魏陽坤，王玲玲，霍靜思

(華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021)

與熱軋型鋼相比，冷成型鋼具有斷面形狀靈活、比強(qiáng)度高、冷成型過程不損傷涂層，以及對環(huán)境污染小等優(yōu)點.以往受冷成型技術(shù)水平限制，冷成型鋼構(gòu)件壁厚較薄，常用于檁條、墻梁等次要承重構(gòu)件中.隨著冷成型鋼生產(chǎn)狀況的改善和生產(chǎn)能力的提高，我國已能生產(chǎn)壁厚約為20 mm、截面展寬達(dá)2 m的各類截面冷成型鋼.為了擴(kuò)大冷成型鋼在建筑鋼結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的應(yīng)用范圍，國內(nèi)外學(xué)者對冷彎厚壁型鋼的冷彎效應(yīng)與殘余應(yīng)力分布[1-6]、基本構(gòu)件承載力設(shè)計理論[7-11]和抗震性能[12-13]等展開了相關(guān)研究.我國國家標(biāo)準(zhǔn)GB 50018-2002《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(以下簡稱中國規(guī)范GB 50018-2002)[14]的新一輪修訂工作也已經(jīng)啟動.

螺栓連接是冷成型鋼構(gòu)件最常用的一種連接形式.剪力作用下，連接可發(fā)生螺栓剪斷、孔壁承壓、剪出和凈截面拉斷4種形式的破壞.除螺栓剪斷外，其他3種形式的破壞屬于延性破壞，且連接承載性能取決于連接板材的力學(xué)性能.雖然各冷成型鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[14-16]放寬了冷成型鋼構(gòu)件壁厚的使用范圍，但冷彎厚壁型鋼螺栓連接件的設(shè)計計算仍采用與熱軋型鋼完全相同的方法.這種做法的不合理緣于連接承載力取決于被連接板材的極限抗拉強(qiáng)度且承載力計算公式中隱含了對連接板材變形能力的要求，而冷成型過程中鋼材強(qiáng)度提高，變形能力下降.

因此，本文通過30個厚度為10 mm的冷彎厚壁型鋼螺栓雙剪連接件的靜力拉伸試驗，考察不同邊距、端距組合下螺栓連接件的破壞模式和抗剪承載力，并將試驗結(jié)果與不同規(guī)范計算結(jié)果進(jìn)行對比；此外，針對冷彎厚壁型鋼螺栓連接剪出破壞模式的特點，基于實際剪切破壞面，修正美國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范AISC 360-16(以下簡稱美國規(guī)范AISC 360-16)建議的抗剪承載力計算公式.

表1 試件參數(shù)及編號Tab.1 Parameters and number of specimens

1 試驗研究

1.1 試件設(shè)計

進(jìn)行30個雙剪形式的冷彎厚壁型鋼單個螺栓連接件的靜力拉伸試驗，連接板厚度為10 mm.為避免螺栓被剪斷，采用10.9級高強(qiáng)螺栓，螺栓直徑為24 mm，孔徑為26 mm.設(shè)計考慮了6種端距和4種邊距共10種端距、邊距的組合工況，試件參數(shù)及編號，如表1所示.表1中：d0為螺栓孔直徑；e1為端距；e2為邊距；t為連接板厚度.

圖1 剪切試驗裝置Fig.1 Shear experiment device

厚度10 mm的連接板取自截面尺寸(長×寬×高)為200 mm×200 mm×10 mmm的方形鋼管平板區(qū)中部，鋼管截面轉(zhuǎn)角內(nèi)徑為8 mm，沿縱向取樣.方鋼管母材為Q235低碳鋼，其屈服強(qiáng)度、極限抗拉強(qiáng)度、極限拉應(yīng)變、伸長率分別為269.4 MPa，415.3 MPa，0.216，29.0%.取自方鋼管平板區(qū)中部的連接板的屈服強(qiáng)度、極限抗拉強(qiáng)度、極限拉應(yīng)變和伸長率分別為295.0 MPa，455.0 MPa，0.170和23.5%.

1.2 試驗方法

抗剪性能試驗在1 000 kN的電液伺服萬能試驗機(jī)上進(jìn)行.試驗時，以1.5 mm·min-1的速率加載至試件破壞，荷載采用萬能試驗機(jī)的力傳感器測量，連接件兩側(cè)各布置1個位移傳感器用以測量螺栓孔的伸長.剪切試驗裝置，如圖1所示.擰緊螺栓使板疊緊密接觸，但螺栓中并未產(chǎn)生預(yù)拉力，連接件依靠螺桿受剪和孔壁承壓傳遞剪力.

1.3 試驗結(jié)果與分析

邊距固定(e2=3.0d0)，隨著端距的變化，試件破壞形態(tài)，如圖2所示.所有試件破壞均發(fā)生在螺栓孔前.當(dāng)端距e1≤1.5d0時，螺栓孔伸長主要由鋼板擠出變形引起，試件發(fā)生剪出破壞.隨著端距增加，螺栓孔伸長變形中“鋼板擠出”的占比逐漸減小，“螺栓埋入”的占比逐漸增大，試件破壞呈現(xiàn)剪出和孔壁承壓混合的破壞特征.由圖2可知：當(dāng)試件發(fā)生剪出和剪出與孔壁承壓混合破壞時，在螺栓孔前45°和135°方向可見兩條近乎對稱的剪切裂縫，且裂縫長度隨端距的增加而增大.這個現(xiàn)象在延性性能較好的熱軋型鋼的剪出破壞和孔壁承壓破壞中并未見到.

(a) 試件SD-1.0-3.0 (b) 試件SD-1.2-3.0 (c) 試件SD-1.5-3.0

(d) 試件SD-2.0-3.0 (e) 試件SD-2.5-3.0 (f) 試件SD-3.5-3.0圖2 邊距固定、端距變化的試件破壞形態(tài)Fig.2 Failure modes of specimens with varying end distance and fixed edge distance

端距固定(e1=1.5d0)，隨著邊距的增加，試件破壞形態(tài)如圖3所示.由圖3可知：試件SD-1.5-1.0，SD-1.5-1.2發(fā)生凈截面破壞，而試件SD-1.5-1.5，SD-1.5-2.0發(fā)生剪出破壞.雖然試件SD-1.5-1.0，SD-1.5-1.2的破壞模式相同，但試件SD-1.5-1.2的螺栓孔伸長變形明顯大于試件SD-1.5-1.0.產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是試件SD-1.5-1.2的凈截面強(qiáng)度與孔壁承壓強(qiáng)度接近，受剪過程中螺栓孔側(cè)和孔前均產(chǎn)生了顯著變形，這種現(xiàn)象在試件SD-1.5-1.5中也有所體現(xiàn).

(a) 試件SD-1.5-1.0 (b) 試件SD-1.5-1.2 (c) 試件SD-1.5-1.5 (d) 試件SD-1.5-2.0圖3 端距固定、邊距變化的試件破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of specimens with varying edge distance and fixed end distance

試驗過程中，連續(xù)測量并記錄施加的荷載和螺栓孔變形，試件的荷載(P)-位移(Δ)關(guān)系曲線，如圖4所示.由圖4可知：在達(dá)到極值點之前，荷載-位移關(guān)系曲線由初始彈性段和非線性硬化段組成.試件的抗剪承載力(Fu)及螺栓孔變形(δu)的試驗結(jié)果，如表2所示.

(a) e2=3.0d0 (b) e1=1.5d0圖4 試件的荷載-位移關(guān)系曲線Fig.4 Load-displacement relationship curves of specimens

表2 試件的抗剪承載力及螺栓孔變形的試驗結(jié)果Tab.2 Experimental results of shear bearing capacity and bolt hole deformation of specimens

由圖4和表2可知：當(dāng)邊距固定為3.0d0時，試件的抗剪承載力和螺栓孔變形均隨端距增加而增大；端距固定為1.5d0，當(dāng)邊距從1.0d0增加1.5d0時，試件抗剪承載力提高了35%，之后隨著邊距的增加，試件抗剪承載力變化幅度很小.

圖5 試件的抗剪承載力-端距關(guān)系曲線Fig.5 Shear bearing capacity-end distance relationship curves of specimens

邊距固定，試件的抗剪承載力-端距關(guān)系曲線如圖5所示.由圖5可知：試件的抗剪承載力隨端距增加呈線性增長，當(dāng)端距2.5d0≤e1≤3.5d0時，試件抗剪承載力隨端距變化的比例系數(shù)小于端距1.0d0≤e1≤2.0d0時的情況.產(chǎn)生這種現(xiàn)象原因是，試件SD-2.5-3.0，SD-3.5-3.0中出現(xiàn)的剪切裂縫減小了孔前鋼板受剪面積，導(dǎo)致試件抗剪承載力下降，而端距較小時，試件抗剪承載力相對低，在達(dá)到峰值荷載時，孔前鋼板尚未出現(xiàn)剪切裂縫.鋼板具有良好延性是孔壁承壓過程中螺栓孔伸長變形得以充分發(fā)展的前提條件，冷加工過程導(dǎo)致鋼材延性下降，螺栓孔變形過程中孔前鋼板可能出現(xiàn)剪切裂縫.剪切裂縫的出現(xiàn)不僅會降低試件的抗剪承載力，還會改變試件的破壞模式及不同破壞模式之間的界限判斷條件.

2 冷彎厚壁型鋼螺栓連接抗剪承載力計算

2.1 不同國家規(guī)范提出的計算方法

北美冷成型鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范AISI S100-16[15]適用于厚度不超過25.4 mm的冷加工鋼構(gòu)件.但該規(guī)范的J3條(螺栓連接部分)中規(guī)定，當(dāng)連接板的厚度超過4.76 mm時，螺栓連接件的設(shè)計計算和構(gòu)造要求遵照美國規(guī)范AISC 360-16[16]執(zhí)行.歐洲冷成型鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范EN 1993-1-3(以下簡稱歐洲規(guī)范EN 1993-1-8)[17]也做出類似規(guī)定，當(dāng)連接板厚度超過3 mm時，螺栓連接件的設(shè)計計算和構(gòu)造要求遵照歐洲規(guī)范EN 1993-1-8[18]執(zhí)行.不同國家規(guī)范中提出的抗剪螺栓連接件在不同破壞模式下(除螺栓剪斷)的承載力計算公式和不同破壞模式發(fā)生的邊距、端距條件，如表3所示.表3中：fu為極限抗拉強(qiáng)度；Rs為剪出破壞承載力；Rb為孔壁承壓破壞抗剪承載力；Rn為凈截面破壞抗剪承載力；Rm為混合破壞抗剪承載力；d為螺栓直徑.

表3 不同國家規(guī)范中的連接件承載力計算公式Tab.3 Calculation formulas of bearing capacity of connectors in different national codes

美國規(guī)范AISC 360-16[16]給出剪出、孔壁承壓和凈截面拉斷3種破壞模式下螺栓連接件的抗剪承載力計算公式.當(dāng)端距e1<2.0d+0.5d0時，連接件發(fā)生剪出破壞，此時，連接件的抗剪承載力隨端距增加呈線性增長.當(dāng)端距e1≥2.0d+0.5d0時，連接件發(fā)生孔壁承壓破壞，此時，連接件的抗剪承載力隨端距增加保持恒定.根據(jù)歐洲規(guī)范EN 1993-1-8[18]給出的剪出和孔壁承壓承載力計算公式可知，這兩種破壞模式發(fā)生的界限端距為e1=3.0d0.中國規(guī)范GB 50018-2002[14]通過規(guī)定端距的最小值(2.0d0)來避免剪出破壞的發(fā)生，孔壁承壓承載力的計算方法與另外兩種規(guī)范也有所不同.發(fā)生凈截面破壞時，螺栓連接件抗剪承載力隨邊距增加呈線性增長，歐洲規(guī)范EN 1993-1-8給出的凈截面破壞承載力計算結(jié)果恒大于美國規(guī)范AISC 360-16的計算結(jié)果.

2.2 基于實際剪切破壞面的剪出承載力計算公式

試件的剪出破壞面示意圖，如圖6所示.圖6中：lg為毛截面長度；le為受剪面長度.美國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范AISC 360-16[16]提出的剪出破壞承載力計算公式(表3)假設(shè)破壞面為凈截面(圖6(a))，即2個破壞面重合且均處在螺栓孔中線上，抗剪強(qiáng)度取0.75fu.歐洲規(guī)范EN 1993-1-8[19]提出的剪出破壞承載力計算公式假設(shè)破壞面為毛截面(圖6(b))，抗剪強(qiáng)度取0.5fu，剪出破壞承載力計算公式為

Rs=1.0lgtfu=1.0e1tfu.

(1)

從試件破壞形態(tài)(圖2)可以看出，剪出破壞面既非凈截面，也非毛截面，而是在孔前45°和135°方向上2條近乎對稱的受剪面(圖6(c))，受剪面起始于螺栓孔上與孔中心垂直距離0.25d處.根據(jù)第四強(qiáng)度理論可知，材料的抗剪強(qiáng)度近似為抗拉壓強(qiáng)度的0.58倍，由此提出根據(jù)實際受剪面修正后的剪出破壞承載力計算公式為

Rs=1.16letfu=1.16(e1-0.25d0)tfu.

(2)

(a) 凈截面 (b) 毛截面 (c) 實際剪切破壞面圖6 試件的剪出破壞面示意圖Fig.6 Schematic diagrams of shear failure surface of specimens

2.3 不同規(guī)范計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比

將試件抗剪承載力的試驗結(jié)果與美國規(guī)范AISC 360-16[16](表3)、針對剪出破壞修正后的美國規(guī)范AISC 360-16(式(2))和歐洲規(guī)范EN 1993-1-8[18](表3)的計算結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果如圖7所示.圖7中：Fexp，F(xiàn)cal分別為試件抗剪承載力的試驗結(jié)果和計算結(jié)果.

圖7 試件抗剪承載力的試驗結(jié)果和計算結(jié)果的對比Fig.7 Comparison between experimental results and calculation results of shear bearing capacity of specimens

由圖7可知:修正后的美國規(guī)范AISC 360-16的計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合最好，未修正的美國規(guī)范AISC 360-16[16]次之，而歐洲規(guī)范EN 1993-1-8[18]的計算結(jié)果偏于保守.采用式(2)計算試件發(fā)生剪出破壞的承載能力，物理概念清晰，計算精度高.中國規(guī)范GB 50018-2002的6.2.4條規(guī)定，螺栓連接件的端距不得小于螺栓孔徑的2倍，邊距不得小于螺栓孔徑的1.5倍，滿足該構(gòu)造要求的試件只有試件SD-2.0-3.0，SD-2.5-3.0和SD-3.5-3.0.因此，根據(jù)中國規(guī)范GB 50018-2002，這3個試件可判斷為發(fā)生孔壁承壓破壞，該破壞模式下試件抗剪承載能力的計算結(jié)果為112.8 kN，3個試件承載能力的實測結(jié)果分別為247.7，286.2，338.9 kN，可見規(guī)范我國GB 50018-2002的計算結(jié)果過于保守.

3 結(jié)論

1) 在考察的邊距、端距條件下，未見試件發(fā)生孔壁承壓破壞.固定邊距為3.0d0，隨端距增加，試件發(fā)生剪出破壞(e1≤1.5d0)和剪出與孔壁承壓的混合破壞(1.5d0

2) 當(dāng)試件發(fā)生剪出和剪出與孔壁承壓混合破壞時，在螺栓孔前45°和135°方向可見2條近乎對稱的剪切裂縫.當(dāng)端距較小(1.0d0≤e1≤2.0d0)時，試件所受荷載小，孔前鋼板擠壓變形小，此時可認(rèn)為剪切裂縫發(fā)生在試件達(dá)到極限承載力之后.隨端距增加(e1=2.5d0和e1=3.5d0)，試件所受荷載和孔前鋼板擠壓變形隨之增大，在試件達(dá)到極限承載力之前出現(xiàn)的剪切裂縫減小了孔前鋼板的受剪面積，進(jìn)而導(dǎo)致試件抗剪承載力下降.

3) 當(dāng)試件發(fā)生剪出破壞和剪出與孔壁承壓混合破壞時，剪切破壞面介于凈截面和毛截面之間，基于該實際受剪面，對規(guī)范美國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范AISC 360-16建議公式進(jìn)行了修正，修正后的公式概念清晰，計算精度也有所提高.

4) 修正后美國規(guī)范AISC 360-16的計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合最好，未修正美國規(guī)范AISC 360-16次之，而歐洲規(guī)范EN 1993-1-8的計算結(jié)果偏保守.中國規(guī)范GB 50018-2002通過限制端距最小值避免剪出破壞發(fā)生，滿足該規(guī)范邊距、端距構(gòu)造要求的3個試件的孔壁承壓承載力的計算結(jié)果遠(yuǎn)小于實測結(jié)果，中國規(guī)范GB 50018-2002的計算結(jié)果過于保守.