方管柱全螺栓拼接节点静力承载性能试验研究

Experimental Study on Load-Bearing Performance of Fully Bolted Column-Column Splicing Joints

摘要

目前方钢管之间主要的连接方式有焊接、法兰连接、套筒连接、拼接件连接等，本文基于各种连接节点已有的研究成果，提出了一种使用角钢作为拼接件的新型全螺栓柱柱拼接节点。首先，完成了2个拼接长度和螺栓排列形式不同的柱柱节点试件在压-弯-剪组合工况下的单调加载试验，分析了连接件长度和螺栓排列形式对节点极限承载力和刚度的影响。然后，采用有限元分析软件对单调加载试验进行数值模拟，将数值模拟结果与试验结果进行比较，验证了数值模型的准确性，得到单调加载下两种节点的力学性能。研究结果表明，采用方钢管全螺栓柱柱拼接节点的试件破坏过程可分为三个阶段，即弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段；节点拼接件越长，则试件极限承载力越高、节点刚度越大，但使用连接节点的试件的刚度小于没有节点的一般柱构件。

Abstract

Currently， the main connection methods between square steel tubes include welding， flange connection， sleeve connection， and splicing connector connection. Based on the existing research results of various connection joints， this article proposes a new type of fully bolted column-column splicing joint that uses angle steel as the splicing connector. Firstly， monotonic loading tests were carried out on two column-column joint specimens with different splicing lengths and bolt arrangement forms under combined compression-bending-shear loading conditions， and the influence of the length of the connecting member and the arrangement form of the bolts on the ultimate bearing capacity and stiffness of the joint was analyzed. Finite element analysis software was used to simulate the monotonic loading tests， and the numerical simulation results were compared with the test results to verify the accuracy of the numerical model and obtain the mechanical performance of the two types of joints under monotonic loading. The research results show that the failure process of the specimen using the fully bolted column-column splicing joint with square steel tubes can be divided into three stages， namely， elastic stage， elastic-plastic stage， and failure stage. The longer the splicing member of the joint， the higher the ultimate bearing capacity and stiffness of the specimen. However， the stiffness of specimens using connecting joint is smaller than that of general column components without joint.

Graphical abstract

关键词

全螺栓柱柱拼接节点 / 试验研究 / 数值模拟 / 极限承载力 / 刚度

Key words

fully bolted column-column splicing joints / experimental study / numerical simulation / ultimate bearing capacity / stiffness

0 引 言

目前闭口截面杆件螺栓连接的形式主要有法兰连接、拼接板连接和套筒连接三种。

法兰连接是两段管道连接时常用的一种连接形式，国内外有大量学者对方钢管法兰连接节点进行了研究。刘学春等^［1-2］使用有限元分析软件ABAQUS研究了法兰盘厚度t、螺栓边距a以及螺栓孔径单个参数对节点的影响。王元清等^［3-5］根据法兰节点有无加劲肋和管件几何形状的不同，研究了4种采用法兰连接的钢管拼接节点的受弯承载性能。Willibald等^［6］对16组方钢管法兰连接节点进行了静态拉伸试验，探究了翼缘板厚度、螺栓间距以及螺栓布置对撬力的影响。拼接板连接目前已有的研究成果和实际应用较少，主要原因在于闭口截面螺栓的尺寸和位置、拼接板的尺寸和节点的施工便利性等因素均对其应用有一定的影响。对于这种节点形式，徐路^［7］分别研究了使用内插板式连接和双夹板式连接两种方钢管柱拼接节点。Liu等^［8］对采用上述拼接节点的钢框架和钢柱上无任何连接的纯钢框架进行了有限元对比分析。套筒连接近年来也有一定的研究，刘康等^［9-11］通过对穿螺栓、单边螺栓及套筒开槽等构造优化提出了设计公式，但内套筒焊接质量难以保证现场施工精度，且单边螺栓抗剪承载力离散性大，缺乏统一设计标准。

已有研究为新型节点设计提供了构造优化方向和性能评价方法，但在高烈度区适用性、装配式施工需求及组合受力机制分析上存在不足。基于此，本文结合装配式钢结构变电站高抗震、快速装配的要求，设计了一种在节点区框架柱内外使用四块角钢作为拼接件、内部设置加劲板并采用高强螺栓承压型连接的柱柱拼接节点。该节点通过内夹板预焊、螺母预焊的设计解决闭口截面螺栓定位难题，利用加劲板约束增强节点刚度与整体性，弥补了传统连接形式在施工便利性和抗震性能上的缺陷。

1 试验设计

1.1　试验目的

本试验设计了2个拼接件长度不同的全螺栓柱柱拼接节点，连接上下两段方钢管柱组成一个柱构件进行单调加载试验，研究构件的极限承载力和破坏模式。

试验的主要目的是：①在轴压比为0.3的条件下，对柱顶处的加载点施加水平方向的强迫位移进行试验，得到试件加载点处的荷载-位移曲线和节点区的弯矩-转角曲线。②观察加载完成后试件的变形和破坏，结合荷载变形曲线，确定试件的破坏模式。③通过荷载变形曲线，比较不同的构件的刚度和极限承载力，探究节点板长度和螺栓排列形式对构件的影响。

1.2　试件设计

每个构件由上柱、下柱、内夹板、外夹板、螺栓群组成（柱脚的靴梁和加劲肋，节点区的加劲板已提前焊接在上下柱上），构件的基本参数如表1所示，详细构造如图1所示。

试件设计时特别考虑了节点区内外夹板的厚度、长度和螺栓排列形式，试验所用的方钢管柱横截面面积为6 144 mm²，两个方向惯性矩均为3.78×10⁷ mm²；而8块角钢组成的内外夹板横截面面积为8 832 mm²，两个方向惯性矩均为5.14×10⁷ mm²，略大于柱截面的几何参数。

1.3　加载装置

试验前通过数值模拟得出试件在施加750 kN轴压力的条件下，所能承受的水平力大约为130 kN，因此水平方向可以使用50 t伺服作动器加载，竖直方向可以使用200 t液压千斤顶施加轴压力，试验加载装置如图2所示。

1.4　测点布置

本试验主要关注试件的应力应变、位移变形、千斤顶施加的轴力、作动器的伸长量和水平反力。千斤顶施加的轴力、作动器的伸长量和水平反力由设备自带的传感器和对应的数据采集系统自动输出。试件上的各个测点作用为：位移计D2—D5用于测量节点区的转角；应变片S1、S3、S5、S6用于检测方钢管柱四个面的应变，得到该截面处的正应力，进而计算出截面弯矩和柱顶水平方向的作用力，以校核作动器所施加的荷载的准确性；应变片S7—S24位于节点区中部的外夹板上，用于测量该截面的应力和应变并与有限元模拟的结果相比较；其余测点用来监测加载过程的力和位移，将在2.5节中详细叙述。位移计的的编号及所在位置见图3，应变片的编号及所在位置见图4。

1.5　加载制度

加载分为预加载和正式加载两个阶段，按位移控制。

预加载阶段，第一步千斤顶施加75 t的轴压力，然后观察位于方钢管柱四个面中部的应变片S2、S4、S6、S8的数值是否接近，以检测轴压力是否有偏心作用的情况；第二步在柱顶施加7 mm的水平位移，对应0.5%的层间位移角，然后观察加载点处的两个位移计D11、D12的数值增量是否相等，避免构件在加载过程中发生扭转。如果应变片或位移计的数值异常，应将测点或构件调整到正确位置。

正式加载阶段，第一步依然是千斤顶施加75 t的轴压力，对应的轴压比为0.3，然后千斤顶持荷。第二步以7 mm为梯度对构件柱顶施加水平位移，总共施加70 mm，对应5%的层间位移角，如图5所示。

加载过程中，除了观察构件的变形和柱顶荷载-位移曲线之外，还应该注意：①构件弯曲平面外方向两个位移计D7、D8的读数，以防止试件有平面外的位移和变形；②试件弯曲平面内位于柱顶和柱底的两个位移计D1、D6的读数，以检测试件与顶部加载装置、与底座之间是否存在滑移；③试件柱底底板上的两个位移计D9、D10的读数，以检测试件底座是否有旋转；④柱底最不利位置的8个应变片S25—S32的读数，如果应变片读数过大，并且柱底发生明显屈曲，即使水平位移未加载到预设的最大值也必须停止加载。

2 试验结果及分析

2.1　材性试验结果

在万能材料试验机上对试件样品进行了拉伸试验。样品按《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》（GB/T 2975—2018）^［12］的要求制作，样品尺寸根据《金属材料拉伸试验标准》（GB/T228.1—2021）^［13］确定，并在该标准的要求下进行拉伸试验。试样的材料力学性能指标见表2，应力-应变曲线如图6所示。

2.2　试件J-6-22的破坏现象

为了更加方便地描述试验现象，需对组成方钢管的四块板进行编号，如图7所示，图中未标注的板即为C板。

对于试件J-6-22，第一步千斤顶施加750 kN的轴压力，由于上下柱端部表面相互接触、承担主要的轴向压力，试件并没有明显现象。第二步开始以位移控制施加水平荷载，从开始加载到水平位移为14 mm（1%层间位移角）范围内，节点区板件之间的摩擦力承担荷载，试件处于弹性范围内，仅能发现柱顶有微小的侧移；水平位移从14 mm加到42 mm（3%层间位移角）过程中，由于力的增大，节点区板件之间的摩擦力不足以承担荷载，板件之间开始滑移，螺杆开始承压，试件不断发出响声，推测是板件滑移时相互摩擦发出的声音；42 mm时，A板底部已经出现轻微的局部屈曲；加载至预计的最大位移70 mm时，A板有明显的屈曲现象，但B板和D板变形不太明显，因此决定将水平位移加到80 mm；继续加载，可以发现试件柱顶侧移迅速增加，A板底部向内鼓曲明显，如图8（a）所示，B板和D板底部向外鼓曲，如图8（b）所示，试件整体弯曲变形明显，如图8（c）所示，此时停止加载。卸载后，观察节点区可以发现外夹板与柱壁之间滑移明显，如图8（d）所示，拆去一块受拉区的外夹板，可以发现受拉一侧上下柱端部表面分离，如图8（f）和图8（e）所示，最大间隙约为4.5 mm，两个表面之间的夹角约为3°。

显然，试件的破坏由处于最不利位置的A板底部的局部屈曲开始，使得试件整体的弯曲变形迅速增大，进而使得A、B、D三块板底部发生明显的鼓曲，破坏模式以柱底的局部失稳为主；而处于较为安全位置的节点区只是发生了部分板件与板件之间的滑移，然后以螺杆受剪为主承担和传递荷载，高强螺栓的螺杆没有发生受剪破坏和弯曲破坏，螺栓孔壁没有出现挤压破坏现象，螺孔之间的净截面也没有发生破坏。

2.3　试件J-6-13的破坏现象

试验过程中，J-6-13的试验现象与J-6-22基本一致。当加载点处的水平位移到达90 mm时，A板底部向内鼓曲明显，如图9（a）所示，B板和D板底部向外鼓曲，如图9（b）所示，但试件整体的弯曲变形没有J-6-22明显，如图9（c）所示。卸载后观察节点区发现，外夹板与柱壁之间并没有产生明显的滑移，如图9（d）所示。拆去一块受拉区的外夹板，可以发现受拉一侧上下柱端部表面没有明显的分离，如图9（f）、图9（e）所示，由于上下柱之间的缝隙很小，只能测出缝隙宽度约为1.5 mm，两个表面之间的夹角无法通过试验室现有设备进行测量。

加载过程中用水准尺测量了作动器的水平度，发现气泡并不是严格居中，说明作动器轴线与水平面之间存在微小的夹角，可能对水平力有一定的影响；测量了试件在弯曲平面外的垂直度，发现气泡也有稍许偏移，查看位移计D7所记录的数据，发现D7的数值增大了5 mm，说明试件存在平面外的变形。

2.4　数据处理和结果分析

本试验主要关注的数据包括作动器施加的水平力、加载点位移以及节点区四个位移计的位移，然后通过换算得到节点区的转角和节点区中心的弯矩，根据以上数据分别绘制了两个试件在加载点处的荷载-位移曲线和节点区中心的弯矩-转角曲线，如图10、图11所示。

从图中可以看出，两个试件的荷载-位移曲线和弯矩-转角曲线都可以分为弹性阶段、弹塑性阶段以及下降阶段三个部分，其中，水平位移约14 mm（1%层间位移角）是弹性与弹塑性阶段的分界线，42 mm（3%层间位移角）是弹塑性阶段与下降段的分界线，与试验现象基本对应。弹性阶段内，J-6-13与J-6-22的初始抗侧刚度和节点区的转动刚度基本一致，后续J-6-13的抗侧刚度略大于J-6-22，并且更晚进入弹塑性阶段；弹塑性阶段，J-6-13和J-6-22节点区的夹板与柱壁之间逐渐产生滑移，螺杆开始承压，两个试件的抗侧刚度和节点区的转动刚度明显下降，但可以看出J-6-13的弹塑性阶段比J-6-22短，且极限承载力更高；破坏阶段，由于柱底板件的局部屈曲，随位移的增大两种试件的承载力都逐渐下降，但J-6-13的下降速度更慢。

综上所述，两种节点形式在加载初期对上下柱的连接效果基本一致，都能够很好地受力并传递荷载。进入弹塑性阶段之后，由于J-6-13的节点区的夹板更长，单个螺栓的预紧力更大，相比之下，J-6-13的节点对上下柱的连接和约束效果更好，使得J-6-13的节点区滑移更小，刚度更大，试件的极限承载力更大，也使得J-6-13在后续柱底板件屈服时承载力下降更慢。结合试验现象，加载完成后，J-6-13节点区受拉侧的上下柱之间最大缝隙仅为1.5 mm，而J-6-22为4.5 mm，相差3倍，J-6-13上下柱端部表面之间的夹角更是小到无法通过一般的仪器测量，也证明了J-6-13节点区的转动和滑移更小。总体来看，相较于J-6-22，J-6-13的节点形式对试件整体的承载力和刚度的影响更加有利。

3 数值模拟结果及分析

3.1　有限元模型的建立

本文使用有限元分析软件ABAQUS CAE 2020对两个试件进行数值模拟。

数值模型中钢材的本构关系两折线模型参数根据2.1节材性试验设置，弹性模量为206 GPa，屈服强度为400 MPa，极限抗拉强度为540 MPa，极限塑性应变取0.3。高强螺栓的本构关系采用理想弹塑性模型，根据厂家提供的参数，弹性模量为200 GPa，屈服强度为900 MPa，两种材料均采用“von Mises屈服准则”。

采用实体单元进行建模，单元类型均为C3D8R。模型中上下柱的网格尺寸取15 mm，螺栓取12 mm，内外夹板取10 mm，如图12所示。 接触关系包括约束和相互作用两大类。如图12所示，模型中定义了两个耦合（coupling）约束，分别是将上柱顶面的变形与位移约束到上部水平加载点处（RP2点）和将下柱底面的变形与位移约束到底面中心处（RP1点），以便后续在柱的两端设置边界条件。节点区的柱、螺栓、夹板之间的相互作用形式均为表面与表面接触，法向行为采用“硬接触”，切向行为是采用“罚函数”的摩擦接触。

数值模型的边界条件设置较为简单，底部RP1点上设置固定约束，模拟试验中柱底刚接的情况；顶部RP2点上定义一个沿y方向的单位位移，位移幅值即为1.5节中的单调加载制度，模拟试验中作动器在水平方向的加载。模型的荷载按实际情况施加。

3.2　有限元分析结果与试验结果的比较

分别绘制每个试件在加载点处的荷载-位移曲线和节点区的弯矩-转角曲线，并将试验结果和有限元结果绘制到同一副图中比较，如图13和图14所示。从图中可以看出，对于J-6-22，数值模拟出的两条曲线在弹性阶段和下降段与试验所得曲线基本重合，在弹塑性阶段两者的走势相同，但有限元模拟的曲线中有一个比较明显的滑移段，而在试验中并未测得；对于J-6-13，数值模拟出的两条曲线在弹性阶段和弹塑性阶段开始阶段与试验所得曲线基本重合，但在弹塑性阶段的后半段和下降阶段，数值模拟曲线斜率比试验曲线斜率更大，极值更高。总体来看，数值模拟的曲线和试验所得的曲线走势基本相同，无明显差异，两种方式获得的曲线吻合程度较高。

3.3　不同试件和节点的力学性能分析

根据试验测得和有限元模拟的数据，得到两个试件的极限承载力、滑移荷载、初始抗侧刚度和转动刚度等力学性能参数，除此以外使用ABAQUS模拟了一个没有拼接节点，上下柱连续并且其他参数均与试验试件一样的柱构件N-0作为空白对照，所有试件在不同分析方法下的力学性能结果见表3，荷载-变形曲线之间的比较见图15。

从图表中可以得知，数值模拟的试件J-6-13和 J-6-22的初始刚度和极限承载力均比试验结果要高，在数值模拟的结果中，J-6-13的初始刚度比试验高4.3%，极限承载力高7.8%，J-6-22的初始刚度比试验高9.2%，极限承载力高3.8%，推测可能由以下原因造成：

（1） 在数值模型中，夹板与柱壁之间是紧密贴合的，各个板件上的螺孔直径相等、位置精确，但对于实际的试件来说，考虑到加工误差和装配误差等，夹板与柱壁不可能紧密贴合，板件上的螺孔也有可能大小不一，位置不准确。

（2） 实际试件可能存在一定的初始缺陷，螺栓的预紧力也不可能和数值模型完全相等，实际情况下试件无法达到数值模型那样的理想情况。

（3） 试件和加载装置在安装时存在很大的误差，尽管在加载前经过多次对中，但在加载过程中设备和试件之间还是会出现偏心作用的情况，使得某些部位应力增大提前屈服或屈曲。

将J-6-13、J-6-22与N-0进行比较，可以发现三者的初始刚度和极限承载力基本相等，且J-6-13、J-6-22的延性更好。

4 结 论

本文通过试验和数值模拟研究了使用厚度为6 mm、长度为460 mm的角钢作拼接件、M20螺栓作承压型连接的试件J-6-13和使用厚度为6 mm、长度为260 mm的角钢作拼接件、10.9级M12螺栓作承压型连接的试件J-6-22在压-弯-剪组合工况作用下单调加载时的极限承载力和破坏模式，得到了两种节点的承载力和刚度。获得的主要结论如下：

（1） 两种拼接节点形式不同的试件在单调加载下的极限承载力与没有拼接节点试件的极限承载力相当，可以将两种节点认为是等强连接，基本不会影响整体结构的极限承载力。

（2） 两种拼接节点形式不同的试件初始抗侧能力基本相同，但小于没有拼接节点的试件，说明两种拼接节点均无法保证节点两端构件刚度的连续，会对整体结构的刚度造成一定的不利影响；两种拼接节点相比，夹板长度460 mm、使用M20高强螺栓的拼接节点的初始转动刚度比夹板长度260 mm、使用10.9级M12高强螺栓的拼接节点大，说明夹板的长度和螺栓排列形式对节点的刚度有一定影响。

（3） 使用拼接节点的试件与没有使用连接节点的试件相比，其破坏形式是典型的三阶段（弹性阶段、弹塑性阶段以及下降阶段）延性破坏形式，但在弹塑性阶段试件的变形主要来自于节点区板件之间的滑移而不是板件的塑性变形。

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