謝志強(qiáng) 石磊磊 張愛(ài)林 周大興 張向東 殷炳帥 王 凱

(1.北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院, 北京 100044; 2.中鐵建設(shè)集團(tuán)有限公司， 北京 100040)

0 引 言

近年來(lái)，國(guó)家大力發(fā)展綠色裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑，冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)因其具有綠色環(huán)保、輕質(zhì)高強(qiáng)、抗震性能好、工業(yè)化和裝配化程度高等優(yōu)勢(shì)[1]，在低、多層建筑中得到了廣泛的應(yīng)用。

鎖鉚連接是機(jī)械工程領(lǐng)域中常用的薄板連接技術(shù)，具有承載力高、剛度大、抗疲勞性能好等特點(diǎn)，特別是其連接效率及自動(dòng)化程度極高[2]，在裝配式冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)中具有較好的應(yīng)用前景。鎖鉚接頭成形機(jī)理如圖1所示[3]。對(duì)于冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的有限元分析，鎖鉚連接力學(xué)性能的有效模擬是影響其數(shù)值計(jì)算精度與正確性的關(guān)鍵。此外，每棟建筑的結(jié)構(gòu)構(gòu)件上有成千上萬(wàn)個(gè)連接點(diǎn)，鎖鉚連接不能實(shí)現(xiàn)精細(xì)化建模[4]；并且，鎖鉚接頭的有效區(qū)域尺寸小、構(gòu)造復(fù)雜，實(shí)體精細(xì)化建模極其復(fù)雜、分析時(shí)非線性極強(qiáng)，導(dǎo)致計(jì)算效率低、耗時(shí)長(zhǎng)。因此，為了實(shí)現(xiàn)冷彎型鋼鎖鉚連接的抗剪性能有效模擬和計(jì)算效率提升，研究其非線性有限元簡(jiǎn)化分析模型和方法非常有必要。

圖1 鎖鉚接頭成形機(jī)理示意[3]Fig.1 The schematic diagram of the forming mechanism for SPR joint

文獻(xiàn)[5-6]采用實(shí)體精細(xì)化有限元模型對(duì)鋁材鎖鉚接頭的成形過(guò)程和連接的受剪性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明精細(xì)化模型能較精確模擬出鎖鉚連接的荷載-位移曲線。Hoang等將鎖鉚連接等效為有限元接頭-連接器模型，并采用非線性有限元分析方法模擬出了完整的力-位移曲線[7]。Porcaro等提出了鎖鉚接頭從二維到三維有限元模型信息轉(zhuǎn)換的算法，利用三維模型模擬出了其在不同破壞模式下的力-位移曲線，并針對(duì)不同的破壞模式提出了相應(yīng)的有限元分析方法[8]。Huang等對(duì)鋁板與鋼板自沖鉚接的成型機(jī)理進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得了鉚接成形過(guò)程與應(yīng)力應(yīng)變分布和荷載-位移曲線的關(guān)系[9]。Han等提出了鎖鉚連接成型過(guò)程的二維軸對(duì)稱數(shù)值模型[10]。徐紀(jì)栓提出了基于鎖鉚接頭失效精細(xì)化模型標(biāo)定的簡(jiǎn)化分析方法，對(duì)比了實(shí)體單元模型和SPR約束單元簡(jiǎn)化模型對(duì)鎖鉚接頭失效模式的模擬效果[11]。鐘毅等綜合考慮材料接觸形式和截面形狀建立了有限元簡(jiǎn)化模型，結(jié)果表明這種模型能夠模擬出鎖鉚連接拉剪過(guò)程中的破壞模式和拉剪強(qiáng)度[12]。周璐瑤等分別采用梁?jiǎn)卧?、?shí)體單元和約束單元對(duì)鎖鉚連接進(jìn)行簡(jiǎn)化模擬，并對(duì)這三種單元進(jìn)行十字拉伸和搭接剪切模擬的對(duì)比分析[13]。

綜上，國(guó)內(nèi)外的學(xué)者采用有限元精細(xì)化模型對(duì)鎖鉚連接的成型機(jī)理、強(qiáng)度預(yù)測(cè)、疲勞性能等研究較為成熟，而對(duì)其受剪性能的簡(jiǎn)化模型和非線性有限元分析方法的研究還不足。本研究從材料的宏觀和微觀本構(gòu)關(guān)系角度出發(fā)，采用等效面域偶合、約束單元、連接單元三大類8種簡(jiǎn)化方法建立鎖鉚連接的受剪有限元模型；并以試驗(yàn)結(jié)果為參考，對(duì)比分析8種簡(jiǎn)化模型的建模特點(diǎn)、計(jì)算效率、計(jì)算精度和破壞特征，明確各種簡(jiǎn)化模型的適用范圍；在此基礎(chǔ)上，開(kāi)展不同板厚比下鎖鉚連接受剪性能的參數(shù)化數(shù)值模擬，并提出冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)中鎖鉚連接非線性有限元簡(jiǎn)化分析的方法和建議。

1 鎖鉚連接抗剪性能試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

考慮板厚比和鉚釘長(zhǎng)度因素，設(shè)計(jì)制作了12組冷彎型鋼鎖鉚連接抗剪試件，每組3個(gè)試件，試驗(yàn)結(jié)果取其平均值。試件采用0.8，1.0，1.2，1.5，2.0 mm厚的鍍鋅鋼板組合，試件的鋼板長(zhǎng)度為220 mm，寬度為80 mm，鉚釘端距為20 mm。鎖鉚連接抗剪試件示意如圖2所示。

圖2 鎖鉚連接抗剪試件 mmFig.2 The SPR connection specimen for shear test

鎖鉚連接采用的鉚釘尺寸定義如圖3所示，其中，釘頭直徑D為7.6 mm，釘管直徑d為5.3 mm。此外，為了保證鉚釘能刺穿上層板材并刺入下層板材而形成可靠的緊固機(jī)構(gòu)，不同厚度組合的板材需對(duì)應(yīng)不同長(zhǎng)度的鉚釘?；谇捌诖罅挎i鉚接頭的質(zhì)量評(píng)估測(cè)試，確定不同厚度組合鋼板所需的鉚釘長(zhǎng)度和試件編號(hào)如表1所示。試件編號(hào)的規(guī)定如下：例如“S0.8+1.0”表示上、下層鋼板的厚度分別為0.8,1.0 mm。

圖3 鉚釘示意Fig.3 The schematic diagram of rivet

表1 試件編號(hào)和鉚釘長(zhǎng)度Table 1 Specimen number and rivet length

1.2 加載設(shè)備和加載制度

冷彎型鋼鎖鉚連接抗剪性能試驗(yàn)在拉伸實(shí)驗(yàn)機(jī)(圖4)上進(jìn)行，采用位移控制的單調(diào)加載，加載速度為3 mm/min。試驗(yàn)時(shí)采集荷載-相對(duì)位移曲線數(shù)據(jù)并觀察破壞過(guò)程，接頭相對(duì)位移由自動(dòng)引伸計(jì)測(cè)量，測(cè)量標(biāo)距為100 mm。

圖4 加載設(shè)備Fig.4 Loading equipment

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

1.3.1 破壞模式

表2給出了12組冷彎型鋼鎖鉚連接試件的抗剪承載力、最大相對(duì)位移和破壞模式。其中，破壞模式Ⅰ為鉚釘腿拔出下層鋼板；破壞模式Ⅱ?yàn)殂T釘頭剪脫上層鋼板。

表2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 2 Test results of experiment

由表2可知，板厚比t2/t1(其中，t1表示上層鋼板，t2表示下層鋼板)是影響冷彎型鋼鎖鉚連接在剪切作用下的破壞模式的主要因素。鎖鉚連接在剪切作用下的主要破壞模式可以歸納為如下兩種：當(dāng)板厚比t2/t1<1.5時(shí)，試件發(fā)生破壞模式I (圖5a)；當(dāng)板厚比t2/t1≥1.5時(shí)，試件發(fā)生破壞模式II (圖5b)。

a—鉚釘腿拔出下層鋼板；b—鉚釘頭剪脫上層鋼板。圖5 鎖鉚連接的破壞模式Fig.5 Failure modes of SPR connection

1.3.2 破壞過(guò)程

圖6給出了破壞模式I下試件的荷載-位移曲線。由圖6及試驗(yàn)現(xiàn)象可知，可將試件在破壞模式I下的破壞過(guò)程簡(jiǎn)化為三個(gè)階段：1)彈性階段：鎖鉚接頭的上、下層鋼板及緊固機(jī)構(gòu)處于彈性階段，荷載-位移曲線呈線性增長(zhǎng)的關(guān)系；2)塑性階段：接頭的上層鋼板端部開(kāi)始翹曲變形，緊固機(jī)構(gòu)發(fā)生塑性變形，荷載-位移曲線趨于平緩；3)破壞階段：上層鋼板孔壁發(fā)生塑性變形，鉚釘傾斜并逐漸被拔出，接頭失效，荷載-位移曲線趨于急劇下降階段。

圖6 破壞模式I的荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of failure mode I

圖7給出了破壞模式II下試件的荷載-位移曲線。由圖7及試驗(yàn)現(xiàn)象可知：破壞模式II下試件的破壞過(guò)程可以簡(jiǎn)化成4個(gè)階段：1)彈性階段：與破壞模式I類似；2)彈塑性階段：上層鋼板孔壁局部擠壓變形，鋼板強(qiáng)度進(jìn)入強(qiáng)化階段，緊固機(jī)構(gòu)仍處于彈性，荷載-位移曲線呈非線性增長(zhǎng)的關(guān)系；3)塑性階段：鉚釘孔迅速擴(kuò)張，鉚釘與鋼板間產(chǎn)生相對(duì)滑移，鋼板強(qiáng)度進(jìn)入下降段，緊固機(jī)構(gòu)進(jìn)入彈塑性，荷載-位移曲線趨于平緩；4)破壞階段：孔壁發(fā)生擠壓撕裂，鉚釘頭部完全脫離上層板材，緊固機(jī)構(gòu)處于塑性階段，荷載-位移曲線趨于急劇下降階段。

圖7 破壞模式II的荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of failure mode II

2 鎖鉚連接有限元簡(jiǎn)化分析方法

2.1 有限簡(jiǎn)化分析方法

鎖鉚連接的有限分析采用ABAQUS軟件平臺(tái)開(kāi)展，連接板均采用薄殼單元S4R簡(jiǎn)化建模；按照剪力的傳遞方式不同，鎖鉚接頭的有限元簡(jiǎn)化建模方法可分為以下三類：1)通過(guò)接頭區(qū)域的等效面域偶合傳遞剪力；2)通過(guò)接頭區(qū)域節(jié)點(diǎn)的約束單元傳遞剪力；3)通過(guò)接頭區(qū)域的連接單元傳遞剪力。

綜合受剪鎖鉚試件中單元的簡(jiǎn)化情況及三類鎖鉚接頭的剪力傳遞方式，可以組合成8種不同的有限元簡(jiǎn)化分析模型，表3給出了三大類8種有限元簡(jiǎn)化模型的計(jì)算簡(jiǎn)圖及建模方法。

表3 鎖鉚連接有限元分析簡(jiǎn)化方法Table 3 Simplified method of finite element analysis for SPR connection

2.2 薄壁鋼板的材料本構(gòu)關(guān)系

2.2.1 材料性能試驗(yàn)

根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫拉伸試驗(yàn)方法》[14]，連接板取3個(gè)樣品進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，材料特性取3個(gè)試樣的平均值。圖8給出了3個(gè)1.5 mm厚鋼板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖8 1.5 mm鋼板應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Stress-strain curves of 1.5 mm thickness steel sheet

2.2.2 本構(gòu)關(guān)系

通過(guò)材料性能試驗(yàn)獲得的鋼板應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系通常是材料的名義應(yīng)力和名義應(yīng)變，然而，在ABAQUS分析中，由于計(jì)算時(shí)需要考慮材料非線性和幾何大變形。因此，需將材料的名義應(yīng)力和名義應(yīng)變轉(zhuǎn)換成真實(shí)應(yīng)力與真實(shí)應(yīng)變[15]。轉(zhuǎn)換式如下：

σture=σnom(1+εnom)

(1a)

εture=ln(1+εnom)-σture/E

(1b)

由式(1)將鋼板的名義應(yīng)力與名義應(yīng)變關(guān)系轉(zhuǎn)化成真實(shí)應(yīng)力與真實(shí)塑性應(yīng)變的本構(gòu)關(guān)系如圖9所示。

圖9 真實(shí)應(yīng)力-真實(shí)塑性應(yīng)變的本構(gòu)關(guān)系Fig.9 The constitutive relation between true stress and true plastic strain

2.3 鎖鉚連接的受剪本構(gòu)模型

鎖鉚連接采用連接器單元、彈簧單元等連接單元簡(jiǎn)化模擬時(shí)，需對(duì)兩節(jié)點(diǎn)間的連接單元輸入宏觀的力-變形本構(gòu)關(guān)系。連接單元的本構(gòu)模型均基于第1節(jié)鎖鉚連接抗剪性能試驗(yàn)結(jié)果的荷載-位移曲線簡(jiǎn)化而來(lái)，其簡(jiǎn)化原理如圖10所示。由圖10可知，連接單元的本構(gòu)模型可以簡(jiǎn)化成五個(gè)階段：1)彈性階段(OA)：模擬連接通過(guò)緊固機(jī)構(gòu)傳遞力的彈性行為；2)彈塑性階段(AB)：模擬上層板材翹曲變形、鉚釘傾斜引起的彈塑性行為；3)塑性階段(BC)：模擬鉚釘與鋼板間的滑移行為；4)破壞階段(CD)：模擬鉚釘剝離板材而導(dǎo)致連接完全失效的行為；5)破壞階段(DE)：為了防止個(gè)別鉚釘失效引起整體試件計(jì)算不收斂，將曲線DE段處理成荷載大小可忽略的水平段。基于試驗(yàn)結(jié)果簡(jiǎn)化而來(lái)的鎖鉚連接剪切行為本構(gòu)關(guān)系如圖11所示。

圖10 連接單元本構(gòu)模型簡(jiǎn)化原理Fig.10 Simplification principle of constitutive model for link element

圖11 鎖鉚連接受剪本構(gòu)模型Fig.11 The shear constitutive model of SPR connection along the rivet axis

2.4 邊界條件

簡(jiǎn)化分析模型忽略接頭成形時(shí)產(chǎn)生的預(yù)緊力，鉚釘與鋼板的緊固力、鋼板與鋼板間的摩擦力簡(jiǎn)化成鋼板間受力區(qū)域的剪切作用。簡(jiǎn)化分析模型的邊界條件為：左端所有節(jié)點(diǎn)釋放繞Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)的自由度Rz，右端所有節(jié)點(diǎn)釋放繞Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)的自由度Rz及X方向(加載方向)平動(dòng)自由度Ux，其余自由度均約束；荷載施加方式為：首先將試件右端的節(jié)點(diǎn)耦合到一個(gè)參考點(diǎn)并釋放X方向的約束，然后在該參考點(diǎn)上施加X(jué)方向的位移荷載。

3 有限元簡(jiǎn)化分析結(jié)果與驗(yàn)證

3.1 有限元簡(jiǎn)化分析結(jié)果

針對(duì)表3三大類8種有限元簡(jiǎn)化模型，均采用位移加載的靜態(tài)求解，最大加載位移為6 mm，并考慮材料的非線性、幾何大變形、部分有限元模型的非線性接觸和von Mises屈服準(zhǔn)則。8種有限元模型求解的Mises應(yīng)力云圖與破壞形式如圖12所示，其剪切荷載-變形曲線如圖13所示。

3.2 結(jié)果驗(yàn)證

基于有限元簡(jiǎn)化分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，表4和表5將8種簡(jiǎn)化分析模型與試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)行對(duì)比。

由表4和表5分析可知：

表4 有限元簡(jiǎn)化分析模型對(duì)比Table 4 Comparison of simplified finite element analysis models

表5 有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 5 Comparisons of finite element analysis results and test results

1)采用等效面域耦合簡(jiǎn)化方法的有限元模型能較精確地模擬鎖鉚連接的破壞特征，其在彈性階段的剪切荷載-變形曲線與試驗(yàn)結(jié)果相似程度較高，但其在塑性階段和破壞階段的計(jì)算難以收斂，且該模型的網(wǎng)格較復(fù)雜，計(jì)算效率低；此外，考慮板間硬接觸的模型(編號(hào)1-2)的荷載-變形曲線有較明顯的塑性段。綜上分析，等效面域耦合的有限元★的數(shù)量表示復(fù)雜程度；T為計(jì)算時(shí)間。

a—模型1-1；b—模型1-2;c—模型1-3；d—模型2-1;e—模型2-2；f—模型2-3;j—模型3-1；h—模型3-2;i—試件S1.5+1.5的破壞模式。圖12 有限元簡(jiǎn)化分析的應(yīng)力云與破壞模式Fig.12 Stress cloud diagrams and failure modes of simplified finite element analysis

a—第一類簡(jiǎn)化模型；b—第二類簡(jiǎn)化模型；c—第三類簡(jiǎn)化模型。圖13 有限元分析的剪切荷載-變形曲線Fig.13 Relations between shear load-deformation in finite element analysis

Ke/Ktest為有限元計(jì)算與試驗(yàn)的抗剪剛度之比；Pu/Ptest為有限元計(jì)算與試驗(yàn)的抗剪承載力之比；εu/εtest為有限元計(jì)算與試驗(yàn)的極限變形量之比；εm為有限元計(jì)算的最大變形量。

簡(jiǎn)化分析方法僅適用于研究鎖鉚接頭局部的受力性能和破壞模式，且考慮板間接觸可提高塑性變形的計(jì)算量，有效解決由于單元變形過(guò)大導(dǎo)致計(jì)算不收斂的問(wèn)題。

2)采用約束單元簡(jiǎn)化方法的有限元模型對(duì)鎖鉚連接破壞特征的模擬效果較差，且其三種模型的剪切荷載-變形曲線的趨勢(shì)相差較大。MPC-Pin單元模型在彈性、彈塑性和塑性階段的剪切荷載-變形曲線與試驗(yàn)結(jié)果相似程度較高，其抗剪剛度和抗剪承載力的計(jì)算精度較高，且其模型和網(wǎng)格復(fù)雜程度低，計(jì)算時(shí)間較短，但其在破壞階段的剪切荷載-變形曲線與試驗(yàn)結(jié)果相差較大，且其塑性變形的計(jì)算精度較低；Fastener單元模型在彈性和塑性階段的剪切荷載-變形曲線與試驗(yàn)結(jié)果相似程度較高，其抗剪承載力和塑性變形的計(jì)算精度較高，且其模型和網(wǎng)格復(fù)雜程度低，計(jì)算時(shí)間較短，但其在彈塑性階段和破壞階段的剪切荷載-變形曲線與試驗(yàn)結(jié)果相差較大，且其抗剪剛度計(jì)算精度較低。綜上分析，約束單元Pin與緊固件單元Fastener適用于模擬未達(dá)到破壞階段的鎖鉚連接的力學(xué)性能，而約束單元beam則不宜用于鎖鉚連接的非線性有限元簡(jiǎn)化分析。

3)采用連接器單元Cartesian Connector與彈簧單元Spring2簡(jiǎn)化方法的有限元模型在彈性、彈塑性、塑性和破壞階段的荷載-變形曲線與試驗(yàn)結(jié)果相似程度較高，其抗剪承載力和塑性變形的計(jì)算精度較高，且其模型和網(wǎng)格復(fù)雜程度低，計(jì)算時(shí)間短，但其抗剪剛度計(jì)算精度較低且破壞特征與試驗(yàn)結(jié)果相差較大。綜上分析，連接器單元Cartesian Connector與彈簧單元Spring2適用于研究鎖鉚連接構(gòu)件的整體受力性能，且兩者相比，連接器單元Cartesian Connector的計(jì)算效率與精度更高。

Xie等的試驗(yàn)結(jié)果[16]表明，龍骨框架中冷彎型鋼構(gòu)件間的鎖鉚連接均未出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，而龍骨框架與面板間的鎖鉚連接破壞嚴(yán)重。因此，對(duì)于冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)中連接的非線性有限元簡(jiǎn)化分析，龍骨框架中冷彎型鋼構(gòu)件間的鎖鉚連接可采用約束單元Pin或緊固件單元Fastener進(jìn)行簡(jiǎn)化模擬，龍骨框架與鋼面板間的鎖鉚連接可采用連接器單元Cartesian Connector或彈簧單元Spring2進(jìn)行簡(jiǎn)化模擬。

4 不同板厚比下的鎖鉚連接有限元參數(shù)分析

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)中的鎖鉚連接可分為龍骨框架中構(gòu)件間的等厚鋼板連接，以及龍骨框架與鋼面板間的不等厚鋼板連接，且這些連接主要以承受剪力為主。因此，有必要對(duì)不同板厚比的冷彎型鋼鎖鉚連接的抗剪性能進(jìn)行有限元參數(shù)分析，為冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)的非線性有限元分析提供建議和參考。

4.1 簡(jiǎn)化分析方法選取

由第3節(jié)中鎖鉚連接多種簡(jiǎn)化建模方法的對(duì)比研究可知，笛卡爾連接單元Cartesian Connector模擬鎖鉚連接時(shí)，其力學(xué)行為可以模擬鎖鉚連接的剪切性能且不用考慮收斂問(wèn)題。笛卡爾連接單元可模擬兩點(diǎn)間3個(gè)平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng)自由度的相對(duì)關(guān)系，其原理如圖14所示。

a—平動(dòng)連接;b—轉(zhuǎn)動(dòng)連接。表示坐標(biāo)軸，i=1,2,3; a、b分別為坐標(biāo)系中的點(diǎn)。圖14 笛卡爾連接單元的平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng)關(guān)系Fig.14 Translational and rotational relations of the Cartesian connector

4.2 有限元分析與結(jié)果

以板厚比t2/t1為參數(shù)，建立12組不同板厚比的冷彎型鋼鎖鉚連接簡(jiǎn)化模型，并進(jìn)行非線性有限元分析，有限元分析的剪切荷載-變形曲線如圖15、16所示。

圖15 t2/t1<1.5的剪切荷載-位移曲線Fig.15 Relations between shear load and displacement in the case of t2/t1<1.5

圖16 t2/t1≥1.5的剪切荷載-變形曲線Fig.16 Relations between shear load and displacement in the case of t2/t1≥1.5

由不同板厚比的鎖鉚連接抗剪性能的試驗(yàn)結(jié)果和有限元簡(jiǎn)化模型分析結(jié)果可知，笛卡爾連接單元可精確模擬出不同板厚比鎖鉚連接各階段的荷載-變形曲線趨勢(shì)和抗剪性能。

當(dāng)t2/t1<1.5時(shí)，鎖鉚連接發(fā)生破壞模式I，試驗(yàn)試件和簡(jiǎn)化模型的抗剪承載力隨著鋼板總厚度的增加基本成線性增加，說(shuō)明其抗剪承載力由鎖鉚接頭區(qū)域內(nèi)緊固機(jī)構(gòu)的受剪性能決定。在剪切作用下，釘頭處的彎矩使上層鋼板的板端發(fā)生翹曲變形，下層鋼板中的緊固機(jī)構(gòu)發(fā)生剪切破壞；當(dāng)緊固機(jī)構(gòu)的受剪能力小于上層鋼板孔壁的承壓能力時(shí)，緊固機(jī)構(gòu)失效。

當(dāng)t2/t1≥1.5時(shí)鎖鉚連接發(fā)生破壞模式II，試驗(yàn)試件和簡(jiǎn)化模型的抗剪承載力隨上層鋼板厚度的增加而增加，說(shuō)明其抗剪承載力由上層較薄鋼板孔壁與鉚釘頭間的承壓能力決定。在剪切作用下，下層鋼板中的緊固機(jī)構(gòu)處于塑性，當(dāng)上層鋼板孔壁的承壓能力小于緊固機(jī)構(gòu)的受剪能力時(shí)，上層鋼板的鉚釘孔發(fā)生擠壓撕裂破壞，鉚釘頭完全剪脫上層鋼板。

綜上所述，板厚比是影響鎖鉚連接受剪性能和破壞模式的關(guān)鍵因素，當(dāng)t2/t1<1.5時(shí)，其抗剪承載力由鎖鉚接頭區(qū)域緊固機(jī)構(gòu)的受剪性能決定，當(dāng)t2/t1≥1.5時(shí)，其抗剪承載力由上層較薄鋼板孔壁與鉚釘頭間的承壓能力決定；此外，笛卡爾連接器單元Cartesian Connector可精確模擬出不同板厚比下鎖鉚連接的荷載-變形曲線和抗剪性能指標(biāo)，且計(jì)算精度和效率較高，在冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)的非線性有限元分析中優(yōu)先考慮。

5 結(jié)束語(yǔ)

采用等效面域偶合、約束單元、連接單元三大類8種簡(jiǎn)化方法建立了鎖鉚連接受剪時(shí)的非線性有限元分析模型，對(duì)比分析了簡(jiǎn)化模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，探明了各簡(jiǎn)化模型的適用范圍，完成了不同板厚比的冷彎型鋼鎖鉚連接參數(shù)分析，提出了適合冷彎型鋼鎖鉚連接的抗剪性能有限元簡(jiǎn)化分析方法，研究結(jié)果表明：

1)板厚比t2/t1是影響鎖鉚連接抗剪性能和破壞模式的關(guān)鍵因素。當(dāng)t2/t1<1.5時(shí)，鎖鉚連接發(fā)生鉚釘腿拔出下層鋼板破壞，其受剪承載力由鎖鉚連接區(qū)域內(nèi)緊固機(jī)構(gòu)的受剪性能決定，并隨鋼板總厚度的增加基本成線性增加；當(dāng)t2/t1≥1.5時(shí)，鎖鉚連接發(fā)生鉚釘頭剪脫上層鋼板破壞，其受剪承載力由上層較薄鋼板孔壁與鉚釘頭間的承壓能力決定，并隨上層鋼板厚度的增加而增加。

2)等效面域耦合簡(jiǎn)化方法的有限元模型僅適用于研究鎖鉚接頭局部的力學(xué)性能；約束單元Pin和緊固件單元Fastener僅適用于模擬未達(dá)到破壞階段的鎖鉚連接的力學(xué)性能，而約束單元beam則不適用于鎖鉚連接的非線性簡(jiǎn)化模擬。連接器單元Cartesian Connector與彈簧單元Spring2適用于研究鎖鉚連接構(gòu)件的整體受力性能，且兩者相比，連接器單元Cartesian Connector的計(jì)算效率和精度更高。

3)對(duì)于冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)中連接的非線性有限元簡(jiǎn)化分析，龍骨框架中構(gòu)件間的鎖鉚連接可采用約束單元Pin或緊固件單元Fastener進(jìn)行簡(jiǎn)化模擬，龍骨框架與鋼面板間的鎖鉚連接可采用連接器單元Cartesian Connector或彈簧單元Spring2進(jìn)行簡(jiǎn)化模擬。

4)笛卡爾連接器單元可精確模擬出不同板厚比下鎖鉚連接的荷載-變形曲線和抗剪性能指標(biāo)，且計(jì)算效率較高，在冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)的非線性有限元分析中優(yōu)先考慮。