周凌宇，張?珍，陳?浩，張明亮，王其良，劉曉春

新型承插式螺栓連接柱-柱節(jié)點(diǎn)抗拉性能研究

周凌宇1, 2，張?珍1, 2，陳?浩3，張明亮3，王其良3，劉曉春1, 2

(1. 中南大學(xué)土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410075；2. 中南大學(xué)高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程研究中心，長(zhǎng)沙 410075；3. 湖南建設(shè)投資集團(tuán)有限公司，長(zhǎng)沙 410029)

為實(shí)現(xiàn)模塊化鋼結(jié)構(gòu)單元房間的上下連接，提出一種新型承插式螺栓連接柱-柱節(jié)點(diǎn)，以有無注漿、承插深度為參數(shù)設(shè)計(jì)并制作3個(gè)足尺節(jié)點(diǎn)試件，并對(duì)其進(jìn)行抗拉試驗(yàn)，分析了各節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)、應(yīng)變分布以及承載能力等，探討了該新型節(jié)點(diǎn)的抗拉性能．建立了數(shù)值分析模型，進(jìn)行了軸拉荷載作用下的受力性能參數(shù)化分析，研究了承插深度、螺栓直徑及內(nèi)套筒厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗拉承載力的影響．基于高強(qiáng)螺栓的抗剪承載力，提出了適用于該新型節(jié)點(diǎn)的抗拉承載力計(jì)算公式．研究結(jié)果表明：該新型節(jié)點(diǎn)可將軸向拉力有效傳遞至高強(qiáng)螺栓，試件破壞時(shí)均出現(xiàn)高強(qiáng)螺栓群被剪斷，灌漿節(jié)點(diǎn)試件發(fā)生破壞時(shí)，出現(xiàn)鋼材與灌漿料界面的黏結(jié)破壞及螺栓周圍局部灌漿料的壓碎；高強(qiáng)螺栓群在拉力荷載作用下呈端部螺栓受剪較大、中心螺栓受剪較小的分布，試件破壞時(shí)，各螺栓承受的剪力趨于相等；灌漿節(jié)點(diǎn)與無漿節(jié)點(diǎn)相比，灌漿料與高強(qiáng)螺栓協(xié)同工作性能良好，彈性階段最大摩擦力平均值提高64.4%，極限抗拉承載力提高14.1%；承插深度由300mm增至500mm，節(jié)點(diǎn)極限抗拉承載力提高80.9%；承插深度和螺栓直徑對(duì)節(jié)點(diǎn)抗拉承載力影響較大，內(nèi)套筒厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗拉承載力的影響較小；根據(jù)提出的節(jié)點(diǎn)抗拉承載力計(jì)算公式得到的計(jì)算值與有限元模擬值吻合良好．

模塊化鋼結(jié)構(gòu)；柱-柱節(jié)點(diǎn)；套筒灌漿；高強(qiáng)螺栓抗剪；參數(shù)分析

模塊化鋼結(jié)構(gòu)建造周期短、能耗小、綠色環(huán)保，符合我國(guó)“雙碳”戰(zhàn)略，是建筑業(yè)發(fā)展的主流方向之一．模塊化鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)直接影響結(jié)構(gòu)的整體性、穩(wěn)定性和安裝便利性，因此對(duì)連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究具有重要意義[1-2]．

目前模塊化鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)連接形式主要有焊接連接、螺栓連接、法蘭連接、榫卯式連接等[3-6]．Annan等[7]介紹了帶支撐的模塊結(jié)構(gòu)全焊接節(jié)點(diǎn)，通過低周反復(fù)荷載對(duì)鋼框架的滯回特性進(jìn)行評(píng)估，提出了鋼支撐框架的解析模型；Roquete等[8]對(duì)圓鋼管螺栓連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了軸向拉力荷載作用下的試驗(yàn)研究和有限元參數(shù)分析，并提出了強(qiáng)度設(shè)計(jì)公式；陳志華等[9]提出了一種自鎖榫卯式連接節(jié)點(diǎn)，上、下模塊通過重力作用鎖住，從而使節(jié)點(diǎn)達(dá)到受彎、受剪的性能要求；Liu等[10]對(duì)10個(gè)足尺螺栓法蘭連接的方鋼管柱進(jìn)行了抗拉-抗彎-抗剪試驗(yàn)，推導(dǎo)了抗彎矩、抗剪和抗拉的靜承載力計(jì)算公式，并通過有限元分析進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證；王燕等[11]提出了一種內(nèi)套筒組合螺栓連接節(jié)點(diǎn)，采用理論分析方法推導(dǎo)了該節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度計(jì)算公式，并通過數(shù)值模擬進(jìn)行了驗(yàn)證；劉康等[12]研究了一種以內(nèi)套筒作為連接件，以單向螺栓、對(duì)穿螺栓作為緊固件的方鋼管柱-柱拼接節(jié)點(diǎn)，進(jìn)行了軸壓和偏壓試驗(yàn)，結(jié)果表明該類柱-柱節(jié)點(diǎn)拼接形式安全可靠，并提出了設(shè)計(jì)公式．

雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)模塊化鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了較為深入的研究，但在實(shí)際工程應(yīng)用中其制作復(fù)雜、安裝不便．本文提出了一種鋼結(jié)構(gòu)模塊化單元房承插式螺栓連接柱-柱節(jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)通過螺栓套筒連接，可在工廠完成單元體制作，在施工現(xiàn)場(chǎng)只需插入節(jié)點(diǎn)、連接螺栓即可，節(jié)點(diǎn)制作簡(jiǎn)單、安裝便利、可重復(fù)拆卸．由于鋼結(jié)構(gòu)模塊化建筑自重輕，整體剛度小，底層邊柱在水平風(fēng)荷載或地震荷載作用下易出現(xiàn)軸向拉力，故有必要開展軸向抗拉性能試驗(yàn)研究．考慮到目前對(duì)于模塊化鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)軸向抗拉性能的研究較少，本文對(duì)提出的新型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行抗拉試驗(yàn)，研究其受力性能與破壞模式；建立了數(shù)值分析模型，進(jìn)行了參數(shù)化分析，研究了節(jié)點(diǎn)承插深度、螺栓直徑以及內(nèi)套筒厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載能力的影響；提出了該類節(jié)點(diǎn)的抗拉承載力計(jì)算公式，為實(shí)際工程應(yīng)用提供參考．

1?試驗(yàn)概況

1.1?試件設(shè)計(jì)與材料性能

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)3個(gè)足尺試件，試驗(yàn)所用鋼材為Q355B型鋼，通過高強(qiáng)螺栓將內(nèi)、外套筒連接在一起(其拼裝圖如圖1所示)，內(nèi)、外套筒均為直縫方鋼管，內(nèi)套筒的截面尺寸為□160mm×160mm×12mm，外套筒的截面尺寸為□200mm×200mm×16mm，為避免內(nèi)、外套筒端面接觸承壓傳遞軸向荷載，在端面設(shè)置100mm高度差，內(nèi)、外套筒之間預(yù)留4mm空隙，以便于拼裝；高強(qiáng)螺栓采用10.9級(jí)M24型，根據(jù)規(guī)范[13]，螺栓預(yù)留孔徑＝26mm，并擰緊螺栓．

圖1?模塊化體系節(jié)點(diǎn)域拼裝示意

為便于加載，在兩端端板上各焊接了一根鋼梁，試件構(gòu)造及尺寸如圖2和圖3所示，試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示．試件KL-2與KL-3為灌漿節(jié)點(diǎn)試件，采用C50WCG型無收縮高強(qiáng)砂漿灌漿料，灌漿料填充內(nèi)套筒及內(nèi)、外套筒之間的空隙(如圖3所示)，當(dāng)灌漿料注入完成后，在外套筒端面處用玻璃膠密封，防止灌漿料溢出．

（a）正視圖??????????????????（b）側(cè)視圖?????? （c）1-1剖面圖

圖2?試件KL-1、KL-2構(gòu)造及尺寸(單位：mm)

（a）正視圖??????????????????（b）側(cè)視圖?????? （c）1-1剖面圖

表1?試件設(shè)計(jì)參數(shù)

Tab.1?Design parameters of specimens

注：為節(jié)點(diǎn)承插深度．

參照規(guī)范[14-16]對(duì)套筒、高強(qiáng)螺栓和灌漿料進(jìn)行材性試驗(yàn)，每種規(guī)格的材料均進(jìn)行3次試驗(yàn)，材料力學(xué)性能如表2所示．

1.2?加載裝置與制度

節(jié)點(diǎn)兩側(cè)各采用一個(gè)200t油壓千斤頂對(duì)試件實(shí)施兩端對(duì)稱加載．加載過程中，加載鋼梁下的兩個(gè)千斤頂連接同一油泵送油，實(shí)現(xiàn)兩個(gè)千斤頂?shù)耐郊虞d，具體試驗(yàn)裝置如圖4所示．試驗(yàn)加載分為預(yù)加載和正式加載兩個(gè)階段，預(yù)加載的目的是使試件各部分接觸良好，同時(shí)對(duì)試件進(jìn)行物理對(duì)中；正式加載前期過程中，每級(jí)加載100kN，待試件達(dá)到屈服后轉(zhuǎn)為位移加載，每級(jí)加載2mm，當(dāng)承載力降至最大荷載值的85%或高強(qiáng)螺栓失效時(shí)，停止加載．

表2?材料力學(xué)性能

Tab.2?Mechanical properties of materials

圖4?加載裝置示意

1.3?測(cè)點(diǎn)布置

在試件跨中位置安裝位移計(jì)測(cè)量節(jié)點(diǎn)的相對(duì)位移，在距跨中200mm的位置對(duì)稱布置位移計(jì)，以觀察兩個(gè)千斤頂是否實(shí)現(xiàn)同步加載，位移測(cè)點(diǎn)以表示；在內(nèi)套筒的4個(gè)面上布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，其中正、反視圖套筒壁上的應(yīng)變片布置相同，左、右視圖套筒壁上的應(yīng)變片布置相同，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)以表示．在距螺孔中心下方25mm處布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，以測(cè)量螺栓孔壁處的局部承壓，在距螺孔中心上方100mm處布置5個(gè)應(yīng)變片，以測(cè)量?jī)?nèi)套筒所分擔(dān)的荷載．試件KL-1和KL-2的測(cè)點(diǎn)如圖2(a)所示，試件KL-3的測(cè)點(diǎn)如圖3(a)所示．

2?試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1?破壞形態(tài)及現(xiàn)象

無漿節(jié)點(diǎn)試件KL-1發(fā)生破壞時(shí)，伴隨著“嘭”的巨大響聲，5根高強(qiáng)螺栓在同一時(shí)刻雙側(cè)均被剪斷，螺桿產(chǎn)生明顯彎曲變形，如圖5(a)所示；內(nèi)套筒孔壁由于和栓桿接觸承壓產(chǎn)生明顯壓屈變形，如圖5(b)所示，外套筒由于剛度較大，塑性發(fā)展不明顯，孔壁無可見變形．

（a）螺栓桿彎剪復(fù)合破壞 ?（b）孔壁壓屈變形

圖5?試件KL-1破壞形態(tài)

Fig.5?Failure morphology of specimen KL-1

灌漿節(jié)點(diǎn)試件KL-2和KL-3的破壞形態(tài)基本一致，如圖6和圖7所示．灌漿料硬化后，灌漿料界面微小凸起與鋼材界面具有連鎖作用，當(dāng)摩擦力被克服時(shí)，引發(fā)灌漿料微粒的黏結(jié)破壞[17]，灌漿料從內(nèi)套筒壁上脫落，膠縫處產(chǎn)生開裂，如圖6(a)、7(a)所示；達(dá)到極限荷載時(shí)，灌漿節(jié)點(diǎn)試件的高強(qiáng)螺栓群也同時(shí)被剪斷，同時(shí)伴有灌漿料粉末噴出，試件KL-2的5號(hào)螺栓(5，螺栓編號(hào)如圖2所示)只發(fā)生有螺紋一側(cè)的剪切破壞，沒有螺紋的一側(cè)產(chǎn)生較大的彎曲變形，其余螺栓未出現(xiàn)明顯彎曲變形，這是由于節(jié)點(diǎn)灌漿后，螺栓除了受到內(nèi)、外套筒的擠壓作用外，還會(huì)受到灌漿料對(duì)其的握裹力約束彎曲變形，如圖6(b)、7(b)所示；同時(shí)觀察到高強(qiáng)螺栓周圍的局部灌漿料被壓碎，如圖6(c)、7(c)所示，內(nèi)、外套筒孔壁均無壓屈變形.

（a）灌漿料自然黏結(jié)破壞

（b）螺栓桿剪切破壞

（c）灌漿料壓潰破壞

圖6?試件KL-2破壞形態(tài)

Fig.6?Failure morphology of specimen KL-2

（a）灌漿料自然黏結(jié)破壞

（b）螺栓桿剪斷

（c）灌漿料壓潰破壞

圖7?試件KL-3破壞形態(tài)

Fig.7?Failure morphology of specimen KL-3

2.2?荷載-位移曲線

圖8為試件KL-1、KL-2和KL-3跨中荷載-位移曲線.試件KL-1的荷載-位移曲線可分為4個(gè)階段：在摩擦承載階段，荷載較小時(shí)，試件主要靠預(yù)緊力產(chǎn)生的摩擦力來傳遞荷載，螺桿和內(nèi)、外套筒接觸面均未發(fā)生滑動(dòng)，荷載-位移曲線呈線性發(fā)展；在滑動(dòng)階段，當(dāng)拉力達(dá)到最大摩擦力后，螺桿開始發(fā)生滑動(dòng)，與孔側(cè)壁接觸，荷載-位移曲線進(jìn)入平臺(tái)段；在承壓階段，螺桿與孔壁接觸后，進(jìn)入承壓狀態(tài)，依靠套筒承壓傳遞荷載，螺栓受到套筒的剪切力，內(nèi)套筒壁發(fā)生擠壓變形；在破壞階段，隨著荷載持續(xù)增大，套筒孔壁受螺桿擠壓，孔壁塑性區(qū)逐漸向周圍擴(kuò)展，孔間距被逐漸拉長(zhǎng)，直到螺桿被剪斷，曲線下降．節(jié)點(diǎn)的位移組成包括：螺栓的剪切變形、螺栓的彎曲變形、螺孔的承壓變形以及內(nèi)、外套筒間的滑移變形．

試件KL-2與KL-3的荷載-位移曲線變化趨勢(shì)基本一致，故以試件KL-2為例進(jìn)行說明．從開始加載到320kN時(shí)，位移呈線性增長(zhǎng)，與無漿節(jié)點(diǎn)試件KL-1相比，節(jié)點(diǎn)初始剛度明顯提升．這是由于灌漿料在硬化過程中會(huì)產(chǎn)生微膨脹變形，而變形受到套筒的約束，在螺栓及套筒與灌漿料的接觸面上產(chǎn)生初始界面壓力，在灌漿料內(nèi)部產(chǎn)生預(yù)壓應(yīng)力，在拉力荷載作用下黏結(jié)效應(yīng)可以分擔(dān)軸向拉力，從而在相同的拉力荷載作用下套筒分擔(dān)的軸向拉力更小，因此套筒的變形更小，即節(jié)點(diǎn)注漿后初始剛度比不注漿時(shí)大．繼續(xù)加載，曲線呈非線性增長(zhǎng)，隨著位移增加荷載增速減?。?dāng)荷載達(dá)到極限值后，由于高強(qiáng)螺栓群被剪斷，曲線直線下降．節(jié)點(diǎn)的位移組成主要包括螺栓的剪切變形和內(nèi)、外套筒間的滑移變形．

試驗(yàn)得到的各試件極限承載力見表3，由表可知：節(jié)點(diǎn)灌漿后，試件的極限承載能力提高14.1%，這是由于灌漿試件中套筒和灌漿料間具有黏結(jié)作用，同時(shí)灌漿料受到內(nèi)套筒的約束作用，黏結(jié)強(qiáng)度顯著提高；承插深度由300mm增至500mm，試件的極限承載能力提高80.9%，這是由于隨著承插深度的增加，螺栓數(shù)量增加，且灌漿料與鋼材的黏結(jié)面積增大．

圖8?節(jié)點(diǎn)跨中荷載-位移曲線

表3?試件極限承載力

Tab.3?Ultimate bearing capacity of specimens

2.3?荷載-應(yīng)變曲線

圖9為試件KL-1(無漿節(jié)點(diǎn))和KL-2(灌漿節(jié)點(diǎn))內(nèi)套筒孔周荷載-應(yīng)變曲線對(duì)比．由圖9可知，節(jié)點(diǎn)灌漿后，由于灌漿料包裹著螺栓，使得承壓面積增大，同時(shí)灌漿料與高強(qiáng)螺栓的協(xié)同作用使得內(nèi)套筒孔壁的受力變小，試件KL-2應(yīng)變發(fā)展較為緩慢．試件KL-1與KL-2的發(fā)展趨勢(shì)大致相同．在加載初期，由于摩擦力作用，當(dāng)拉力作用在節(jié)點(diǎn)上時(shí)應(yīng)變極?。辉诩虞d中期，螺栓發(fā)生滑移，曲線開始轉(zhuǎn)折，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)迅速；在加載后期，孔壁開始承壓，應(yīng)變繼續(xù)增長(zhǎng)，直至應(yīng)變片達(dá)到限值而破壞．節(jié)點(diǎn)不灌漿時(shí)，摩擦力僅由對(duì)螺栓施加的預(yù)緊力產(chǎn)生；節(jié)點(diǎn)灌漿后，摩擦力由螺栓預(yù)緊力和內(nèi)、外套筒之間的黏結(jié)作用提供．取螺栓初始滑移點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載為最大摩擦力，通過計(jì)算可知，試件KL-1在摩擦傳力階段最大摩擦力平均值為135kN，試件KL-2最大摩擦力平均值為222kN，較試件KL-1提高了64.4%．

（a）1測(cè)點(diǎn)?????????????????????????（b）2測(cè)點(diǎn)

（c）3測(cè)點(diǎn)?????????????????????????（d）4測(cè)點(diǎn)

（e）5測(cè)點(diǎn)

圖9?內(nèi)套筒孔周荷載-應(yīng)變曲線對(duì)比

Fig.9?Comparison of load-strain curves around the hole of inner sleeve

2.4?高強(qiáng)螺栓受剪分析

通過對(duì)距螺孔中心上方100mm處的應(yīng)變片分析，可根據(jù)式(1)～(6)得出高強(qiáng)螺栓在各級(jí)荷載作用下所受的剪力．

圖10為高強(qiáng)螺栓群在不同拉力作用下各螺栓所承受的剪力．由圖10可知，3組試件的變化趨勢(shì)大致相同，故以試件KL-1為例進(jìn)行說明．在加載初期，5根螺栓所受剪力呈兩端螺栓受力大、中心螺栓受力小的分布；加載至0.3u時(shí)，這種不均勻分布更加明顯；繼續(xù)加載，兩端螺栓(圖10(a)中1和5)所受的剪力率先達(dá)到自身抗滑移能力，螺栓所受的剪力增速開始減小，中心螺栓(圖10(a)中3)所受的剪力增速開始加快；加載至0.5u時(shí)，5根螺栓所受剪力大致相等；繼續(xù)加載，當(dāng)外荷載達(dá)到螺栓群總的抗滑移剪力后，摩擦面出現(xiàn)滑移，高強(qiáng)螺栓開始和孔壁接觸承壓，此后5根螺栓承受的剪力再次出現(xiàn)兩端大、中心小的分布，但是不均勻程度減小，隨著荷載增加，各螺栓承受的剪力大致呈線性變化；當(dāng)荷載達(dá)到螺栓抗剪承載力極限能力時(shí)，各螺栓承受的剪力再次趨于相同，5根螺栓同時(shí)被剪斷．

（a）KL-1

（b）KL-2

（c）KL-3

圖10?螺栓剪力變化曲線

Fig.10?Change curve of bolt shear

表4給出了在不同拉力作用下端部螺栓承受剪力與中間螺栓承受剪力的差值．對(duì)比試件KL-1與KL-2的剪力差值可知，節(jié)點(diǎn)灌漿后，由于灌漿料與套筒的協(xié)同作用，端部螺栓與中間螺栓的剪力差值減??；對(duì)比試件KL-3和KL-2的剪力差值可知，5螺栓節(jié)點(diǎn)的端部螺栓與中心螺栓的剪力差值比3螺栓節(jié)點(diǎn)的對(duì)應(yīng)值小，節(jié)點(diǎn)的承插深度越大，剪力分配的不均勻程度越?。?/p>

表4?剪力差值

Tab.4?Shear difference

注：對(duì)于5螺栓節(jié)點(diǎn)，有2根端部螺栓，剪力差值取端部剪力與中間剪力差值的較大值．

3?數(shù)值模擬

對(duì)試件KL-1、KL-2和KL-3進(jìn)行數(shù)值分析模擬，為簡(jiǎn)化模型，建模過程中省略了反力梁．

3.1?模型介紹

本文套筒、高強(qiáng)螺栓以及灌漿料均采用C3D8R線性減縮積分單元，螺栓的網(wǎng)格尺寸為8mm，內(nèi)、外套筒和砂漿及端板的網(wǎng)格尺寸均為10mm．鋼材的本構(gòu)采用文獻(xiàn)[18]中五段線應(yīng)力強(qiáng)化模型，高強(qiáng)螺栓的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用雙折線模型，灌漿料采用Lu?等[19]建議的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變塑性損傷模型，其他參數(shù)按照材性試驗(yàn)結(jié)果取值．套筒與端板之間的焊接連接采用綁定約束模擬；其他部件之間的相互作用均設(shè)置為面面接觸，切向定義為罰摩擦，摩擦系數(shù)為0.3，法向設(shè)置為硬接觸．上端板底面為固定端，約束所有方向的位移和轉(zhuǎn)動(dòng)．模型采用位移加載方式，上端板表面為加載面，以上端板頂面的中心點(diǎn)作為參考點(diǎn)，對(duì)頂面進(jìn)行“耦合”約束至參考點(diǎn)，通過參考點(diǎn)沿軸反方向施加位移控制加載．

3.2?應(yīng)力云圖

以試件KL-2為例進(jìn)行說明．取3螺栓作為研究對(duì)象，觀察其變形特征，如圖11所示，螺栓應(yīng)力主要集中在螺桿的兩端和中部．在加載初期，螺桿兩端首先與套筒螺孔表面接觸，應(yīng)力較大，同時(shí)螺桿上表面與灌漿料相互擠壓產(chǎn)生一定應(yīng)力；隨著拉力逐漸增大，螺桿與套筒孔壁間的擠壓應(yīng)力也越來越大，螺桿中部產(chǎn)生彎曲變形．

圖12為內(nèi)、外套筒Mises應(yīng)力云圖．由圖12可知，內(nèi)套筒應(yīng)力主要集中在螺孔的下方．在加載初期，螺栓首先與套筒螺孔下表面接觸，應(yīng)力集中于螺孔下方，隨著拉力的不斷增加，螺桿受彎剪復(fù)合作用產(chǎn)生變形，變形后的螺桿擠壓周圍螺孔，螺孔四周產(chǎn)生應(yīng)力并逐漸增大向外擴(kuò)散．外套筒應(yīng)力主要集中在螺孔上方，且內(nèi)套筒所受應(yīng)力大于外套筒所受應(yīng)力，這是因?yàn)槔χ苯幼饔迷趦?nèi)套筒上，外套筒對(duì)螺栓起反力支撐作用，內(nèi)套筒先于外套筒進(jìn)入屈服狀態(tài).

圖11?B3螺栓變形云圖

（a）內(nèi)套筒 （b）外套筒

圖12?內(nèi)、外套筒應(yīng)力云圖

Fig.12?Stress map of inner and outer sleeves

圖13為灌漿料Mises應(yīng)力云圖．由圖13可知，灌漿料應(yīng)力變化主要集中在螺孔下方，螺孔上方的灌漿料有少許應(yīng)力變化．在拉力作用下，螺孔下部區(qū)域的灌漿料與栓桿相互擠壓，因此螺孔下部的灌漿料產(chǎn)生明顯的應(yīng)力變化；由于螺栓有產(chǎn)生彎曲變形的趨勢(shì)，擠壓了螺孔上方灌漿料，因此后者產(chǎn)生一定的應(yīng)力變化．

（a）正視圖 （b）側(cè)視圖

圖13?灌漿料應(yīng)力云圖

Fig.13?Stress map of grouting material

3.3?有限元模型驗(yàn)證

試件KL-1、KL-2和KL-3的數(shù)值模擬荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖14所示，結(jié)果表明：有限元結(jié)果在極限抗拉承載力、初始剛度方面與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好．由于試驗(yàn)中在此灌漿料硬化后高強(qiáng)螺栓嵌固其中，因此不會(huì)產(chǎn)生明顯滑移段．此外，由于有限元模型忽略了鋼材的初始缺陷，而這種缺陷引起的二階效應(yīng)導(dǎo)致了有限元計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果在剛度上的差異．由于試驗(yàn)中試件在塑性階段螺栓群被剪斷后便停止加載，但有限元計(jì)算中螺栓被剪斷后可繼續(xù)加載至套筒破壞(圖12(a))，故荷載-位移曲線有很長(zhǎng)的延續(xù)，因此取螺栓剪斷時(shí)刻對(duì)應(yīng)的拉力作為試件的極限承載力．

（a）KL-1

（b）KL-2

（c）KL-3

圖14?有限元計(jì)算荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

Fig.14 Comparison between load-displacement curves calculated by finite element method and experi-mental results

表5給出了抗拉承載力數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，結(jié)果表明：節(jié)點(diǎn)抗拉承載力吻合較好，誤差控制在10%以內(nèi)，能夠較為準(zhǔn)確地模擬承插式螺栓連接柱-柱節(jié)點(diǎn)在拉力作用下的受力性能．

表5?抗拉承載力數(shù)值分析與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

Tab.5 Comparison of tensile capacity between numerical analysis and experimental results

注：u,e為有限元計(jì)算極限荷載．

3.4?參數(shù)化分析

為深入研究承插式螺栓連接柱-柱節(jié)點(diǎn)的受力性能，了解各參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)的影響，筆者對(duì)承插式螺栓連接柱-柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了參數(shù)化分析，研究了承插深度、螺栓直徑以及內(nèi)套筒厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響．

3.4.1?承插深度

圖15為承插深度分別為300mm、400mm和600mm時(shí)節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線．由圖15可知，增大節(jié)點(diǎn)承插深度，節(jié)點(diǎn)極限抗拉承載力增大，這是由于螺栓數(shù)量隨著承插深度的加長(zhǎng)而增多．在彈性階段，摩擦力隨螺栓數(shù)量增多而增大．在塑性階段，由于螺栓群被剪斷時(shí)各螺栓是均勻受力的，因此螺栓數(shù)量越多，單個(gè)螺栓承受的剪力越小，節(jié)點(diǎn)的極限抗拉承載力越大．

（a）無漿節(jié)點(diǎn)

（b）灌漿節(jié)點(diǎn)

圖15?不同承插深度條件下的荷載-位移曲線

Fig.15 Load-displacement curves under different socket depths

3.4.2?螺栓直徑

圖16為螺栓直徑分別為16mm(M16)、20mm(M20)、22mm(M22)時(shí)節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線．由圖16可知，增大螺栓直徑，節(jié)點(diǎn)的極限抗拉承載力增大. 這是由于螺栓直徑越大，施加的螺栓預(yù)緊力越大，固體表面的接觸實(shí)際上是表面微凸體間的接觸，螺栓預(yù)緊力越大，表面微凸體受擠壓由彈性變?yōu)樗苄裕瑥亩箻?gòu)件之間界面實(shí)際接觸面積增大，摩擦系數(shù)增大[20]，故摩擦傳力階段會(huì)延長(zhǎng)，達(dá)到螺栓滑移時(shí)的荷載就越大．進(jìn)入塑性階段，螺栓直徑越大，螺桿與孔壁的接觸面積增加，螺桿所受應(yīng)力減小，因此節(jié)點(diǎn)的承載能力提高．

（a）無漿節(jié)點(diǎn)

（b）灌漿節(jié)點(diǎn)

圖16?不同螺栓直徑條件下的荷載-位移曲線

Fig.16 Load-displacement curves under different bolt diameters

3.4.3?內(nèi)套筒厚度

圖17為無漿節(jié)點(diǎn)內(nèi)套筒厚度分別為6mm、8mm、10mm和14mm時(shí)節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線．

圖17?不同內(nèi)套筒厚度條件下的荷載-位移曲線

由圖17可知，在彈性階段范圍內(nèi)，內(nèi)套筒厚度發(fā)生變化時(shí)，荷載-位移曲線基本重合，這是因?yàn)樵趶椥噪A段內(nèi)，拉力主要由摩擦力承擔(dān)，根據(jù)規(guī)范[13]可知，摩擦力的大小與內(nèi)套筒厚度無關(guān)；當(dāng)螺栓發(fā)生滑移后，進(jìn)入螺桿直接傳力階段，此時(shí)螺桿與孔壁相互擠壓，當(dāng)內(nèi)套筒厚度小于10mm時(shí)，隨著內(nèi)套筒厚度的增大，節(jié)點(diǎn)的抗拉極限承載能力越強(qiáng)，當(dāng)套筒厚度達(dá)到10mm后，節(jié)點(diǎn)破壞形式由栓桿被剪斷控制，內(nèi)套筒厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力的影響變小．

3.4.4?參數(shù)化分析結(jié)果

表6為節(jié)點(diǎn)參數(shù)化分析結(jié)果．由表６可知，承插深度由300mm增至600mm，無漿節(jié)點(diǎn)極限抗拉承載力提高90.48%，灌漿節(jié)點(diǎn)極限抗拉承載力提高96.44%；螺栓直徑由16mm增至22mm，無漿節(jié)點(diǎn)極限抗拉承載力提高55.69%，灌漿節(jié)點(diǎn)極限抗拉承載力提高81.50%；內(nèi)套筒厚度由6mm增至14mm，無漿節(jié)點(diǎn)極限抗拉承載力提高34.61%．承插深度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗拉承載力影響最大，螺栓直徑次之，內(nèi)套筒厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗拉承載力的影響最小.

表6?節(jié)點(diǎn)參數(shù)化分析結(jié)果

Tab.6?Results of joint parametric analysis

4?節(jié)點(diǎn)抗拉承載力公式設(shè)計(jì)

4.1?極限抗拉承載力公式計(jì)算

由《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[13]可知，高強(qiáng)摩擦型螺栓抗剪承載力設(shè)計(jì)值按式(7)取值，通過計(jì)算得到試件KL-1承載力設(shè)計(jì)值為677.25kN；高強(qiáng)承壓型螺栓抗剪承載力設(shè)計(jì)值取式(8)和式(9)計(jì)算值中的較小值，通過計(jì)算得到試件KL-1承載力設(shè)計(jì)值為1402.4kN．由此可見，試驗(yàn)結(jié)果遠(yuǎn)大于規(guī)范計(jì)算值，需對(duì)計(jì)算公式進(jìn)行改進(jìn)．

對(duì)于高強(qiáng)螺栓承壓型連接件，我國(guó)現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算承載力時(shí)忽略了板件間的摩擦力，僅考慮栓桿的抗剪承載力．眾多學(xué)者研究表明，若不考慮板件間的摩擦力，高強(qiáng)螺栓承壓型連接的承載力將會(huì)被低估[21]．因此，考慮高強(qiáng)螺栓的受力特性，提出構(gòu)件極限抗拉承載力公式為

對(duì)于灌漿節(jié)點(diǎn)，目前國(guó)內(nèi)外規(guī)范針對(duì)鋼-灌漿料組合連接均未給出明確的螺栓剪力承載力計(jì)算公式．參考鋼-混凝土組合連接，筆者總結(jié)了現(xiàn)有文獻(xiàn)建議的螺栓抗剪承載力計(jì)算公式，如表7所示．

表7?螺栓抗剪承載力建議公式

Tab.7?Suggested formulas for shear capacity of bolts

4.2?模擬值與計(jì)算值的對(duì)比

圖18?抗拉承載力模擬值與公式計(jì)算值比較

5?結(jié)?論

(1) 本文提出的新型模塊化單元房連接節(jié)點(diǎn)安裝快捷，抗拉性能良好，由高強(qiáng)螺栓群共同承擔(dān)軸向拉力荷載，達(dá)到極限抗拉承載力時(shí)，螺栓群剪力趨于均勻分布．

(2) 節(jié)點(diǎn)灌漿后，灌漿料與高強(qiáng)螺栓協(xié)同工作良好，且其與套筒間黏結(jié)作用強(qiáng)，節(jié)點(diǎn)的抗拉承載力提高14.1%．

(3) 承插深度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗拉承載力影響最大，螺栓直徑次之，內(nèi)套筒厚度的影響最小．承插深度由300mm增至600mm，無漿節(jié)點(diǎn)極限承載力提高90.48%；螺栓直徑由16mm增至22mm，無漿節(jié)點(diǎn)極限承載力提高55.69%；內(nèi)套筒厚度由6mm增至14mm，無漿節(jié)點(diǎn)極限承載力提高34.61%．

(4) 提出了承插式螺栓連接柱-柱節(jié)點(diǎn)的抗拉承載力計(jì)算公式，公式計(jì)算值與有限元模擬值吻合良好，可為實(shí)際工程應(yīng)用提供參考．

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Research on Tensile Performance of Novel Socket Bolted Column-Column Joint

Zhou Lingyu1, 2，Zhang Zhen1, 2，Chen Hao3，Zhang Mingliang3，Wang Qiliang3，Liu Xiaochun1, 2

(1. School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，China；2. National Engineering Research Center of High-Speed Railway Construction Technology，Central South University，Changsha 410075，China；3. Hunan Construction Investment Group Co.，Ltd.，Changsha 410029，China)

To realize the upper and lower connections of modular steel structure units，a novel type of socket bolted column-column joint was proposed. Three full-scale joint specimens were designed and fabricated with parameters such as with or without grouting and socket depth，and the corresponding tensile test was carried out. The failure mode，strain distribution and bearing capacity of each joint were analyzed，and the tensile performance of the novel joint was discussed. A numerical analysis model was established，and the mechanical performance parameters under axial tensile load were analyzed. The effects of socket depth，bolt diameter and inner sleeve thickness on the tensile bearing capacity of joints were studied. Based on the shear bearing capacity of high-strength bolts，a formula for calculating the tensile bearing capacity of the novel joint was also put forward. Results show that the novel joint can effectively transfer the axial tension to the high-strength bolts. When the specimen was damaged，the high-strength bolt group were cut off. When the grouting joint specimen was damaged，the bonding failure of the interface between steel and the grouting material and the crushing of the local grouting material around the bolt occurred. Under the action of tensile load，the end bolt in the high-strength bolt group was sheared more，while the center bolt was sheared less. When the specimen was damaged，the shearing force of each bolt tended to be equal. Compared with those of the non-grouting joint，the average maximum friction at the elastic stage and the ultimate tensile bearing capacity of the grouting joint increased by 64.4% and 14.1% respectively because the high-strength bolt worked well with the grouting material. When the socket depth increased from 300 mm to 500 mm，the ultimate tensile bearing capacity of the joint increased by 80.9%. It is concluded that the socket depth and bolt diameter have a great influence on the tensile bearing capacity of the joint，while the effect of the thickness of the inner sleeve is small. In addition，the value calculated according to the proposed calculation formula for the tensile bearing capacity of the joint is in good agreement with the simulation value obtained using the finite element method.

modular steel structure；column-column joint；sleeve grouting；high-strength bolt shear；parametric analysis

TU392.3

A

0493-2137(2024)04-0424-13

10.11784/tdxbz202307001

2023-07-01；

2023-08-14.

周凌宇（1973—??），男，博士，教授，zhoulingyu@csu.edu.cn.

劉曉春，xchliu@csu.edu.cn.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51978662).

the National Natural Science Foundation of China(No. 51978662).

(責(zé)任編輯：武立有)