第47卷第7期 建筑结构 Vol.47 No.7 2017年4月上 Building Structure Apr.2017 新型单边全螺栓节点与普通全螺栓节点 抗震性能研究 贺泽锋，何明胜，焦健，李望芝 (石河子大学水利建筑工程学院，石河子832003) [摘要】采用新型单边全螺栓连接的方形钢管柱与H型钢梁节点具有抗震性能好，安装方便的优点。设计两个 节点试件：采用普通 全爆栓连接的H型钢柱与H型钢梁节点及采用新型单边全螺栓连接的H型钢柱与H型钢 节点。通过对两组试件进行低网反复试验，对比研究新型单边全螺栓节点与普通全螺栓节点的破坏形态以及承专 力、潘回性能、 延 耗能能力刚度退化等抗震性能的异，结果表明：两组试件在破坏形 以及以上所有抗震料 能方面基本接近，说明采用本课题组提出的新型单边全螺栓连接在研究方面可采用普通全螺栓连接的相关方法和 理论 H型钢 新型单边全螺 文章编号：1002848X(2017)0700630 Seismic performance study on joints with new type of unilateral all-bolt connection and ordinary all-bolt connection He Zefeng.He Mingsheng,Jiao Jian,Li Wangzhi College of Water Conservaney Architectural Engineering,Shibezi University,Shihezi 832003,Chinal Abstract:The joint of square stee H-typed stee beam with the new type of nilaterl all bot com installation.T joints were designed,incuding the joint of H-typed steel column and H-typed steel beam with ordinary all bolt conpection.and the joint of Htyped steel column and H-typed steel beam with pew type of unilateral all-bolt conr onducted on the luctility.eperey dissintion and stiffness degeneration.The results show that two groas of specimens have the basically close ces in failure mode and all of the above performances It indicates that the proposed new Keywords:H-shaped steel:new type of unilateral all-bolt connection:failure mode:seismic performance 0 2引言 坏模式。oh等采用Lindapter公司的Hollbol 外伸端板半刚性高强螺栓连接具有构造简单 栓，进行了5个十字 形组合节点和 1个钢节点在 承载力高、施工方便快捷等特点，在钢结构工程中得 负弯矩作用下的静力试验，研究了组合梁部分抗剪 到了广泛应用。早在20世纪60年代，工程领域就 连接对组合平端板节点性能的影响。 开始了对半刚性连接的探索，并意识到半刚性连接 国内学者主要开展了方钢管混凝土柱与H型 对于钢框架反应具有重要影响)。在普通H型钢 钢的全螺栓连接。王静峰采用Hollobolt螺栓进 柱与H型钢梁的全螺栓连接研究中，国内外学者开 行两组共8个钢管混凝士柱与钢梁单边螺栓端板连 展了大量的理论和试验研究工作。 接节点试件的低周反复加载试 ,包括4个平 针对全封闭柱（方钢管）与H型钢梁的单边全 板连接节点和4个外伸端板连接节点。闫石 螺栓连接，国外开展了部分研究工作。Moud 两组共6个隔板贷穿式方钢管混凝士柱H型钢梁 等2采用Huck公司的HSBB螺栓做了2个单边螺 足尺节点试件进行低周往复荷载试验，研究不同参 栓外伸端板连接的钢管柱钢梁节点的低周反复加 数下的语板贯穿式方钢管混凝土柱H型钢梁组合 载试验，研究了节点的滞回性能和破坏模式及4层 节点的抗震性前 李泽深等对6个T形钢连接 框架的动力性能。France等a采用owdn技术， 梁柱半刚性节点试件进行拟静力试验，分析了梁高 进行了26个单边螺栓端板连接钢管混凝士柱钢梁 日家自然科学基金(5136805 节点的单调加载试验，研究了节点的力学性能 作者简介：贺泽锋，士研究生， h减0000a163. 1994-2017China Academie Joural Electronic Publishing House.All rights reserved. http://www.cnki.ne
第 47 卷 第 7 期 2017 年 4 月上 建 筑 结 构 Building Structure Vol． 47 No． 7 Apr． 2017 新型单边全螺栓节点与普通全螺栓节点 抗震性能研究* 贺泽锋， 何明胜， 焦 健， 李望芝 ( 石河子大学水利建筑工程学院，石河子 832003) ［摘要］ 采用新型单边全螺栓连接的方形钢管柱与 H 型钢梁节点具有抗震性能好、安装方便的优点。设计两个 节点试件: 采用普通全螺栓连接的 H 型钢柱与 H 型钢梁节点及采用新型单边全螺栓连接的 H 型钢柱与 H 型钢梁 节点。通过对两组试件进行低周反复试验，对比研究新型单边全螺栓节点与普通全螺栓节点的破坏形态以及承载 力、滞回性能、延性、耗能能力、刚度退化等抗震性能的异同，结果表明: 两组试件在破坏形态以及以上所有抗震性 能方面基本接近，说明采用本课题组提出的新型单边全螺栓连接在研究方面可采用普通全螺栓连接的相关方法和 理论。 ［关键词］ H 型钢; 新型单边全螺栓连接; 破坏形态; 抗震性能 中图分类号: TU391 文献标识码: A 文章编号: 1002-848X( 2017) 07-0063-06 Seismic performance study on joints with new type of unilateral all-bolt connection and ordinary all-bolt connection He Zefeng，He Mingsheng，Jiao Jian，Li Wangzhi ( College of Water Conservancy ＆ Architectural Engineering，Shihezi University，Shihezi 832003，China) Abstract: The joint of square steel tube column and H-typed steel beam with the new type of unilateral all-bolt connection has the advantages of good seismic performance and convenient installation． Two joints were designed，including the joint of H-typed steel column and H-typed steel beam with ordinary all-bolt connection，and the joint of H-typed steel column and H-typed steel beam with new type of unilateral all-bolt connection． Low cyclic loading tests were conducted on the two specimens to compare the similarities and differences of performances of the joint with ordinary all-bolt connection and the joint with new type of unilateral all-bolt connection，including failure mode，bearing capacity，hysteretic behavior， ductility，energy dissipation and stiffness degeneration． The results show that two groups of specimens have the basically close performances in failure mode and all of the above seismic performances． It indicates that the research on proposed new type of unilateral all-bolt connection can adopt related method and theory for ordinary all-bolt connection． Keywords: H-shaped steel; new type of unilateral all-bolt connection; failure mode; seismic performance * 国家自然科学基金( 51368052) 。 作者简介: 贺泽锋，硕士研究生，Email: hzf00000@ 163． com。 0 引言 外伸端板半刚性高强螺栓连接具有构造简单、 承载力高、施工方便快捷等特点，在钢结构工程中得 到了广泛应用。早在 20 世纪 60 年代，工程领域就 开始了对半刚性连接的探索，并意识到半刚性连接 对于钢框架反应具有重要影响［1］。在普通 H 型钢 柱与 H 型钢梁的全螺栓连接研究中，国内外学者开 展了大量的理论和试验研究工作。 针对全封闭柱( 方钢管) 与 H 型钢梁的单边全 螺栓 连 接，国外开展了部分研究工作。Mourad 等［2-3］采用 Huck 公司的 HSBB 螺栓做了 2 个单边螺 栓外伸端板连接的钢管柱-钢梁节点的低周反复加 载试验，研究了节点的滞回性能和破坏模式及 4 层 框架的动力性能。France 等［4-5］采用 Flowdrill 技术， 进行了 26 个单边螺栓端板连接钢管混凝土柱-钢梁 节点的单调加载试验，研究了节点的力学性能和破 坏模式。Loh 等［6-7］ 采用 Lindapter 公司的 Hollbolt 螺栓，进行了 5 个十字形组合节点和 1 个钢节点在 负弯矩作用下的静力试验，研究了组合梁部分抗剪 连接对组合平端板节点性能的影响。 国内学者主要开展了方钢管混凝土柱与 H 型 钢的全螺栓连接。王静峰［8］采用 Hollobolt 螺栓进 行两组共 8 个钢管混凝土柱与钢梁单边螺栓端板连 接节点试件的低周反复加载试验，包括 4 个平齐端 板连接节点和 4 个外伸端板连接节点。闫石［9］对 两组共 6 个隔板贯穿式方钢管混凝土柱-H 型钢梁 足尺节点试件进行低周往复荷载试验，研究不同参 数下的隔板贯穿式方钢管混凝土柱-H 型钢梁组合 节点的抗震性能。李泽深等［10］对 6 个 T 形钢连接 梁柱半刚性节点试件进行拟静力试验，分析了梁高
64 建筑结构 2017年 螺栓直径、T形连接件尺寸、螺栓个数以及柱截面 积等参数对节点的受力过程、破坏模式、滞回性能 H20×200×6 延性性能的影响。 本课题组主要针对这一问题，提出方钢管柱与 H型钢梁节点采用新型全螺栓连接方式的轻钢结构 20×10 图1)：螺栓不再需要螺 ,直接在连接钢板上攻出 丝扣，有丝扣的钢板起到螺帽作用， 一步到位实现梁 -270×220X 柱的连接。该梁柱连接方式不但可把矩形钢管柱与 钢梁连接设置为全螺栓连接，还可用于各种截面轻 图2试件尺寸 钢结构的全蝶栓连接。该项目研究的连接方式且有 连接更简便、安装速度更快和连接造价更加节省的 优点，又有适应性强的优越性。根据本课题前期矿 究结果 ,螺栓承载力与方钢管连接部位壁厚关 联性很大.浦著痒厚们 大，承载力逐渐加大，但 板 当壁厚达到 时 承载力趋于稳定。从分 新型单边全螺检节点D 析看出.高强螺栓强商 图3梁柱连接节点 等级大于8.8级.但小 法GB/T228一2002)制作材性试验试样，并在石 于10.9级，因此，该项 河子大学材料力学实验室万能试验机上进行相应的 目研究用于5层及以下 单向拉伸试验，材性试验结果见表1.10.9级摩擦 的轻钢房屋结构是可 图】矩形钢管柱与H型钢 行的。 梁全螺松连接] 型高强螺栓的材料性能参照厂家提供数据，见表1。 1试验概况 拉伸试件试验结果及高强螺栓材性 表1 1.1试件设计与制作 按照《钢结构设计规范1GB5007一203)利 《经型钢结构住宅技术规程》(JG209一2010)要求 0.1 设计两个全螺栓连接节点试件。试件中所用的梁柱 1.3加载装置与加载制度 均采用组合焊接工字钢柱和组合焊接工字钢梁，焊 轴压比按0.2控制，试验前预先在柱子顶部施 缝采用E50系列焊条进行焊接，焊接处的焊缝等统 加30kN固定荷载来模拟实 工程中柱子受到的 达到2级标准 试件的梁柱截面尺寸如图2所示 荷载。在柱子的项端、底部以及梁连端进行铰接处 其中柱为H250×200×6×8,梁为HN250×150×6×8, 理使其具有一定的转动能力，模拟实际受力过程中 在柱连接部位加焊一块450×220×10贴板。两边 的反弯点。利用电子扭力矩扳手对连接处的高强装 各采用8个高强螺栓将工字钢梁、柱连接起来。螺 栓施加170kN的预紧力，具体见试验装置图（图4） 栓孔径和螺栓间距根据《钢结构高强度螺栓连接 整个试验过程采用位移控制 初始加载从位移 术规程》(JC82一2011)的规定来确定。所有的 为0时开始，每级加载循环一次，下一级加载比上 栓均采用10.9级M20摩擦型高强螺栓。对于普通 级加载位移增加5mm,依次记录每级加载结束后试 全螺栓节点D4,在柱上和梁端连接板处只打孔不 件所贴应变片的应变值。加载系统采用美国TS 攻丝，对于新型单边全螺栓节点D2,在梁柱连接部 公司生产的同服加载系统，所有数据采用日本东京 位（包括贴板）预先在翼缘板上攻丝，对于梁端连接机 测器研究所生产的 530系 采集】 在整个加载 只打孔，节点连接大样见图3 梁柱的加工及焊接在 过程中要对柱子项部液压干斤顶的压力值进行实时 工厂完成，然后在实验室用高强螺栓进行拼装。 监控，保持柱轴压比为0.2。在荷载下降至极限荷 1.2材科力学性能分析 载的85%时终止加载。 两组试件中除螺栓外所有梁、柱和外伸端板材 1.4测点布置及测量内容 料均为0345B钢，按照《金属材料室温拉伸试验方 在柱子顶部和柱 子的底部分别布置了两个 1994-2017 China Academic Joumal Electronic Publishing House.All rights reserved. http://www.cnki.ne
建 筑 结 构 2017 年 螺栓直径、T 形连接件尺寸、螺栓个数以及柱截面面 积等参数对节点的受力过程、破坏模式、滞回性能、 延性性能的影响。 本课题组主要针对这一问题，提出方钢管柱与 H 型钢梁节点采用新型全螺栓连接方式的轻钢结构 ( 图 1) : 螺栓不再需要螺帽，直接在连接钢板上攻出 丝扣，有丝扣的钢板起到螺帽作用，一步到位实现梁 柱的连接。该梁柱连接方式不但可把矩形钢管柱与 钢梁连接设置为全螺栓连接，还可用于各种截面轻 钢结构的全螺栓连接。该项目研究的连接方式具有 连接更简便、安装速度更快和连接造价更加节省的 优点，又有适应性强的优越性。根据本课题前期研 究结果［11-12］，螺栓承载力与方钢管连接部位壁厚关 图 1 矩形钢管柱与 H 型钢 梁全螺栓连接 联性很大，随着壁厚加 大，承载力逐渐加大，但 当壁 厚 达 到 18mm 时， 承载力趋于稳定。从分 析看出，高强螺栓强度 等级大于 8. 8 级，但小 于 10. 9 级，因 此，该 项 目研究用于 5 层及以下 的轻钢房屋结构是可 行的。 1 试验概况 1. 1 试件设计与制作 按照《钢结构设计规范》( GB 50007—2003) 和 《轻型钢结构住宅技术规程》( JGJ 209—2010) 要求 设计两个全螺栓连接节点试件。试件中所用的梁柱 均采用组合焊接工字钢柱和组合焊接工字钢梁，焊 缝采用 E50 系列焊条进行焊接，焊接处的焊缝等级 达到 2 级标准。试件的梁柱截面尺寸如图 2 所示， 其中柱为 H250 × 200 × 6 × 8，梁为 HN250 × 150 × 6 × 8， 在柱连接部位加焊一块 450 × 220 × 10 贴板。两边 各采用 8 个高强螺栓将工字钢梁、柱连接起来。螺 栓孔径和螺栓间距根据《钢结构高强度螺栓连接技 术规程》( JGJ 82—2011) 的规定来确定。所有的螺 栓均采用 10. 9 级 M20 摩擦型高强螺栓。对于普通 全螺栓节点 JD-1，在柱上和梁端连接板处只打孔不 攻丝，对于新型单边全螺栓节点 JD-2，在梁柱连接部 位( 包括贴板) 预先在翼缘板上攻丝，对于梁端连接板 只打孔，节点连接大样见图 3。梁柱的加工及焊接在 工厂完成，然后在实验室用高强螺栓进行拼装。 1. 2 材料力学性能分析 两组试件中除螺栓外所有梁、柱和外伸端板材 料均为 Q345B 钢，按照《金属材料 室温拉伸试验方 图 2 试件尺寸 图 3 梁柱连接节点 法》( GB /T 228—2002) 制作材性试验试样，并在石 河子大学材料力学实验室万能试验机上进行相应的 单向拉伸试验，材性试验结果见表 1。10. 9 级摩擦 型高强螺栓的材料性能参照厂家提供数据，见表 1。 拉伸试件试验结果及高强螺栓材性 表 1 材料 种类 弹性模量 E/GPa 屈服强度 fy /MPa 抗拉强度 fu /MPa 屈服应变 εy 伸长率 ( ΔL /L) /% 极限应 变 εu Q345B 205 360. 8 590. 4 0. 001 76 26. 6 — 螺栓 190 970 1 040 0. 005 10 — 0. 1 1. 3 加载装置与加载制度 轴压比按 0. 2 控制，试验前预先在柱子顶部施 加 300kN 固定荷载，来模拟实际工程中柱子受到的 荷载。在柱子的顶端、底部以及梁连端进行铰接处 理使其具有一定的转动能力，模拟实际受力过程中 的反弯点。利用电子扭力矩扳手对连接处的高强螺 栓施加 170kN 的预紧力，具体见试验装置图( 图 4) 。 整个试验过程采用位移控制。初始加载从位移 为 0 时开始，每级加载循环一次，下一级加载比上一 级加载位移增加 5mm，依次记录每级加载结束后试 件所贴应变片的应变值。加载系统采用美国 MTS 公司生产的伺服加载系统，所有数据采用日本东京 测器研究所生产的 TDS-530 系统采集。在整个加载 过程中要对柱子顶部液压千斤顶的压力值进行实时 监控，保持柱轴压比为 0. 2。在荷载下降至极限荷 载的 85% 时终止加载。 1. 4 测点布置及测量内容 在柱子顶部和柱 子 的 底 部 分 别 布 置 了 两 个 46
第47卷第7期 贺泽锋等新型单边全攀栓节占与普通全攀栓节占抗霉性能研究 6 TS设备自带精密位移计，柱头处位移计主要测 限荷载的85%，无其他现象产生，此时停止加载，整 柱端头在低周反复试验时的位移。在节点角部位置 个过程螺栓连接良好，没有出现异常。构件产生破 布置了四个位移计，其中三个位移计做辅助测量，四 坏情况依次见图6-8。 个位移计中任何一个位移计测得值都可以通过三角 试件D2:水平推力达到44.65kN,顶点位移 形关系计算出受柱之间的角关系并绘制出训 达到20mm时，右侧端板和贴板之间出现长6mm 曲线。 应变片分别贴在距柱外翼缘25m 的位置 左右的细小缝隙：水平拉力达到50.09kN,水平位 组应变片有5个，其中2个粘贴在各自翼缘的中 移达到25mm时，左侧端板和贴板之间出现长 线上，另外3个粘贴在腹板的三分线上。一组应变 4mm左右的细小缝隙，当水平位移达到38mm,水 片主要是测量在低周反复荷载作用下，应变的变化 平荷载达到73.33kN时，TS监控系经所显示的 及粱的屈服情况。测点布置图见图5 P4曲线己经出现 下降段 ,此时钢构件已经进入屈 水力加慢中 服状态，继续加载，缝隙仍在不断加大，水平位利 达到79mm,水平昔载达到极限值88kN。当水平 位移达到165mm时，荷载下降至极限昔载的 整个过程 件DH的试验现象基本相似。构件产生破坏情况 依次见图9-11 2.2节点的滞回特性曲线 图4试验装置图 图5测点布置图 两组试件加载点的滞回曲线见图12。 从图中 可以看出，两组试件在试验初期，滞回曲线成梭形 试验结果及分析 然后发属成所以弓形曲线，最后发展成反S形。式 2.1试验过程与试件破坏形态 初期，构件处于弹性阶段，此时的滞回曲线基本 试件D:在试验加载的开始阶段，观察不出 接近直线，当加载到后期时构件处」 弹塑性阶段，滞 试件的变化，荷载与位移基本成线性关系。水 平推 回曲线没有初期时的滞回曲线饱满，随着荷载不 力达到48.18kN,顶点位移达到20mm时，右侧端板 加大，滞回曲线基本上趋于反S形。通过比较滞回 和贴板之间出现长7mm左右的细小缝隙，水平拉力 曲线可看出，两者的带回环都比较饱满，接近长方 达到51.66秋N,顶点位移达到25mm时，左侧端板利 形，说明两者都有较好的耗能能力。 贴板之间出现长6mm左右的细小缝隙。继续加载 2.3构件的骨架曲线 缝隙有扩大的趋势，当水平位移增加到40mm,水平 由图13柱顶荷载位移骨架曲线图可以看出 荷载达到79.12kN时，MTS监控系统所品示的P4 两组不同的试件在屈服前，骨架曲线走势基本相近， 曲线已经出现下降段，此时钢梁己经进入屈服状态 无太大异。在正向加载的初期.位移在大然 继续加载，缝隙仍在不断加大，水平位移达到 45 n时试件D4,D2的骨架曲线基本上是处于 82mm,水平荷我达到极限值92kN,维续加载荷载不 个直线上升的阶段，两组试件的初始刚度基本得 再增加，当水平位移达到180mm时，荷载下降至极 持不变。当继续加载时，两者的骨架曲线均出现不 图6试件DH右侧 图7试件DH左便 图8试件JDH试件 梁端板翘曲图 梁端板翘曲图 破坏情况 1994-2017China Academie Joumal Electronic Publishing House.All rights reserved. http://www.cnki.ne
第 47 卷 第 7 期 贺泽锋，等． 新型单边全螺栓节点与普通全螺栓节点抗震性能研究 MTS 设备自带精密位移计，柱头处位移计主要测量 柱端头在低周反复试验时的位移。在节点角部位置 布置了四个位移计，其中三个位移计做辅助测量，四 个位移计中任何一个位移计测得值都可以通过三角 形关系计算出梁柱之间的转角关系并绘制出 M-θ 曲线。应变片分别贴在距柱外翼缘 25mm 的位置， 一组应变片有 5 个，其中 2 个粘贴在各自翼缘的中 线上，另外 3 个粘贴在腹板的三分线上。一组应变 片主要是测量在低周反复荷载作用下，应变的变化 及梁的屈服情况。测点布置图见图 5。 图 6 试件 JD-1 右侧 梁端板翘曲图 图 7 试件 JD-1 左侧 梁端板翘曲图 图 8 试件 JD-1 试件 破坏情况 图 4 试验装置图 图 5 测点布置图 2 试验结果及分析 2. 1 试验过程与试件破坏形态 试件 JD-1: 在试验加载的开始阶段，观察不出 试件的变化，荷载与位移基本成线性关系。水平推 力达到 48. 18kN，顶点位移达到 20mm 时，右侧端板 和贴板之间出现长 7mm 左右的细小缝隙，水平拉力 达到 51. 66kN，顶点位移达到 25mm 时，左侧端板和 贴板之间出现长 6mm 左右的细小缝隙。继续加载， 缝隙有扩大的趋势，当水平位移增加到 40mm，水平 荷载达到 79. 12kN 时，MTS 监控系统所显示的 P-Δ 曲线已经出现下降段，此时钢梁已经进入屈服状态， 继续 加 载，缝隙仍在不断加大，水 平 位 移 达 到 82mm，水平荷载达到极限值 92kN，继续加载荷载不 再增加，当水平位移达到 180mm 时，荷载下降至极 限荷载的 85% ，无其他现象产生，此时停止加载，整 个过程螺栓连接良好，没有出现异常。构件产生破 坏情况依次见图 6 ～ 8。 试件 JD-2: 水平推力达到 44. 65kN，顶点位移 达到 20mm 时，右侧端板和贴板之间出现长 6mm 左右的细小缝隙; 水平拉力达到 50. 09kN，水平位 移达 到 25mm 时，左侧端板和贴板之间出现长 4mm 左右的细小缝隙。当水平位移达到 38mm，水 平荷载达到 73. 33kN 时，MTS 监控系统所显示的 P-Δ 曲线已经出现下降段，此时钢构件已经进入屈 服状态，继续加载，缝隙仍在不断加大，水平位移 达到 79mm，水平荷载达到极限值 88kN。当水平 位移 达 到 165mm 时，荷载下降至极限荷载的 85% ，无其他现象产生，此时停止加载。整个过程 螺栓连接良好，没有出现异常。试件 JD-2 的和试 件 JD-1 的试验现象基本相似。构件产生破坏情况 依次见图 9 ～ 11。 2. 2 节点的滞回特性曲线 两组试件加载点的滞回曲线见图 12。从图中 可以看出，两组试件在试验初期，滞回曲线成梭形， 然后发展成近似弓形曲线，最后发展成反 S 形。试 验初期，构件处于弹性阶段，此时的滞回曲线基本上 接近直线，当加载到后期时构件处于弹塑性阶段，滞 回曲线没有初期时的滞回曲线饱满，随着荷载不断 加大，滞回曲线基本上趋于反 S 形。通过比较滞回 曲线可看出，两者的滞回环都比较饱满，接近长方 形，说明两者都有较好的耗能能力。 2. 3 构件的骨架曲线 由图 13 柱顶荷载-位移骨架曲线图可以看出， 两组不同的试件在屈服前，骨架曲线走势基本相近， 无太 大 差 异。在正向加载的初期，位 移 在 大 约 45mm 时试件 JD-1，JD-2 的骨架曲线基本上是处于 一个直线上升的阶段，两组试件的初始刚度基本保 持不变。当继续加载时，两者的骨架曲线均出现不 56
建筑结构 2017年 图9试件D2右侧 图10试件D2左侧 梁端板翘曲图 同程度的波动，这和节点的连接方式以及端板、贴 成的三角形的另外一直角边初始边长：△为斜边的 板、螺栓的形式有着密切联系，在加载过程中，节 变化量 连接的各个组件均处于弹性变形范围内，当达到屈 由两组试验的弯矩转角曲线（图14）可以看 服后再进行相应的加载，由于各个组件以不同形式、 出：新型全螺栓节点连接方式的刚性问题基本上和 不同顺序进入弹塑性阶段导致后期骨架曲线有所 普通全螺栓节点连接方式相同，两种连接方式的弯 不同。 矩转角曲线与政洲分类（图15）相比 基本上是 处于半刚性连接的范围内，节点处弯矩转角曲线与 多线性模型（图16）最为相符。 2.5证性 采用位移延性系数μ表示延性性能指标。 (2 式中：4.为荷载下降到极限荷载的85%时加载点 图12柱顶荷我位移滞回曲线 位移；4，为试件屈服时加载点位移。 需要说明的是，虽采用转角延性系数表征节点 延性更为合理，但为简便起见，本文粗略采用位移延 性系数表征其延性。 位移延性系数 a02 03 JD 图13柱项荷载位移骨架曲线 图14弯矩转角曲线 2.4转角计算 为了计算两组试件在试验中的转角，在梁柱运 无支 接的节点处，按照45°角的方向布置了两个位移计 4.5进行转角的测量（图5）.其中位移计4,5均能 种立地测量角】 转角的计算公式为 cos(90°+)=c+4)2-(a2+b]2ab 1 式中：a为节点转角：c为位移计和柱，梁所构成的三 角形斜边的初始边长：为位移计和柱、梁所构成的 005 三角形的直角边初始边长：b为位移计和柱，梁所 图15欧洲规范3分类法 1994-2017China Academic Joumal Electronic Publishing House.All rights reserved. http://www.cnki.ne
建 筑 结 构 2017 年 图 9 试件 JD-2 右侧 梁端板翘曲图 图 10 试件 JD-2 左侧 梁端板翘曲图 图 11 试件 JD-2 试件 破坏情况 同程度的波动，这和节点的连接方式以及端板、贴 板、螺栓的形式有着密切联系，在加载过程中，节点 连接的各个组件均处于弹性变形范围内，当达到屈 服后再进行相应的加载，由于各个组件以不同形式、 不同顺序进入弹塑性阶段导致后期骨架曲线有所 不同。 图 12 柱顶荷载-位移滞回曲线 图 13 柱顶荷载-位移骨架曲线 图 14 弯矩-转角曲线 2. 4 转角计算 为了计算两组试件在试验中的转角，在梁柱连 接的节点处，按照 45°角的方向布置了两个位移计 4，5 进行转角的测量( 图 5) ，其中位移计 4，5 均能 独立地测量转角。 转角的计算公式为: cos( 90° + α) = ［( c + Δ) 2 － ( a2 + b2 ) ］/2ab ( 1) 式中: α 为节点转角; c 为位移计和柱、梁所构成的三 角形斜边的初始边长; a 为位移计和柱、梁所构成的 三角形的直角边初始边长; b 为位移计和柱、梁所构 成的三角形的另外一直角边初始边长; Δ 为斜边的 变化量。 由两组试验的弯矩-转角曲线( 图 14) 可以看 出: 新型全螺栓节点连接方式的刚性问题基本上和 普通全螺栓节点连接方式相同，两种连接方式的弯 矩-转角曲线与欧洲 E3 分类( 图 15) 相比，基本上是 处于半刚性连接的范围内，节点处弯矩-转角曲线与 多线性模型( 图 16) 最为相符。 2. 5 延性 采用位移延性系数 μ 表示延性性能指标。 μ = Δu Δy ( 2) 式中: Δu 为荷载下降到极限荷载的 85% 时加载点 位移; Δy 为试件屈服时加载点位移。 需要说明的是，虽采用转角延性系数表征节点 延性更为合理，但为简便起见，本文粗略采用位移延 性系数表征其延性。 位移延性系数 表 2 试件 编号 屈服荷载 / kN 屈服位移 Δy /mm 极限荷载 / kN 峰值位移 Δmax /mm 破坏位移 Δu /mm 位移延性 系数 μ JD-1 79. 12 40 92 82 180. 3 4. 5 JD-2 73. 33 38 88 79 165 4. 3 注: 极限位移为峰值荷载对应的位移; 破坏位移为荷载下降至 85% 的峰值荷载时对应的位移。 图 15 欧洲规范 E3 分类法 66
第47卷第7期贺泽锋，等.新型单边全螺栓节点与普通全螺栓节点抗震性能研究 从表2可以看出，试件D-,JD2的位移延性 系数均大于4，且十分接近。这表明新型单边全 栓节点延性良好。 2.6耗能能力 结构构件的耗散能力以荷载位移滞回曲线所 包围的面积来衡量，如图17所示 “般认为滞回环 越饱满，包围面积越大，结构的耗能性能越好。本文 0 0 采用能量耗散系数E来评价节点试件的耗散能力 (式(3))，试件DH,JD2的耗能系数见表3。 图18刚度退化 (3) 析（图19）。在试验开始阶段，荷载较小的时候，梁 的应变接近直线形式，梁的几何应变呈线性分布，符 合平面假定：当梁上的荷载达到屈服荷载时，梁上的 应变星折线形分布，梁截面应变不能保持线性分布。 钢框架在受到水平力作用时，梁柱节点将会 发生拉大的前切变形，这些弯形对结构的侧移量 以及结构的内力都会有很大影响，如果框架发生 图16M多线性模型 图17耗能系数计算图 了比较大的侧移，此时柱顶轴力就会对构件产 弯矩的作用，也就是通常所说的P」效应，P」效 耗能系数 应会对构件的内力计算以及设计产生不容忽视的 影响。 12659.2 0176 56304 20 278M08 49368 1.9 通过比较可以看出两组试件的能量耗散系数均 接近于2.0，耗能性能较好。说明采用新型单边全 螺栓节点和普通全螺栓节点都具有理想的抗震耗能 模式 (b)D-2 2.7刚度退化 本文采用环线刚度K。来评价刚度退化： 图19试件D4,D2梁截面应变分布 根据应变所测得的应变值及计算应变花的 (4 式，可以得出节点域的最大和最小应变以及最大主 应力的方向： 式中：广为第j级加载位移时，第i次加载循环的峰 tan2ao =268-5o-Em (5 值点荷载：心为第级加载位移时，第：次加载循环 的峰值点位移：n为循环次数 2 刚度退化见图18，从图中可以看出，在荷载 载的初期，构件的刚度退化非常明显，几乎是呈直线 退化的，试件DH的却始刺度要大于试件D2,当 -f1中2V切1s 到屈服位移之后，从曲线斜率来看，试件D2 (7) 度退化要比试件D大 随着加载位移继续加大 两组试件完全屈服之后，刚度曲线基本上呈平直段 点域的应力数估 表4 两组试件在这个阶段的曲线情况基本相同。 节点线最大应变个 最大应力 最大应力与解 2.8应变分析 120 八N 在试验的试件中取左侧梁的一组应变片进行分 1403 93.33 5.5 1994-017China Academic Joumal Electronic Publishing House.All rights reserved. http://www.enki.net
第 47 卷 第 7 期 贺泽锋，等． 新型单边全螺栓节点与普通全螺栓节点抗震性能研究 从表 2 可以看出，试件 JD-1，JD-2 的位移延性 系数均大于 4，且十分接近。这表明新型单边全螺 栓节点延性良好。 2. 6 耗能能力 结构构件的耗散能力以荷载-位移滞回曲线所 包围的面积来衡量，如图 17 所示，一般认为滞回环 越饱满，包围面积越大，结构的耗能性能越好。本文 采用能量耗散系数 E 来评价节点试件的耗散能力 ( 式( 3) ) ，试件 JD-1，JD-2 的耗能系数见表 3。 E = S ) ABC + S ) CDA SΔOBE + SΔODF ( 3) 图 16 M-θ 多线性模型 图 17 耗能系数计算图 耗能系数 表 3 试件 编号 屈服状态 总耗能/( kN·m) 极限状态 总耗能/( kN·m) 破坏状态 总耗能/( kN·m) 能量耗散 系数 E JD-1 12 659. 2 30 176 56 304 2. 0 JD-2 10 559. 5 27 808 49 368 1. 9 通过比较可以看出两组试件的能量耗散系数均 接近于 2. 0，耗能性能较好。说明采用新型单边全 螺栓节点和普通全螺栓节点都具有理想的抗震耗能 模式。 2. 7 刚度退化 本文采用环线刚度 Kj 来评价刚度退化: Kj = ∑ n i = 1 Pi j ∑ n i = 1 ui j ( 4) 式中: Pi j 为第 j 级加载位移时，第 i 次加载循环的峰 值点荷载; ui j 为第 j 级加载位移时，第 i 次加载循环 的峰值点位移; n 为循环次数。 刚度退化见图 18，从图中可以看出，在荷载加 载的初期，构件的刚度退化非常明显，几乎是呈直线 退化的，试件 JD-1 的初始刚度要大于试件 JD-2，当 达到屈服位移之后，从曲线斜率来看，试件 JD-2 刚 度退化要比试件 JD-1 大。随着加载位移继续加大， 两组试件完全屈服之后，刚度曲线基本上呈平直段， 两组试件在这个阶段的曲线情况基本相同。 2. 8 应变分析 在试验的试件中取左侧梁的一组应变片进行分 图 18 刚度退化 析( 图 19) 。在试验开始阶段，荷载较小的时候，梁 的应变接近直线形式，梁的几何应变呈线性分布，符 合平面假定; 当梁上的荷载达到屈服荷载时，梁上的 应变呈折线形分布，梁截面应变不能保持线性分布。 钢框架在受到水平力作用时，梁柱节点将会 发生较大的剪切变形，这些变形对结构的侧移量 以及结构的内力都会有很大影响，如果框架发生 了比较大的侧移，此时柱顶轴力就会对构件产生 弯矩的作用，也就是通常所说的 P-Δ 效应，P-Δ 效 应会对构件的内力计算以及设计产生不容忽视的 影响。 图 19 试件 JD-1，JD-2 梁截面应变分布 根据应变所测得的应变值及计算应变花的公 式，可以得出节点域的最大和最小应变以及最大主 应力的方向: tan2α0 = 2ε45 － ε0 － ε90 ε0 － ε90 ( 5) εmax ε } min = ε0 + ε90 2 ± ε0 － ε90 ( ) 2 2 + ε0 + ε90 － 2ε45 ( ) 槡 2 2 ( 6) σ1 = E 2 · ε0 + ε90 1 － μ + 1 1 + μ · ( ε0 － ε90) 2 + ( 2ε45 － ε0 － ε90 [ 槡 ) ]2 ( 7) 节点域的应力数值 表 4 节点域 最大应变 /με 最大应力 /( N /mm2 ) 最大应力与钢 柱偏移角比值 JD-1 1 210 89. 45 3． 9 JD-2 1 403 93. 33 5． 5 76
68 建筑结构 2017年 通过节点域的应力数值可得（表4），两个试哈 [4]FRANCE J E.DAVISON J B.KIRBY P A.Strength and rotational response of rigid connections to tublar-column using flowdrill conecto]Joumal of Constructional 此表明竖向荷载对节点域应力的产生贡献最大， 节点域的变形对十字柱的水平方向的侧移影响 不大。 3结论 h.1999.50411:1534 1)新型全螺栓节点破坏形态基本与普通全 [6]LOH H Y,UY B.BRADFORD M A.The effeets of 栓节点一样· (2)通过试验所得的数据分析知：新型全螺栓 tdy [J].Jo 外伸端板的连接节点的刚性和普通全螺栓连接节点 的性是相同的.新型全攀栓节占可采用与普桶全 [7 LOH H Y.UY B. BRADFORD 螺栓节点相同 的刚性计算方法 in the hog (3)通过耗能性能的比较，发现两组试件在试 part Il-analytical study and desig 验过程中的耗能能力以及相应的能量耗散系数非常 d of Constructional Steel Researcl 接近，这很好地说明了新型螺栓节点与普通全螺栓 .62 39141 节点只有同样的耗能能力。 [8]王静峰，张琳，戴阳.半刚性钢管混凝土框架梁柱端板 连接抗辰性能试验研究].土木工程学报，2012,45 毒老文就 (11):132 [1】王米，陈相龙关巧英.反复荷载下端板连接半刚性钢 [9】闫石，邵鹿峰，张日果.方钢管混凝土柱H型钢梁组合 框架滞回性能研究们].山东科技大学学报（自然科学 节点抗震性能试验口].沈阳建筑大学学报（自然科罗 版).2013.32(4)：5256. 版，2013.292)：297303. [2 MOURAD S.GHOBARAH A.KOROL R M.Dynami [10]李泽深.李秀梅，郑小伟.等.T形钢连接梁柱半刚性节 response of hollow section frames with bolted momer 点滞国性能试脆研究及数值分析J门.建筑结构学报， ctions [J].Engineering Structures,1995,17(10) 2014.35(7):61-68 737348. []田振山，何明胜，郭坤，等，新型螺栓受力特性理论分 [3 MOURAD S,KOROL R M.GHOBARAH A.Design of 析U].建筑钢结构进展，2014,16(1)：16 xtended end-tlate connections for hollow section columns [12]郭坤，何明胜，田振山.新型全螺栓连接承载力的试验 []Canada Joumal of Civil Engineering,1996,23(1): 研究及性能分析[J].石河子大学学报，2014,32(4) 277286. 504-510. (上接第91页) 北京：中国建工出版社，2006 [8 江当潮西 一骏门式刚架设计中关于风荷我体型系 [16] 建筑工程风洞试验方法标准：JGT338一2014[S].北 数的研究 结构.2004.19(5：124 [9】李志通，冯东关于门式刚架设计中的风荷载体型系 金新阳，何平，等.建筑结构的荷载[].北 数U.钢结 ,2006,21(3:838 中国建筑科学研究院.199 [0】丁荟孙，刘罗静.钢结构设计误区与释义：百问百答 8 Loading for buiding part 2:code of practice for wind ()[M].北京：人民交通出版社，2008 BS6399-2:1997SJ.1 ondon:sSl,2002 】丁芸孙，刘罗静.钢结构设计误区与释义：百问百答 [19]Minimum design loads for buildings and other struetures: (2[].北京：人民交通出版社，2011， ASNI/ASCE795 [S].Reston,Va:American Society of [12】门式刚架轻型房屋钢结构技术规范：GB51022一2015 Civil Engineers,1996 [S].北京：中国建筑工业出版社，2015 「20 Metal building systems manual「sl.Cleveland.Ohio [13】金新阳.风荷载规范应用中的若干问题及设计建议 Metal Building Manufactures Association.Inc.2006. 「11求箱结构2006.36S11.2110日23 [21]Structural design action par 2:wind actions:AS/NZS 1170 [14]】许厦.轻型门式刚架风荷找体型系数取值的合理性 2:2002 [S].Australian/New Zealand Standard.2002. 讨论山1钢结构，2013.282：45-49 22 Wind actions on stru es:I04354:2009「s1 [15】建筑结构荷授规范：GB5000 -2001[S]. 2006年版 1994-2017 China Academie Joumal Eleetronie Publishing House.All rights reserved.http://www.enki.net
建 筑 结 构 2017 年 通过节点域的应力数值可得( 表 4) ，两个试验 试件的节点域的最大应变均没有达到相应的屈服 值，并且最大应力的方向基本上都是竖直方向，由 此表明竖向荷载对节点域应力的产生贡献最大， 节点域的变形对十字柱的水平方向的侧移影响 不大。 3 结论 ( 1) 新型全螺栓节点破坏形态基本与普通全螺 栓节点一样。 ( 2) 通过试验所得的数据分析知: 新型全螺栓 外伸端板的连接节点的刚性和普通全螺栓连接节点 的刚性是相同的，新型全螺栓节点可采用与普通全 螺栓节点相同的刚性计算方法。 ( 3) 通过耗能性能的比较，发现两组试件在试 验过程中的耗能能力以及相应的能量耗散系数非常 接近，这很好地说明了新型螺栓节点与普通全螺栓 节点具有同样的耗能能力。 参 考 文 献 ［1］ 王来，陈相龙，关巧英． 反复荷载下端板连接半刚性钢 框架滞回性能研究［J］． 山东科技大学学报( 自然科学 版) ，2013，32( 4) : 52-56． ［2］ MOUＲAD S，GHOBAＲAH A，KOＲOL Ｒ M． Dynamic response of hollow section frames with bolted moment connections［J］． Engineering Structures，1995，17 ( 10) : 737-748． ［3］ MOUＲAD S，KOＲOL Ｒ M，GHOBAＲAH A． Design of extended end-plate connections for hollow section columns ［J］． Canada Journal of Civil Engineering，1996，23( 1) : 277-286． ［4］ FＲANCE J E，DAVISON J B，KIＲBY P A． Strength and rotational response of rigid connections to tublar-columns using flowdrill connectors［J］． Journal of Constructional Steel Ｒesearch，1999，50( 1) : 1-14． ［5］ FＲANCE J E，DAVISON J B，KIＲBY P A． Strength and rotational stiffness of simple connections to tublar-columns using flowdrill connectors［J］． Journal of Constructional Steel Ｒesearch，1999，50( 1) : 15-34． ［6］ LOH H Y，UY B，BＲADFOＲD M A． The effects of partial shear connection in composite flush end plate joints: part I-experimental study ［J］． Journal of Constructional Steel Ｒesearch，2006，62( 4) : 378-390． ［7］ LOH H Y，UY B，BＲADFOＲD M A． The effects of partial shear connection in the hogging moment regions of composite beams: part II-analytical study and design appraisal ［J］． Journal of Constructional Steel Ｒesearch， 2006，62( 4) : 391-412． ［8］ 王静峰，张琳，戴阳． 半刚性钢管混凝土框架梁柱端板 连接抗震性能试验研究［J］． 土木工程学报，2012，45 ( 11) : 13-21． ［9］ 闫石，邵鹿峰，张曰果． 方钢管混凝土柱-H 型钢梁组合 节点抗震性能试验［J］． 沈阳建筑大学学报( 自然科学 版) ，2013，29( 2) : 297-303． ［10］ 李泽深，李秀梅，郑小伟，等． T 形钢连接梁柱半刚性节 点滞回性能试验研究及数值分析［J］． 建筑结构学报， 2014，35( 7) : 61-68． ［11］ 田振山，何明胜，郭坤，等． 新型螺栓受力特性理论分 析［J］． 建筑钢结构进展，2014，16( 1) : 1-6． ［12］ 郭坤，何明胜，田振山． 新型全螺栓连接承载力的试验 研究及性能分析［J］． 石河子大学学报，2014，32( 4) : 504-510． ( 上接第 91 页) ［8］ 江兰潮，汪一骏． 门式刚架设计中关于风荷载体型系 数的研究［J］． 钢结构，2004，19( 5) : 12-14． ［9］ 李志通，冯东． 关于门式刚架设计中的风荷载体型系 数［J］． 钢结构，2006，21( 3) : 83-84 ［10］ 丁芸孙，刘罗静． 钢结构设计误区与释义: 百问百答 ( 1) ［M］． 北京: 人民交通出版社，2008． ［11］ 丁芸孙，刘罗静． 钢结构设计误区与释义: 百问百答 ( 2) ［M］． 北京: 人民交通出版社，2011． ［12］ 门式刚架轻型房屋钢结构技术规范: GB 51022—2015 ［S］． 北京: 中国建筑工业出版社，2015． ［13］ 金新阳． 风荷载规范应用中的若干问题及设计建议 ［J］． 建筑结构，2006，36( S1) : 2-119-123． ［14］ 许厦鹰． 轻型门式刚架风荷载体型系数取值的合理性 讨论［J］． 钢结构，2013，28( 2) : 45-49． ［15］ 建筑结构荷载规范: GB 50009—2001［S］． 2006 年版． 北京: 中国建筑工业出版社，2006． ［16］ 建筑工程风洞试验方法标准: JGJ /T 338—2014［S］． 北 京: 中国建筑工业出版社，2014． ［17］ 陈基发，金新阳，何平蕃，等． 建筑结构的荷载［M］． 北 京: 中国建筑科学研究院，1989． ［18］ Loading for buidings． part 2: code of practice for wind loads: BS6399-2∶ 1997［S］． London: BSI，2002． ［19］ Minimum design loads for buildings and other structures: ASNI /ASCE7-95［S］． Ｒeston ，Va: American Society of Civil Engineers，1996． ［20］ Metal building systems manual［S］． Cleveland，Ohio: Metal Building Manufactures Association，Inc． ，2006． ［21］ Structural design actions part 2: wind actions: AS/NZS 1170． 2∶ 2002［S］． Australian/New Zealand Standard，2002． ［22］ Wind actions on structures: ISO 4354 ∶ 2009 ［S］． International Standard，2009． 86
