冷弯薄壁型钢四肢拼合梁柱节点抗弯性能研究_温会平.pdf

第 20 卷 第 4 期2023 年 4 月铁道科学与工程学报Journal of Railway Science and EngineeringVolume 20 Number 4April 2023冷弯薄壁型钢四肢拼合梁柱节点抗弯性能研究温会平，刘艳芝，邓飞云，张芬芬(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082)摘要：基于梁、柱截面拼合形式提出一种新型梁柱连接节点，以实现其拼合截面梁柱的快速装配。为研究其抗弯性能，对4组节点试件进行单调加载试验。通过试验得到节点的破坏模式、弯矩-转角关系，分析柱板厚、节点域螺钉数量、连接件端板厚度对节点抗弯性能的影响，为之后建立有效的冷弯薄壁型钢节点性能分析模型库提供数据，并对节点承载力进行理论计算。研究结果表明：该类节点的破坏模式主要有螺钉拔出或剪断、端板抗弯失效。柱板厚度增加1倍后，节点初始刚度增加26%，极限弯矩提高39.3%；节点域螺钉数量由3排(6个)增加到4排(8个)后节点初始刚度仅增加9.9%，极限弯矩仅提高6.4%；连接件端板厚度由4 mm增加到8 mm时，节点初始刚度提高45.5%，极限承载力没有明显变化。说明柱板厚和连接件端板厚度对节点初始刚度的影响较大，柱板厚对节点极限承载力也有一定的影响，而螺钉数量对节点的初始刚度和极限承载力影响不大。柱板厚度同时翻倍后，增加节点域螺钉数量可以提高节点的初始刚度和极限承载力。4组节点的弯矩转角曲线呈现明显的非线性特征，基于欧洲钢结构Eurocode3规范确定该类节点为半刚性节点。通过对节点进行受力分析计算节点极限弯矩，将计算值与试验值进行对比发现，理论计算值与试验值较为吻合。试验研究的连接件也可用于箱型冷弯轻钢梁柱连接节点，有利于快速装配。关键词：冷弯薄壁型钢；四肢拼合截面；梁柱节点；自攻螺钉连接；单调加载试验；弯矩转角(M-)曲线中图分类号：TU391 文献标志码：A 开放科学(资源服务)标识码(OSID)文章编号：1672-7029（2023）04-1445-11Flexural behavior of cold-formed thin-walled steel quadruple-limb build-up beam-column connectionsWEN Huiping,LIU Yanzhi,DENG Feiyun,ZHANG Fenfen(School of Civil Engineering,Hunan University,Changsha 410082,China)Abstract:Based on the combination of beam and column sections,a new type of beam-column connections wasproposed in order to realize the rapid assembly of the beam-column with its combination section.In order to study its flexural performance,monotonic loading tests were carried out on four groups of connections,and the failure modes and bending moment-rotation relationship of the connections were obtained through the tests.The influences of column thickness,the number of screws in the connection domain and the thickness of the end plate of the connection on the flexural performance of the connection were analyzed.This provided data for 收稿日期：2022-04-19基金项目：湖湘高层次人才聚集工程-创新人才资助项目(2021RC5005)通信作者：刘艳芝(1982)，女，湖南新化人，副教授，博士，从事钢结构、组合结构与工程结构的极限荷载研究；E-mail：DOI:10.19713/ki.43-1423/u.T20220771铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 4月establishing an effective performance analysis model library of cold-formed thin-walled steel connections,and theoretically calculated the bearing capacity of the connection.The results show that the failure modes of this kind of connections mainly include screw pulling out or shearing,and bending failure of end plates.When the thickness of the column is doubled,the initial stiffness of the connection increases by 26%and the ultimate bending moment increases by 39.3%.When the number of screws in the connection domain is increased from three rows(6)to four rows(8),the initial stiffness of the connection only increases by 9.9%,and the ultimate bending moment only increases by 6.4%.When the thickness of the end plate increases from 4 mm to 8 mm,the initial stiffness of the connection increases by 45.5%,and the ultimate bearing capacity has no obvious change.It shows that the thickness of the column plate and the end plate of the connection have great influence on the initial stiffness of the connection,and the thickness of the column plate also has certain influence on the ultimate bearing capacity of the connection,while the number of screws has little influence on the initial stiffness and ultimate bearing capacity of the connection.When the thickness of the column is doubled at the same time,increasing the number of screws in the connection domain can improve the initial stiffness and ultimate bearing capacity of the connection.The bending moment-angle curves of four groups of connections show obvious nonlinear characteristics,and this kind of connections is determined to be semi-rigid based on Eurocode3 specification for steel structures in Europe.The ultimate bending moment of the connection is calculated through the stress analysis of the connection.By comparing the calculated value with the experimental value,it is found that the theoretical calculated value is in good agreement with the experimental value.The tested connections can also be used for box-type cold-formed light steel beam-column connections,which is conducive to rapid assembly.Key words:cold-formed thin-walled steel;quadruple-limb build-up section;beam-column connections;self-drilling screw connections;monotonic loading test;moment-rotational curve 冷弯薄壁型钢结构体系有轻质高强、舒适节能、全预制化、施工便利、绿色美观、安全可靠等优点。与热轧型钢相比，冷弯型钢薄壁型构件更容易制造，具有高强度重量比，易于运输和安装1。冷弯薄壁型钢结构住宅基本构件主要是 U型、C型以及L型截面3种截面形式，C型常用做梁柱承重构件2。单肢C型和U型钢截面构件加工简单，构件自重轻，装配速度快，但是单肢C型截面构件承载力较小，截面的形心与剪心不重合，因此容易发生扭转失稳。在实际工程中，对一些受力复杂的构件承载力要求较高，薄壁单肢截面承载力通常是不够的3。随着对冷弯薄壁梁柱构件承载力要求的提高，人们研究了多种拼合截面形式的冷弯薄壁构件。郭建勋等4研究了双U拼合以及腹板弯折的双 C 拼合的 I 型截面梁，对试件在ITF荷载条件下进行腹板压屈试验。研究发现试件均发生了受压腹板平面外屈曲破坏，腹板弯折的双C拼合试件还出现了整体屈曲，双C拼合试件的腹板屈曲承载力比双 U 拼合 I 型梁更大。MEZA等5对12个2种拼合形式的梁进行了四分点静载试验，一种是双U型钢工字形截面，另一种是在前者基础上加一个U形上导梁，试件均使用M6螺栓拼合组成，试验发现试件的破坏多为跨中腹板及上翼缘的局部屈曲，螺栓间距对构件承载力有影响。LAM等6进行了 4种截面形式梁的纯弯性能试验，分别是单肢C型、双肢抱合箱型(R型)、卷边I型和四肢抱合双腔箱型(2R型)。观察发现，C形和唇形I型截面梁的破坏形式主要是侧向扭转屈曲，而畸变屈曲是R型和2R型梁的主要破坏模式。ZHOU等7通过试验结合有限元的方法研究了 CU双肢抱合箱型截面柱的轴压性能，研究发现该类型柱在轴向压缩条件下发生了明显的局部屈曲变形，最后提出了一种预测组合箱形截面柱极限强度的简化设计方法。杜兆宇等8研究了由自攻螺钉1446第 4 期温会平，等：冷弯薄壁型钢四肢拼合梁柱节点抗弯性能研究将2个C型钢和2个U型钢拼合成箱型截面的拼合柱，进行了12根拼合箱型柱的轴压试验，试验试件在柱中部附近发生了局部破坏，通过试验数据结合数值模拟的方法对构件长度进行了参数化分析，并根据数据分析提出了适用于该种拼合箱型柱的构件承载力计算方法。然而，国内外对冷弯薄壁型钢拼合梁柱节点的研究不多。薄壁构件焊接时容易焊透，焊接残余应力较大9，因此其节点形式主要有自攻螺钉连接C型钢梁柱节点、钢板-螺栓节点、角钢连接节点等。ALY等10探讨了3种冷弯薄壁型钢单C梁柱连接板螺栓连接方式，分别为带卷边锥形连接板、无卷边锥形连接板和锥形连接板加C型斜支撑。通过对3种斜支撑的有限元参数模拟分析发现，连接件的失效是由于螺栓孔周围的局部屈曲，这形成了局部塑性机制，带卷边节点承载力比其余两者高，节点板板厚对节点承载力的影响很重要。赵莹等11研究了高强螺栓节点板连接冷弯薄壁型钢双肢拼合工字形梁柱节点的静力性能，利用加腋增强节点刚度，采用ANSYS建立节点有限元模型进行静力分析，理论计算的节点承载力与有限元结果基本一致，通过对比高强螺栓节点与自攻螺钉节点的薄弱点发现，前者的薄弱位置远离节点域附近。BUMYS等12基于构件法对冷弯型钢节点板螺栓连接进行了研究，提出了冷弯型钢梁柱节点刚度计算的“三弹簧”力学模型。宋庆彦13研究的节点梁柱截面均为双肢拼合工字形截面，节点连接方式为顶底角钢腹板双角钢连接。研究表明，节点破坏主要发生在顶部角钢，该种节点为半刚性节点，节点变形能力较大，角钢上设置加劲肋可提高节点刚度。张圣华等14采用T型件法分析高强度螺栓端板连接节点承载力，根据节点破坏时节点静力平衡，得到节点抗拉承载力。通过对国内外规范关于端板连接节点承载力计算公式的对比发现，中国规范由于没有修正塑性铰位置而使得计算结果比较保守。张寒松15研究了H型钢梁-方钢管柱顶底角钢连接节点，采用了屈服线理论对角钢抗拉承载力进行计算，以受压角钢的中心线为转动中心，则角钢抗拉承载力与力到转动中心距离的乘积即节点抗弯承载力。刘方舟等16采用ABAQUS研究了通过T型热轧钢板自攻螺钉连接的双肢冷弯薄壁型钢梁柱节点承载力性能，试验节点破坏时螺钉均未达到屈服强度，与普通螺栓和高强螺栓相比，自攻螺钉价格低，且自攻螺钉连接节点形式简单，有利于提高装配速率，发展前景良好。目前，拼合截面梁柱形式的节点研究较少，节点连接形式类型也比较局限，一些薄壁箱型截面梁柱连接节点更是如此。基于此，本文提出一种新型冷弯薄壁型钢四肢拼合梁柱节点，如图1所示。梁柱构件均为四肢拼合截面，其中梁截面由4个C型钢通过自攻螺钉拼合而成，2个C型钢背对背卷边朝外，通过在上下安装C型钢固定，具体截面形状如图1所示1-1截面；柱由2个C型钢以及2个U型钢组成封闭箱形截面，具体截面形状如图1所示2-2截面；节点的连接件由端板以及2个槽钢焊接组成，槽钢与梁连接，端板与柱连接；为提高结构装配化，节点连接均采用自攻螺钉。本文通过单向抗弯试验研究节点的静力性能，分析连接件端板厚度、螺钉数量、柱构件厚度对节点受弯性能的影响，主要目的是研究该四肢拼合梁柱节点的破坏形式，获得节点的弯距转角曲线，分析节点连接性能，为之后建立有效的冷弯薄壁型钢节点性能分析模型库提供数据，以实现其拼合截面梁柱的快速装配，实现新的冷弯薄壁型钢结构体系的工业化。1 试验概况1.1试件设计该节点设计想法是将塑性变形集中在节点域，节点形式选取冷弯薄壁框架边柱节点。四肢拼合图1四肢拼合梁柱节点示意图Fig.1Schematic diagram of quadruple-limb build-up beam-column connections1447铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 4月梁柱节点构件如图2所示，梁由四肢相同的C型钢通过自攻螺钉 ST6.3拼合而成，梁长 1.5 m，具体尺寸见图2(a)。柱由2个C型钢以及2个U型钢通过自攻螺钉 ST6.3 拼合成一个矩形柱，柱长 3 m，柱截面宽度与梁截面宽度相同，具体尺寸见图2(b)；节点连接件由端板以及槽钢焊接组成，具体尺寸见图2(c)。节点抗弯试验共设4组试件，见表1。所有试件梁型钢厚度均为 1.2 mm，自攻螺钉间距为30 mm，连接件槽钢厚度为4 mm。节点域梁端自攻螺钉布置为2列，设置了3排以及4排。钢材均采用Q235钢，梁柱构件为工厂定制的冷弯薄壁型钢，连接件采用普通钢。自攻螺钉采用规格为ST6.3的钻尾螺丝410不锈钢外六角自攻自钻燕尾钉。连接件的端板与槽钢通过焊接组合，焊条型号采用 J422，焊接方式为角焊缝三面围焊，端板厚度为 4 mm 时焊脚尺寸取 4 mm，端板厚度为8 mm时焊脚尺寸取6 mm。1.2试验装置本试验在湖南大学土木工程学院结构实验室进行，根据试验场地等条件决定采用柱水平放置、梁垂直于地面方案，试验加载装置及位移计测点如图3所示。钢梁端部由水平千斤顶施加梁端水平推力，采用力控制进行加载。考虑到柱构件可能会发生倾覆或水平位移，需要在柱顶以及柱底设置横档以抵抗水平力，保证柱子两端铰接。通过预加轴力固定试件，轴压比取0.21，J1J3试件预加轴力为145 kN，J4试件预加轴力为73.7 kN。试验加载过程分为预加载与正式加载。预加载是为了确保加载装置和测量仪器都能够正常工作。正式加载采用力控制分级加载，每级加载完成后停歇3 min，进行观察并记录试验现象。试验一直加载到试件完全破坏失效。位移计布置如图3所示，梁端荷载和位移分别由放在千斤顶端部的力传感器和加载端500 mm的位移计D1(距梁柱轴线交界处1 505 mm)进行测量；在节点域设置3个位移计，在梁下翼缘距柱子轴心线 300 mm 处设置位移计 D2 测量梁的水平位移；距组合柱节点轴心250 mm的柱壁上下端处设置电测百分表D3和D4来测量柱两端产生的位移，以修正节点转角误差。节点域应变测点布置如图4所示，布置分为3单位：mm(a)拼合梁截面尺寸；(b)拼合柱截面尺；(c)连接件尺寸图2四肢拼合梁柱节点试件尺寸Fig.2Specimen size of quadruple-limb build-up beam-column connections表1四肢拼合梁柱节点试件Table 1Specimens of quadruple-limb build-up beam-column connections构件编号J1J2J3J4梁截面型钢尺寸/mm200*60*20200*60*20200*60*20200*60*20柱截面U(C)型钢尺/mm200*100(196*98*25)200*100(196*98*25)200*100(196*98*25)200*100(198*97*25)梁型钢厚度/mm1.21.21.21.2柱型钢厚/mm2.42.42.41.2自攻螺钉排数/排4433端板厚度/mm48441448第 4 期温会平，等：冷弯薄壁型钢四肢拼合梁柱节点抗弯性能研究个区域：柱壁、连接件和梁。因柱子为四肢拼合对称截面，则只在一侧对称面的柱壁粘贴应变片。应变片输出的应变值通过DH3816N静态应变测试系统测量。柱壁测点见图4(a)，在柱壁表面与连接件端板两端边缘中心点布置测点c1和c2，用来测在梁端水平荷载作用下端板两端边缘与柱接触面的应变大小，c3c6测量节点域柱侧面应变及发展；连接件测点见图4(b)，b1b5用来测量连接件端板应变变化，b6b7测量槽钢的应变变化；梁端测点见图4(c)4(e)，a1a9用来测量随距梁截面中和轴距离变化的梁截面应变变化规律，其他应变片用来测量螺钉孔附近应变发展。图3位移计测点及加载装置图Fig.3Diagram of displacement measuring point and loading device(a)柱壁应变片布置；(b)连接件应变片布置；(c)梁截面应变片布置；(d)J1和J2梁上(下)翼缘应变片布置；(e)J3和J4梁上(下)翼缘应变片布置图4节点域应变片布置Fig.4Layout of strain gauge in the connection domain1449铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 4月2 试验结果与分析2.1破坏形态试件J1在加载初期出现轻微的响声，6 071 N时端板略微变形，继续加载过程中，出现间歇性的咔吱声响，10 kN时端板变形较为明显，16 kN时出现持续性的咔吱声音，端板受弯变形加剧，端板变形已经非常明显，节点转角过大，节点已经失效，同时节点域柱上受拉侧螺钉拔出趋势明显，直至18 kN时节点域柱壁螺钉发生螺帽处螺杆剪断，梁上螺钉没有明显破坏(如图5(a)。试件J2试件加载初期节点变形不明显，7 866 N时端板才出现不明显变形，11.8 kN时端板变形明显，加载到 13.9 kN时节点域柱上受拉侧螺钉部分被拔出，最终17.5 kN时螺钉基本完全被拔出(如图5(b)。节点域梁上螺钉倾斜明显，梁螺钉孔处出现变形。试件J3在加载到5 400 N时出现短暂的咔吱声音，端板变形不明显，节点转角较小，加载到7 800 N端板变形较明显，8 957 N时咔吱声音不断，梁端位移继续增加，节点转角加大。14 kN时，端板变形加剧，节点域柱壁螺钉出现拔出趋势，16.8 kN时端板上部螺钉受拉较大，节点域柱壁受拉侧螺钉部分被拔出，端板变形非常大，端板抗弯失效，继续加载发现，荷载开始下降，下降到峰值荷载的85%后停止加载，节点域柱壁螺钉未完全拔出(见图5(c)。试件J4的试验现象与试件J2的试验现象相似，最终破坏模式也是节点域柱上螺钉完全被拔出(如图5(d)，但螺钉拔出时间不同。构件在试验过程中的破坏模式为：1)自攻螺钉拔出；2)自攻螺钉剪断；3)连接端板抗弯失效。第1种破坏模式是由于节点域螺钉所受拉力过大，使得螺钉被完全拔出。第2种破坏模式可能是螺钉的预紧力比较大，在后期加载过程中受梁端传来的弯矩以及预紧力的作用下螺杆突然断裂，梁端荷载陡然下降，无法再承受荷载，前2种破坏模式也可归结为一类。最后一种破坏模式则是由于端板刚度不够，在螺钉被完全拔出前发生抗弯失效，梁端荷载在达到峰值后开始下降，最终以下降到85%的峰值荷载认定节点破坏。2.2弯矩-转角分析节点转角主要包括梁轴线的转动、柱轴线的转动以及节点核心区的剪切变形17。本试验主要是研究梁柱节点的力学性能，梁截面在加载过程中没有发生明显的变形屈服，处于弹性状态，故节点相对转角的计算如下：通过梁端位移计所测数据可得到梁端加载点水平位移，测点到节点域柱(a)节点试件J1；(b)节点试件J2；(c)节点试件J3；(d)节点试件J4图5节点破坏形式Fig.5Failure mode of connections1450第 4 期温会平，等：冷弯薄壁型钢四肢拼合梁柱节点抗弯性能研究表面的距离为 L，则节点转角=L，节点弯矩M=PL，P 为梁端荷载。故可得到梁柱节点弯矩-转角曲线，如图6所示。曲线初期弯矩转角保持线性关系，随着弯矩的增加，节点刚度逐渐降低，所有试件节点的M-曲线呈现非线性特征。试件J2的初始刚度明显大于J1，二者节点破坏时的最大弯矩承载力接近，J2的连接件端板比J1的端板厚度大1倍。J3试件的节点初始刚度和J1的节点初始刚度接近，而J3的最大弯矩承载力有所下降，J3与J1的连接件端板厚度相同，所以节点的初始刚度相差不大，最大弯矩承载力下降的原因可能是J3节点域梁螺钉数量的减少。J4试件端板厚度与J3一样，而J4的柱型钢厚度比J3少1倍，J4节点初始刚度比J3节点初始刚度明显减少很多。综上，端板厚度增加后节点初始刚度明显增加，但节点最大弯矩承载力基本不变；节点域梁螺钉数量减小时，节点的最大弯矩承载力降低，节点初始刚度变化不大；柱型钢厚度减小时，节点的初始刚度以及节点最大弯矩承载力均降低很多，说明增加端板厚度和柱型钢厚度可以显著提高节点的初始刚度，增加柱型钢厚度和节点域梁螺钉数量可以提高节点的最大弯矩承载力。图6梁柱节点M-曲线Fig.6Bending moment-rotational curves of beam-column connections(a)梁应变测点a1a4应变弯矩图；(b)梁应变测点a5a9应变弯矩图；(c)柱壁应变测点c1c6应变弯矩图；(d)连接件应变测点b1b7应变弯矩图图7试件J1测点应变弯矩图Fig.7Strain-bending moment diagram of measuring point J1 of specimen1451铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 4月同时，由图6可知节点弯矩-转角曲线可分为3个阶段：弹性阶段、弹塑性发展阶段和破坏阶段，弹性阶段的弯矩转角呈现线性增长，弹塑性发展阶段的节点刚度发生退化，呈现非线性特征，加载到后期，节点破坏，弯矩转角曲线出现下降段。结合 J1 节点各测点的应变弯矩发展图(图 7)分析得：1)弹性阶段：4组试件弯矩转角前期为线性增长，因为加载前期节点域各组件受力较小，变形不明显。同时图7的J1试件应变-弯矩曲线来看，加载前期各个测点应变值较小且随试验加载呈线性增加，说明此时构件变形不大。2)弹塑性发展阶段：试件节点刚度开始发生退化。以试件 J1 为例，试件 J1 节点弯矩增加到10 kNm时，节点刚度开始慢慢下降，如图6的弯矩转角曲线所示，切线刚度比初始刚度小，且切线刚度逐渐减小。从图7应变弯矩曲线看，J1节点弯矩增加到10 kNm时，应变发展速率开始发生变化，后期应变发展加快。加载过程中，梁构件没有发生明显的扭转，由图7(a)可知，梁上下翼缘对称测点应变值差距不大，由此可知梁的扭转很小，梁截面是双轴对称箱型截面，抗扭转性较好。3)破坏阶段：随节点转角的增加节点弯矩减小，曲线下降。节点破坏时，节点域梁截面没有破坏，从图7(b)可知，梁截面应变较小，梁截面还处于弹性状态。节点域柱壁侧面在靠近连接件的区域发生了局部的凹凸变形，节点域柱应变测点如图7(c)所示，c3应变为负值，截面发生凹陷，c4截面为外凸变形。节点破坏时端板变形比较大，从图7(d)可知，J1端板上测点应变值很大，应变发展较为充分，在水平单向荷载作用下，端板呈现“S”形变形，端板受拉侧靠近槽钢翼缘处的变形最大，对应测点b2应变最大。3 抗弯性能3.1抗弯刚度计算取图6试件弯矩转角曲线初始阶段的切线斜率为节点初始刚度，计算结果见表2。对比J1与J2，端板厚度由 4 mm增加到 8 mm，节点初始刚度提高了 45.5%，对比 J3和 J4，J3柱板材厚度是 J4柱板材厚度的2倍，J3节点初始刚度增加了26%；对比J1与J3，J3节点域梁连接螺钉数量减少，节点初始刚度降低了10%左右，说明端板厚度与柱板材厚度对节点初始刚度影响较大，而节点域梁螺钉数量对节点初始刚度的影响较小。欧洲钢结构规范EC318根据节点初始转动刚度将梁柱节点分为三大类：刚性、半刚性和铰接。按转动刚度分：当Ki25EIb/lb时，节点为刚性节点；当0.5EIb/lbKi时，节点为铰接节点，其他范围为半刚性节点。经计算分析可知，本试验的所有节点均为半刚性节点，计算结果见表2。3.2抗弯承载力计算试验发现节点的破坏主要是螺钉和端板的破坏，拼合梁截面一直处于弹性状态，试验设计的节点连接件是由端板与槽钢焊接组成，近似当作端板连接节点进行分析，参考文献19对端板螺栓群受力分配形式的介绍，对该节点端板螺钉受力分布进行分析，将弯矩转换成一对力偶，受拉侧螺钉承受拉力，受压侧压力通过端板直接传递到柱壁，螺钉主要承受剪力，靠近梁受拉翼缘的螺钉拉力最大，其他螺钉拉力呈线性分布。通过试验变形和应变数据可知，靠近端板受拉侧的第1排螺钉处端板变形较大，认为靠近受拉侧翼缘的螺钉受力最大，其他螺钉受力按照线性分布，螺钉受力分布见图8。张利娟等20介绍了无加劲外伸端板连接的节点弯矩计算方法，节点弯矩计算公式为Mtu=Niyi，Ni是第i个螺钉所分配的拉力，yi是第i个螺钉到中和轴的距离，已知螺钉极限抗拔承载力则可推出节点极限弯矩，适用于在端板完全屈服前节点发生螺钉破坏(破坏模式1)。李元齐等2122对多个规范的螺钉抗拔承载力计算公式进行了总结，中国规表2节点半刚性判断Table 2Semi-rigid judgment of connections构件编号J1J2J3J4Ki/(kNmrad1)539.778785.42486.194359.85625EIb/lb/(kNmrad1)15 698.0790.5EIb/lb/(kNmrad1)313.961 585 21452第 4 期温会平，等：冷弯薄壁型钢四肢拼合梁柱节点抗弯性能研究范 GB500182002中自攻螺钉极限抗拔承载力计算公式为Nt=0.75tcdf，式中，tc为自攻螺钉在基材中的钻入深度，大于0.9 mm；f为基材抗拉强度设计值；北美标准AISI S100-16中，Nt=0.85t2dfu2为用于钢板与钢板连接的螺钉抗拔承载力计算公式，式中t2和fu2为钉尖侧板件厚度及抗拉强度。英国规范BS 59505:1998螺钉连接的抗拔承载力计算公式为Nt=0.65t2dfu2。螺钉抗拉断承载力不小于1.25倍螺钉抗拉承载力。将 J2和 J4节点参数代入这3个螺钉抗拔承载力规范计算公式来计算节点承载力，再将计算值与试验结果对比，对比结果见表3。根据对比结果可知，北美标准AISI S100-16的螺钉抗拔承载力计算值与试验值较吻合，误差在10%以内，可用于本文节点弯矩计算，而中国规范计算值与试验值相比大，误差大，英国规范计算值比试验值小，计算值比较保守。对于端板在螺钉破坏前产生塑性铰这一破坏模式(破坏模式(2)，可采用能量法18求节点弯矩，外部做功是由受拉翼缘拉力Ft及螺钉拉力沿作用方向做功，端板塑性铰转动，该处弯矩做功Mpl为内力做功，Mpl为端板塑性弯矩，受力分析如图9所示，节点承载力计算公式如表4所示。表中：=(h1-a1)(1+(h1-a2)2/(h1-a1)2+(h1-a3)2/(h1-a1)2)/h1。h1为受拉翼缘中心到端板边缘的距离；ai是第i个螺钉到受拉翼缘中心的距离；hb是上下翼缘中心线距离；Ni,u是单个螺钉拉断承载力；Ni,t是单个螺钉抗拔承载力；Mpl=t2plpfp,y4，tp，lp和fp,y是端板的厚度、宽度及材料强度。试验节点承载力根据切线法17进行计算，从弯矩转角曲线原点O作一条切线，与过弯矩转角曲线峰值点的水平线相交于一点A，再由A点向X轴作垂线与弯矩转角曲线交于一点B，则B点所对应的弯矩与转角值为节点的屈服弯矩My和屈服转角y。取最大弯矩值为极限弯矩值Mu，对应的节点转角为u。将试验的节点极限抗弯承载力与理论计算公式的节点极限抗弯承载力进行对比，结果见表5，理论计算值与试验值较为吻合。节点J1理论计算值与试验值基本一致，理论计算节点与试验节点均认为在受拉力最大的第1排螺钉达到极限拉断承载力时节点失效。J2理论计算值与试验值的误差为 1.6%，节点螺钉拔出而端板未破坏。J3理论计算值低于试验值，主要原因是，实际端板产生塑性铰后还能继续承受荷载，因此实际值比理论计算值大。J4节点理论计算值比试验值低，主要原因是J4节点柱壁较薄，钉孔处应力集中严重，随着荷载的增加，柱壁钉孔容易变形，螺钉图8螺钉群受力分布Fig.8Force distribution of screw group表33种规范的螺钉抗拔承载力公式计算节点承载力Table 3Calculation of connections bending moment by screw pullout bearing capacity in three standard formulas构件编号试验值/(kNm)中国规范GB500182002/(kNm)北美标准AISI S10016/(kNm)英国规范BS 59505:1998/(kNm)J226.0365026.4521.34J415.4282513.2211图9端板破坏模式Fig.9Failure mode of end plate表4节点承载力计算公式Table 4Semi-rigid judgment of connections构件编号J1J2J3J4Mtu=Ni,uyiMtu=Ni,tyiMtu=hb(4Mpl+Nt)/h1Mtu=Niyi1453铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 4月更容易拔出。对比J1与J2，端板厚度由4 mm增加到8 mm，节点初始刚度明显增加，节点承载力变化不大，节点承载力与螺钉抗拔承载力、端板厚度等参数有关，在J2节点中，螺钉连接端板与柱时，钉头侧端板厚度为8 mm，钉尖侧柱壁厚度为4.8 mm，根据文章提到的螺钉抗拔承载力计算公式可知，螺钉抗拔承载力与钉尖侧钢板厚度和材料强度有直接关系，J1和J2螺钉钉尖侧柱壁厚度相同，因此承载力相差不大；对比J1与J3，二者钉尖侧柱壁厚度相同，螺钉群的受拉能力相同，端板厚度一样，节点极限弯矩相差不大，J3节点域梁连接螺钉数量减少，节点受弯承载力降低6.4%，说明节点域梁螺钉数量对节点承载力的影响不大；对比J3和J4，J3柱板材厚度是J4柱板材厚度的2倍，J4节点最大承载力比J3减少了一半左右，J4螺钉钉尖侧柱壁厚度是J3螺钉钉尖侧柱壁厚度的一半，螺钉极限抗拔承载力减半，影响了节点的最大承载力。节点J1比J4极限承载力提高了76%，初始刚度提高了 49.9%，节点 J3比 J4极限承载力提高了64.8%，初始刚度提高了35.1%，相对于J4，J1节点提高的初始刚度与极限承载力均比J3提高的幅度大 10%左右，说明在柱型钢厚度同幅增加 1倍后，随着螺钉数量增加节点初始刚度和极限承载力有所提高。从破坏形态分析，J1与J4均为螺钉的破坏，J3是端板变形过大，梁端荷载在节点域螺钉破坏前降到极限荷载的85%，J3的破坏为延性破坏。从4组节点试验数据可知，本文研究的冷弯薄壁型钢四肢拼合梁柱节点的初始刚度和承载力较小，适合用于对节点的刚度要求不是很高的低层多层冷弯薄壁住宅梁柱节点；该连接件设计可适用于L形节点、T形节点和十字形节点；梁柱截面近似为箱型截面，因此，此类节点连接件也可以用于箱型冷弯轻钢梁柱连接节点。4 结论1)节点破坏模式主要是自攻螺钉的拔出或剪断、端板变形过大发生抗弯失效。2)影响节点极限弯矩的因素主要是柱型钢厚度，影响节点初始刚度的因素主要是端板厚度以及柱型钢厚度，梁螺钉数量对节点的极限承载力和节点初始刚度影响较小。3)基于欧洲钢结构规范EC3规范确定该类节点为半刚性节点。4个节点试件的弯矩转角曲线均呈现明显非线性，可分为3个阶段：弹性阶段、弹塑性发展阶段和破坏阶段。弹性阶段试件节点弯矩和转角保持线性关系，弹塑性发展阶段节点刚度发生退化。4)通过对节点的破坏模式以及破坏时节点受力状态，按照节点螺钉受力分配以及能量法计算节点承载力，将试验值与理论计算值对比发现，理论计算值与试验值比较吻合。参考文献：1YE Jun,MOJTABAEI S M,HAJIRASOULIHA I.Seismic performance of cold-formed steel bolted moment connections with bolting friction-slip mechanismJ.Journal of Constructional Steel Research,2019,156:122136.2聂少锋,周天华,周绪红,等.三肢冷弯薄壁型钢拼合双腔箱形柱受压性能试验研究与数值分析J.东南大学学报(自然科学版),2019,49(1):2533.NIE Shaofeng,ZHOU Tianhua,ZHOU Xuhong,et al.Experimental study and numerical analysis on compressive behavior of three-limb built-up cold-formed steel columns with double box sectionJ.Journal of Southeast University(Natural Science Edition),2019,49(1):2533.3中华人民共和国住房和城乡建设部.低层冷弯薄壁型钢房