装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点的力学性能试验研究.pdf

第 50 卷 增刊 2017 年 7 月 天津大学学报自然科学与工程技术版 Journal of Tianjin University Science and Technology Vol. 50 Suppl. Jul. 2017 收稿日期2017-04-01；修回日期2017-04-25. 作者简介马强强（1990 ），男，助理工程师，maqiangqiang1990. 通讯作者王 燕，yanwang2010803. 基金项目国家自然科学基金资助项目51678316；国家重点研发计划重点专项资助项目2016YFC0701204. DOI10.11784/tdxbz201704072 装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点的力学性能试验研究 马强强，王 燕，杨松森 青岛理工大学土木工程学院，青岛 266033 摘 要为深入研究装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点力学性能，进行了 3 个十字形 1/2 缩尺比例节点试件在低 周往复荷载作用下的试验研究，对节点的破坏模式、滞回性能、刚度退化、节点核心区剪切变形、弯矩-转角关系曲 线等进行了分析.研究结果表明，在低周往复荷载作用下节点的破坏模式主要表现为对穿螺栓被拉断，外伸端板屈 曲，柱壁凹屈，柱壁间连接焊缝断裂；上段柱对穿螺栓往复滑移造成的塑性变形集中在柱壁及外伸端板区域并形成 塑性铰，节点具有一定的耗能能力，受对穿螺栓贯穿柱壁连接效应影响，在往复荷载作用下出现“对称凹屈”现 象；随内套筒厚度增加，节点核心区剪切变形减小，抗剪刚度增加；节点具有一定的转动刚度，表现出半刚性节点 性质．提出的装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点可以实现上柱与下柱、梁与柱全装配式连接． 关键词装配式钢结构；梁柱连接节点；内套筒；对穿螺栓；高强度螺栓 中图分类号TU391 文献标志码A 文章编号0493-21372017增-0131-09 Experimental Studies on Mechanical Properties of Fabricated Beam-Column Connection with Inner Sleeve Composite Bolts Ma Qiangqiang，Wang Yan，Yang Songsen School of Civil Engineering，Qingdao Technological University，Qingdao 266033，China AbstractIn order to reveal the mechanical properties of fabricated beam-column connection with inner sleeve com- posite bolts，experimental studies on three cross-shaped specimens with size proportion of 1/2 under low cycle recip- rocating load was done，and the joint failure pattern，hysteresis property，stiffness degradation，the shearing angle curve of joint core and moment-rotation curves of connection were analyzed． The results show the failure pattern of the joint can be summarized into snap of high-strength bolt，buckling of extended end-plate and column wall，and fracture of welds of column under low cycle reciprocating load． The plastic deation caused by slip of through high-strength bolt in the upper column concentrates on column wall and extended end-plate area and plastic hinge was ed，and the joint has well energy dissipation ability． Influenced by the through high-strength bolt which passed though the column wall，“symmetric concave bend” of the upper column wall arised under reciprocating load． With the increase of the inner sleeve thickness，shear deation of joint core is reduced，and the shear stiffness in- creases． The joint has a certain rotational stiffness and shows the nature of the semi-rigid joints． The properties of pro- posed fabricated beam-column connection with inner sleeve composite bolts can be used into totally fabricated con- nection of the upper and lower column，beam and column. Keywordsfabricated steel structure；beam-column connection；inner sleeve；through high-strength bolt；high- strength bolt 传统栓焊梁柱连接节点钢框架安装质量由于受 焊接工艺及焊接环境影响， 其连接节点焊接质量得不 到很好保证， 因此， 在强烈地震作用下梁柱焊接连接 处极易发生脆性破坏． 另一方面， 传统栓焊连接节点 的施工效率和建筑工业化程度也较低． 钢框架采用 全装配式连接节点符合建筑工业化发展需求， 梁-柱 132 天津大学学报自然科学与工程技术版 第 50 卷 增刊 连接、 柱-柱连接采用全装配式高强度螺栓连接， 可以 有效避免现场施焊， 提高安装效率． 同时， 梁柱连接 节点的抗震性能也可以得到有效提高． 文献[1]提出一种装配式矩形钢管柱与 H 形钢梁 外 伸 端 板 采 用 对 穿 螺 栓 的 连 接 节 点 ，并 采 用 ABAQUS 有限元软件和试验方法对节点破坏形式、 延性及耗能能力等进行了研究． 结果表明， 端板与柱 壁之间类似于“跷板”作用， 具有很好的耗能能力， 但抗弯刚度在后期下降较快． 文献[2]提出了方钢管 柱与 H 形钢梁外套板式梁柱连接节点， 即通过在方 管柱开手孔形式， 梁柱全部采用高强螺栓紧固， 研究 表明 节点的滞回曲线饱满， 具有良好的耗能能力， 刚度退化曲线平缓， 满足“强节点， 弱构件”的设计 原则． 本文提出一种新型装配式梁柱内套筒组合螺栓 连接节点． 通过开展低周反复加载试验， 对模型试件 的破坏形态、 滞回性能、 延性、 耗能能力、 节点核心区 的剪切变形等力学性能进行了深入分析和研究， 研究 内容可为装配式钢框架梁柱连接节点的工程应用提 供参考． 1 节点构造 图 1 所示的装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节 点是由上钢管柱、 下钢管柱、 内套筒、 加强式外伸端 板组件、 组合螺栓组成． 其中， 内套筒位于上、 下方钢 管柱内， 具有拼接上、 下钢管柱以及加强节点核心区 双重作用； 加强式外伸端板组件以下简称组件包括 外伸端板、 加强肋板和水平盖板， 其中， 水平盖板的 作用是加强梁端翼缘， 迫使塑性区形成位置远离受力 复杂和焊缝集中的薄弱区域， 起到保护节点薄弱区、 提高抗震性能和防止节点脆性破坏的目的[3]． 组合螺 栓由高强度对穿螺栓以下简称对穿螺栓和高强螺 栓组成， 对穿螺栓是为克服传统高强螺栓无法直接用 于封闭截面的一种特制螺栓， 其特点是长度较长， 可 以贯穿连接截面． 节点安装时， 下钢管柱安装就位后 再将钢管内套筒套入下钢管柱并对准螺栓孔位， 通过 高强螺栓与组件连接， 将上钢管柱套入钢管内套筒， 并与下钢管柱抵紧后通过对穿螺栓与钢管内套筒、 组 件固接完成安装． 该节点可以实现上柱与下柱、 梁与 柱全装配式连接， 避免在钢管柱节点核心区开设高强 螺栓安装手孔， 安装效率得到有效提高． （a）节点示意 （b）三维剖面 图 1 装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点 Fig.1Fabricated beam-column connection joints using inner sleeve composite bolts 2 试验概况 2.1 试件设计 试件原型取自多层钢框架结构在侧向水平荷载 作用下中柱节点典型单元， 如图 2 所示． 图 2 中柱节点单元 Fig.2 A unit of middle column joint 共设计 3 个 1∶2 缩尺比例梁柱内套筒组合螺栓 连接节点试件， 试件编号及节点构造参数见表 1． 表 1 试件编号及节点构造参数 Tab.1 Specimen number and node structure parameters mm 组 件 尺 寸 试件 编号 内套筒 厚度/长度 内套筒与柱 壁间隙 对穿螺栓 规格/长度 高强螺 栓规格 外伸端板 水平盖板 加强肋板 组件与 梁连接 ST-1,N 14/600 10 10.9S/340 10.9S 51015016 2001208 150978 焊接 ST-2,N 12/600 10 10.9S/340 10.9S 51015016 2001208 150978 焊接 ST-3N 14/600 10 10.9S/340 10.9S 51015016 23515010 16095110 栓接 3 个试件的节点构造及几何尺寸如图 3 所示， 梁 柱截面分别为 HN3001506.59， □250250 12．试件 ST-1N、 试件 ST-2N 内套筒厚度分别为 14,mm， 12,mm， 钢梁与组件为焊接连接， 如图 3a 所示； 试件 ST-3N 内套筒厚度为 14,mm， 钢梁与组件 采用高强螺栓连接， 如图 3b所示． 2017 年 7 月 马强强等装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点的力学性能试验研究 133 （a）试件 ST-1NST-2N几何尺寸 （b）试件 ST-3N 几何尺寸 图 3 试件构造及尺寸 Fig.3 Structure and size of specimens 试件钢材强度等级为 Q345B， 表 2 为钢材及对 穿螺栓材性试验结果． 3 个节点试件高强螺栓及对穿 螺栓直径均为 M20， 螺栓预拉力均根据文献[4] 技术 要求确定． 表 2 材料特性 Tab.2 Material characteristics 材料名称 厚度直径/ mm 屈服强度/ MPa 抗拉强度/ MPa 弹性模量/ GPa 钢梁腹板 6.5 391.7 504.6 209.3 钢梁翼缘 9 378.3 533.5 251.3 方钢管柱 12 448.2 597.6 272.2 12 456.6 608.1 275.1 内套筒 14 400.6 559.0 260.9 外伸端板 16 322.2 488.3 206.5 8 421.2 581.1 255.4 水平盖板 10 357.6 528.8 250.7 8 398.0 547.0 239.8 加强肋板 10 352.6 519.6 245.4 对穿螺栓 20 910.2 1,080.5 206.6 2.2 加载及量测 试验加载装置如图 4 所示． 由 500,kN 液压千斤顶对柱顶施加轴向压力， 试 验过程中轴压比恒定为 0.2． 在柱顶设置水平支撑防 止发生失稳， 柱脚设计为铰支座． 为防止加载过程中 东、 西两侧钢梁出现扭转或出平面失稳， 在梁端设置 支撑， 支撑与钢梁预留 5,mm 间隙， 涂抹少量润滑油 减少在加载过程中发生摩擦．东、 西梁端分别与 500,kN 液压伺服作动器相连， 试验过程中采用同步 反对称加载． 如图 2 所示， 柱顶平面内水平支撑反力 2PF，F为梁端极限承载力， 经验算， 梁端极限承 载力F约为 180,kN， 选取柱顶平面内水平支撑截面 为 [28,c 方能满足试验过程中水平支撑反力 P 值的 设计要求． （a）加载装置示意 （b）现场照片 图 4 加载装置 Fig.4 Test setup 加载制度采用力-位移混合控制[5]， 在力控制加 载阶段， 荷载取值为 20,kN， 40,kN， 60,kN， ， 直至 结构屈服． 在位移控制阶段， 以屈服位移Δ的倍数作 为卸载控制点， 每一级循环 3 次， 直到试件破坏， 加 载制度如图 5 所示． 图 5 试验加载制度 Fig.5 Test load system 134 天津大学学报自然科学与工程技术版 第 50 卷 增刊 试验过程中出现以下现象时即认为试件破坏 ① 荷载下降达到峰值荷载的 85,以下； ②试件出现明 显的断裂； ③试件产生过大变形． 3 试验现象及破坏形态 3.1 主要试验现象 试件 ST-1N、 ST-2N 和 ST-3N 在整个加载过程 中， 都经历了弹性阶段、 弹塑性阶段和塑性变形阶 段， 节点试件整体破坏形态如图 6 所示． 对于试件 ST-1N， 当梁端荷载加至 90,kN 时， 外 伸端板与方钢管柱壁之间被拉开约 5,mm 缝隙， 同时 柱壁有少许凹屈， 试件开始屈服； 当荷载增至1Δ第 1 次循环时， 缝隙持续增加， 试件出现摩擦声响， 仔细 观察后发现， 在上、 下柱连接缝隙处出现可见偏移， 说明在反复荷载作用下， 对穿螺栓与高强螺栓的连接 刚度不同， 导致初始安装间隙发生不均匀改变， 上、 下柱壁与内套筒之间出现相互挤压变形． 试件在2Δ 第 2 次循环荷载作用下， 对穿螺栓紧固柱壁区域发生 较大程度凹屈现象， 高强螺栓紧固柱壁与外伸端板之 间几乎无缝隙， 证明高强螺栓紧固性能优于对穿螺 栓； 试件在3Δ第 1 次循环荷载作用下， 方钢管柱东 侧焊缝出现撕裂现象， 随后最外排对穿螺栓被拉 断． 试件最终破坏形态如图 7 所示． （a）试件 ST-1N （b）试件 ST-2,N （c）试件 ST-3,N 图 6 试件破坏形态 Fig.6 Failure patterns of specimens （a）对穿螺栓拉断、上柱壁凹屈 （b）柱壁焊缝断裂 图 7 试件 ST-1,破坏形态 Fig.7 Failure pattern of ST-1N 对于试件 ST-2N， 当梁端荷载加至 80,kN 时， 外 伸端板上部与方钢管柱壁之间被拉开约 7,mm 缝隙， 上柱壁呈现微小内凹现象， 试件开始屈服． 当对试件 施加1Δ第 2 次循环荷载时， 缝隙加大至约 12,mm， 对 穿螺栓与柱孔壁之间发出摩擦声响， 上下柱发生相互 微小偏移； 施加2Δ第 3 次循环荷载时， 上柱壁继续 凹屈， 下柱壁发生微小外凸， 试件内部及侧向支撑处 声响持续增强； 当对试件施加3Δ第 1 次循环荷载 时， 上、 下柱壁突然发生约 10,mm 的相互偏移； 当对 试件施加4Δ第 1 次循环荷载时， 下柱东侧焊缝被撕 裂， 且撕裂宽度及长度比试件 ST-1N 的程度要小， 随 后对穿螺栓也被拉断．试件最终破坏形态如图 8 所示． （a）对穿螺栓拉断、上柱壁凹屈 （b）柱壁焊缝断裂 图 8 试件 ST-2N破坏形态 Fig.8 Failure pattern of ST-2N 对于试件 ST-3N， 当梁端荷载加至 90,kN 时， 外 伸端板上部与方钢管柱壁之间被拉开约 7,mm 缝隙， 上柱壁呈现微小的凹屈现象， 同时外伸端板下部与方 钢管柱壁也被拉开微小缝隙， 试件开始屈服． 当对试 2017 年 7 月 马强强等装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点的力学性能试验研究 135 件施加1Δ第 2 次循环荷载时， 外伸端板与柱壁之间 的缝隙持续加大， 对穿螺栓与柱螺栓孔壁之间发出摩 擦声响， 钢梁开始贴紧侧向支撑并上下摩擦； 施加 2Δ第 1 次循环荷载时， 上柱壁继续凹屈， 下柱壁发 生微小外凸， 试件内部及侧向支撑处声响持续增强， 上下柱突然发生较大的相互偏移， 电子位移计部分掉 落； 当对试件施加3Δ第 2 次循环荷载时， 东梁上翼 缘与外伸端板连接处焊缝被完全拉断， 随后对穿螺栓 也被拉断． 试件最终破坏形态如图 9 所示． （a）组件焊缝断裂 （b）上柱壁凹屈、对穿螺栓拉断 图 9 试件 ST-3N破坏形态 Fig.9 Failure pattern of ST-3N 3.2 试件破坏形态 由上述 3 个试件的试验现象可知， 试件 ST-1N 与试件 ST-2N 破坏形态相近， 2 个试件在试验过程中 均发生外伸端板屈曲、 上柱壁凹屈、 上下柱连接处偏 移变形、 柱壁焊缝撕裂、 对穿螺栓被拉断等现象， 试 件 ST-1N 与试件 ST-2N 相比， 上下柱偏移变形程度、 柱壁变形程度相对较小， 但焊缝撕裂程度相对较 大． 试件 ST-3N 因梁腹板与外伸端板无连接， 荷载主 要由外伸端板与加强肋板竖向焊缝承担， 梁端竖向刚 度较差， 在剪力与拉力联合作用下， 组件的竖向焊缝 及水平焊缝均出现开裂现象， 如图 9a所示． 图 10 为试件上段柱的柱壁变形特征示意图． 在 图 10a所示正向循环荷载作用下， 上段柱受对穿螺 栓贯穿柱壁连接效应影响， 柱两端梁翼缘荷载 Q 通 过对穿螺栓传至柱壁“1”产生凹屈变形， 在下一个 反向循环荷载作用下， 荷载 Q 则传至柱壁“2”并发 生凹屈变形， 而此时柱壁“1”的凹曲变形无法得到 恢复， 如图 10b所示． 在多次往复循环荷载作用 下， 上段柱对穿螺栓两侧连接柱壁处的塑性变形不断 累加， 凹屈形态突出， 如图 10c所示． 3 个试件在试 验最终破坏时上段柱壁两侧均出现“对称凹屈”形 态， 如图 10d示意图所示． 下段柱的柱壁在循环荷 载作用下由于不受螺栓贯穿柱壁连接效应影响， 没有 出现“凹屈”现象． （a）正向循环荷载节点变形形态 （b）负向循环荷载节点变形形态 （c）柱壁“凹屈” （d）“对称凹屈”示意图 图 10 柱壁变形特征 Fig.10 Characteristics of the column wall deation 4 试验结果及其分析 4.1 滞回曲线 试件 ST-1N、 ST-2N 及试件 ST-3N 的力-位移滞 回曲线如图 11 所示， 3 个试件的滞回曲线具有相近 特征 ①正负向滞回曲线对称性存在差异， 这是由于 节点由两种不同类型螺栓组成， 螺栓群在正向及反向 加载过程中受拉区和受压区承载力不对称所致； ②滞 回曲线呈弓形， 具有较好的耗能能力， 但捏缩现象明 显， 反应出更多的滑移性质， 这是由“对称凹屈”现 象导致对穿螺栓不断往复滑移所致； ③十字形试件 东、 西梁端的滞回曲线对称性较好， 反映出中柱节点 东、 西梁的抗震性能较为一致． 136 天津大学学报自然科学与工程技术版 第 50 卷 增刊 （a）试件 ST-1N 西梁 （b）试件 ST-1N 东梁 （c）试件 ST-2N 西梁 （d）试件 ST-2N 东梁 （e）试件 ST-3N 西梁 （f）试件 ST-3N 东梁 图 11 试件滞回曲线 Fig.11 Hysteretic curve of specimens 4.2 骨架曲线 图 12 所示为 3 个试件的骨架曲线， 可以看出， 试件 ST-1N、 ST-2N 以及试件 ST-3N 的骨架曲线规律 （a）西梁 （b）东梁 图 12 试件骨架曲线 Fig.12 Skeleton curves of specimens 基本一致， 没有明显的屈服拐点； 随内套筒厚度增 加， 节点承载力亦相应增加； 焊接型节点与螺栓型节 点相比， 刚度略有降低， 但承载力有所增大． 4.3 延性系数 结构或节点的延性系数μ可以采用双直线法[6] 确定， 如图 13 所示． 图 13 双直线法简图 Fig.13 Sketch of double line 双直线法以直线 OB， BA 代替试验曲线 OA， 交 点 B 为屈服点， 线段 CD 模拟屈服过程， 其中， 应满 足两个条件 ①实际曲线所围面积和双直线所围面积 相等； ②面积 S1＋S2＋S3为最小． 利用上述方法得出 的计算结果如表 3 所示． 表 3 试件延性系数 Tab.3 Ductility coefficient of specimens 试件编号 梁端 极限荷载/kN 屈服荷载/kN 极限位移/mm 屈服位移/mm μ 西梁 180 92 157 51 3.08 ST-1,N 东梁 179 85 156 52 3.00 西梁 157 73 155 42 3.69 ST-2N 东梁 168 88 142 45 3.16 西梁 160 75 122 42 2.90 ST-3N 东梁 159 98 114 40 2.85 2017 年 7 月 马强强等装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点的力学性能试验研究 137 由表 3 可以看出， 试件 ST-1N、 试件 ST-2N 的延 性系数均大于 3， 表现出较好的塑性变形能力， 同时 也体现出在柱壁与内套筒存在一定间隙的情形下， 随 内套筒厚度增加， 承载力得到一定提高， 节点延性降 低． 试件 ST-3,N 由于加强肋板处竖向焊缝受拉剪联 合作用较大， 从而发生脆断， 延性较差． 4.4 耗能能力 耗能能力是评估结构抗震性能的重要依据， 可通 过等效黏滞阻尼系数 e h来衡量， 其计算公式如下[7] e 1 2π ABCOA BOD S h S ⋅， 计算简图见图14， 计算结果如表 4 所 示． 等效黏滞阻尼系数越大， 结构的耗能能力越强. 图 14 等效黏滞阻尼系数计算简图 Fig.14 Sketch of equivalent adhesive damper coefficient 表 4 试件等效黏滞阻尼系数 Tab.4 Equivalent adhesive damper coefficient of specimens 试件编号 梁端 e h 西梁 0.13 ST-1N 东梁 0.14 西梁 0.14 ST-2N 东梁 0.09 西梁 0.18 ST-3N 东梁 0.20 由表 4 可以看出， 试件 ST-1N、 ST-2N 的等效黏 滞阻尼系数差别不大， 说明二者的耗能能力相当． 试 件 ST-3N 的等效黏滞阻尼系数均比前两个试件稍 大， 说明螺栓型连接对提高节点的耗能能力有一定 作用． 4.5 刚度退化 刚度退化是结构抗震性能的重要指标， 刚度退化 可采用等效刚度表示[8]． 图 15 为各试件等效刚度特 性对比曲线． 由图 15 可以看出， 试件从刚开始加载便出现较 大的刚度退化， 主要是装配式连接螺栓滑移以及安装 间隙导致刚度下降． 试件 ST-2N 的刚度退化系数略 高于其他两个试件， 说明随内套筒厚度减小， 刚度退 化减慢， 柱壁与内套筒之间具有一定的协同工作效 应． 试件 ST-1N 与试件 ST-3N 的曲线基本重合， 二者 刚度退化程度基本一致． （a）西梁 （b）东梁 图 15 试件刚度退化系数对比 Fig.15 Stiffness degradation curves of specimens 4.6 节点核心区剪切变形 节点核心区的剪切变形可以通过设在板域的斜 向电子位移计测出板域对角线的变化， 并利用公式 1～3计算节点核心区剪切角γ． 图 16 为节点核 心区变形前后的几何关系图． 图 16 剪切变形计算示意 Fig.16 Calculation of shear deation 1 sin 2 ACBD AD ll l θ α ΔΔ 1 2 cos 2 ACBD AB ll l θ α ΔΔ 2 12 γαα 3 式中 1 α为节点核心区线段 AB 变形前后所产生的夹 角； 2 α为节点核心区线段 BC 变形前后所产生的夹 角； AC lΔ、 BD lΔ分别为节点核心区沿对角方向的伸长 或缩短量， 即图 16 中 1 δ、 2 δ等；ADl、ABl分别为节点 核心区的高度及宽度；θ为节点核心区变形前 AB 与 138 天津大学学报自然科学与工程技术版 第 50 卷 增刊 BD 的夹角． 节点核心区在加载过程中的剪切角曲线如图 17 所示， 可见， 在相同荷载作用下， 试件 ST-2N 剪切变 形大于试件 ST-1N， 说明随内套筒厚度增加， 节点核 心区剪切变形减小， 抗剪刚度增加． 试件 ST-3N 剪切 变形与试件 ST-1N、 ST-2N 相比有显著增大趋势， 这 是由于试件 ST-3N 梁腹板与外伸端板之间没有焊缝 连接， 梁对节点核心区提供的约束作用减弱， 梁端剪 力仅由加强肋板承担， 加强肋板竖向焊缝处存在应力 集中现象， 这与图 9a所示试件 ST-3N 出现的破坏 现象一致． 图 17 节点核心区剪切角曲线 Fig.17 The shearing angle curve of joint core 4.7 弯矩-转角曲线 根据设置在试件上的电子位移计可得到 3 个试 件的弯矩-转角关系曲线， 如图 18 所示． 由图 18a可见， 试件 ST-1N 与 ST-2N 的弯矩- 转角关系曲线走势大致相同， 都经历了弹性阶段、 较 大的滑移阶段和刚度恢复阶段． 节点在组合螺栓滑 移前的弹性阶段， 即Ⅰ阶段， 曲线大致呈直线， 且在 同一转角下， 内套筒厚度越大， 所需弯矩越大， 说明 节点的初始刚度随内套筒厚度增加而增大； 随后节点 曲线进入滑移区， 即Ⅱ阶段， 由于节点进入弹塑性之 后本身就有一定的刚度退化， 再加之组合螺栓存在较 大滑移， 转动刚度开始变小； 待滑移结束后， 曲线进 入刚度恢复阶段， 即Ⅲ阶段， 节点各组成构件紧密接 触， 节点转动刚度得以部分恢复． 节点具有一定的转 动刚度， 表现出半刚性节点性质． 由图18b可见， 节点试件 ST-3N 的弯矩-转角关 系曲线也经历了Ⅰ阶段和Ⅱ阶段， 但Ⅰ阶段历时相对 较长， 切线斜率与试件 ST-2N 大致相当， 说明其初始 转动刚度与 ST-2N 相差不大， 由于Ⅱ阶段结束后， 梁 翼缘与组件的连接焊缝被撕裂， 导致没有刚度恢复区. （a）试件 ST-1N 及 ST-2N （b）试件 ST-3N 弯矩-转角曲线 图 18 节点的弯矩-转角曲线 Fig.18 Moment-rotation curves of test joints 4.8 应力应变分析 组件中水平盖板是为了将梁端塑性铰外移． 通 过对水平盖板末端梁翼缘应变片进行分析得到 3 个 试件在该处的微应变曲线如图 19 所示， 根据应力应 变的关系式Eσε， 可得到梁翼缘处的屈服微应变， 即图 19 中正、 负屈服线， 进而可判断该点处钢材是 否屈服． （a）试件 ST-1N （b）试件 ST-2N （c）试件 ST-3N 图 19 微应变曲线 Fig.19 Strain curves 2017 年 7 月 马强强等装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点的力学性能试验研究 139 通过图 19 可见， 柱壁与内套筒之间的安装间 隙， 减小了二者协同工作效应， 消耗了部分能量， 使 水平盖板尾部梁翼缘处并未出现可见的较大塑性变 形， 但此处依然集中了较大应力， 实际上 3 个试件均 已经在部分加载阶段进入了塑性． 可见， 应尽量减小 柱壁与内套筒之间的安装间隙， 提高二者协同工作效 应， 对于提高节点刚度和抗震性能是有利的． 5 结 论 1 装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点在低 周往复荷载作用下的破坏模式主要表现为对穿螺栓 被拉断， 外伸端板屈曲， 柱壁凹屈， 柱壁间连接焊缝 断裂． 2 上段柱对穿螺栓往复滑移造成的塑性变形 集中在柱壁及外伸端板区域并形成塑性铰， 节点具有 一定的耗能能力， 受对穿螺栓贯穿柱壁连接效应影 响， 在往复荷载作用下出现“对称凹屈”现象． 3 试件 ST-2N 的节点核心区剪切变形大于试 件 ST-1N， 随内套筒厚度增加， 节点核心区剪切变形 减小， 抗剪刚度增加． 试件 ST-3N 梁腹板与外伸端板 之间没有采用焊缝连接， 两端钢梁对节点核心区约束 作用明显减小， 节点核心区的抗剪承载力降低． 4 试件的初始转动刚度随内套筒厚度增大而 增加， 3 个试件弯矩-转角关系曲线都经历了弹性阶 段和滑移阶段， 节点具有一定的转动刚度， 表现出半 刚性节点性质． 5 装配式梁柱内套筒组合螺栓连接节点可以 实现上柱与下柱、 梁与柱全装配化连接， 避免在钢管 柱节点核心区开设高强螺栓安装手孔， 提高了安装效 率． 节点力学性能和构造细节还有待进一步研究． 参考文献 ［1］ 杨晓杰，张 龙，李国强. 矩形钢管柱与 H 形梁端板 对拉螺栓连接滞回性能研究[J]. 建筑钢结构进展， 2013，15416-23. Yang Xiaojie，Zhang Long，Li Guoqiang. Hysteretic perance of end plate connections between rectangu- lar hollow section columns and H-shaped beams using through-bolts [J]. Progress in Steel Building Structures，2013，15416-23in Chinese. ［2］ 李黎明，陈以一，李 宁，等. 外套管式冷弯方钢管 与 H 型钢梁连接节点的抗震性能[J]. 吉林大学学报 工学版，2010，40167-71. Li Liming，Chen Yiyi，Li Ning，et al. Seismic per- ance of outer-shell connection of cold-ed square tubular column and H-shaped steel beam [J]. Journal of Jilin University Engineering and Technology Edition， 2010，40167-71in Chinese. ［3］ 陶长发，孙国华，何若全，等. 盖板加强型节点钢框 架子结构抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报， 2015，36619-28. Tao Changfa，Sun Guohua，He Ruoquan，et al. Ex- perimental study on seismic behavior of steel frame sub- structure with cover-plate reinforced connections[J]. Journal of Building Structures，2015，36619- 28in Chinese. ［4］ JGJ 822011 钢结构高强度螺栓连接技术规程[S]. 北京中国建筑工业出版社，2011. JGJ 822011 Technical Specification for High Strength Bolt Connections o Steel Structures [S]. BeijingChina Architecture and Building Press，2011in Chinese. ［5］ JGJ 1011996 建筑抗震试验方法规程[S]. 北京中 国计划出版社，1997. JGJ 1011996 Specification of Testing s for Earthquake Resistant Building [S]. Beijing China Planning Press，1997in Chinese. ［6］ 倪诗阁. 结构延性系数的确定方法[J]. 建筑结构， 1980，10564-65. Ni Shige. Determination of structure ductility coefficient [J]. Building Structure ， 1980 ， 105 64-65in Chinese. ［7］ 姚谦峰，陈 平. 土木工程结构试验[M]. 北京中 国建筑工业出版社，2008. Yao Qianfeng，Chen Ping. Civil Engineering Structure Test [M]. BeijingChina Architecture and Building Press，2008in Chinese. ［8］ 徐淑芳，张 弢，索跃宁，等. 钢筋混凝土空心剪力 墙刚度退化研究[J]. 西安建筑科技大学学报 自然科 学版，2007，395606-609. Xu Shufang，Zhang Tao，Suo Yuening，et al. Study of stiffness degeneration on R. C. hollow shear wall [J]. Journal of Xi’an University of Architecture and Technol- ogy Natural Science Edition，2007，395606- 609in Chinese. 责任编辑 刘文革