xiàn)象一致。從整體應(yīng)變趨勢(shì)來看，SHJD-1 與SHJD-2 的應(yīng)變從上柱至柱腳逐漸增大，可以反映出節(jié)點(diǎn)的剛性。

試件HJJD 各典型部位的應(yīng)變情況如圖18(d)所示。柱腳在加載級(jí)為0.01 rad(1/100)的應(yīng)變達(dá)到1.747×103με，已超過了屈服應(yīng)變。在進(jìn)入屈服階段后，柱腳的應(yīng)變急劇增加，最終增至27.56×103με，試件因柱腳損傷過大而破壞，與SHJD-2的柱腳應(yīng)變大小相近。從層間位移角為0.04 rad(1/25)開始，HJJD 柱腳附近的柱壁處于受壓狀態(tài)，其正、負(fù)加載方向的應(yīng)變均為壓應(yīng)變，表明下柱壁已發(fā)生較為嚴(yán)重的局部屈曲，僅僅通過正負(fù)加載方向的變化并不能改善柱壁的受壓狀態(tài)，這與下柱鼓曲嚴(yán)重的試驗(yàn)現(xiàn)象相一致。對(duì)比來看，塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)SHJD-2 的節(jié)點(diǎn)應(yīng)變變化規(guī)律與傳統(tǒng)全熔透焊接連接節(jié)點(diǎn)HJJD 相近，受力性能較為一致。

4.8 螺栓預(yù)拉力

試件的螺栓預(yù)拉力對(duì)比曲線如圖19 所示，螺栓拉力對(duì)比如表4 所示。在正向加載的初期，DLJD 的高強(qiáng)螺栓受力大于SHJD-1，當(dāng)加載至正向0.01 rad(1/100)的時(shí)候，DLJD 的螺栓所受外拉力超過了螺栓的初始預(yù)拉力，在卸載后發(fā)生松弛現(xiàn)象，導(dǎo)致下一加載級(jí)的螺栓預(yù)拉力的增長(zhǎng)程度有所下降；而后隨著加載級(jí)數(shù)的增加，法蘭板連接區(qū)域螺栓所受外拉力增加，DLJD 的螺栓預(yù)拉力增長(zhǎng)速度回升，上、下法蘭板間的擠壓力降低，甚至出現(xiàn)開口。螺栓桿的預(yù)拉力逐漸增長(zhǎng)，最大增至296.89 kN，超過螺栓桿的破斷強(qiáng)度，最終導(dǎo)致該側(cè)法蘭連接處的螺栓被拉斷，這與試驗(yàn)觀測(cè)到的現(xiàn)象一致。相比較而言，SHJD-1 的螺栓預(yù)拉力從0.005 rad(1/200)開始出現(xiàn)松弛現(xiàn)象，表明法蘭連接處螺栓群在加載初期即受到較大的拉力；加載至0.02 rad(1/50)時(shí)，螺栓預(yù)拉力超過初始的預(yù)拉力增至184.44 kN，法蘭板開始出現(xiàn)開口，螺栓預(yù)拉力于0.06 rad(1/17)增至最大，為285.72 kN，最終在層間位移角為0.07 rad(1/14)第一次正向加載時(shí)螺栓桿被拉斷。負(fù)加載方向螺栓預(yù)拉力的變化能夠反映螺栓預(yù)拉力的松弛情況，DLJD 和SHJD-1 的螺栓預(yù)拉力下降速率均較快，下降程度較大，試件SHJD-1 的預(yù)拉力最低降至24.28 kN，損失84.34%，試件DLJD 的預(yù)拉力最低降至40.83 kN，損失73.66%。

圖19 螺栓預(yù)拉力對(duì)比Fig. 19 Comparison of bolt pretension

表4 各試件螺栓預(yù)拉力Table 4 Bolt pretension of specimens

SHJD-2 的螺栓預(yù)拉力從0.02 rad(1/50)開始出現(xiàn)松弛現(xiàn)象，預(yù)拉力增長(zhǎng)速率降低，從0.02 rad(1/50)加載至0.07 rad(1/14)，螺栓的預(yù)拉力僅增長(zhǎng)了13.9 kN，這表明塞焊數(shù)量的增加能夠提高節(jié)點(diǎn)的剛度，芯筒能夠充分發(fā)揮作用，法蘭板連接區(qū)所受拉力減小，螺栓預(yù)拉力增長(zhǎng)緩慢。最終試件SHJD-2 于0.07 rad(1/14)因柱腳損傷而引起承載力降低，加載停止，此時(shí)螺栓預(yù)拉力達(dá)到最大，為256.66 kN，未超過螺栓桿的破斷強(qiáng)度，法蘭連接處螺栓未出現(xiàn)被拉斷的情況。從負(fù)加載方向螺栓預(yù)拉力的變化情況來看，設(shè)置6 個(gè)塞焊的SHJD-2的預(yù)拉力最低降至98.32 kN，預(yù)拉力損失36.57%，比SHJD-1 高74.04 kN，反映出加強(qiáng)芯筒與柱壁間的補(bǔ)償措施能夠降低螺栓預(yù)拉力的損失。

4.9 芯筒式連接節(jié)點(diǎn)機(jī)理分析

在多遇地震作用下，法蘭板不開口，芯筒受力很小或不受力，主要由法蘭板上的螺栓群來承受柱頂傳來的彎矩和剪力。在層間位移角較小時(shí)，芯筒與柱壁未能直接接觸或部分接觸，由塞焊及單向螺栓承受柱壁與芯筒間的剪力，保證柱壁與芯筒間的連接可靠。層間位移角為0.003 75 rad(1/267)時(shí)，近似于結(jié)構(gòu)彈性層間位移角1/250，設(shè)置4 個(gè)塞焊的SHJD-1 和設(shè)置4 個(gè)單向螺栓的DLJD 節(jié)點(diǎn)，芯筒最大的應(yīng)變?yōu)?0.183×103με，表明芯筒受力很??；螺栓拉力相較于初始預(yù)拉力平均增長(zhǎng)11.79%，表明節(jié)點(diǎn)內(nèi)力主要由螺栓群承受；從各試件典型部位應(yīng)變來看，法蘭連接處無明顯塑性應(yīng)變，各部位均處于彈性狀態(tài)，其中柱腳應(yīng)變最大，為 0.699×103με，可以反映出法蘭連接節(jié)點(diǎn)的剛性。

在設(shè)防地震作用下，法蘭板不開口，隨著層間位移角的增大，柱壁直接與芯筒接觸傳力，芯筒部分參與受力。層間位移角為0.01 rad(1/100)時(shí)，設(shè)置4 個(gè)塞焊的SHJD-1 和設(shè)置4 個(gè)單向螺栓的DLJD 節(jié)點(diǎn)，芯筒最大的應(yīng)變?yōu)?0.233×103με，表明芯筒受力增加；螺栓拉力相較于初始預(yù)拉力平均增長(zhǎng)19.35%，法蘭板上的螺栓群仍是承受節(jié)點(diǎn)內(nèi)力的主要對(duì)象。

在罕遇地震作用下，法蘭板不開口，螺栓群及芯筒共同承擔(dān)節(jié)點(diǎn)內(nèi)力。層間位移角為0.02 rad(1/50)時(shí)，相當(dāng)于結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角1/50，設(shè)置4 個(gè)塞焊的SHJD-1 和設(shè)置4 個(gè)單向螺栓的DLJD 節(jié)點(diǎn)，芯筒受力進(jìn)一步增加，最大的應(yīng)變?yōu)?.255×103με；螺栓預(yù)拉力平均增長(zhǎng)34.75%。負(fù)向加載時(shí)，部分螺栓預(yù)拉力相較于上一加載級(jí)預(yù)拉力損失26.45%，產(chǎn)生突變，表明法蘭處于開口的臨界狀態(tài)。

在極罕遇地震作用下，法蘭板開口，法蘭連接處螺栓被拉斷前，螺栓群及芯筒共同承擔(dān)節(jié)點(diǎn)內(nèi)力，螺栓被拉斷后，主要由芯筒提供抗彎和抗剪承載力。層間位移角為0.03 rad(1/33)時(shí)，設(shè)置4 個(gè)塞焊的SHJD-1 和設(shè)置4 個(gè)單向螺栓的DLJD節(jié)點(diǎn)，法蘭板出現(xiàn)一定程度的開口，最大應(yīng)變?yōu)?.27×103με ； 芯筒應(yīng)變?cè)鲋?0.288×103με；螺栓預(yù)拉力平均增長(zhǎng)59.98%，螺栓拉力接近螺桿的極限抗拉強(qiáng)度。層間位移角為0.06 rad(1/17)時(shí)，部分螺栓桿達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度被拉斷，平均預(yù)拉力損失達(dá)79%，部分螺栓退出工作，螺栓群提供的承載力降低，芯筒受力增加，芯筒最大的應(yīng)變?yōu)?.354×103με，芯筒所受應(yīng)力相比于0.03 rad(1/33)時(shí)螺栓被拉斷前的應(yīng)力增長(zhǎng)22.92%。

設(shè)置6 個(gè)塞焊的芯筒式連接節(jié)點(diǎn)SHJD-2 與上述機(jī)理稍有不同，其主要原因是塞焊數(shù)量的增加提高了法蘭連接節(jié)點(diǎn)處的剛度，在層間位移角0.02 rad(1/50)～0.07 rad(1/14)的整個(gè)加載過程中，上、下柱仍能夠整體側(cè)移，法蘭板未出現(xiàn)開口，螺栓的預(yù)拉力最低降至98.32 kN，預(yù)拉力損失值基本穩(wěn)定在40.01%，預(yù)拉力未出現(xiàn)明顯的突變，螺栓群能夠保持良好的受力性能，最終塑性應(yīng)變主要集中在柱腳，柱腳最大應(yīng)變?yōu)?26.02×103με，節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)高于試件SHJD-1 和DLJD。

5 結(jié)論

本文對(duì)塞焊-芯筒式和單向螺栓-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)及傳統(tǒng)全熔透焊接連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，分析了其力學(xué)性能和受力機(jī)理等。主要結(jié)論如下：

(1)在多遇地震作用下，法蘭板不開口，主要由螺栓群來承受節(jié)點(diǎn)內(nèi)力，芯筒受力較小或不受力；在設(shè)防地震和罕遇地震作用下，法蘭板不開口，螺栓群及芯筒共同承擔(dān)節(jié)點(diǎn)內(nèi)力；在極罕遇地震作用下，法蘭板開口，螺栓被拉斷前，螺栓群及芯筒共同承擔(dān)節(jié)點(diǎn)內(nèi)力，螺栓被拉斷后，主要由芯筒提供抗彎和抗剪承載力。

(2)設(shè)置4 個(gè)塞焊的芯筒式連接節(jié)點(diǎn)和設(shè)置4 個(gè)單向螺栓的芯筒式連接節(jié)點(diǎn)均由于法蘭連接節(jié)點(diǎn)處高強(qiáng)螺栓被拉斷而破壞，兩者的延性系數(shù)大小相近，剛度退化規(guī)律基本一致，前者的承載力略高于后者。表明當(dāng)塞焊與單向螺栓個(gè)數(shù)相同時(shí)，芯筒與柱壁連接形式的改變對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度影響較小，對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力有一定程度的影響。

(3)相較于設(shè)置4 個(gè)塞焊的芯筒式連接節(jié)點(diǎn)，設(shè)置6 個(gè)塞焊的連接節(jié)點(diǎn)的承載力提高較小，滯回曲線更加飽滿，法蘭連接處損傷較小，因柱腳損傷較大導(dǎo)致荷載下降至承載力的85%而停止加載，反映出法蘭連接節(jié)點(diǎn)的剛性，塑性應(yīng)變主要集中在柱腳，使節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)有一定程度的提高。表明塞焊數(shù)量的增加主要能夠提高節(jié)點(diǎn)的剛度。

(4)設(shè)置6 個(gè)塞焊的芯筒式連接節(jié)點(diǎn)與傳統(tǒng)全熔透焊接連接節(jié)點(diǎn)均由于柱腳損傷嚴(yán)重導(dǎo)致荷載下降至承載力的85%以下而停止加載，兩者滯回性能、節(jié)點(diǎn)剛度、剛度退化規(guī)律及延性系數(shù)大小相近，塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)的承載力稍高于傳統(tǒng)全熔透焊接連接節(jié)點(diǎn)，反映出塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)能夠?qū)崿F(xiàn)與傳統(tǒng)全熔透焊接連接節(jié)點(diǎn)一致的力學(xué)性能。

(5)在工程應(yīng)用方面，塞焊-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)安裝方便，具有一定的成本優(yōu)勢(shì)，適用于現(xiàn)場(chǎng)允許少量焊接工作的情況；單向螺栓-芯筒式連接節(jié)點(diǎn)能夠?qū)崿F(xiàn)全螺栓裝配，在施工現(xiàn)場(chǎng)無焊接作業(yè)，采用單向螺栓的成本較采用塞焊高。因此，在實(shí)際的工程設(shè)計(jì)中可根據(jù)不同的工程需求靈活選用。