冷弯厚壁型钢螺栓连接抗剪性能试验

魏阳坤，王玲玲，霍静思

(华侨大学 土木工程学院，福建 厦门 361021)

与热轧型钢相比，冷成型钢具有断面形状灵活、比强度高、冷成型过程不损伤涂层，以及对环境污染小等优点.以往受冷成型技术水平限制，冷成型钢构件壁厚较薄，常用于檩条、墙梁等次要承重构件中.随着冷成型钢生产状况的改善和生产能力的提高，我国已能生产壁厚约为20 mm、截面展宽达2 m的各类截面冷成型钢.为了扩大冷成型钢在建筑钢结构领域的应用范围，国内外学者对冷弯厚壁型钢的冷弯效应与残余应力分布[1-6]、基本构件承载力设计理论[7-11]和抗震性能[12-13]等展开了相关研究.我国国家标准GB 50018-2002《冷弯薄壁型钢结构技术规范》(以下简称中国规范GB 50018-2002)[14]的新一轮修订工作也已经启动.

螺栓连接是冷成型钢构件最常用的一种连接形式.剪力作用下，连接可发生螺栓剪断、孔壁承压、剪出和净截面拉断4种形式的破坏.除螺栓剪断外，其他3种形式的破坏属于延性破坏，且连接承载性能取决于连接板材的力学性能.虽然各冷成型钢结构设计规范[14-16]放宽了冷成型钢构件壁厚的使用范围，但冷弯厚壁型钢螺栓连接件的设计计算仍采用与热轧型钢完全相同的方法.这种做法的不合理缘于连接承载力取决于被连接板材的极限抗拉强度且承载力计算公式中隐含了对连接板材变形能力的要求，而冷成型过程中钢材强度提高，变形能力下降.

因此，本文通过30个厚度为10 mm的冷弯厚壁型钢螺栓双剪连接件的静力拉伸试验，考察不同边距、端距组合下螺栓连接件的破坏模式和抗剪承载力，并将试验结果与不同规范计算结果进行对比；此外，针对冷弯厚壁型钢螺栓连接剪出破坏模式的特点，基于实际剪切破坏面，修正美国钢结构规范AISC 360-16(以下简称美国规范AISC 360-16)建议的抗剪承载力计算公式.

表1 试件参数及编号Tab.1 Parameters and number of specimens

1 试验研究

1.1 试件设计

进行30个双剪形式的冷弯厚壁型钢单个螺栓连接件的静力拉伸试验，连接板厚度为10 mm.为避免螺栓被剪断，采用10.9级高强螺栓，螺栓直径为24 mm，孔径为26 mm.设计考虑了6种端距和4种边距共10种端距、边距的组合工况，试件参数及编号，如表1所示.表1中：d0为螺栓孔直径；e1为端距；e2为边距；t为连接板厚度.

图1 剪切试验装置Fig.1 Shear experiment device

厚度10 mm的连接板取自截面尺寸(长×宽×高)为200 mm×200 mm×10 mmm的方形钢管平板区中部，钢管截面转角内径为8 mm，沿纵向取样.方钢管母材为Q235低碳钢，其屈服强度、极限抗拉强度、极限拉应变、伸长率分别为269.4 MPa，415.3 MPa，0.216，29.0%.取自方钢管平板区中部的连接板的屈服强度、极限抗拉强度、极限拉应变和伸长率分别为295.0 MPa，455.0 MPa，0.170和23.5%.

1.2 试验方法

抗剪性能试验在1 000 kN的电液伺服万能试验机上进行.试验时，以1.5 mm·min-1的速率加载至试件破坏，荷载采用万能试验机的力传感器测量，连接件两侧各布置1个位移传感器用以测量螺栓孔的伸长.剪切试验装置，如图1所示.拧紧螺栓使板叠紧密接触，但螺栓中并未产生预拉力，连接件依靠螺杆受剪和孔壁承压传递剪力.

1.3 试验结果与分析

边距固定(e2=3.0d0)，随着端距的变化，试件破坏形态，如图2所示.所有试件破坏均发生在螺栓孔前.当端距e1≤1.5d0时，螺栓孔伸长主要由钢板挤出变形引起，试件发生剪出破坏.随着端距增加，螺栓孔伸长变形中“钢板挤出”的占比逐渐减小，“螺栓埋入”的占比逐渐增大，试件破坏呈现剪出和孔壁承压混合的破坏特征.由图2可知：当试件发生剪出和剪出与孔壁承压混合破坏时，在螺栓孔前45°和135°方向可见两条近乎对称的剪切裂缝，且裂缝长度随端距的增加而增大.这个现象在延性性能较好的热轧型钢的剪出破坏和孔壁承压破坏中并未见到.

(a) 试件SD-1.0-3.0 (b) 试件SD-1.2-3.0 (c) 试件SD-1.5-3.0

(d) 试件SD-2.0-3.0 (e) 试件SD-2.5-3.0 (f) 试件SD-3.5-3.0图2 边距固定、端距变化的试件破坏形态Fig.2 Failure modes of specimens with varying end distance and fixed edge distance

端距固定(e1=1.5d0)，随着边距的增加，试件破坏形态如图3所示.由图3可知：试件SD-1.5-1.0，SD-1.5-1.2发生净截面破坏，而试件SD-1.5-1.5，SD-1.5-2.0发生剪出破坏.虽然试件SD-1.5-1.0，SD-1.5-1.2的破坏模式相同，但试件SD-1.5-1.2的螺栓孔伸长变形明显大于试件SD-1.5-1.0.产生这种现象的原因是试件SD-1.5-1.2的净截面强度与孔壁承压强度接近，受剪过程中螺栓孔侧和孔前均产生了显著变形，这种现象在试件SD-1.5-1.5中也有所体现.

(a) 试件SD-1.5-1.0 (b) 试件SD-1.5-1.2 (c) 试件SD-1.5-1.5 (d) 试件SD-1.5-2.0图3 端距固定、边距变化的试件破坏形态Fig.3 Failure modes of specimens with varying edge distance and fixed end distance

试验过程中，连续测量并记录施加的荷载和螺栓孔变形，试件的荷载(P)-位移(Δ)关系曲线，如图4所示.由图4可知：在达到极值点之前，荷载-位移关系曲线由初始弹性段和非线性硬化段组成.试件的抗剪承载力(Fu)及螺栓孔变形(δu)的试验结果，如表2所示.

(a) e2=3.0d0 (b) e1=1.5d0图4 试件的荷载-位移关系曲线Fig.4 Load-displacement relationship curves of specimens

表2 试件的抗剪承载力及螺栓孔变形的试验结果Tab.2 Experimental results of shear bearing capacity and bolt hole deformation of specimens

由图4和表2可知：当边距固定为3.0d0时，试件的抗剪承载力和螺栓孔变形均随端距增加而增大；端距固定为1.5d0，当边距从1.0d0增加1.5d0时，试件抗剪承载力提高了35%，之后随着边距的增加，试件抗剪承载力变化幅度很小.

图5 试件的抗剪承载力-端距关系曲线Fig.5 Shear bearing capacity-end distance relationship curves of specimens

边距固定，试件的抗剪承载力-端距关系曲线如图5所示.由图5可知：试件的抗剪承载力随端距增加呈线性增长，当端距2.5d0≤e1≤3.5d0时，试件抗剪承载力随端距变化的比例系数小于端距1.0d0≤e1≤2.0d0时的情况.产生这种现象原因是，试件SD-2.5-3.0，SD-3.5-3.0中出现的剪切裂缝减小了孔前钢板受剪面积，导致试件抗剪承载力下降，而端距较小时，试件抗剪承载力相对低，在达到峰值荷载时，孔前钢板尚未出现剪切裂缝.钢板具有良好延性是孔壁承压过程中螺栓孔伸长变形得以充分发展的前提条件，冷加工过程导致钢材延性下降，螺栓孔变形过程中孔前钢板可能出现剪切裂缝.剪切裂缝的出现不仅会降低试件的抗剪承载力，还会改变试件的破坏模式及不同破坏模式之间的界限判断条件.

2 冷弯厚壁型钢螺栓连接抗剪承载力计算

2.1 不同国家规范提出的计算方法

北美冷成型钢结构设计规范AISI S100-16[15]适用于厚度不超过25.4 mm的冷加工钢构件.但该规范的J3条(螺栓连接部分)中规定，当连接板的厚度超过4.76 mm时，螺栓连接件的设计计算和构造要求遵照美国规范AISC 360-16[16]执行.欧洲冷成型钢结构设计规范EN 1993-1-3(以下简称欧洲规范EN 1993-1-8)[17]也做出类似规定，当连接板厚度超过3 mm时，螺栓连接件的设计计算和构造要求遵照欧洲规范EN 1993-1-8[18]执行.不同国家规范中提出的抗剪螺栓连接件在不同破坏模式下(除螺栓剪断)的承载力计算公式和不同破坏模式发生的边距、端距条件，如表3所示.表3中：fu为极限抗拉强度；Rs为剪出破坏承载力；Rb为孔壁承压破坏抗剪承载力；Rn为净截面破坏抗剪承载力；Rm为混合破坏抗剪承载力；d为螺栓直径.

表3 不同国家规范中的连接件承载力计算公式Tab.3 Calculation formulas of bearing capacity of connectors in different national codes

美国规范AISC 360-16[16]给出剪出、孔壁承压和净截面拉断3种破坏模式下螺栓连接件的抗剪承载力计算公式.当端距e1<2.0d+0.5d0时，连接件发生剪出破坏，此时，连接件的抗剪承载力随端距增加呈线性增长.当端距e1≥2.0d+0.5d0时，连接件发生孔壁承压破坏，此时，连接件的抗剪承载力随端距增加保持恒定.根据欧洲规范EN 1993-1-8[18]给出的剪出和孔壁承压承载力计算公式可知，这两种破坏模式发生的界限端距为e1=3.0d0.中国规范GB 50018-2002[14]通过规定端距的最小值(2.0d0)来避免剪出破坏的发生，孔壁承压承载力的计算方法与另外两种规范也有所不同.发生净截面破坏时，螺栓连接件抗剪承载力随边距增加呈线性增长，欧洲规范EN 1993-1-8给出的净截面破坏承载力计算结果恒大于美国规范AISC 360-16的计算结果.

2.2 基于实际剪切破坏面的剪出承载力计算公式

试件的剪出破坏面示意图，如图6所示.图6中：lg为毛截面长度；le为受剪面长度.美国钢结构规范AISC 360-16[16]提出的剪出破坏承载力计算公式(表3)假设破坏面为净截面(图6(a))，即2个破坏面重合且均处在螺栓孔中线上，抗剪强度取0.75fu.欧洲规范EN 1993-1-8[19]提出的剪出破坏承载力计算公式假设破坏面为毛截面(图6(b))，抗剪强度取0.5fu，剪出破坏承载力计算公式为

Rs=1.0lgtfu=1.0e1tfu.

(1)

从试件破坏形态(图2)可以看出，剪出破坏面既非净截面，也非毛截面，而是在孔前45°和135°方向上2条近乎对称的受剪面(图6(c))，受剪面起始于螺栓孔上与孔中心垂直距离0.25d处.根据第四强度理论可知，材料的抗剪强度近似为抗拉压强度的0.58倍，由此提出根据实际受剪面修正后的剪出破坏承载力计算公式为

Rs=1.16letfu=1.16(e1-0.25d0)tfu.

(2)

(a) 净截面 (b) 毛截面 (c) 实际剪切破坏面图6 试件的剪出破坏面示意图Fig.6 Schematic diagrams of shear failure surface of specimens

2.3 不同规范计算结果与试验结果的对比

将试件抗剪承载力的试验结果与美国规范AISC 360-16[16](表3)、针对剪出破坏修正后的美国规范AISC 360-16(式(2))和欧洲规范EN 1993-1-8[18](表3)的计算结果进行对比，结果如图7所示.图7中：Fexp，Fcal分别为试件抗剪承载力的试验结果和计算结果.

图7 试件抗剪承载力的试验结果和计算结果的对比Fig.7 Comparison between experimental results and calculation results of shear bearing capacity of specimens

由图7可知:修正后的美国规范AISC 360-16的计算结果与试验结果吻合最好，未修正的美国规范AISC 360-16[16]次之，而欧洲规范EN 1993-1-8[18]的计算结果偏于保守.采用式(2)计算试件发生剪出破坏的承载能力，物理概念清晰，计算精度高.中国规范GB 50018-2002的6.2.4条规定，螺栓连接件的端距不得小于螺栓孔径的2倍，边距不得小于螺栓孔径的1.5倍，满足该构造要求的试件只有试件SD-2.0-3.0，SD-2.5-3.0和SD-3.5-3.0.因此，根据中国规范GB 50018-2002，这3个试件可判断为发生孔壁承压破坏，该破坏模式下试件抗剪承载能力的计算结果为112.8 kN，3个试件承载能力的实测结果分别为247.7，286.2，338.9 kN，可见规范我国GB 50018-2002的计算结果过于保守.

3 结论

1) 在考察的边距、端距条件下，未见试件发生孔壁承压破坏.固定边距为3.0d0，随端距增加，试件发生剪出破坏(e1≤1.5d0)和剪出与孔壁承压的混合破坏(1.5d0

2) 当试件发生剪出和剪出与孔壁承压混合破坏时，在螺栓孔前45°和135°方向可见2条近乎对称的剪切裂缝.当端距较小(1.0d0≤e1≤2.0d0)时，试件所受荷载小，孔前钢板挤压变形小，此时可认为剪切裂缝发生在试件达到极限承载力之后.随端距增加(e1=2.5d0和e1=3.5d0)，试件所受荷载和孔前钢板挤压变形随之增大，在试件达到极限承载力之前出现的剪切裂缝减小了孔前钢板的受剪面积，进而导致试件抗剪承载力下降.

3) 当试件发生剪出破坏和剪出与孔壁承压混合破坏时，剪切破坏面介于净截面和毛截面之间，基于该实际受剪面，对规范美国钢结构规范AISC 360-16建议公式进行了修正，修正后的公式概念清晰，计算精度也有所提高.

4) 修正后美国规范AISC 360-16的计算结果与试验结果吻合最好，未修正美国规范AISC 360-16次之，而欧洲规范EN 1993-1-8的计算结果偏保守.中国规范GB 50018-2002通过限制端距最小值避免剪出破坏发生，满足该规范边距、端距构造要求的3个试件的孔壁承压承载力的计算结果远小于实测结果，中国规范GB 50018-2002的计算结果过于保守.