新型螺栓连接端板的参数化研究及设计：用于CCFT柱与宽翼缘梁之间的刚性连接 作者：高宇、于德忠、高文军

《Eng》：Parametric Study and Design of a Novel Bolted Endplate Rigid Connection Between CCFT Columns and Wide-Flange Beams Yu Gao, Dezhong Yu and Wenjun Gao

　　摘要：本研究提出了一种新型螺栓连接端板的设计方法，用于圆形混凝土填充钢管（CCFT）柱与宽翼缘（WF）钢梁之间的刚性连接，特别关注了影响接头性能的参数化行为。基于初步的准静态试验，进行了有限元模拟，以评估在梁端最大弯矩作用下的弯曲行为和失效机制，随后进行了广泛的参数化研究，探讨了方形管尺寸、高强度灌浆料以及柱轴力等因素的影响。数值结果表明，方形钢管的壁厚显著影响灌浆料的压痕程度。壁厚减少60%会导致压痕增加503%。相比之下，在研究范围内，管尺寸、灌浆料强度和柱轴力的变化引起的变化小于16%，并且不影响弯曲性能。这些结果表明可以放宽对管尺寸和轴力的限制。所提出的连接方式有效克服了传统CCFT与梁连接方式的局限性，包括不利的应力传递、复杂的细节处理和施工效率低下等问题，通过改进应力传递机制并减少对受拉关键焊缝的需求，从而提高了延性。基于参数化研究结果，建立了一种设计方法，并通过理论分析确认所提出的连接方式满足完全刚性连接的刚度要求。建议未来进行不同构件尺寸的准静态试验以验证这些发现。

1. 引言
与传统钢筋混凝土框架柱和其他截面形状的混凝土填充钢管柱相比，圆形混凝土填充钢管（CCFT）柱显示出良好的抗震性能。先前的研究表明，CCFT柱实现了钢与混凝土之间的有效复合作用，具有相对较高的轴向抗压和抗弯强度重量比、均匀的弯曲行为、足够的延性、稳定的滞回响应、令人满意的防火性能以及成本效益[1,2,3,4,5,6,7]。因此，由于其对抗震框架结构整体抗震能力的贡献，CCFT柱在抗震设计中得到了广泛应用。此外，无需外部模板进行混凝土浇筑，简化了施工过程，降低了施工时间和成本。然而，CCFT柱的封闭截面和曲面使得与传统的WF钢梁连接变得复杂。过去三十年的研究表明，如果细节处理不当，这种连接方式的抗震性能通常不令人满意[8,9,10]。最直接的方法是将梁直接焊接在圆形钢管的外表面，但这对管壁的径向刚度要求很高，并且容易发生管壁撕裂和脆性焊缝失效[11,12]。另一种方法是使用盲螺栓或紧固件将弯曲的梁端板固定在管壁上[13,14,15]。当管壁厚度不足时，在柱轴力作用下可能会发生管壁的过早局部屈曲[15]，难以满足完全刚性连接的刚度要求[16]。使用外部环板可以增加管壁的径向刚度，但据报道这会导致接头弯曲能力的早期退化和脆性焊缝失效[8,17]。尽管增大外部环板的尺寸可以提高抗震性能[18]，但它可能会影响接头区域幕墙系统的布置[11]。使用内部环板、贯穿板或嵌入式剪力钉已被证明可以增强管壁的径向刚度，同时限制了接头的整体尺寸[17,19,20,21]。另一种方法是通过梁翼缘或将整个梁截面穿过柱子来直接将梁翼缘的力传递到核心混凝土[22,23,24]。类似的力传递机制也可以通过将嵌入式钢筋焊接在梁翼缘上或将钩状钢筋焊接在钢管内表面来实现[25]。尽管这些方法可以改善接头的抗震性能，但通常需要在组装过程中对圆形钢管进行大量的切割和重新焊接，这可能会影响钢管的完整性，引入复杂的焊接残余应力，增加脆性接头失效的可能性，并妨碍震后修复。此外，使用内部组件还会引发关于浇筑过程中核心混凝土是否充分密实的担忧[17]。此外，采用弯曲端板的接头配置往往会限制连接钢梁的尺寸[26]，并可能在高强度螺栓的末端产生额外的水平弯矩和剪力。相比之下，现有的使用平端板的连接形式由于焊接空间限制，无法扩展到双向抗弯接头[27]。作者在之前的研究中详细讨论了现有接头配置的特点和局限性[28]。本研究提出了一种接头设计方法，旨在实现CCFT柱与WF钢梁之间的刚性连接。所提出的接头解决了现有连接类型存在的多个问题，包括不利的力传递机制、复杂的制造过程、对梁尺寸的限制、混凝土浇筑的困难以及损坏后的修复能力有限[28]。因此，所提出的连接方式为将CCFT柱集成到抗弯框架结构中提供了实用的解决方案，并有助于提高高地震区域的框架结构抗震性能。

2. 设计原理
焊接的脆性断裂被认为是地震中钢结构倒塌的主要原因[29,30,31]。优化连接中的力传递路径可以减少对受拉关键焊缝的需求，从而降低脆性焊缝失效的风险。此外，工厂预制有助于提高焊缝的一致性和质量控制。如图1所示，所提出的接头特征是一个由外部方形钢管包围的圆形钢管。两个钢管之间的环形空间填充了高强度灌浆料，形成了梁端板的平坦支撑面。高强度螺栓穿过整个柱截面，将梁 tension 翼缘的拉力传递到柱子的另一侧，转化为压缩力。在梁端弯矩作用下，唯一的主要受拉关键焊缝是连接梁和端板的全穿透焊缝。梁端的剪力通过沿垂直加强筋的垂直剪焊传递到圆形钢管的外表面。

这种配置有效地防止了圆形钢管壁的径向拉伸。其主要优势在于优化的力传递路径，将主要的拉力成分和受拉焊缝限制在一个抗力元件上，即高强度螺栓和连接梁和端板的全穿透焊缝。通过消除在地震荷载下受到循环拉伸-压缩作用的关键部件并避免现场焊接，显著降低了局部断裂和疲劳失效的风险。所有焊接和灌浆步骤都在工厂完成，而现场只需浇筑核心混凝土和安装高强度螺栓，从而大大提高了施工质量和效率。所提出接头的所有主要承力部件都能有效利用各自的材料优势，形成了清晰明确的力传递机制，如下所述：
(1) 梁翼缘的拉力：梁 tension 翼缘 → 全穿透焊缝 → 梁端板 → 高强度螺栓 → 柱另一侧? 方形钢管壁 → 填充的高强度灌浆料 → CCFT 柱。
(2) 梁翼缘的压缩力：梁 compression 翼缘 → 全穿透焊缝 → 梁端板 → 方形钢管壁 → 填充的高强度灌浆料 → CCFT 柱。
(3) 剪力：梁 → 全穿透焊缝 → 梁端板 → 高强度螺栓 → 方形钢管和填充的高强度灌浆料 → 垂直加强筋 → CCFT 柱。
这些力传递机制表明，填充的高强度灌浆料在所有力传递路径中起着关键作用。

端板螺栓连接被认为是最具抗震可靠性的接头配置之一。这种传统连接与所提出的接头的主要区别在于端板的支撑机制。在所提出的接头中，梁端板依靠两个钢管之间的高强度灌浆料支撑。因此，高强度灌浆料的力学性能和失效模式预计将在决定接头是否能够实现预期的弯曲性能方面起决定性作用。因此，本研究调查了高强度灌浆料的性能和失效机制，作为接头设计的重要基础。

3. 设计方法
3.1. 端板和高强度螺栓
所提出的接头与传统端板螺栓连接的主要区别在于梁端板的支撑机制，而端板和高强度螺栓的力传递原理与传统连接一致。首先，根据“强柱-弱梁和强接头-弱构件”的抗震设计理念确定接头的设计能力。随后，假设梁端弯矩作用下的端板旋转中心与梁 compression 翼缘的形心轴重合，据此计算所需的螺栓直径。最后，使用屈服线理论确定端板的厚度。详细的计算程序可以在ANSI/AISC 358-22 [32] 和 ANSI/AISC 341-16 [33] 中找到。

3.2. 高强度灌浆料
3.2.1. 强度
在梁端弯矩作用下，梁 compression 翼缘的压缩力通过端板和方形钢管壁传递到高强度灌浆料。在翼缘加强筋的帮助下，端板将压缩力从梁翼缘分布到高强度灌浆料中，有效地扩大了压缩区域。根据假设的端板旋转中心，可以计算端板对高强度灌浆料施加的压缩应力：
$$
f_g,e^p = \frac{M_f}{(d - t_b f)A_c}
$$
[1]
根据ACI 318 [34]，当支撑面积在所有方向上都大于施加的荷载面积时，可以使用修正系数γ来调整高强度灌浆料的抗压强度。因此，高强度灌浆料的轴向抗压强度 $F_g,t^e^q$ 应满足以下关系：
$$
\gamma \cdot F_g,t^e^q \geq f_g,e^p
$$
[2]
其中 $A_c = b_p \times h_c$，$b_p$ 是端板的宽度，$h_c$ 是从梁 compression 翼缘的形心到端板最近边缘的距离；$M_f$ 是方形钢管壁处的最大弯矩；$d$ 是梁的深度；$t_b f$ 是翼缘厚度；$\gamma = 0.85\sqrt{\frac{A_2}{A_1} \leq 1.7$，$A_1$ 是施加荷载的面积，$A_2$ 是支撑面积；$\gamma$ 是强度修正系数，可以取1.0。由于高强度灌浆料是从方形钢管的上盖板浇筑的，它在自重作用下紧密附着在管壁上，不会因泌水而形成薄弱层。此外，荷载通过方形钢管壁间接传递到灌浆料。因此，采用 $\gamma = 1.0$。

3.2.2. 刚度
梁 tension 翼缘的拉力通过高强度螺栓传递到柱子的另一侧，并通过螺栓螺母施加到方形钢管壁和高强度灌浆料上。压缩区域由螺母与方形钢管壁之间的接触面积定义。螺栓组的力传递模型如图2所示。因此，螺栓螺母对高强度灌浆料施加的压缩应力可以表示为：
$$
f_g,b = \frac{T_f^1 A_n n_w h_e}{T_f^1 = M_f h_1 n_b (h_{21} + h_{22})
$$
[3]
由于螺母与方形钢管之间的接触面积相对较小，高强度灌浆料受到局部高压缩应力，导致压缩变形。根据所提出接头的配置，螺母到高强度灌浆料边缘的距离相对于螺母尺寸较大。在约束条件下，螺母位置处的灌浆料处于三轴应力状态，表现出增强的抗压强度。压缩变形导致高强度螺栓沿杆身的刚体位移，并引起接头旋转，表示为 $\theta_g,t$。对于典型的钢框架结构，地震荷载下的层间位移角限制在2% [33]。在这项研究中，由于灌浆压缩导致的接头旋转限制被设定为层间位移角限制的1/10，即：??????????=?????1???????????????????1≤0.002（4），其中?????1是在梁端弯矩????作用下单个螺栓的最大拉力；????是每排螺栓的数量；???????是单个螺栓螺母与方形钢管壁之间的接触面积；????是高强度灌浆的弹性模量；????是螺栓孔处的平均灌浆厚度；?1和?2是从拉力螺栓中心到梁压缩法兰的形心轴的距离。3.3. 方形钢管作为梁端板的支撑面，方形钢管的最小尺寸应大于端板的尺寸，并且其宽度必须满足在两个钢管之间浇筑高强度灌浆的施工要求。在这种设计方法中，建议梁端板到方形钢管边缘的最小边距为25毫米。对于给定的圆形混凝土填充钢管柱，方形钢管的尺寸唯一决定了填充的高强度灌浆的尺寸。在这项研究中，进行了有限元参数分析，以研究方形钢管尺寸对高强度灌浆性能的影响。3.4. 加强件和其他组件梁法兰加强件及其相关焊缝的设计可以参考ANSI/AISC 358-22 [32]。方形钢管盖板上的垂直加强件用于传递梁端剪力。假设同一侧上的四个垂直加强件均匀分担梁端剪力。垂直加强件位于圆形钢管的径向平面内，其宽度延伸到方形钢管的角落，而其他尺寸则遵循梁法兰加强件的设计方法。方形钢管的上盖板和下盖板焊接在两个钢管上，宽度与厚度的比不超过60。除了连接梁和端板的全穿透焊缝（承受较大的拉力）外，其余焊缝承受的力相对较小，只需满足最小焊缝尺寸要求。3.5. 高强度螺栓的预应力所提出的接头使用的是通长型螺栓，其伸长会降低接头的刚度。施加适当的预应力可以完全补偿这种效应。螺栓通过其承载能力传递梁端剪力。高强度螺栓同时受到梁端弯矩和剪力的作用。根据GB 50017 [35]，螺栓中的拉应力????和剪应力????满足以下关系：(???????????)2+(???????????)2≤1.0（5）。随着梁端弯矩的发展，高强度螺栓中的拉应力应满足以下条件：????≤η ????????????????????? η =√1?(???????????)2<1.0（6）。忽略构件的自重，假设在地震荷载下，由梁两端塑性铰同时屈服产生的剪力???由所有螺栓均匀抵抗。在这种情况下，梁塑性铰的弯矩为???，相应的螺栓剪应力????可以表示为：????=???????????????,????????????? ???=2????????（7）。然后η=√1?(2?????????????????????????????)2<1.0（8）。高强度螺栓的屈服强度和屈服应变分别表示为???????和ε?????。当梁端塑性铰弯矩达到???时，螺栓中的最大拉应力达到β????????。在ρ????????的预应力下，高强度螺栓的伸长可以近似为：?????≈?????(β?ρ)?ε?????≥0,????????????? β≤η（9）。根据图2中所示的螺栓组载荷传递模型，由螺栓伸长引起的梁端板旋转可以表示为：θ=??????1≈?????(β?ρ)?1?ε?????≥0（10）。根据GB 50017 [35]，10.9S级高强度螺栓的屈服强度定义为对应于0.2%残余应变的应力。因此，屈服强度时的应变可以表示为：ε?????=0.002+????????/????（11）。最后，在梁端弯矩作用下，由螺栓拉伸伸长引起的梁端板旋转可以表示为：θ=?????(β?ρ)?1×(0.002+???????????)≥0,w?h?e?r?e β≤η（12），其中???????是螺栓的屈服强度；???????是螺栓的剪强度；ε?????是螺栓的屈服应变；????是螺栓的原始长度；ρ是螺栓的预紧比；β是螺栓的拉应力与屈服强度的比；????是螺栓的弹性模量；????是螺栓的数量；???????是一个螺栓的净面积；????是梁两端两个塑性铰之间的距离。从上述方程可以看出，当预应力满足ρ ≥β时，高强度螺栓在梁端塑性铰弯矩???下不会伸长，因此不会影响接头的旋转刚度。4. 基准接头基于上述设计方法，开发了一个用于有限元分析的基准接头，以三层五层抗弯框架中间层的外部柱接头作为原型，层高为3.5米，柱间距为5米。然后根据分析结果对设计方法进行了改进或补充。该基准接头的性能与作者之前实验中测试的接头一致[28]，如图3和表1及表2所示。图3. 基准接头细节（长度单位：毫米）。表1. 基准接头尺寸和实际材料强度。表2. 本研究中使用的混凝土和高强度灌浆的混合比例。除高强度螺栓外，所有钢构件均使用Q235钢。该材料的名义屈服强度和极限抗拉强度分别为235 MPa和370 MPa，设计屈服强度为215 MPa。梁截面为HN450 × 200 × 9 × 14，深度为450毫米，法兰宽度为200毫米，腹板厚度为9毫米，法兰厚度为14毫米。为了满足强柱-弱梁的要求，CCFT柱的设计外径为406毫米，管壁厚度为10毫米。梁端板的尺寸为770毫米 × 240毫米 × 30毫米。采用了M30 × 600 10.9S级高强度螺栓，杆径为30毫米，有效螺纹面积为5.61平方厘米。螺栓在0.2%残余应变下提供940 MPa的屈服强度和1040 MPa的极限抗拉强度[35]。方形钢管的上盖板设有灌浆孔和排气孔，用于浇筑高强度灌浆，直径均不小于60毫米。根据这一施工要求，方形钢管的最小宽度为520毫米，壁厚与圆形钢管相同。根据ANSI/AISC 358-22 [32]，梁法兰加强件的厚度为10毫米。方形钢管的上盖板和下盖板厚度均为20毫米，盖板上的垂直加强件也为10毫米厚。核心混凝土和高强度灌浆的等级分别为C40和C35，标准轴向抗压强度分别为26.8 MPa和23.4 MPa。每个组件的实际材料性能通过实验测试确定。除了连接梁和端板的全穿透焊缝（承受梁法兰中的较大拉力）外，所提出的接头中的所有其他焊缝均为8毫米腿长的角焊缝。角焊缝主要通过压缩和剪切传递载荷，大大降低了脆性破坏的可能性。使用的焊条类型为J422，最小抗拉强度为430 MPa，焊接采用气体保护电弧焊方法。接头尺寸和材料强度详见图3和表1。粘合剂系统由42.5级普通波特兰水泥、符合GB/T 1596-2005 [36]标准的I类粉煤灰以及符合GB/T 21236-2007 [37]标准的硅灰组成。硅灰的比表面积为1.5 ×10? cm2/g，含有至少96%的SiO2。作为粗骨料使用了粒径为10–30毫米的碎石，而中粒河沙（0–5毫米）作为细骨料。混合物中加入了由山西飞科公司（中国长治）生产的聚羧酸基超塑化剂。混凝土和高强度灌浆的混合比例列在表2中。5. 有限元分析使用ABAQUS（2020）进行了有限元分析，以研究在梁端极限弯矩作用下每个组件的应力状态和失效模式。作为本研究的主要焦点，高强度灌浆主要受灌浆强度、方形钢管壁厚以及方形钢管的高度和宽度的影响。灌浆强度直接影响承载能力和刚度。方形钢管的壁厚影响灌浆表面的承载能力和对灌浆的约束效果。在圆形混凝土填充钢管的尺寸固定的情况下，方形钢管的高度和宽度决定了高强度灌浆的尺寸。进行了参数研究，以量化这些因素对灌浆性能的影响，为设计提供了依据。此外，还研究了柱轴向载荷对接头性能的影响。5.1. FEA模型5.1.1. 基准模型在ABAQUS中建立了一个梁-柱接头的有限元模型，如图4所示。柱的高度为3.5米。其中心线位于梁自由端2.5米处，而梁的中心线对应于柱的中高度。所有组件的详细尺寸见图3和表1。为了最小化计算成本，使用梁的腹板中平面作为对称平面，并采用了半接头模型进行分析。图4. ABAQUS中的基准接头模型。由于本研究主要关注连接的整体弯曲性能和载荷传递机制，特别是高强度灌浆的机械行为，而不是薄壁钢构件的详细厚度应力分布，因此采用了组合实体-壳建模策略。灌浆、核心混凝土和螺栓使用实体元素（C3D8R）进行建模，以捕捉它们的三维行为和损伤演变，而其余钢构件（包括钢管和梁——典型的薄壁构件）使用壳元素（S4R）进行建模。对于薄壁钢构件，壳元素可以准确表示膜状和弯曲行为，并具有较高的计算效率。该建模方法已经通过之前的准静态测试结果进行了验证，确认了其预测连接整体强度和刚度的能力。元素尺寸保持在40毫米以下，以满足网格灵敏度要求。模型的组成和每个组件的网格分布见图5。图5. FE模型组装和网格划分条件。忽略焊缝失效，连接的组件使用Merge方法进行连接，包括梁-端板-法兰加强件组件和圆形钢管-垂直加强件组件。对于某些组件，压缩力和摩擦力通过相互接触传递，可能会发生相对滑动；当压缩力消失时，这些组件可以自由分离。这些相互作用主要存在于方形钢管壁与端板之间、高强度螺栓与周围组件（包括方形和圆形钢管、高强度灌浆和核心混凝土）之间，以及螺栓螺母与方形钢管壁之间。这些相互作用使用表面-表面或表面-线接触定义进行建模，接触表面的法向刚度设置得足够高，以防止一个组件穿透另一个组件。钢-钢和混凝土-钢接触的摩擦系数分别为0.3和0.45。由于允许螺栓螺母与方形钢管壁分离，因此使用Tie约束将螺母和端板连接在一起，以强制协调运动。为了便于根据混凝土或灌浆表面的损伤状态来评估高强度灌浆或核心混凝土与周围钢构件之间的分离情况，核心混凝土和高强度灌浆也通过“Tie”约束与周围钢构件连接在一起。在加劲肋和梁翼缘或盖板之间引入了间隙，以考虑翼缘和盖板的厚度，随后应用“Tie”约束将加劲肋与翼缘或盖板连接起来，从而模拟这些构件之间的焊接连接。柱子的顶部和底部部分分别与其相应的参考点相连。在底部参考点处施加了铰链支撑，限制了Ux、Uy和Uz三个平移自由度；而在顶部参考点处施加了侧向约束，限制了Ux和Uz自由度。沿模型对称平面也施加了对称边界条件。为了模拟在极限载荷下梁塑性铰链区域可能发生的自由屈曲变形，在图4b中显示的粉红色区域内没有施加对称边界条件。该区域的高度对应于整个梁截面的高度，宽度从翼缘加劲肋的一端至少延伸出一个梁高度，并延伸到另一端的梁端板。同样，梁的自由端也与相应的参考点相连，并在该点施加了一个单向垂直位移Δ，直到接头旋转0.05弧度。梁从自由端到方形钢管外壁的长度为L = 2240毫米；当梁端位移达到Δ = 112毫米时，接头旋转满足L/Δ = 0.05弧度的条件。有限元模型的边界条件和加载方案如图6所示，加载情况如图7所示。此外，螺栓预紧力取为177.5千牛（大约是GB50017 [35]中规定的M30 10.9S螺栓最大预紧力的50%）。图6. 边界条件与加载条件。图7. 加载情况。在有限元分析中，所使用的材料强度对应于实际测量的强度，而不是设计阶段使用的设计强度。钢材的本构行为使用简化的三段应力-应变曲线进行建模，如图8所示。钢构件的机械性能在表1中给出，包括屈服强度（σy）和极限强度（σu）。与σu相关的应变（εu）假设为0.1。对于钢材，弹性模量和泊松比分别取为200 GPa和0.3。采用了冯·米塞斯屈服准则，并采用各向同性硬化来捕捉材料在塑性阶段的应力-应变响应。图8. 简化的钢材应力-应变曲线。在有限元分析中，使用抗压强度fc来定义混凝土和高强度灌浆的材料强度，其测量值列在表1中。这些材料的本构行为使用单轴应力-应变模型表示，如图9所示。通过模拟钢-混凝土/灌浆相互作用来考虑钢管对混凝土和灌浆强度的约束效应。从试验中获得的单轴抗压应力-应变曲线在应力降至峰值94%时被截断。根据《混凝土结构设计规范》GB50010 [38]的规定以及实验中观察到的峰值后的行为，曲线进一步延伸到应力降至峰值强度的10%以下，如图9中的虚线所示。核心混凝土和高强度灌浆的轴向抗拉强度是根据GB50010 [38]确定的。核心混凝土和高强度灌浆的弹性模量分别取为32.5 GPa和31.5 GPa，泊松比均取为0.2。核心混凝土和高强度灌浆的变形和破坏响应使用混凝土损伤塑性（CDP）模型进行模拟。该模型通过损伤演化机制考虑了刚度的退化，能够捕捉混凝土在拉伸开裂和压缩破坏下的非线性行为，并反映了多轴应力条件下的强度增强。ABAQUS中推荐的默认塑性和损伤参数分别列在表3和图10中。图9. 无约束单轴混凝土和灌浆应力-应变曲线。表3. CDP模型的塑性参数。图10. CDP模型的损伤参数。5.1.2. 参数模型基准接头表示为CONN-BCH。为了研究影响高强度灌浆性能的四个潜在因素——即灌浆强度、方形钢管壁厚、方形钢管高度和方形钢管宽度——以及不同的柱轴荷载比，建立了五个参数组（A、B、C、D和E）。每个参数组包括三个子模型，分别标记为1、2和3。所有接头模型的相关参数总结在表4中。表4. 有限元分析模型的参数。5.2. 模型验证通过将有限元模型的结果与参考文献[28]中作者报告的拟静力实验结果进行比较，验证了该模型的有效性。如图11所示，基准接头在1.5个加载循环下的数值模拟得到的弯矩-旋转滞回曲线与21.5个加载循环下的拟静力测试结果具有很好的一致性。拟静力测试和有限元分析得到的接头屈服强度分别为445 kN·m和450 kN·m，相差1.1%。极限强度分别为580 kN·m和571 kN·m，相差1.6%。接头在屈服时的旋转角度分别为0.0156弧度和0.0137弧度，平均弹性刚度值分别为28,526 kN·m/弧度和32,847 kN·m/弧度，相差8.7%。图11. 有限元分析与实验测试结果的比较。刚度退化和刚度硬化都与钢构件经历的塑性加载循环次数密切相关。由于有限元分析中采用的加载循环次数有限，因此无法有效再现拟静力测试中观察到的刚度退化，导致数值模型在加载和卸载过程中的刚度几乎保持不变。此外，当模型首次直接加载到0.05弧度的接头旋转时，无法捕捉到刚度硬化效应，导致极限强度略低于拟静力测试结果。然而，在卸载后重新加载时，模型预测的极限强度通常与实验结果一致。总体而言，这些差异对评估接头在极限载荷下的弯曲性能影响可以忽略不计，特别是在研究高强度灌浆的破坏模式方面。高强度灌浆的局部压缩变形主要集中在螺栓螺母直接接触方形钢管壁的位置。拟静力测试完成后，在梁对面的螺栓孔处测得的灌浆压痕约为0.45毫米，而有限元分析得到的相应值约为0.36毫米（见图12）。为了充分考虑试验样品中灌浆的蠕变效应，在实验过程中高强度螺栓的预应力保持了六个月以上，而在有限元分析中未考虑这一效应。尽管存在这种差异，两种方法的压痕值相对较小且吻合度良好，从而验证了有限元模型的可靠性。对于基准接头，相应的接头旋转角度分别约为0.1%和0.08%，均低于方程（4）中规定的0.2%的限制。图12. 螺栓孔周围的灌浆压痕。实验结果表明，在螺栓孔周围的区域，高强度灌浆保持了良好的完整性，仅在少数螺栓孔的角落观察到轻微的局部剥落（见图13），剥落宽度约为1毫米。有限元分析同样显示，灌浆的压缩损伤主要集中在螺栓孔周围的角落区域。在梁端极限弯矩作用下，灌浆的压缩损伤指数仍低于0.99的破坏阈值，表明灌浆中没有发生显著的压缩破坏。图13. 螺栓孔周围的灌浆损伤。5.3. 有限元分析结果 5.3.1. 灌浆强度的影响图14展示了A组模型（CONN-A）与基准模型（CONN-BCH）之间的弯矩-旋转关系比较。结果表明，当灌浆强度等级不低于C20时，所提出的接头提供了足够的强度，使梁的塑性铰链完全屈服。由于钢管的约束效应，高强度灌浆的强度和延展性都得到了显著提高。即使采用C20级灌浆，其在三轴应力状态下的极限强度也远高于所需的设计强度，因此灌浆强度对整体接头承载能力的影响有限。考虑到方形钢管壁对承载能力的直接贡献和关键影响，尽管C20级灌浆的弹性模量比C35级灌浆低19%，但最大灌浆压痕仅增加了10%，并且仍小于方程（4）中规定的设计限值0.91毫米，如图15所示。图14. A组模型的弯矩-旋转曲线。图15. A组模型的灌浆压痕。5.3.2. 方形钢管（SST）壁厚的影响图16展示了B组模型（CONN-B）与基准模型（CONN-BCH）之间的弯矩-旋转关系比较。结果表明，方形钢管的壁厚对接头行为有显著影响。当壁厚从基准模型中的10毫米减小到8毫米时，弯矩-旋转响应基本不变，而最大灌浆压痕增加了约0.2毫米。当壁厚进一步减小到6毫米时，在接头旋转约1.5%时，弯矩-旋转曲线出现明显的不规则性，最大灌浆压痕的增长速率显著增加。当壁厚进一步减小到4毫米时，钢管壁提供的承载能力显著下降，导致灌浆在螺栓螺母施加的集中压力下发生局部压缩损伤。因此，从接头旋转约1.0%开始，弯矩-旋转响应中的强度退化更加明显。图16. B组模型的弯矩-旋转曲线。尽管钢管壁提供的约束效应相应减弱，除了螺母承载区域的局部表面损伤外，高强度灌浆达到的最大强度仍高于设计强度，使梁的塑性铰链仍能达到其屈服能力。然而，由于方形钢管壁厚显著减小，高强度灌浆的局部刚度显著降低，导致最大灌浆压痕大幅增加。如图17所示，当方形钢管壁厚小于8毫米时，最大灌浆压痕不再满足方程（4）中规定的设计要求。图17. B组模型的灌浆压痕。5.3.3. SST高度的影响图18展示了C组模型（CONN-C）与基准模型（CONN-BCH）之间的弯矩-旋转关系比较。结果表明，方形钢管的高度对接头的强度和刚度影响可以忽略不计。如图19所示，随着方形钢管高度的增加，高强度灌浆的最大压痕略有减小，但减小幅度不大。影响所提出连接强度和刚度的主要因素是局部压缩区域中对高强度灌浆材料的约束程度。增加方形钢管的高度可以为围绕螺栓孔的灌浆材料提供额外的沿柱轴方向的约束。尽管这种略微增强的约束对已经足够强的连接强度没有明显影响，但它可以略微减少局部灌浆材料的压痕程度。图18. C组模型的弯矩-旋转曲线。图19. C组模型的灌浆压痕。5.3.4. SST宽度的影响D组模型（CONN-D）与基准模型（CONN-BCH）之间的弯矩-旋转关系比较如图20所示。结果表明，方形钢管的宽度对连接强度和刚度的影响可以忽略不计。如图21所示，随着方形钢管宽度的增加，高强度灌浆材料的最大压痕程度略有减小，这种减小的幅度也可以认为是微不足道的。增加方形钢管的宽度会增加所提出连接中压缩区域的灌浆材料厚度，从而扩大灌浆材料的有效承载面积，进而降低压缩应力并略微减少灌浆压痕的程度。由于灌浆材料约束的变化有限，因此连接强度没有显著受到影响。图20. D组模型的弯矩-旋转曲线。图21. D组模型的灌浆压痕。5.3.5. 柱轴载荷的影响E组模型（CONN-E）与基准模型（CONN-BCH）之间的弯矩-旋转关系比较如图22所示。结果表明，CCFT柱中的轴向压缩载荷对连接的抗弯强度和刚度影响可以忽略不计。尽管随着轴向载荷的增加，圆形钢管壁内的应力也会增加，但在满足柱子的强度要求的前提下，柱轴载荷对所提出连接的抗弯能力的影响仍然有限。图22. E组模型的弯矩-旋转曲线。如图23所示，当柱轴载荷相对较小时，灌浆压痕程度略有减小；然而，随着轴向载荷的进一步增加，观察到压痕程度有增加的趋势。总体而言，柱轴载荷对高强度灌浆材料最大压痕程度的影响也是微不足道的。图23. E组模型的灌浆压痕。5.3.6. 失效模式讨论考虑到钢结构中屈曲行为的潜在影响，以往的研究中广泛讨论了局部和整体屈曲现象（例如[39]）。在所提出的连接系统中，当施加的载荷接近梁的极限承载能力时，梁的塑性铰接区域内的翼缘和腹板可能会发生局部屈曲。这种响应在坚固的抗弯连接中很常见，表明梁已经达到了其延性极限状态。然而，本研究的数值结果和之前的准静态测试结果都表明，在所研究的参数范围内，连接区域本身既没有发生局部屈曲也没有发生整体屈曲。连接部件保持稳定，结构响应主要由受约束的高强度灌浆材料的压缩行为以及梁端板和CCFT柱之间的载荷传递机制决定。因此，局部屈曲仅限于梁的塑性铰接区域，并不会影响所提出连接的完整性。6. 螺栓长度对连接刚度的影响如前所述，尽管所提出的接头使用了贯穿型长螺栓，但在施加适当的预应力情况下，螺栓长度不会影响接头的刚度。以基准接头为例，根据方程（3）计算，HN450 × 200 × 9 × 14钢梁在端板处的理论屈服弯矩为469 kN·m，相当于单个螺栓的最大拉力为265.8 kN。根据GB50017 [35]标准，可以对10.9S级M30高强度螺栓施加355 kN的预应力。在这种预应力水平下，螺栓长度对接头屈服状态下的刚度没有影响。梁端板的理论极限弯矩为683 kN·m，此时单个螺栓的最大拉力达到387 kN，超过了施加的预应力32 kN。在这种条件下，螺栓的伸长仅为0.124 mm，导致端板旋转约0.03%，这可以忽略不计。即使预应力损失50%，也仅引起0.16%的接头旋转，对连接刚度的影响很小。这些结果表明，所提出的接头能够满足完全刚性连接的要求。此外，通过调整螺栓的预应力水平，也可以实现半刚性连接，从而适应特定的结构性能需求。7. 结论本文提出了一种CCFT柱与WF钢梁之间的刚性连接方法，以解决现有接头配置的局限性，包括复杂的构造和不合理的载荷传递机制。本研究为所提出的接头提供了完整的设计流程，并通过有限元分析研究了影响其抗弯性能的关键因素。主要结论总结如下：所提出的接头设计流程可以产生稳定可靠的完全刚性连接。结果表明，所提出的连接可以在需要高抗弯强度和刚度的实际设计中采用。方形钢管的壁厚应被视为一个关键的设计参数。管壁厚度减少60%会显著降低高强度灌浆材料的承载能力，并导致在集中螺母压力下局部压痕程度增加503%。在实际工程范围内，可以放宽对方形管尺寸和柱轴载荷的限制。管高和管宽各增加30%仅会导致灌浆压痕程度分别变化6.8%和8.8%。因此，建议采用满足施工要求的最小方形管尺寸，以降低成本和整体接头尺寸。由于方形钢管的约束作用，灌浆材料强度降低40%仅对连接抗弯性能产生轻微影响，导致灌浆压痕程度仅增加9.9%。这种约束还增强了灌浆材料的抗压强度和延性，从而降低了接头脆性破坏的风险。通过调整贯穿型长螺栓的预应力，可以实现完全刚性或半刚性连接，以满足不同的结构性能要求。8. 未来工作所提出的连接通过优化载荷传递路径，将梁端部的弯矩传递到混凝土填充的圆形钢管柱中。这种设计防止了钢管内的径向拉力，减少了管壁与核心混凝土之间的分离，并最小化了地震作用下的潜在循环开合行为。为了降低计算成本，简化了部件之间的接触相互作用，没有明确模拟详细的非线性接触演变过程。此外，优化的载荷传递路径消除了在地震作用下反复承受拉伸-压缩作用的关键部件，所有焊接都在工厂完成，从而降低了循环退化和夹紧的风险。因此，本研究中的参数分析采用了单调加载。在未来的研究中，可以通过准静态实验进一步验证本研究得出的结论。可以进行涉及不同尺寸部件的调查，以验证所提出设计方法的一般适用性。此外，还可以探讨制造和安装公差、温度变化以及长期载荷对接头性能的潜在影响。