模块化钢结构建筑柱-柱螺纹套筒连接抗剪试验

模块化钢结构建筑柱-柱螺纹套筒连接抗剪试验 Shear test for column-column screwed sleeve connections in modular steel structures 1 2 corresp first-author 常鸿飞，博士，教授，从事绿色、可持续钢结构等研究；E-mail：honfee@126.com 常鸿飞，博士，教授，从事绿色、可持续钢结构等研究；E-mail：honfee@126.com honfee@126.com 1 1 3 1 2 1 1 中国矿业大学 江苏省土木工程环境灾变与结构可靠性重点实验室，江苏 徐州，221116 中国矿业大学 江苏省土木工程环境灾变与结构可靠性重点实验室，江苏 徐州，221116 Jiangsu Key Laboratory Environmental Impact and Structural Safety in Engineering, China University of Mining and Technology, Xuzhou 221116, China Jiangsu Key Laboratory Environmental Impact and Structural Safety in Engineering, China University of Mining and Technology, Xuzhou 221116, China 江苏建筑节能与建造技术协同创新中心，江苏 徐州，221116 江苏建筑节能与建造技术协同创新中心，江苏 徐州，221116 Jiangsu Collaborative Innovation Center for Building Energy Saving and Construct Technology, Xuzhou 221116, China Jiangsu Collaborative Innovation Center for Building Energy Saving and Construct Technology, Xuzhou 221116, China 太仓市行政审批局，江苏 苏州，215400 太仓市行政审批局，江苏 苏州，215400 Taicang Examination and Approval Bureau, Suzhou 215400, China Taicang Examination and Approval Bureau, Suzhou 215400, China 伍锦花 为研究模块化钢结构建筑上下模块间柱-柱螺纹套筒连接的抗剪性能，对4组螺纹套筒连接方钢管柱双剪试件进行研究，分析套筒壁厚、材性及套筒螺帽与柱连接类型等因素对连接抗剪性能的影响规律。研究结果表明：试件抗剪性能受螺纹套筒控制，其受剪过程主要经历定位杆剪切、套筒屈服、套筒屈曲和套筒强化4个阶段；空心套筒发生由上半圆筒壁局部控制的冲剪破坏形态，套筒下半圆未发生破坏；套筒壁厚和强度是影响试件抗剪性能的关键因素，套筒螺帽与柱焊接或螺栓连接对试件抗剪性能的影响不大；套筒壁厚增加67%或屈服强度提高22%，可使其抗剪承载力分别提升40.7%和18.0%；筒壁冲剪模型可较安全地预测套筒抗剪承载力，且预测值与实测值较吻合。 In order to study the shear performance of column-column screwed sleeve connections between upper and lower modules of modular steel structures, four groups of double shear specimens were studied for connecting square steel tube columns with screwed sleeve. The effects of the wall thickness, the material properties of sleeves and the connection type of sleeve nuts and columns on the shear performance of the connections were analyzed. The results show that the shear performance of the specimens is controlled by the screwed sleeve. The shear process mainly goes through four stages: locating rod shear,sleeve yield, sleeve buckling and sleeve strengthening. The failure morphology of hollow sleeve is controlled by local punching shear of upper semicircle cylinder wall, and no failure is observed on the lower semicircle of the sleeve. The shear performance is mainly affected by the wall thickness and yield strength of the sleeve and it is almost unaffected by sleeve nut to column welding or bolt connections. When the wall thickness of the sleeve increases by 67% or the yield strength increases by 22%, the shear capacity increases by 40.7% and 18.0%, respectively. The punching shear model can safely predict the shear capacity of the sleeve, and agrees well with the measured value. 模块化钢结构 模块间连接 螺纹套筒 抗剪性能 modular steel structure inter-module connection screwed sleeve shear performance 模块化钢结构建筑施工效率高、质量可控、节约成本、绿色环保 [ 1 1 - 3 3 1-3 ] ，是国内外研究热点，且由于其符合我国“双碳”战略目标，近年来更是引起广泛关注 [ 4 4 ] 。与传统结构相比，模块化钢结构建筑的模块制作在工厂完成，其质量相对稳定、可控；而模块间连接则在施工现场完成，既要易于操作，又要保证各模块间竖向和水平向的连续性，因此，模块间连接对模块化钢结构建筑的整体稳定性和抗震可靠性具有重要意义 [ 5 5 - 7 7 5-7 ] 。 钢箱模块的立柱通常采用钢管截面，其上下模块间的连接较为困难，现有连接可分为柱开孔型和柱完整型连接两种形式。柱开孔型的连接件一般位于柱内，由于没有安装空间，需要在柱壁开孔安装。LACEY等 [ 8 8 ] 提出了一种模块间新型后张螺栓连接，连接由剪力键与后张拉杆组成，剪力键中部的板具有定位功能，便于上下模块对中，上、中、下部的板均预留螺栓孔，便于螺杆通过及组装，模块柱上开孔则用于拧紧螺栓以及后期检修。邓恩峰等 [ 9 9 ] 提出螺栓-封板组合连接，其连接件为十字形节点板且位于各模块柱之间，通过在柱上预留孔洞以拧紧螺栓。研究者也注意到对柱开孔部位的补强，如邓恩峰等 [ 9 9 ] 在焊接节点域设置封板以弥补开孔对柱截面的削弱；CHEN等 [ 10 10 ] 将开孔置于模块柱端的角配件上，可减少其对模块整体性的削弱。柱完整型连接通常将连接外移 [ 11 11 - 13 13 11-13 ] 或利用钢管柱的空腔沿柱长度方向完成安装 [ 6 6 , 14 14 - 18 18 14-18 ] 。其中利用柱内空腔的连接对室内装修影响最小，是一种较好的模块化建筑连接方式 [ 15 15 ] 。例如，CHEN等 [ 14 14 ] 提出的预应力连接可穿过柱空腔，将多层模块串联，延性和整体性好，其模块柱内需灌注混凝土。刘明扬 [ 15 15 ] 提出了板式内套筒连接，连接构造简单，但其内套筒与连接板、钢管柱与连接板之间需要在施工现场焊接，且需在现场磨掉内套筒上的定位块以补齐焊缝，施工较复杂。CHEN等 [ 16 16 ] 提出的由新型铸头连接的连接件位于柱内，现场无需焊接，安装方便快捷，其内插件的主要作用为定位和横向连接各模块，模块间的竖向连接仍需通过外部螺栓实现。王永瑞等 [ 17 17 - 18 18 17-18 ] 提出的新型柱内置螺栓节点(IBC节点)主要由定位板和定位筒、巨型螺栓、端板等组成，采用长扳手插入上模块柱内，将巨型螺栓拧紧，该连接对梁柱均无削弱作用，连接承载力及连续性较好。 模块间连接的强度、刚度和滞回性能对整体结构的受力性能有显著影响 [ 19 19 - 20 20 19-20 ] 。目前，关于模块间连接抗弯性能的研究较多。CHEN等 [ 10 10 ] 对提出的新型旋转模块间连接进行了抗弯试验，推导了初始转动刚度的理论公式，研究表明此节点最终破坏模式为下角配件顶板屈曲失效，连接的初始转动刚度为2 391.49 kN∙m/rad。CHEN等 [ 21 21 ] 完成了模块间自锁连接的抗弯循环加载试验，试件在地板梁和天花板梁端部出现塑性铰破坏，连接为半刚性且并未发生破坏，表现出优越的强度、刚度及传力性能。秦佳俊等 [ 22 22 ] 对新型盒式连接节点进行抗弯循环加载，发现节点为半刚性，具有良好的抗震性能。王清霖等 [ 23 23 ] 对十字板-端板式连接的边模块节点开展抗弯试验，发现试件梁端形成塑性铰，而节点和模块柱均未发生明显破坏，改变十字板厚度与高度时抗弯承载力的提升皆不足2%，地板梁、天花板梁高度以及轴压比对该节点抗弯性能都有明显的影响。DAI等 [ 24 24 ] 对两种形式的模块间灌浆套筒连接进行了抗弯性能分析，结果表明两种连接形式的抗弯强度仅为连续柱截面时的46%左右，但仍满足模块化钢建筑抗弯性能要求。目前，模块间连接节点的抗弯性能研究表明，连接处具有良好的强度和刚度，均未发生明显破坏，因此，大部分节点都可以满足模块化钢结构抗弯性能的要求。 模块间连接的抗剪性能对结构的抗震性能及整体稳定性也很重要 [ 20 20 , 25 25 ] 。LACEY等 [ 8 8 ] 对模块间后张螺栓连接进行对称剪切试验，发现试件接触面发生滑移磨损，连接剪切滑动荷载受螺栓预紧力控制，当螺栓预紧力增加80%时，连接滑动荷载可增加73%。向沛国 [ 26 26 ] 对模块间四柱连接进行单剪切试验，发现试件破坏始于梁屈曲，在短轴与长轴方向的连接件的极限抗剪承载力之比超过1.4倍。CHEN等 [ 27 27 ] 进行了模块间旋转连接的单剪试验，发现试件下部旋转件的螺栓杆发生断裂破坏，下角配件顶板发生局部鼓曲；当栓杆加粗时，连接抗剪强度则取决于下角配件的顶板厚度。总体上看，模块间连接的抗剪性能取决于栓杆直径、预紧力、顶底板厚度等，各因素之间存在较复杂的相互影响，且连接构造简化带来的剪切滑移问题不容忽视。为此，王永瑞等 [ 17 17 - 18 18 17-18 ] 提出柱内大直径螺栓的连接方案，该连接构造具有很强的抗剪能力，但大直径螺栓质量较大，也存在安装定位困难的问题。 文品涵 [ 28 28 ] 在前期大直径螺栓连接 [ 17 17 - 18 18 17-18 ] 研究的基础上，进一步优化连接构造，提出新型螺纹套筒连接，与大直径螺栓相比，相同外径的螺纹套筒的质量可减小60%~80%，但由此带来抗弯及抗剪强度的降低也应予以重视。为明确螺纹套筒连接的抗剪性能，制作4个螺纹套筒连接双剪试件，研究螺纹套筒厚度、材性及套筒螺帽与模块柱连接方式对其抗剪性能的影响，并分析其抗剪机理和承载力计算方法。 1 试验方案 1 1.1 　试件设计 2 新型螺纹套筒连接构造示意图如 图1 图1 所示，其安装过程如 图2 图2 所示。钢箱模块柱常采用边长为150 mm或200 mm的方钢管截面，柱壁厚为8~ 20 mm [ 9 9 , 27 27 - 30 30 27-30 ] 。本文选择长×宽×厚为150 mm× 150 mm×10 mm的冷弯方钢管柱为对象，设计4个带螺纹套筒连接的短柱试件，见 图3 图3 。 图3 图3 中， d 1 为套筒外径； d 3 为套筒内径； t 1 为套筒壁厚。试件参数见 表1 表1 ，各部分材料属性实测数据见 表2 表2 。其中，上下模块柱长为350 mm，螺纹套筒长度为 230 mm、外径为100 mm，套筒螺帽高度和内径均为100 mm，连接板厚度为30 mm，定位杆直径为10 mm。以试件J1为基准，其套筒螺帽与模块柱为E55焊条坡口焊接 [ 31 31 ] ，螺纹套筒材质为Q420，壁厚为10 mm；试件J2的套筒螺帽与模块柱改用M12螺栓连接，其余参数与J1的相同；试件J3的螺纹套筒材质为Q345；试件J4的螺纹套筒壁厚减小为6 mm。此外，螺纹套筒及其螺帽采用大直径螺纹 [ 32 32 ] ，螺距为4 mm，中径为102.4 mm。 (a) 单柱连接；(b) 双柱连接 (a) 模块定位；(b) T形扳手伸入；(c) 套筒拧紧 数据单位：mm。 (a) 连接板；(b) 套筒螺帽；(c) 螺纹套筒；(d) 上/下模块柱；(e) 套筒螺帽与模块柱连接方式 注： 括号中数值表示螺帽数。 编号 柱长×宽×厚/(mm×mm×mm) 螺帽高度/mm 连接板厚度/mm 套筒外径 d 1 /mm 套筒内径 d 3 /mm 套筒壁厚 t 1 /mm 套筒材质 套筒螺帽与柱连接方式 J1 150×150×10 100(2) 30 100 80 10 Q420 焊接 J2 150×150×10 100(2) 30 100 80 10 Q420 螺栓固定 J3 150×150×10 100(2) 30 100 80 10 Q345 焊接 J4 150×150×10 100(2) 30 100 88 6 Q420 焊接 钢材型号 屈服强度 f y /MPa 抗拉强度 f u /MPa 弹性模量 E /(10 5 MPa) 伸长率 A /% Q345套筒 352.40 528 1.95 30 Q420套筒 408.63 553 1.77 29 模块柱 373.54 532 1.95 31 定位杆 242.24 328 1.85 33 1.2 　试件布置及加载方案 2 剪切试验布置如 图4 图4 所示。将模块柱水平放置于固定底座，两底座间保留40 mm间隙，以保证连接板下端自由。采用长轴万能试验机对连接板施加竖向压力，使模块柱及螺纹套筒受对称剪切作用。加载前对试件进行严格调平、对中，并预载50 kN以消除安装间隙和调试仪器设备。采用力与位移混合控制的加载制度，当荷载小于600 kN时，加载速度为50 kN/min，此后则以1 mm/min的速度进行位移控制加载，并采用DH3816静态应变仪连续采集各测点的应变、位移等数据。 (a) 现场布置示意图；(b) 试验方案示意图 位移与应变测点的布置如 图5 图5 所示，线性位移计W1和W2置于加载板上方，测试加载点位移；位移计W3和W4对称布置于连接板下部，用于测量连接板位移。模块柱侧面分别对称布置应变花测点1，2，3与测点4，5和6，用于测量柱应变。此外，在套筒内壁下部布置应变花测点7，监测套筒受力情况。各应变花布置方向如 图5 图5 所示， 图5 图5 中应变片a沿柱断面方向，b沿45°方向，c沿柱轴线方向。 2 结果及分析 1 2.1 　试验现象 2 在加载过程中，试件经历定位杆剪切(阶段Ⅰ)、套筒屈服(阶段Ⅱ)、套筒屈曲(阶段Ⅲ)和套筒强化(阶段Ⅳ)4个阶段，如 图6 图6 (a)所示。 (a) 试件剪力随位移的变化；(b) 定位杆剪切破坏； (c) 螺纹套筒变形情况 1) 阶段Ⅰ。连接板与柱内套筒螺帽摩擦，并带动定位杆挤压定位孔产生咔咔声，荷载缓慢上升，加载至约89 kN时，响声消失，定位杆剪断破坏 ( 图6 图6 (b))，此时加载位移约为2 mm。 2) 阶段Ⅱ。连接板与螺纹套筒接触，发出细微挤压声响，荷载上升速度变快，当加载位移约 6 mm时，试件屈服。 3) 阶段Ⅲ。连接板发生滑移，伴有较大声响，套筒上部受到冲剪作用后变形内凹，侧壁逐渐屈曲，剪力发生卸载。 4) 阶段Ⅳ。连接板与螺纹套筒接触面积增大，上部继续内凹，侧壁变形减弱，剪力重新上升并保持线性增大，直至加载结束。 进一步对比可见，各试件整体破坏现象基本一致：定位杆发生剪切破坏；螺纹套筒上半圆筒壁受冲剪作用后凹陷，侧壁屈曲，套筒下半圆未发生明显破坏( 图6 图6 (c))。各试件定位杆剪断时的荷载基本一致；试件J1和J2屈服承载力均较高，试件J4屈服承载力最低；各试件连接板滑移距离为2~3 mm；除承载力不同外，各试件剪力-位移曲线发展趋势基本一致。 2.2 　剪力-位移曲线 2 以竖向荷载(剪力)为纵坐标，连接板下部位移为横坐标，绘制各试件的剪力-位移曲线，如 图7 图7 所示。由 图7 图7 可见，在加载初期(阶段Ⅰ)，剪力主要由定位杆承担，定位杆破坏时，各试件剪力均为 85 kN左右；定位杆被剪断后，剪力由螺纹套筒承担(阶段Ⅱ)，各试件承载力呈线性增大，试件J1承载力增速最快，抗剪刚度可达205.58 kN/mm，试件J1和J2的屈服承载力较高，分别为973.7 kN和1 013.8 kN；试件J3和J4的屈服承载力分别为825.3 kN和691.8 kN；随后套筒发生屈曲(阶段Ⅲ)，剪力-位移曲线下降；当套筒外壁与连接板孔壁接触后，屈曲破坏不再发展，螺纹套筒进入强化阶段(阶段Ⅳ)，剪力-位移曲线再次呈线性上升，但斜率较阶段Ⅱ时明显下降。 由剪力-位移曲线可确定抗剪承载力和刚度等指标，如 表3 表3 所示。由 表3 表3 可见，螺纹套筒参数对试件抗剪性能影响明显，其中壁厚的影响最大，当套筒壁厚由6 mm增至10 mm(即试件J4与J1对比)时，抗剪承载力和刚度分别提高40.7%和17.6%；当套筒材质由Q345变为Q420钢(即试件J3与J1对比)时，抗剪承载力和刚度分别提高18.0%和14.2%；套筒螺帽与模块柱的连接方式对抗剪承载力的影响很小，但试件J2的抗剪刚度较J1降低22.9%，可见焊接连接的刚度更高。 编号 破坏模式 套筒壁厚 t 1 /mm 屈服强度 f y /MPa 定位杆剪切强度 F v0t /kN 抗剪承载力 F v1t /kN 抗剪刚度/ (kN∙mm -1 ) J1 冲剪屈曲 10 408.63 88.9 973.7 205.58 J2 冲剪屈曲 10 408.63 84.7 1 013.8 158.45 J3 冲剪屈曲 10 352.40 92.7 825.3 180.00 J4 冲剪屈曲 6 408.63 79.2 691.8 174.88 2.3 　应力-应变分析 2 2.3.1　模块柱应变 3 各试件模块柱的应变-荷载关系曲线如 图8 图8 所示。考虑到测点对称布置，本文仅列出左侧测点应变情况。 图8 图8 中，虚线表示模块柱的屈服应变。由 图8 图8 可见各试件模块柱未达到屈服应变，说明在抗剪试验中，模块柱不是主要受力构件。对比可知，试件J1、J3和J4的应变发展规律较为一致，而试件J2模块柱与套筒螺帽采用螺栓连接，测点1和2距模块柱表面的螺栓孔较近，螺栓孔受挤压，应变发展较快。J1和J2试件螺纹套筒壁厚较大、钢材强度较高，与试件J3和J4相比，距模块柱较远的3c测点应变变化明显偏小，说明套筒壁厚、材性对试件抗剪性能影响明显。 (a) 试件J1；(b) 试件J2；(c) 试件J3；(d) 试件J4 2.3.2　螺纹套筒应变 3 图9 图9 所示为各试件螺纹套筒内壁下部测点7的荷载-应变关系曲线。试件J3的屈服应变为1.92×10 -3 ，其他3个试件屈服应变为2.31×10 -3 。螺纹套筒下部主要受模块柱的拉力与整体的压力作用，处于压屈状态，故纵向产生较大拉应变后失效，横向产生较大压应变后失效。套筒各测点与模块柱相比应变明显偏大，螺纹套筒为主要受力构件。试件J1和J3在达到屈服承载力前，各测点应变变化很小；试件J2上、下模块柱与套筒螺帽各通过4个螺栓连接，刚度小，变形发展迅速；试件J4沿柱轴向和45°方向在后期产生明显的压应变，结合剪力-位移曲线的分析结果可知，螺纹套筒壁厚是影响试件抗剪性能的关键因素。 3 抗剪机理及承载力计算 1 3.1 　抗剪机理分析 2 基于螺纹套筒的典型破坏形态，得到其抗剪机理如 图10 图10 所示。由 图10 图10 可见，在连接板双剪作用下，空心螺纹套筒发生局部下凹的冲剪破坏模式，并伴有套筒侧壁外鼓的屈曲破坏。由于连接板孔的约束作用，套筒侧壁屈曲受到限制，故可确定该连接抗剪的控制破坏模式为螺纹套筒冲剪破坏。 (a)　垂直于套筒的轴线剖切面； (b)　平行于套筒的轴线剖切面 3.2 　抗剪承载力计算 2 为计算各试件的抗剪承载力，在前述破坏模式和承载机理分析的基础上，进行以下基本假定： 1) 螺纹套筒在上半圆发生局部冲剪破坏； 2) 不考虑套筒凹陷后与连接板的分离； 3) 不考虑连接板对套筒侧面的约束。 基于上述基本假定，可以将连接板与套筒间的连接( 图11 图11 (a))简化为 图11 图11 (b)所示的板-管连接，其抗剪承载力的计算公式 [ 33 33 ] 如下： <math display="block" id="M1"><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msub><mo>=</mo><mi mathvariant="normal">π</mi><msub><mrow><mi>d</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msub><msub><mrow><mi>f</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">y</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>t</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msub><mo>/</mo><mroot><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn></mrow><mrow/></mroot></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680118&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680101&type= 25.56933212 5.24933338 式中： <math id="M2"><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680124&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680121&type= 3.72533321 3.72533321 为冲剪破坏控制的套筒抗剪承载力计算值。 注： B 为连接板-套筒连接中的连接板宽度； t 2 为连接板厚度； b 2 为板-管节点中的板宽度。 (a)　连接板-套筒连接；(b)　板-管节点 采用 式(1) 式(1) 分别计算各试件受套管凹陷冲剪破坏控制的抗剪承载力，结果如 表4 表4 所示。由 表4 表4 可见，抗剪承载力计算值与试验值的平均比值为0.73，采用此简化方法计算该新型螺纹套筒连接的抗剪承载力较为安全。 注： F v0t 为定位杆剪切破坏承载力试验值； F v1t 为螺纹套筒抗剪承载力试验值。 编号 d 1 /mm t 1 /mm A 1 /mm 2 A 2 /mm 2 f y /MPa J1 100 10 2 827.4 5 342 408.63 J2 100 10 2 827.4 5 342 408.63 J3 100 10 2 827.4 5 342 352.40 J4 100 6 1 771.9 5 342 408.63 编号 F v0t /kN F v0 /kN F v0 / F v0t F v1t /kN F 1 J1 88.9 91.23 1.03 973.7 741.2 J2 84.7 91.23 1.08 1 013.8 741.2 J3 92.7 91.23 0.98 825.3 639.2 J4 79.2 91.23 1.15 691.8 444.7 编号 F 1 / F v1t F v1 F v1 / F v1t F v2 J1 0.76 693.22 0.71 2 259.02 J2 0.73 693.22 0.68 2 259.02 J3 0.77 597.83 0.72 2 259.02 J4 0.64 434.42 0.63 2 259.02 为了进一步对比螺纹套筒连接试件的抗剪性能，参考AISC 360-16 [ 34 34 ] 分别得到定位杆、螺纹套筒和模块柱剪切破坏控制的理论抗剪承载力的计算公式： <math display="block" id="M3"><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi><mn mathvariant="normal">0</mn></mrow></msub><mo>=</mo><mn mathvariant="normal">0.6</mn><msub><mrow><mi>n</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>f</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">y</mi><mn mathvariant="normal">0</mn></mrow></msub><msub><mrow><mi>A</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">0</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680156&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680153&type= 24.38400078 4.48733330 <math display="block" id="M4"><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msub><mo>=</mo><mn mathvariant="normal">0.6</mn><msub><mrow><mi>n</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>f</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">y</mi><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msub><msub><mrow><mi>A</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680143&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680140&type= 24.38400078 4.48733330 <math display="block" id="M5"><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub><mo>=</mo><mn mathvariant="normal">0.6</mn><msub><mrow><mi>n</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>f</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">y</mi><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub><msub><mrow><mi>A</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680147&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680144&type= 24.38400078 4.48733330 式中： F v0 为定位杆抗剪承载力理论值； F v1 为螺纹套筒剪切承载力计算值； F v2 为连续模块柱双剪承载力理论值； n v 为受剪面数； f y0 ， f y1 和 f y2 分别为定位杆、套筒、模块柱的屈服强度； A 0 ， A 1 和 A 2 分别为定位杆、套筒、模块柱的横截面积。 由 表4 表4 可见，由于套筒截面积约为柱面积的 1/2，其实测抗剪承载力比模块柱的小，可通过提高钢材强度以增强套筒抗剪承载力。采用 式(1) 式(1) 和 式(3) 式(3) 计算得到的套筒抗剪承载力分别为实测值的0.73倍和0.69倍，两者较接近，且均有较大的安全富余度。 4 结论 1 1) 在模块间柱-柱螺纹套筒连接的对称剪切试验中，试件共经历了定位杆剪切、套筒屈服、套筒屈曲和套筒强化4个阶段。 2) 剪切试件发生定位杆剪断、螺纹套筒上筒壁凹陷及侧壁外鼓等破坏现象，其控制破坏形态为螺纹套筒的上筒壁冲剪破坏。 3) 增大螺纹套筒壁厚和屈服强度，可有效提高试件抗剪性能；套筒螺帽与柱的连接方式对试件的抗剪承载力影响不大。套筒壁厚增加67%，可使其承载力和刚度分别提升40.7%和17.6%；套筒屈服强度提升22%，可使抗剪承载力和刚度分别提高18.0%和14.2%。 4) 采用筒壁冲剪模型可以较安全地预测套筒抗剪承载力，且与实测值较吻合。 参考文献 丁阳 , 邓恩峰 , 宗亮 , 等 . 模块化钢结构建筑连接节点研究进展 [J]. 建筑结构学报 , 2019 , 40 ( 3 ): 33 - 40 . 模块化钢结构建筑连接节点研究进展 DING Yang , DENG Enfeng , ZONG Liang , et al . 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