畢 然，吳金國，賈連光，潘代琦，王春剛

(1.沈陽建筑大學土木工程學院,遼寧 沈陽 110168；2.中建二局第四建筑工程有限公司，天津 300457)

采用蜂窩梁與端板連接相結合的形式，蜂窩孔的應力遷移作用可緩解端板連接處應力集中程度，避免端板與梁翼緣間焊縫在往復荷載作用下開裂而影響連接的滯回性能。影響蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點破壞形式和滯回性能的因素較多，高強螺栓是端板連接中重要的傳遞部件，對高強螺栓的直徑、等級和預緊力等對連接性能影響的研究有重要意義。

國內外學者針對高強螺栓對實腹梁-柱端板連接的影響展開研究：施剛等[1]對端板連接進行試驗和有限元研究，給出了螺栓的拉力變化規(guī)律和螺栓拉力的計算公式。郭兵等[2]探討了端板接觸面擠壓力的大小、分布規(guī)律以及影響撬力的主要因素，給出螺栓的真實拉力值。石永久等[3]研究指出，撬力隨著翼緣板厚度的增加而減小，預緊力大小對撬力影響不大。劉秀麗[4]研究得出，螺栓間距和及端板厚度均對撬力產生影響，其中端板厚度的影響較大。張波、卜永紅、連鳴等[5-7]提出擴孔螺栓、外端板加強型以及可更換耗能梁段的新型端板連接形式，旨在滿足強節(jié)點弱構件的抗震設計要求的同時，提高節(jié)點的延性和耗能能力、具備更高的承載力和更好的安全儲備。R.Bai等[8]指出忽略撬力作用對連接件和螺栓的影響會導致連接延性不足此外，提出了考慮撬力作用的螺栓彎矩-轉角計算公式。M.D′Aniello[9]對不同桿徑、硬度的高強螺栓進行了單調和往復加載試驗，指出HV和HR高強螺栓不同的力-位移響應會影響螺栓連接在單調和循環(huán)作用下的性能。M.Couchaux[10]通過有限元軟件得到端板連接撬力的分布情況，并給出螺栓拉力的推導公式。

綜上，目前對高強螺栓連接的研究多集中在實腹梁-柱端板連接節(jié)點，對蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點的研究較少。利用蜂窩梁不僅可以減輕結構自重、滿足穿越管線降低建筑層高的要求[11]，還能夠起到轉移塑性鉸保護節(jié)點域的作用。基于上述分析，筆者利用有限元方法，考慮螺栓等級、直徑、預緊力和端板厚度等影響因素，分析了蜂窩梁-柱端板連接節(jié)點的破壞形式、滯回性能和螺栓拉力和撬力分布；研究表明：蜂窩梁可以起到轉移塑性鉸的作用，減小連接處端板變形，提高節(jié)點的延性和耗能性能；螺栓直徑和預緊力對節(jié)點極限承載力的影響隨端板厚度的增加而增大；撬力隨螺栓直徑和預拉力的增加而降低，隨端板厚度增加而增加。

1 有限元模型

1.1 節(jié)點設計

有限元模型與試驗模型尺寸相同，柱截面為WH400 mm×300 mm×12 mm×16 mm，蜂窩梁截面尺寸為WH400 mm×200 mm×8 mm×12 mm，端板尺寸為WH580 mm×300 mm×12 mm，除高強螺栓外，其余材料均為Q355鋼。在梁上加載點處設置加勁肋，在端板與實腹柱采用10個10.9級M22高強度摩擦型螺栓連接，按軸壓比為0.2在柱頂施加集中力，在梁端施加豎向循環(huán)荷載。試件幾何尺寸與構造見圖1。按照《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》(GB/T2975—2018)[12]的要求，實測鋼材材料性能見表1，螺栓的力學性能采用螺栓出廠前檢驗報告(見表2)。

圖1 試件幾何尺寸與構造Fig.1 The geometry sizes and details of specimens

表1 鋼材材料性能Table 1 The material properties of steel

表2 高強螺栓材料性能Table 2 The material properties of high-strength bolts

1.2 模型建立

模型尺寸、邊界條件與試驗相同，端板與柱翼緣間、螺栓帽兩端與端板和柱翼緣間、螺桿與孔壁間均設置了面-面接觸對，連接抗滑移系數為0.25。節(jié)點域柱腹板、端板和近柱端梁截面均采用了更為精細的網格劃分，網格尺寸為15，螺栓網格尺寸為5，其余位置網格尺寸為30，并在端板厚度方向劃分三個單元以保證足夠的計算精度。采用空間三維縮減積分實體單元C3D8R來模擬[13-14]。

鋼材和高強螺栓的本構關系模型采用雙折線模型。滿足Mises屈服準則，強化準則采用的是隨動強化準則，泊松比均取0.3。采用梁端位移控制的加載方式，在梁端施加反對稱循環(huán)荷載，加載制度和邊界條件如圖2、圖3所示。

圖2 模型邊界條件Fig.2 The boundary condition of model

圖3 加載制度Fig.3 The loading system

1.3 有限元與試驗結果對比

試驗試件和有限元模型的破壞形態(tài)如圖4、圖5所示。由于節(jié)點域柱腹板設置了加勁肋，約束了柱翼緣的彎曲變形，隨彎矩不斷增大，端板彎曲變形明顯并與柱翼緣之間有較大縫隙。蜂窩孔處梁翼緣有輕微的彎曲變形，梁腹板發(fā)生鼓曲。從破壞形態(tài)上看，有限元模擬結果與試驗吻合較好。

圖4 試驗破壞形態(tài)Fig.4 The failure mode of test

圖5 有限元破壞形態(tài)Fig.5 The failure mode of finite element model

有限元與試驗的滯回曲線如圖6所示。由圖6可知，在彈性階段二者曲線幾乎重合，證明有限元模型能夠準確的模擬節(jié)點的初始轉動剛度。由于模型的幾何尺寸、邊界條件、加載制度都是理想狀態(tài)，因此有限元模型的正負向極限承載力略高于試驗，但誤差均小于5%，二者滯回曲線的飽滿程度和剛度退化也吻合較好，延性系數和耗能性能幾乎相同，說明筆者建立的模型較為準確，可以進行下一步參數化分析。

圖6 滯回曲線對比Fig.6 The comparison of hysteretic curves

2 有限元參數分析

2.1 模型設計

設計兩組模型，研究端板厚度、螺栓級別、直徑和預緊力對節(jié)點性能的影響，A組和16A組的端板厚度分別為12 mm和16 mm。兩組模型分別設計直徑為M16、M20、M22、M24和M27共五種，高強螺栓級別有8.8級和10.9級兩種，BASE試件的螺栓直徑和預緊力與試驗相同。預拉力值采用《鋼結構高強度螺栓連接技術規(guī)程》(JGJ82—2011)中螺栓規(guī)格和等級對應的預拉力設計值，各模型設計明細見表3，螺栓數量和排列方式符合強度設計要求。

表3 螺栓參數Table 3 The bolt parameters

2.2 破壞模式分析

部分模型的破壞形態(tài)如圖7所示。由圖可知，端板厚度對節(jié)點的破壞形態(tài)起決定作用，A組模型端板剛度較小，隨梁端加載幅度的增加，節(jié)點最終在端板位置發(fā)生了不同程度的彎曲破壞，螺栓的直徑和預緊力對破壞形式影響很小。對比可知，當端板厚度增加至16 mm時，破壞形態(tài)發(fā)生改變，16A組均發(fā)生了不同程度的端板-梁翼腹板雙塑性鉸耗能破壞，與A組相比，螺栓直徑和預緊力對16A組的破壞形態(tài)影響更加明顯。隨螺栓直徑和預緊力的增加，螺栓對端板彎曲變形的限制作用增強，隨之端板變形減小而蜂窩孔處梁翼緣彎曲變形增大。

圖7 破壞模式Fig.7 The failure mode

2.3 單調和滯回性能分析

單調加載能夠高效地判斷節(jié)點的破壞模式并得到初始轉動剛度和螺栓拉力變化規(guī)律。循環(huán)加載可以更準確的量化地震作用下節(jié)點的承載性能、延性和耗能指標。有限元計算結果如表4所示。由表可知，隨螺栓直徑和預緊力的增加，節(jié)點的初始轉動剛度變化不大，極限彎矩略有提高，由螺栓伸長所引起的轉角明顯減小，相應的蜂窩梁開孔處塑性轉角隨之增大。此處對強鉸、弱鉸做如下規(guī)定：端板塑性鉸引起的轉角大于蜂窩孔引起的轉角，則判定為端板強鉸，梁弱鉸；蜂窩梁塑性鉸引起的轉角不足節(jié)點總轉角的1/10則認為是端板單鉸破壞。16A組的破壞模式從端板強鉸、梁弱鉸向端板弱鉸、梁強鉸轉變。延性系數差別不大，說明螺栓直徑和預緊力對節(jié)點延性性能影響較小，但從耗能性能來看，端板弱鉸、梁強鉸的破壞模式耗能性能更好。對比表4和表5計算結果，前者在初始轉動剛度、極限彎矩、延性系數和耗能方面均高于后者，從破壞模式比較可知，端板弱鉸、梁強鉸優(yōu)于端板強鉸、梁弱鉸優(yōu)于端板單鉸。

表4 16A組主要計算結果Table 4 The main calculation results of group 16A model

圖8是部分模型滯回加載和單調加載荷載-位移對比曲線。由圖可知，單調加載和滯回加載荷載位移曲線在彈性階段幾乎重合，當端板厚度為12 mm時，單調極限承載力略高于滯回承載力，端板厚度為16 mm時則相反；隨螺栓直徑和預緊力的增加，滯回曲線更加飽滿，且端板越厚這種變化越明顯。當端板較薄時，節(jié)點的性能主要由端板剛度控制，螺栓對節(jié)點性能影響較小。圖9為各試件單調加載荷載-位移曲線對比，由于各曲線變化幅度較小，不列出對應試件編號。對比圖8、圖9可知，節(jié)點極限承載力主要受端板厚度的影響，螺栓直徑和預緊力對節(jié)點極限承載力的影響都非常有限，端板12 mm厚模型中極限承載力最大降低11.4%，端板16 mm厚模型中極限承載力最多僅降低5.7%。

圖8 荷載-位移曲線對比Fig.8 The comparison of load-displacement curves

圖9 單向加載荷載-位移曲線對比Fig.9 The comparison of load-displacement curves under unidirectional loading

2.4 螺栓拉力和撬力分析

從梁端施加豎向力到節(jié)點破壞，受拉區(qū)螺栓的受力狀態(tài)可以分為三個階段:①螺栓所在位置端板與柱翼緣未分離，隨梁端荷載增大，由螺栓預緊力引起的端板與柱翼緣預壓力逐漸減小為零，即圖10所示各排螺栓所對應端板接觸應力值隨加載趨于0；②螺栓所在位置端板和柱翼緣發(fā)生分離，直至螺栓受拉屈服；③螺栓屈服后，直至達到極限抗拉強度。以往研究中，在計算螺栓拉力時，僅考慮螺栓預緊力和梁端彎矩所引起的應變，實際上螺栓拉力受撬力影響很大，因此筆者通過有限元計算得到考慮撬力作用下螺栓各受力狀態(tài)時的拉力，如表5所示。

表5 試件參數Table 5 The specimen parameters

圖10 16A3端板接觸應力Fig.10 The contact stress of 16A3 at end plate

由五個特征點的拉力值計算得到螺栓伸長所引起的轉角，將五點連線得到螺栓伸長轉角-彎矩曲線，如圖11所示。由圖可知，三組對比曲線規(guī)律相似，且16A組的螺栓伸長轉角均大于A組。

圖11 螺栓伸長轉角-彎矩曲線Fig.11 The elongation angle-bending moment curve of bolt

螺栓拉力隨節(jié)點彎矩變化(單向加載)曲線如圖12所示。由圖可知，各模型螺栓拉力變化規(guī)律相似，以16A3和A3為例，螺栓在完成預拉力后、梁端施加集中力之前，螺栓拉力等于預拉力，隨梁端加載幅度的增加，受拉區(qū)螺栓1、2的拉力均開始增大，但增幅卻各不相同，在加載初期螺栓3的拉力幾乎與預拉力相等。隨彎矩的增大至一排螺栓達到抗拉極限強度時，此時螺栓1至螺栓5拉力值分別為2.07、1.85、1.25、0.64、0.48倍的預拉力。與16A3相比，A3各螺栓拉力值的變化幅度略小。第一排螺栓拉力始終大于第二排，當彎矩相同時，螺栓拉力隨端板厚度增加而增加。

圖12 螺栓拉力-彎矩曲線Fig.12 The tension-bending moment curve of bolts

撬力隨彎矩變化曲線如圖13所示。由圖13可知，螺栓等級和預緊力對撬力有較大影響。16A組的撬力變化規(guī)律相似，撬力隨彎矩增大而增大，隨螺栓直徑和預拉力的增加，撬力降低。當彎矩均達到300 kN·m時，10.9級螺栓的預拉力從155 kN至290 kN的撬力分別為81 kN、37 kN、30 kN和17 kN，是預拉力的52%、19%、13%和6%。A組的撬力變化規(guī)律與16A組相似，但撬力總體有明顯降低，說明端板厚度對撬力影響較大，彎矩相同時，撬力隨端板厚度增加而增加。

圖13 撬力隨彎矩變化曲線Fig.13 The changing curve of pry force with bending moment

3 結 論

(1)采用蜂窩梁-柱端板連接的形式可以起到轉移塑性鉸的作用，減小連接處端板變形；當開孔參數相同時，節(jié)點可發(fā)生端板單鉸、端板強鉸梁弱鉸以及端板弱鉸梁強鉸三種破壞形式，端板厚度、螺栓直徑和預緊力對破壞模式都有較大影響。

(2)發(fā)生端板-梁翼腹板雙塑性鉸耗能破壞的節(jié)點延性和耗能性能更好；端板厚度均為16 mm時，螺栓直徑和預緊力對節(jié)點極限承載力的影響最高僅為5.7%，發(fā)生端板-梁翼腹板雙塑性鉸耗能破壞，螺栓直徑和預緊力僅影響雙鉸強弱關系；薄端板時，發(fā)生端板單鉸破壞，螺栓直徑和預緊力對破壞模式沒有影響。

(3)螺栓等級和預緊力對撬力有較大影響，撬力隨彎矩增大而增大，隨螺栓直徑和預拉力的增加，撬力降低；端板厚度對撬力影響較大，彎矩相同時，撬力隨端板厚度增加而增加，最高值可達1.05倍的預緊力。