方管柱全螺栓拼接节点抗震性能试验研究

Experimental Study on Seismic Performance of Fully Bolted Column-Column Splicing Joints

摘要

针对高烈度地区装配式钢结构变电站对框架柱连接节点的高要求，本文设计了一种以角钢为拼接件的新型全螺栓柱柱拼接节点，完成了2个拼接长度不同的柱柱节点试件在压-弯-剪组合工况下的低周往复加载试验，得到了节点的荷载-变形滞回曲线，并提取了骨架曲线，与已完成的单调加载试验曲线进行对比，得到了节点在往复荷载作用下的强度退化现象。采用有限元分析软件对往复加载试验进行数值模拟，将数值分析的结果与试验结果进行比较，验证了数值模型的准确性，最后采用位移延性系数和等效黏滞阻尼系数评价节点的滞回性能。结果表明，与先前的单调加载试验结果相比，往复荷载下节点延性降低（J-6-22降32%、J-6-13降16%），但承载能力降幅小（J-6-22降7%、J-6-13降4%），仍保持较好承载能力。

Abstract

In response to the high requirements for frame column connection joints in prefabricated steel structure substations located in high-seismic-intensity areas， this paper designs a new type of fully bolted column-column splicing joint using angle steel as the splicing component. Low-cycle cyclic loading tests were conducted on two column-column joint specimens with different splicing lengths under combined compression-bending-shear conditions， and the load-deformation hysteretic curves of the joints were obtained. Subsequently， the skeleton curves were extracted and compared with the completed monotonic loading test curves， revealing the strength degradation phenomenon of the joints under cyclic loading. Finite element analysis software was used to perform numerical simulation of the cyclic loading tests. The numerical analysis results were compared with the experimental results to verify the accuracy of the numerical model. Finally， the displacement ductility coefficient and equivalent viscous damping coefficient were adopted to evaluate the hysteretic performance of the joints. The results show that compared with the previous monotonic loading test results， the ductility of the joints decreases under cyclic loading （Specimen J-6-22 decreases by 32%， Specimen J-6-13 decreases by 16%）， while the reduction in bearing capacity is small （Specimen J-6-22 decreases by 7%， Specimen J-6-13 decreases by 4%）， and the joints still maintain good bearing capacity.

Graphical abstract

关键词

全螺栓柱柱拼接节点 / 试验研究 / 数值模拟 / 延性 / 耗能能力

Key words

fully bolted column-column splicing joints / experimental study / numerical simulation / ductility / energy dissipation capacity

0 引 言

变电站在地震中遭受破坏会造成巨大的经济损失，甚至引发严重的安全事故，然而目前越来越多的变电站建设在高烈度地区，这就要求变电站的主体结构中用于连接框架柱的节点必须有良好的抗震性能。

目前闭口截面杆件的螺栓连接方式主要包括法兰连接、拼接板连接与套筒连接三类。其中，法兰连接作为两段管道连接的常用形式，已吸引国内外众多学者针对方钢管法兰连接节点展开研究。Guo等^［1-2］借助有限元分析软件ABAQUS，分别探究了法兰盘厚度t、螺栓边距a及螺栓孔径这三个单一参数对节点性能的影响。刘学春等^［3-5］则依据法兰节点是否设置加劲肋以及管件几何形状的差异，对4种采用法兰连接的钢管拼接节点的受弯承载能力开展了研究。王元清等^［6］针对16组方钢管法兰连接节点实施静态拉伸试验，分析了翼缘板厚度、螺栓间距及螺栓布置方式对撬力产生的作用。拼接板连接在当前的研究成果与实际应用中均较为少见，主要是由于闭口截面螺栓的规格尺寸与安装位置、拼接板自身的尺寸参数，以及节点施工过程中的操作便捷性等因素，均会对其应用产生影响。针对该类节点形式，徐路^［7］分别对采用内插板式连接与双夹板式连接的两种方钢管柱拼接节点进行了研究。Liu等^［8］则通过有限元分析的方式，对采用上述拼接节点的钢框架与未在钢柱上设置任何连接的纯钢框架进行了对比分析。套筒连接在近年来也获得了一定的研究关注，刘康等^［9-11］设计并研究了一系列套筒连接节点，这些节点分别采用对穿螺栓、单边螺栓，或在内套筒上开设槽口后配合高强度螺栓进行拼接；通过研究，他们明确了该类节点的受力特征、承载能力及破坏形态，并据此提出了相应的节点设计公式。以上三种连接形式均存在各自的问题，特别是套筒连接，为了考虑安装的可行性，必须在套筒与管壁之间预留一定宽度的空隙，这会使节点在承受较小的外力时就会产生滑移，仅适用于承受静力荷载和间接承受动力荷载的连接，无法保证结构的抗震性能。

基于已有的研究成果，本文设计了一种在节点区框架柱内外分别使用四块角钢作为拼接件，在节点区两端的框架柱内部设置加劲板，并且使用高强螺栓承压型连接的柱柱拼接节点，节点由上柱、下柱、内夹板、外夹板、加劲板和高强螺栓组成。然后参照其他学者所用的研究方法，对节点试件进行了低周往复加载试验，并采用有限元分析来研究节点的抗震性能。

1 试验设计

1.1　试验目的

本试验的目的为：①通过往复加载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观察加载完成后的试验现象，分析柱底板件的变形和屈曲。③通过荷载变形曲线以及对应的骨架曲线，得到两个节点的延性系数和等效黏滞阻尼系数，评估节点的抗震性能。

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），构件的基本参数见表1，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 mm⁴；而八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 mm⁴，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

本试验重点监测试件的应力应变、位移变形，以及千斤顶施加的轴力、作动器的伸长量与水平反力。其中，千斤顶的轴力、作动器的伸长量和水平反力，可通过设备自带的传感器及配套数据采集系统自动采集输出。试件各测点的具体功能如下：位移计D2—D5用于测定节点区的转角；应变片S1、S3、S5、S6用于检测方钢管柱四个侧面的应变，据此获取该截面的正应力，进一步推算出截面弯矩与柱顶水平方向作用力，从而验证作动器所施荷载的准确性；应变片S7—S24布置于节点区中部的外夹板上，用于测量该截面的应力与应变，并与有限元模拟结果进行对比；其余测点用于监控加载过程中的力与位移，相关细节将在1.5节中详细说明。此外，位移计的编号及安装位置如图3所示，应变片的编号及安装位置如图4所示。

1.5　加载制度

本试验采用低周往复加载，加载过程分为预加载和正式加载，采用位移控制。

预加载阶段操作分为两步：第一步，通过千斤顶施加75 t轴向压力，随后观察方钢管柱四个侧面中部的应变片S2、S4、S6、S8的读数是否接近，以此判断轴压力是否存在偏心问题；第二步，在柱顶施加7 mm水平位移（对应0.5%层间位移角），之后查看加载点处两个位移计D11、D12的数值增量是否一致，防止构件在加载过程中产生扭转。若应变片或位移计出现数值异常，需将测点或构件调整至正确位置。

正式加载时，第一步依然是通过千斤顶施加75 t的轴向压力，对应的轴压比为0.3，然后千斤顶保持荷载不变。第二步施加往复荷载，总共分为6级，梯度为7 mm，对应0.5%的层间位移角，每一级荷载循环两次，最大位移为42 mm，为达到拟静力的加载效果，试验时水平方向作动器加速度设定5 mm/min，加载制度如图5所示。

加载过程中，除观察构件变形及柱顶荷载-位移曲线外，还需时刻关注以下事项：

（1） 构件弯曲平面外方向的两个位移计D7、D8的读数，以此防止试件产生平面外的位移与变形；

（2） 试件弯曲平面内、分别位于柱顶与柱底的两个位移计D1、D6的读数，通过该读数检测试件与顶部加载装置、试件与底座之间是否存在滑移现象；

（3） 试件柱底底板上的两个位移计D9、D10的读数，借助该读数判断试件底座是否发生旋转；

（4） 柱底最不利位置处8个应变片S25—S32的读数，若应变片读数过大，且柱底出现明显屈曲，即便水平位移尚未加载至预设最大值，也必须立即停止加载。

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 第1部分室温试验方法》（GB/T 228.1—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　试验现象

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，试件并没有明显变形。第二步开始以位移控制施加水平荷载，在第一级荷载（最大位移7 mm，0.5%层间位移角）的两次循环中，节点区板件之间的摩擦力承担荷载，试件处于弹性范围内，试件无明显变形；第二、三级荷载循环加载过中，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，由于板件之间的错动，试件发出规律响声；第三级荷载循环结束时，试件底部板件已经出现轻微的局部屈曲，其中A板和C板向内鼓曲，如图8（a）所示，B板和D板向外鼓曲，如图8（b）所示；进入第四级荷载循环，从试验数据采集设备上可以看到，当位移接近极值时，作动器反力基本不再增加，此时已经可以看出试件的整体弯曲，柱底的板件板已经有明显的屈曲现象；继续加载，试件偶尔发出巨大的响声，推测是内夹板内侧预焊接的螺母上焊点被破坏；试验结束时A板和C板底部向内鼓曲明显，如图8（c）所示， B板和D板底部向外鼓曲明显，如图8（d）所示。

对于试件J-6-13，加载初期试件处于弹性范围内，没有明显变形，与J-6-22一致，但在后续的加载过程中两者出现了差别。第二、三级荷载循环加载时，J-6-13几乎没有声音，说明此过程中J-6-13节点区没有产生明显的滑移；继续加载，试件才偶尔发出声响，但没有J-6-22试验过程中那样巨大的响声，柱底板件也没有明显的屈曲现象；预设的第六级荷载（最大位移42 mm，3%层间位移角）循环完成时，柱底板件只有轻微的鼓曲，试验数据采集设备上显示的荷载-变形曲线没有出现退化的现象，因此试验时决定提高荷载等级继续加载，将水平最大位移加至48 mm；加载过程中看到柱底板件出现较为明显的屈曲；加载结束时A板和C板底部向内鼓曲，如图8（e）所示，B板和D板底部也向内鼓曲，如图8（f）所示。

2.3　数据处理和结果分析

绘制了J-6-22和J-6-13加载点处的荷载-位移曲线，如图9所示，J-6-22和J-6-13节点区的弯矩-转角曲线，如图10所示。

从图中可以看出，在前四级荷载循环作用过程中，J-6-22和J-6-13滞回环形状和极值相近，随着位移的增加，试件的极限承载力不断增大，由于节点区板件的滑移，滞回环出现了轻微的“捏缩”现象；继续加载，第五级荷载循环过程中，J-6-22的极限承载力明显下降，而J-6-13的极限承载力基本不变；后续J-6-22的承载能力迅速丧失，与试验现象中柱底板件的明显鼓曲相对应，而J-6-13直至第七级荷载作用时承载力才出现了轻微的下降，说明试件没有发生明显的破坏，也与试验现象吻合。此外，同一圈滞回环J-6-13的面积大于J-6-22，说明J-6-13的耗能能力比J-6-22好。

3 数值分析

3.1　有限元模型的建立

本文运用有限元分析软件ABAQUS CAE 2020，对两个试件开展数值模拟研究。

在数值模型中，钢材本构关系采用三折线理想弹塑性模型，其参数依据2.1节的材性试验确定，具体为弹性模量206 GPa、屈服强度400 MPa、抗拉强度540 MPa；高强螺栓则直接沿用厂家提供的参数，即弹性模量为200 GPa、屈服强度为900 MPa、极限抗拉强度为1 000 MPa。

建模过程中均采用实体单元，单元类型统一为 C3D8R。模型各部件网格尺寸设置如下：上下柱网格尺寸取15 mm，螺栓网格尺寸取12 mm，内外夹板网格尺寸取10 mm，具体网格划分情况如图11所示。模型中的接触关系分为约束与相互作用两类：一方面，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至上部水平加载点（RP2点），以及将下柱底面的变形与位移约束至底面中心（RP1点），通过该设置为后续在柱两端施加边界条件提供便利；另一方面，节点区的柱、螺栓与夹板之间均采用表面-表面接触形式，其中法向行为选用“硬接触”，切向行为采用基于“罚函数” 的摩擦接触。

数值模型的边界条件设置相对简洁：在底部 RP1点施加固定约束，以此模拟试验中柱底刚接的工况；在顶部RP2点定义沿y方向的单位位移，位移幅值参照1.5节中的单调加载制度确定，从而模拟试验中作动器在水平方向的加载过程。此外，模型所施加的荷载与实际试验工况保持一致。除此以外还对一个没有使用拼接节点、上-下柱连续、其他参数均与试验试件一致的柱构件N-0进行了模拟，用于和使用拼接节点的试件进行对比。

3.2　有限元分析结果与试验结果的比较

总体上看，两个试件通过两种方式获得的曲线形状相似，几个极值点的数值也基本相同，如图12所示。曲线中存在有限元模拟的极限承载力比试验所得的极限承载力大的情况，推测原因为实际试验中存在各种缺陷和误差，试件无法达到数值模型中那样理想的情况。此外，对于J-6-22，有限元未能模拟出原点附近曲线的“捏缩”现象，最后一圈滞回环的模拟效果也不是很好；对于J-6-13，有限元模拟出的节点区转角比试验所测得更大，并且没有模拟出转角达到极值时承载力突变的现象。

图13为两个试件通过有限元模拟的破坏结果和试验实际的破坏结果的对比图。从图中可以看出，无论在有限元模拟中还是在试验中，J-6-22破坏时都是A板和C板底部向内明显鼓曲，B板和D板底部向外明显鼓曲；J-6-13都是四块板底部向内轻微鼓曲，可以说明有限元分析软件对压-弯-剪工况作用下水平方向往复加载的试件J-6-22和J-6-13的受荷、变形、破坏过程进行了很好的模拟。

3.3　骨架曲线

从荷载-变形滞回曲线中提取正向加载时的骨架曲线，并将其与已完成的单调加载试验（对相同试件进行单调加载，具体试验未在本文中展示）的荷载-位移绘制到同一幅图中，分析在单调加载下和往复荷载作用下两个试件及其节点的力学性能差异，如图14所示。

从图14中可以看出，在往复荷载作用下，两个试件已经不再像单调加载的曲线那样有一个很长的弹塑性阶段，从滑移开始到达到极限承载力再到试件破坏的这个过程比较迅速。与单调加载时的曲线和骨架曲线进行比较，可以看出，往复荷载作用下，J-6-22的极限承载力减小，加载初期试件和节点刚度稍微有所提高，但加载后期刚度退化明显；J-6-13的极限承载力略小于单调荷载时的极限承载力，加载初期试件和节点刚度几乎相等，后期刚度同样有明显的退化。试验表明往复荷载作用下试件和节点的强度、刚度退化，延性降低。

3.4　延性系数

根据《建筑抗震试验规程》（JGJ/T 101—2015）^［14］，采用延性系数μ来评价试件和节点的延性。延性系数μ的计算公式如下：

\mu ={\Delta }_{\mathrm{u}}/{\Delta }_{\mathrm{y}}（1）

式中：Δ_u是极限变形，本试验中是荷载-位移曲线下降段上85%极限荷载对应的位移；Δ_y是屈服变形，本试验中是试件进入弹塑性阶段时所对应的位移。单调加载和往复加载下两个试件的屈服位移Δ_y、极限位移Δ_u和延性系数μ见表3，表格中屈服位移采用“几何作图法”得到。

钢结构抗震设计时一般将单调加载曲线上得到的延性系数控制在3~4之间，兼顾结构的刚度和延性。从结果中可以看出，与没有拼接节点的试件N-0进行比较，本文设计的两种节点延性系数都更大，说明两种节点的延性更好，但刚度更小。经过往复荷载作用后，所有试件的延性系数均有不同程度的降低，这是由于加载过程中节点试件的塑性变形不断累积，使得节点更容易发生破坏。相比之下J-6-13的降幅最小，依旧能够保持较好的延性，J-6-13所用的拼接节点形式较J-6-22来说更有优势。

3.5　耗能能力

根据《建筑抗震试验规程》（JGJ/T 101—2015）^［14］，采用等效黏滞阻尼系数ζ_eq对试件的耗能能力进行评价，ζ_eq 越大，试件的耗能能力越强。ζ_eq 的计算公式为

{\zeta }_{eq}=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}\mathrm{\pi }}\frac{S_{ABC}+S_{CDA}}{S_{OBE}+S_{ODF}}（2）

式中：S_ABC，S_CDA，S_OBE 和S_ODF 分别是三角形ABC、CDA、OBE和ODF的面积，如图15所示。

经过计算得出，J-6-13的等效黏滞阻尼系数为0.28，J-6-22为0.39，N-0为0.22。从结果来看，J-6-22的耗能能力最好，但是结合试验现象和曲线，试验中J-6-22主要是通过柱底板件的塑性变形耗能，滞回环上的极限承载力很小，而J-6-13柱底板件的塑性变形较小，滞回环上的极限承载力较大，通过等效黏滞阻尼系数ζ_eq不能完全判别两种节点的耗能能力。为此，可直接计算节点区弯矩-转角曲线最后一个滞回环所包围的面积，结果表明，J-6-13滞回环包围的面积为37.81 kJ，J-6-22为22.68 kJ，显然J-6-13所用的拼接节点的耗能能力比J-6-22所用的拼接节点更强。

4 结 论

本文通过试验研究和数值模拟研究了使用厚度为6 mm、长度为460 mm的角钢做拼接件，使用M20螺栓承压型连接的试件J-6-13和使用厚度为6 mm、长度260 mm的角钢做拼接件，使用10.9级M12螺栓承压型连接的试件J-6-22在压-弯-剪组合工况作用下低周往复加载时的荷载-变形曲线，得到了两种节点的延性和耗能能力。获得的主要结论如下：

（1） 两种试件在加载初期滞回曲线的形状和极值基本相同，并且都出现了“捏缩现象”。

（2） 加载后期，在往复荷载作用下试件和节点出现强度和刚度的退化现象，延性降低。相比之下，J-6-13的退化现象较弱，并且在往复荷载作用下依然能够保持较好的延性。

（3） 与N-0相比，使用连接节点的试件的延性和耗能能力更好。对于两种节点来说，夹板长度460 mm、使用M20高强螺栓的拼接节点的位移延性系数小于夹板长度260 mm、使用10.9级M12高强螺栓的拼接节点，但是其实际的耗能能力更强，相同位移下耗散的能量更多。

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