錢 斌，毛小勇

(蘇州科技大學(xué)土木學(xué)院，蘇州 215011)

傳統(tǒng)牛腿采用焊接工藝，加工煩瑣，牛腿承受的壓力依靠預(yù)埋鋼板和牛腿之間的焊接部分支撐，支撐力小，如果焊接不牢固，容易脫落。裝配式鋼牛腿結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、安裝方便，使用更加安全。裝配式牛腿節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能是評(píng)估裝配式建筑連接可靠性和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的重要依據(jù)。

目前，中外已開(kāi)展了大量裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)性能研究工作。曹正罡等[1]對(duì)可變梁高裝配式框架節(jié)點(diǎn)的失效模式、滯回性能以及連接件的滑移情況進(jìn)行了研究。謝魯齊等[2]對(duì)一種帶有可更換耗能連接的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的力學(xué)特性、抗震能力和修復(fù)后性能進(jìn)行了研究。吳從曉等[3]研究了預(yù)制裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能,并與現(xiàn)澆式節(jié)點(diǎn)之間的性能差異進(jìn)行比對(duì)。李慎等[4]對(duì)帶頂?shù)譒型件的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行反復(fù)加載試驗(yàn),對(duì)此類節(jié)點(diǎn)的抗震性能和失效模式進(jìn)行了比對(duì)研究。曹楊等[5]對(duì)型鋼連接的預(yù)制式梁柱節(jié)點(diǎn)開(kāi)展了力學(xué)性能試驗(yàn)研究。莊鵬等[6]對(duì)裝配式鋼方鋼管柱與H型鋼梁采用內(nèi)套筒-T型連接件節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能開(kāi)展了深入研究。丁克偉等[7]對(duì)不同螺栓強(qiáng)度連接的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)，研究了鋼筋配置螺栓連接對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。王燕等[8]對(duì)裝配式鋼結(jié)構(gòu)H形鋼梁-鋼管柱連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行了研究。呂梁勝等[9]研究了采用鋼筋灌膠搭接方式的裝配式柱-柱連接節(jié)點(diǎn)。但是對(duì)裝配式鋼牛腿節(jié)點(diǎn)的研究還未見(jiàn)相關(guān)報(bào)告。

現(xiàn)采用一種套扣裝配式鋼牛腿節(jié)點(diǎn)(此類鋼牛腿通過(guò)與預(yù)埋在預(yù)制柱內(nèi)的錨板進(jìn)行套扣并完成組裝)，對(duì)其開(kāi)展偏心受壓力學(xué)試驗(yàn)和有限元分析，揭示此類節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，可為此類節(jié)點(diǎn)的工程應(yīng)用提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

4個(gè)試件的編號(hào)分別是J1-20-125、J2-20-125、J3-20-150、J4-30-150。以J1-20-150為例，J1代表第一個(gè)節(jié)點(diǎn)；20代表加勁肋厚度為20 mm；150代表荷載偏心距為150 mm。試件尺寸詳如圖1所示，試件參數(shù)詳如表1所示，其中偏心距E為加載合力作用點(diǎn)到柱邊的距離。試件J1考察整體連接件的承載性能，J2、J3、J4在消除錨板的影響下考察鋼牛腿的力學(xué)性能。

表1 試件參數(shù)

如圖1所示，牛腿頂板和側(cè)板材質(zhì)為Q235B，牛腿加勁肋材質(zhì)為Q345B，螺栓為SD1型螺栓。

圖1 試件詳圖

1.2 加載裝置和加載方案

在蘇州科技大學(xué)江蘇省結(jié)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行足尺試驗(yàn)。如圖2所示，試件J1在火災(zāi)試驗(yàn)爐內(nèi)按照實(shí)際使用狀況進(jìn)行安裝加載。為了施加偏心力，在牛腿加載點(diǎn)上焊接一塊100 mm×100 mm的墊塊，然后通過(guò)方鋼管作為加載柱，通過(guò)50 t液壓千斤頂在加載柱上端施加作用力，加載由JSKF-IV/31.5-4伺服液壓控制臺(tái)控制。試件J1錨固鋼筋拉斷，錨板變形嚴(yán)重，但牛腿變形很小，未發(fā)生破壞。為獲得牛腿的最大承載力，試件J2、J3、J4通過(guò)設(shè)置加勁肋對(duì)錨板進(jìn)行了加強(qiáng)，并設(shè)計(jì)了專用加載裝置，在試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。如圖3所示，在消除錨板的影響下考察鋼牛腿的力學(xué)性能，試件J2、J3和J4套扣在專用加載裝置上通過(guò)WAW-1000E液壓萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行靜力試驗(yàn)，通過(guò)壓力機(jī)對(duì)加載點(diǎn)上的墊塊施加偏心力，加載方式同試件J1。

圖2 J1試驗(yàn)圖

圖3 J2、J3、J4試驗(yàn)圖

試驗(yàn)為常溫偏心受壓力學(xué)試驗(yàn)[9]，采用力和位移聯(lián)合控制方式進(jìn)行加載，加載過(guò)程分為預(yù)加載、荷載控制及位移控制3個(gè)階段。預(yù)加載階段：檢測(cè)儀器、儀表是否能夠正常工作，同時(shí)保證構(gòu)件各部分接觸良好，使試件進(jìn)入正常的工作狀態(tài)。預(yù)加載分三級(jí)加載至90 kN，每級(jí)荷載持續(xù)5 min，待示數(shù)穩(wěn)定在進(jìn)行下一級(jí)加載。加載完成后，分兩級(jí)卸載至 0。正式加載階段：首先等速力加載，以40 kN為一個(gè)平臺(tái)加載到280 kN，然后以20 kN為一個(gè)平臺(tái)加載到340 kN，然后以10 kN為平臺(tái)加載到400 kN后等速加載，以3 mm/min加載至試件破壞。每級(jí)加載跳轉(zhuǎn)條件為荷載保持時(shí)間達(dá)到5 min，便于觀察試件的變形情況。

1.3 應(yīng)力分布及位移測(cè)定

為了測(cè)定試件的應(yīng)力分布情況，在試件上布置了10個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，如圖4所示，測(cè)點(diǎn)T1～T4為應(yīng)變花，測(cè)點(diǎn)T5～T10為應(yīng)變片。為了測(cè)定試件在壓力作用下的變形情況，在側(cè)板布置1個(gè)水平向位移傳感器(WT1)，在面板布置2個(gè)豎向位移傳感器(WT2和WT3)，如圖5所示。均采用TST3828EN動(dòng)靜態(tài)采集儀采集數(shù)據(jù)。

圖4 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖

圖5 位移測(cè)點(diǎn)布置圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件J1-20-125的錨板僅依靠預(yù)埋在混凝土柱內(nèi)的5根鋼筋相連，在分級(jí)加載階段，加載到 200 kN 時(shí)頂板緩慢向下傾斜，側(cè)板上方開(kāi)始被緩慢拉彎。加載到350 kN時(shí)錨板及相連鋼筋先于牛腿破壞。由圖6可見(jiàn)，連接錨板的5根鋼筋被拉斷，錨板屈曲變形嚴(yán)重，呈現(xiàn)波浪狀，錨板的4個(gè)栓孔內(nèi)凹，上部的2個(gè)栓孔內(nèi)凹明顯嚴(yán)重于下部栓孔。頂板向下傾斜，側(cè)板從上往下11 cm開(kāi)始有向外側(cè)彎曲的變形，最大傾角20°左右時(shí)，肋板未見(jiàn)明顯變形。上排2個(gè)螺栓拉伸變形，拉長(zhǎng)1～2 cm，螺栓和栓孔下部出現(xiàn)很明顯的縫隙，下排2個(gè)螺栓有輕微的拉伸變形。

圖6 J1試件破壞圖

試件J2-20-125、J3-20-150和J4-30-150呈現(xiàn)出相似的破壞形態(tài)，在分級(jí)加載160 kN至加載破壞期間，頂板緩慢向下傾斜，側(cè)板上方開(kāi)始被緩慢拉彎，在進(jìn)行位移加載階段，變形加速，直至試件破壞。如圖7所示，試件最終是由于螺栓脆性剪切破壞，導(dǎo)致試件無(wú)法繼續(xù)承載。其中試件J2-20-125的4個(gè)螺栓全部剪切破壞，試件掉落；試件J3-20-150的螺栓和牛腿連接處有一圈裂紋，螺栓有拉伸變形，構(gòu)件仍能掛在加載裝置上；試件J4-30-150的3個(gè)螺栓剪切破壞。螺栓斷口平直和呈有光澤的晶粒狀，上部2個(gè)螺栓明顯拉伸變形，拉長(zhǎng)2 cm左右，下部2個(gè)螺栓也有輕微的拉伸變形，上部螺栓斷面為斜面，下部螺栓斷面平直。頂板明顯向下彎曲變形，側(cè)板從上往下 12 cm 開(kāi)始出現(xiàn)向內(nèi)側(cè)彎曲的變形，其中J2和J4最大傾角在15°左右，J3最大傾角在20°左右。試件J2和J4肋板未見(jiàn)明顯屈曲變形，試件J3肋板下部出現(xiàn)輕微的屈曲變形。

圖7 J2～J4試件破壞圖

2.2 應(yīng)力分布

實(shí)驗(yàn)共布置6個(gè)應(yīng)變片和4個(gè)應(yīng)變花用于測(cè)量試件在承壓下的應(yīng)力分布情況，其中T1～T4為應(yīng)變花編號(hào)，T5～T10為應(yīng)變片編號(hào)。鋼牛腿在偏心受壓下應(yīng)力分布相似，圖8為試件J4-30-150的應(yīng)力發(fā)展變化圖，ε1、ε2分別為應(yīng)變花的主應(yīng)變大小。由圖8可見(jiàn)，頂板受到壓力，頂板側(cè)拉應(yīng)變呈現(xiàn)由外側(cè)向內(nèi)側(cè)增加的態(tài)勢(shì)；側(cè)板上部受拉力和剪力影響，下部主要受剪力影響；肋板應(yīng)力分布復(fù)雜，左右兩側(cè)的應(yīng)變不同，靠側(cè)板處比靠頂板處應(yīng)力更為集中。測(cè)得的荷載-應(yīng)變強(qiáng)度曲線變化趨勢(shì)跟隨荷載呈梯段性增加直至破壞，荷載超過(guò) 300 kN，應(yīng)變發(fā)展速率明顯加大，應(yīng)變發(fā)展對(duì)應(yīng)試驗(yàn)現(xiàn)象較為吻合。從應(yīng)力發(fā)展變化發(fā)現(xiàn)，頂板由外側(cè)向內(nèi)側(cè)，側(cè)板由下往上，肋板由上往下應(yīng)力加大。肋板與型鋼、螺栓連接處、焊縫區(qū)易應(yīng)力集中，是節(jié)點(diǎn)的薄弱位置，即結(jié)構(gòu)剛度突變處，改善這些部分將極大地提高節(jié)點(diǎn)的承載性能。

圖8 荷載-應(yīng)變強(qiáng)度曲線

2.3 變形情況

圖9為試件荷載-位移曲線圖，其中測(cè)點(diǎn)1為水平向位移，測(cè)點(diǎn)2和3為豎向位移。

試件J1在280 kN前位移變化與后3組基本一致，280 kN后位移變形明顯加大，可能原因是錨板無(wú)支撐保護(hù)，錨板上的栓孔受拉開(kāi)始形變，在 350 kN 時(shí)鋼筋被拉斷，錨板被拉出，無(wú)法繼續(xù)承載，錨板也變形嚴(yán)重，測(cè)得位移變化劇烈。試件J2、J3、J4荷載變形曲線可以發(fā)現(xiàn)試件從加載到破壞經(jīng)歷了3個(gè)階段。以試件J2為例：

(1)彈性階段。在340 kN以前，曲線為直線，線性關(guān)系較好，可認(rèn)為該節(jié)點(diǎn)在340 kN前處于線彈性工作階段。

(2)彈塑性階段。當(dāng)荷載大于340 kN時(shí)，節(jié)點(diǎn)開(kāi)始屈服，但塑性區(qū)發(fā)展緩慢。

(3)塑性破壞階段。當(dāng)荷載大于450 kN時(shí)，節(jié)點(diǎn)塑性區(qū)開(kāi)展較為嚴(yán)重，變形明顯增大，直至螺栓被剪斷，鋼牛腿從而失穩(wěn)破壞。試件J3因?yàn)槠木嘣龃?，?00 kN前就進(jìn)入屈服階段，且在 400 kN 后變形明顯加大，進(jìn)入塑性破壞階段。試件J4因?yàn)槔甙搴穸燃哟?，但偏心距仍?50 mm，試件在300 kN后進(jìn)入屈服階段，當(dāng)荷載達(dá)到 420 kN 變形增大。

從節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線可以發(fā)現(xiàn)，隨著節(jié)點(diǎn)從彈性階段進(jìn)入屈服階段，其位移從0開(kāi)始逐漸增大，直到破壞。由圖9(a)、圖9(b)可見(jiàn)，錨板的支撐保護(hù)對(duì)連接件的極限承載能力有極大的提高，從后3組試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，對(duì)鋼牛腿的極限承載力起著至關(guān)重要的因素是螺栓的抗剪能力，當(dāng)荷載在500 kN以后，不同形態(tài)的試件變形情況不同，但最終破壞都是由于螺栓的剪切破壞。由圖9(b)、圖9(c)對(duì)比發(fā)現(xiàn),偏心距的加大使得構(gòu)件在同等荷載下變形更嚴(yán)重，且其極限承載力也低于偏心距小的試件。由圖9(c)、圖9(d)對(duì)比發(fā)現(xiàn),在同等偏心距下，可見(jiàn)加大肋板厚度能明顯提高節(jié)點(diǎn)的承載性能,如在300 kN荷載下30 mm肋板的試件豎向變形是20 mm肋板的70%左右，對(duì)極限承載力也有一定的提高。

圖9 荷載-位移曲線

3 有限元分析

3.1 有限元模型

運(yùn)用ABAQUS[10-11]對(duì)裝配式鋼牛腿偏心受壓試驗(yàn)進(jìn)行有限元模擬。采用分離組合的方法建立模型，單元類型均為C3D8R實(shí)體單元。為了更好地貼合實(shí)際，鋼材本構(gòu)關(guān)系均用三折線模型，等向強(qiáng)化的Von-Mises屈服準(zhǔn)則。肋板與側(cè)板、肋板與頂板、螺栓與栓孔之間的焊接連接接觸關(guān)系采用TIE定義，螺栓與端板孔之間采用面-面接觸，法向定義為“硬”接觸，切向取罰系數(shù)，摩擦因數(shù)為0.3。此類鋼牛腿屬于裝配式，試驗(yàn)安裝時(shí)發(fā)現(xiàn)錨板與牛腿側(cè)板間并不貼合，經(jīng)測(cè)量存在0.5 mm左右的空隙，建模時(shí)予以考慮，即側(cè)板與錨板在初始狀態(tài)非齊全接觸，留有0.5 mm間隙，以便更好地符合施工實(shí)際。牛腿模型的尺寸和邊界條件與試驗(yàn)一致，同時(shí)按試驗(yàn)的加載方式進(jìn)行分級(jí)加載。錨板采用固接，鋼牛腿上端約束Uz、Rx、Ry，并通過(guò)在墊塊上施加面荷載來(lái)施加豎向壓力。節(jié)點(diǎn)有限元分析模型如圖10所示。

圖10 節(jié)點(diǎn)有限元模型示意圖

3.2 有限元分析結(jié)果

圖11為牛腿節(jié)點(diǎn)分析結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比情況。由圖11可見(jiàn)，分析得到的變形發(fā)展趨勢(shì)與試驗(yàn)吻合較好。其中試驗(yàn)的屈服荷載和極限荷載略大，而有限元分析的剛度較大。原因除有限元分析結(jié)果的普遍特征之外，還可能因?yàn)楹缚p的存在提高了節(jié)點(diǎn)的承載力和降低了節(jié)點(diǎn)剛度，型鋼上的栓孔也可能導(dǎo)致鋼材的剛度降低。

由圖11可見(jiàn)，在加載末期，試件試驗(yàn)時(shí)的變形幅度比模擬的變形幅度略小，可能原因是，隨著力的不斷加大，頂板向下傾斜，墊塊也隨之傾斜，加載點(diǎn)可能略微前移，偏心距從而變小，承載能力得到提升。上述結(jié)果表明，有限元模型具有良好的精度，可用于裝配式鋼牛腿力學(xué)性能的進(jìn)一步分析。

圖11 模擬荷載-位移曲線

3.3 有限元節(jié)點(diǎn)參數(shù)分析比對(duì)

分別對(duì)11個(gè)節(jié)點(diǎn)模型進(jìn)行偏心承壓有限元分析。節(jié)點(diǎn)具體參數(shù)如表2所示，研究常溫下加勁肋板厚度、偏心距和安裝間隙對(duì)節(jié)點(diǎn)變形和節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響。

表2 節(jié)點(diǎn)參數(shù)

圖12為各節(jié)點(diǎn)模型承壓下的變形趨勢(shì)。圖12(a)、圖12(c)、圖12(e)為不同節(jié)點(diǎn)水平向位移變形比對(duì)，圖12(b)、圖12(d)、圖12(f)為不同節(jié)點(diǎn)豎向位移變形比對(duì)，可以發(fā)現(xiàn)，隨著節(jié)點(diǎn)進(jìn)入塑性階段，偏心距大的節(jié)點(diǎn)變形幅度大，且早于偏心距小的節(jié)點(diǎn)進(jìn)入塑性階段。通過(guò)變形比對(duì)，可以發(fā)現(xiàn)加勁肋厚度加大，極大地影響節(jié)點(diǎn)的極限承載力。圖13為偏心距-極限荷載曲線，由圖13可知，不同參數(shù)變化下節(jié)點(diǎn)的極限承載力隨之改變。

圖12 模擬荷載-變形曲線

圖13 偏心距-極限荷載曲線

綜上可見(jiàn)，肋板厚度、偏心距是影響其承載性能的關(guān)鍵因素，肋板厚度越大，極限承載力越大；偏心距越小，極限承載力越大。

彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線彈性階段的斜率定義為節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度[12]，則試件J1-20-125、J1-20-150、J1-30-150的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度如表3所示。如圖14所示，當(dāng)轉(zhuǎn)角小于0.012 rad時(shí)，3條彎矩曲線基本重合，大于0.012 rad時(shí)，肋板厚度小的節(jié)點(diǎn)曲線斜率降低，可以發(fā)現(xiàn)肋板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度有影響；

圖14 節(jié)點(diǎn)試件彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線

肋板厚度為20 mm的節(jié)點(diǎn)曲線基本重合，可以發(fā)現(xiàn)偏心距對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度影響不大。由表3可見(jiàn)，偏心距的增加，節(jié)點(diǎn)的初始剛度略微降低，但是幅度微小，可見(jiàn)偏心距對(duì)節(jié)點(diǎn)的初始剛度影響不大；隨著肋板的加厚，節(jié)點(diǎn)的初始剛度增加，增加幅度可觀，可見(jiàn)肋板的厚度的增加可提高鋼牛腿節(jié)點(diǎn)剛度。

表3 節(jié)點(diǎn)(偏心距差異)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度

此類裝配式鋼牛腿節(jié)點(diǎn)在安裝時(shí)不可避免會(huì)出現(xiàn)安裝間隙。圖15為不同安裝間隙節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，可以看出J0-20-125、J1-20-125、J2-20-125的初始轉(zhuǎn)角分別為0.000 12、0.003 05、0.009 79 rad，其對(duì)應(yīng)間隙分別為0、0.5、1.5 mm?？梢?jiàn)鋼牛腿與錨板的安裝間隙對(duì)節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)角有一定的影響，這可能是間隙過(guò)大降低了節(jié)點(diǎn)與柱壁之間的協(xié)同工作效應(yīng)。表4所示為有限元計(jì)算得到的試件J0-20-125、J1-20-125、J2-20-125節(jié)點(diǎn)試件的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度數(shù)值。由表4可見(jiàn)，隨著牛腿節(jié)點(diǎn)與錨板間隙增加，初始剛度降低明顯，當(dāng)間隙為0.5 mm 時(shí)，初始剛度降低23%，間隙為1.5 mm時(shí)，初始剛度降低38%。因此，在實(shí)際安裝過(guò)程中應(yīng)當(dāng)盡可能提高制作精度，減少安裝間隙。

圖15 不同安裝間隙節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線

表4 節(jié)點(diǎn)(間隙差異)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)不同形式的裝配式鋼牛腿節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了偏心承壓力學(xué)試驗(yàn)和有限元分析，得出了如下結(jié)論。

(1)鋼牛腿呈現(xiàn)出兩種破壞形式，當(dāng)錨板無(wú)支撐保護(hù)時(shí)，錨板在牛腿還未達(dá)到極限承載力時(shí)先屈曲破壞；當(dāng)錨板有支撐保護(hù)時(shí)，牛腿的極限承載力取決于螺栓的抗剪強(qiáng)度。

(2)從應(yīng)力分布上對(duì)比發(fā)現(xiàn)，肋板與側(cè)板的連接處、上下螺栓以及栓孔處應(yīng)力集中，是節(jié)點(diǎn)的薄弱位置，即結(jié)構(gòu)剛度突變處，連接處的焊縫質(zhì)量和螺栓的材質(zhì)是受力的關(guān)鍵，改善它們將極大地提高節(jié)點(diǎn)的承載能力。

(3)鋼牛腿肋板厚度越大，極限承載力越大；偏心距越小，極限承載力越大。肋板厚度、偏心距也對(duì)節(jié)點(diǎn)處的應(yīng)力分布和變形程度影響顯著。

(4)鋼牛腿節(jié)點(diǎn)的初始剛度隨肋板的加厚小幅增加，偏心距對(duì)節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響效果不明顯。鋼牛腿節(jié)點(diǎn)安裝間隙過(guò)大會(huì)降低節(jié)點(diǎn)剛度，應(yīng)盡量減少制作誤差。

(5)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，有限元方法對(duì)于此類牛腿節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能研究具有良好的精度。