带肋薄壁钢管混凝土框架梁柱端板连接节点静力试验研究

带肋薄壁钢管混凝土框架梁柱端板连接节点静力试验研究

0薄厚层钢管混凝土柱的力学性能用冷弯薄板填充混凝土，形成冷弯薄板混凝土，可用于多层、小高层建筑结构、空间结构柱或支撑结构。混凝土的填充有效改善了冷弯薄壁钢管的局部屈曲性能,提高抗火和防腐蚀性能;冷弯薄壁型钢对混凝土的约束作用使混凝土处于复杂应力状态,从而提高混凝土强度,改善其塑性和韧性性能。GB50018—2002《冷弯薄壁型钢结构技术规范》适用于厚度2～6mm的冷弯薄壁型钢结构的设计,而对于厚度小于2mm的冷弯薄壁型钢还没有具体的设计方法,同时现有的工程设计手册对冷弯薄壁钢管混凝土亦缺乏具体的设计方法和构造措施。目前国内外研究学者对薄壁钢管混凝土柱进行了大量的试验和理论研究:张耀春等和陶忠等研究了柱壁加劲肋对薄壁钢管混凝土柱力学性能和破坏形式的影响;王静峰等通过ABAQUS有限元程序对不同截面形式冷弯薄壁钢管混凝土柱的力学性能进行了数值模拟和优化计算;曹宝珠等对薄壁钢管混凝土柱与组合梁环板连接节点进行了试验研究。然而,目前国内外对薄壁钢管混凝土框架梁柱端板连接节点的研究较少见,Wang等进行了圆形或方形钢管混凝土柱-钢梁单边螺栓平端板连接节点的试验,但没有考虑柱壁设肋和螺栓锚固的影响。因此,对于带肋薄壁钢管混凝土梁柱端板连接节点方面的研究,尚缺乏必要的试验数据、计算模型和设计方法。为研究带肋薄壁钢管混凝土梁柱端板连接节点的力学性能,本文进行了4个此类节点的静力试验,其中钢管厚度为1.5mm、3.0mm,高强螺栓端部焊接螺纹钢筋,以有效提高其锚固作用。分析端板形式和钢管厚度对节点力学性能的影响,比较节点的弯矩-转角关系、破坏模式、承载力、刚度和延性,为此类组合节点的设计提供参考依据。1试验总结1.1试验构件结构及安装试验共设计和加工了4个单边螺栓端板连接节点试件,其中平端板类型2个,外伸端板类型2个,试件的具体尺寸见表1。钢管由4个卷边L形冷弯薄壁型钢构件焊接组合而成,钢管截面为□200×1.5和□200×3.0两种类型,在钢管内壁设有四边肋,肋宽为50mm,肋厚为2倍钢管壁厚,柱高1625mm;钢梁截面为H300×150×6×10,梁长1700mm。梁柱连接采用平端板和外伸端板两种类型,端板厚度为12mm,具体尺寸见图1。端板与钢梁之间采用双面角焊缝连接,在工厂加工完成。每个试件的梁柱连接处有4排螺栓,每排2个,螺栓采用10.9级M20高强度螺栓。为了加强螺栓与混凝土的锚固性能,有效地将梁端力传给混凝土,在螺栓端部焊接了长度50mm、直径20mm的HRB335钢筋,具体构造见图2。图3为安装后钢管内螺栓照片。试验加工过程中,所有焊接工作基本在工厂完成,同时采用抛丸机对连接构件摩擦面进行除锈打磨,保证无焊疤和毛刺,装配前用钢丝刷刷去表面浮锈。在工厂采用扭矩扳手和开口扳手将高强螺栓安装到梁柱连接处,安装时在柱与端板连接的背面开安装孔,螺栓安装完成后用相同材质的钢板将安装孔补焊好。钢结构试件安装好后,按配合比为水∶水泥∶粉煤灰∶砂∶石=181∶450∶170∶815∶815调配自密实混凝土,向钢管内直接浇筑混凝土,无需振捣。1.2混凝土抗压强度钢材性能指标见表2。采用与试件中混凝土同条件养护的标准混凝土立方体试块达到28天养护期后,测得其立方体抗压强度为44.34N/mm2,弹性模量为3.35×104N/mm2。1.3轴向压力下的加载试验加载装置图见图4。先由液压伺服系统通过2000kN千斤顶对钢管混凝土柱分2次施加到设计轴力,轴压比为0.4。按表1施加轴向压力后,持荷2～3min。采用美国MTS伺服作动器对梁端施加竖向荷载,为防止试件出现侧向扭转失稳,采取在梁端施加拉力的加载方式,采用位移控制模式分级加载,每级按2mm施加荷载。试件梁端荷载-位移关系曲线由MTS加载系统自动采集,试件的应变、位移和转角等数据采用303应变数据采集系统进行采集。1.4节点区柱转角和梁端转角试验的主要量测内容有:梁端加载点的荷载和位移、节点区柱转角和梁端转角、试件侧向位移、节点核心区附近钢管的应力分布、钢梁的应力分布和端板的应力分布。试件的应变片布置见图5,位移计布置见图6。2试验现象2.1梁柱金属酶的产生对于试件MTF1,在梁端竖向位移为5.58mm(对应梁端竖向荷载为18kN)之前,梁端荷载-位移关系曲线基本处于弹性阶段。当梁端竖向位移为7.05mm(对应竖向荷载为21kN)时,梁柱连接处出现清脆的响声。随着荷载进一步增大,当梁端竖向位移为14.76mm(对应梁端竖向荷载为30kN)时,梁柱连接处出现砰的响声。出现这种现象的原因可能是:随着荷载增大,节点核心区的受拉螺栓被钢梁向外缓慢拉动,带动焊接在螺栓端部的锚固钢筋与柱内混凝土发生松动,发出清脆响声。随着荷载进一步增大,螺栓端部焊接处发生断裂,从而出现砰的响声。当梁端竖向位移为22.09mm(对应荷载33kN)时,端板和柱壁开始脱离。随着荷载的继续增大,端板与柱壁之间缝隙越来越大。当梁端竖向位移为45mm时,螺栓孔洞附近的柱壁略有鼓曲,同时梁端竖向荷载达到最大值34.58kN,节点区域的连接破坏明显。当梁端竖向位移达到150mm时,由于受拉螺栓将被拔出,受拉区最外排柱壁螺栓孔处撕裂,停止加载。此时,第一排受拉螺栓被拔出;柱壁鼓曲明显,受拉区第一排螺栓孔处有撕裂现象;端板没有明显变形,脱离柱壁最大距离南面约为34mm,北面约为32mm。试件MTF1破坏模式见图7a。2.2梁端抗拉螺栓孔断裂对于试件MTF2,当梁端竖向位移为8.85mm(对应梁端竖向荷载为27kN)时,梁柱连接处出现清脆的响声。随着荷载进一步增大,当梁端竖向位移为13.73mm(对应梁端竖向荷载为36kN)时,梁柱连接处出现两声砰响,受拉区最外排螺栓端部焊接处发生断裂,端板迅速脱离柱壁,柱壁螺栓孔处鼓曲。当梁端竖向位移为17.09mm(对应荷载为39kN)时,受拉螺栓突然被拔出,梁端位移迅速增加,受拉区最外排柱壁螺栓孔处撕裂,停止加载。此时,第一排受拉螺栓被拔出;柱壁鼓曲明显,受拉区第一排螺栓孔处有撕裂现象;端板略有变形,脱离柱壁最大距离南面约为50mm,北面约为55mm。试件MTF2破坏模式见图7b。2.3梁端受拉螺栓和柱壁微弯曲对于试件MTE1,当梁端竖向位移为5.84mm(对应梁端竖向荷载为24kN)时,梁柱连接处出现清脆的响声。随着荷载进一步增大,当梁端竖向位移为7.54mm(对应梁端竖向荷载为30kN)时,梁柱连接处出现一声砰响,出现与MTF1类似的现象。当梁端竖向位移为12.41mm(对应荷载为39kN),端板和柱壁开始脱离,受拉区第一、二排螺栓之间出现缝隙。当梁端竖向位移为16.64mm(对应梁端竖向荷载为45kN),端板出现微弯曲。当梁端竖向位移为19.44mm(对应荷载为48kN)时,梁端荷载-位移曲线出现负刚度,荷载略有下降;当梁端竖向位移为32mm(对应荷载为45.02kN)时,荷载停止下降,又出现明显的增加趋势。节点区域的端板变形更加明显,受拉螺栓仍继续向外缓慢拉动,当梁端竖向位移为54mm(对应荷载为51.16kN)时,螺栓孔洞附近的柱壁略有鼓曲。当梁端竖向位移为59mm时,梁端竖向荷载达到最大值52.63kN,节点区域的连接破坏非常明显。当梁端竖向位移达到150mm时,受拉螺栓将被拔出,停止加载。此时,第一排受拉螺栓被拔出,柱壁鼓曲明显,端板略有弯曲,脱离柱壁最大距离南面约为33mm,北面约为30mm。试件MTE1破坏模式见图7c。2.4梁端竖向位移对于试件MTE2,当梁端竖向位移为9.35mm(对应梁端竖向荷载为39kN)时,梁柱连接处发出清脆的响声,出现这种现象的原因是焊接在螺栓端部的锚固钢筋与柱内混凝土发生松动。当梁端竖向位移为16.76mm(对应荷载为57kN)时,端板和柱壁开始脱离,受拉区第一、二排螺栓之间出现微小缝隙。当梁端竖向位移为19.26mm(对应荷载为60kN)时,端板出现微弯曲。当梁端竖向位移达到46mm(对应梁端竖向荷载为62.64mm)时,梁端荷载-位移曲线出现负刚度,荷载略有下降,且螺栓孔洞附近的柱壁略有鼓曲;当梁端竖向位移为62mm(对应荷载为54.89kN)时,荷载停止下降,又出现微弱的增加趋势,节点区域的端板变形更加明显,受拉螺栓仍继续向外缓慢拉动,当梁端竖向位移为105mm时,梁端竖向荷载达到最大值63.93kN,节点区域的连接破坏非常明显。当梁端竖向位移达到185mm时,受拉螺栓将被拔出,柱壁受拉螺栓孔处撕裂,停止加载。此时,第一排受拉螺栓被拔出,柱壁鼓曲严重,北面最外排螺栓孔处柱壁被撕裂,端板弯曲变形明显,脱离柱壁最大距离南面约为37mm,北面约为40mm。试件MTE2破坏模式见图7d。2.5节点破坏模式观察试件的荷载-位移关系曲线和破坏现象可以发现,对于此类节点,其破坏模式主要有:①端板弯曲变形;②受拉螺栓被拔出;③柱壁受拉螺栓孔处鼓曲或鼓曲撕裂;④单边螺栓端板锚固钢筋被拉断。节点的破坏模式受端板形式和柱壁厚度的影响。试验中受拉螺栓处柱壁被向外拉,而受压螺栓处柱壁被向里压;随着梁端荷载的逐步增大,受拉螺栓被钢梁向外缓慢拉动,带动焊接在螺栓端部的锚固钢筋向外缓慢拉动,而柱壁和柱内混凝土阻止受拉螺栓向外拉动;随着螺栓处拉力的增加,螺栓端部焊接处先发生断裂,从而只靠柱壁来阻止受拉螺栓向外拉动;随着荷载的继续增大,柱壁受拉螺栓孔处迅速鼓曲变形,甚至撕裂,受拉螺栓被拔出,见图7a和图7b。柱壁厚度对节点破坏模式的影响也出现在外伸端板连接节点试件MTE1和MTE2中,试件破坏时端板发生弯曲变形,见图7c和7d。3试验结果及分析3.1节点连接特性图8给出了节点的弯矩-转角(M-θr)关系曲线,其中①、②、③点分别对应端板与柱壁开始脱离、端板开始出现弯曲变形和柱壁受拉螺栓孔处开始出现鼓曲变形。在平端板连接中,第一排受拉螺栓端部焊接处断裂后,端板和柱壁开始脱离,柱壁螺栓孔处发生鼓曲变形,且迅速发展。由于最外排螺栓离螺栓中和轴距离较小,在端板平面外产生弯矩较小,端板没有产生弯曲变形;外伸端板连接中,端板和柱壁开始脱离发生在受拉区第一、二排螺栓之间,随着梁端荷载的增大,端板在平面外发生弯曲变形,随着荷载的继续增大,柱壁螺栓孔处开始鼓曲变形,荷载随之下降,变形明显增大。节点的受弯承载力Mu、初始刚度K0和极限转角θr,u见表3。从表3中可以看出,对于相同类型的试件,柱壁厚度的增大可有效提高节点的承载能力和刚度;外伸端板连接节点较平端板连接节点具有更高的承载能力和刚度。对于平端板连接节点,与1.5mm厚试件MTF1相比,3.0mm厚试件MTF2的受弯承载力提高了10.6%,初始刚度略有提高;对外伸端板连接节点,与1.5mm厚试件MTE1相比,3.0mm厚试件MTE2的受弯承载力和初始刚度分别提高了19.0%和7.6%;与试件MTF1和试件MTF2相比,MTE1和MTE2的受弯承载力分别提高了52.2%和63.7%,初始刚度分别提高了44.4%和53.5%。为了考察节点连接特性,根据欧洲规范Eurocode3的节点分类方法,试验节点按有侧移和无侧移框架分类进行评价,见图9。图中纵坐标m、横坐标θ分别为无量纲化后的弯矩和相对转角,按式(1)计算。m=M/Mbpθ=θrMbp⋅EIbLb(1)m=Μ/Μbpθ=θrΜbp⋅EΙbLb(1)式中:Mbp为钢梁的全塑性弯矩;EIb/Lb为钢梁的线刚度,EIb和Lb分别为钢梁的截面弹性抗弯刚度和钢梁的跨度。从图9可知,试验节点为半刚性连接部分强度节点,具有良好的延性,其极限转角均超过了0.044rad,满足美国规范FEMA-350不小于0.030rad的延性设计要求。3.2突变分布3.2.1钢梁拉响应变片所有试件梁截面的应变片布置见图5,其应变片距离柱壁80mm。图10和图11给出了试件钢梁截面应变随荷载变化的分布情况,其中负号表示压应变,正号表示拉应变。1#、6#分别对应钢梁上、下翼缘的应变片(编号分别与图5中的应变片编号数字相对应,后文相同),2#、3#、4#、5#对应钢梁腹板的应变片,P为梁端荷载试验值,Pu为梁端荷载最大试验值。钢梁翼缘屈服应变εybf和腹板屈服应变εybw分别为1868×10-6和1447×10-6。试验结果表明:即使梁端荷载达到最大值时,钢梁翼缘和腹板截面的应变也未达到屈服应变,钢梁处于弹性状态;钢梁上下翼缘拉压应变基本相等。3.2.2外伸端板连接节点图5和图12分别给出了端板的应变片布置和应变分布情况。对平端板连接节点,应变片13#、14#、15#对应端板的南(S)面,应变片16#、17#、18#对应端板的北(N)面;对外伸端板连接节点,应变片13#、14#、15#、16#、17#对应端板的南(S)面,应变片18#、19#、20#、21#、22#对应端板的北(N)面。端板的屈服应变εyep为1633×10-6。从图12可以看出,平端板连接节点端板应变均未达到其屈服应变,端板处于弹性状态;试件MTF2和试件MTF1的端板应变分布相似,试件MTF2端板的应变值比试件MTF1略有增加;外伸端板连接节点靠近梁翼缘处的端板应变值均超过了其屈服应变;试件MTE1和试件MTE2的端板应变分布也相似,靠近梁上、下翼缘处端板应变均较大。3.2.3节点核心区钢管柱缘应变钢管应变布置见图6,节点最大弯矩对应的钢管翼缘的应变分布见图13。1.5mm厚钢管柱翼缘屈服应变εycf1和柱腹板屈服应变εycw1为1384×10-6;3.0mm厚钢管柱翼缘屈服应变εycf2和柱腹板屈服应变εycw2为1437×10-6。从图13可知,在最大弯矩作用下,节点核心区钢管柱翼缘应变均未达到其屈服应变;距离柱中心垂直距离越远,应变越小。在弹性范围内,应变基本呈线性变化,在同一高度处,柱边和柱中心处应变较大;外伸端板连接节点柱钢管翼缘应变较平端板连接节点小21%～46%。图14给出了最大弯矩时柱腹板的应变分布,可以看出,靠近端板受拉侧的核心区柱腹板应变达到其屈服应变,离端板受拉侧越近,核心区柱腹板应变越大;核心区柱腹板受压侧应变明显小于受拉侧应变;随着柱钢管厚度的增大,核心区柱腹板应变减小。4连接失效的壁面薄壁钢管混凝土梁柱端板连接节点由于在节点连接处柱钢管壁较薄,如果仅依靠柱钢管壁承受梁端弯矩在连接处产生的拉(