張 周 劉仲洋 楊 晗 崔秀軍

(河北建筑工程學(xué)院,河北 張家口 075000)

0 引 言

模塊化建筑鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件通過工廠預(yù)制、現(xiàn)場(chǎng)拼裝的方式提高了施工效率和質(zhì)量,更加節(jié)能環(huán)保.其中各模塊間的穩(wěn)定連接是實(shí)現(xiàn)模塊化建筑整體穩(wěn)定性的基礎(chǔ),模塊化建筑鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)連接形式以螺栓連接、焊接為主,還有部分采用預(yù)應(yīng)力連接和自鎖連接.在新型節(jié)點(diǎn)研究方面,Lee等人提出并研究了外套筒式連接和平板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)的受力特點(diǎn)[1];Gunawa等人提出一種雙向連接的蓋板螺栓連接方式并測(cè)試其抗剪性能[2];Annan等人提出了一種箱式模塊結(jié)構(gòu)的全焊接雙交叉鋼支撐節(jié)點(diǎn),將上下模塊單元通過模塊柱端部的蓋板焊接在一起[3].

不同形式的節(jié)點(diǎn)連接形式也改變了傳力路徑以及下部豎向傳力構(gòu)件的力學(xué)特征及穩(wěn)定性,其構(gòu)件靜力性能是其在正常使用下保持穩(wěn)定的表征.針對(duì)方鋼管柱的靜力性能研究方面,同濟(jì)大學(xué)的劉康對(duì)一種螺栓連接方鋼管柱-柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了軸壓破壞試驗(yàn),分析了受力特征和破壞形式[4];東南大學(xué)的馬成對(duì)冷成方鋼管柱進(jìn)行了ANSYS軸壓模擬,并與試驗(yàn)對(duì)比分析了其極限承載力和破壞模式[5];劉歡等人以寬厚比為變量,分析了方鋼管柱的軸壓靜力性能[6].

目前模塊化建筑施工中存在節(jié)點(diǎn)螺栓和焊縫過多、空間利用率不夠、不易拆卸以及模塊間傳力效率不夠等問題,在框架結(jié)構(gòu)中,柱主要承受來自上部梁和板傳來的荷載,并將荷載傳給基礎(chǔ),是主要的豎向受力構(gòu)件.已有文獻(xiàn)多注重不同節(jié)點(diǎn)自身性能,缺乏因節(jié)點(diǎn)構(gòu)造改變對(duì)梁、柱等構(gòu)件的影響研究;而在此新型內(nèi)套筒連接節(jié)點(diǎn)中,模塊柱作為主要豎向受力構(gòu)件,柱端開孔以及套筒的加入會(huì)對(duì)模塊柱的受力性能產(chǎn)生一定影響,所以有必要對(duì)新型節(jié)點(diǎn)柱進(jìn)行相關(guān)研究.

1 組合柱構(gòu)造及尺寸設(shè)計(jì)

本文基于一種模塊化鋼框架內(nèi)套筒連接節(jié)點(diǎn),其中組合柱采用方鋼管柱形式,并在上下端插入內(nèi)套筒連接件,緊固件使用對(duì)穿螺栓,同層中柱處最多可形成4根組合柱,在節(jié)點(diǎn)域可達(dá)到“八柱十六梁”連接要求,具有綠色環(huán)保、質(zhì)量控制、節(jié)約成本、方便拆卸等方面的優(yōu)勢(shì),避免了螺栓過多和大量焊縫的情況出現(xiàn),能夠有效解決模塊化鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)的裝配、后期拆卸等問題,角柱構(gòu)造三維示意如圖1所示,組合柱如圖2所示.

圖1 角柱構(gòu)造三維示意圖 圖2 組合柱示意圖

為了突出此類節(jié)點(diǎn)對(duì)單柱構(gòu)件軸壓承載力的影響,對(duì)角柱采用1/3縮尺模型尺寸進(jìn)行幾何建模,組合柱由方鋼管柱、上下端內(nèi)套筒連接件以及對(duì)穿螺栓組成,其中組合柱高H,方鋼管柱高h(yuǎn)1,方鋼管寬度b,方鋼管厚度為t,柱兩端墊板厚度均為10mm,內(nèi)套筒厚度均為10mm,內(nèi)套筒高度h2,所有模型方鋼管寬度均為150mm,控制寬厚比分別為15、25、30、50、75,即方鋼管壁厚分別為10mm、6mm、5mm、3mm、2mm,模型編號(hào)分別為YT1、YT2、YT3、YT4、YT5.為了對(duì)比在不同寬厚比下,加入螺栓和內(nèi)套筒對(duì)組合柱極限承載力的改變情況,增加多組WT無套筒方鋼管柱與之進(jìn)行對(duì)比分析,采用相同建模方式,繪制荷載-位移曲線,試件尺寸如表1所示.

表1 試件尺寸表

2 有限元數(shù)值模擬

2.1 有限元模型建立

采用非線性有限元分析軟件ANSYS進(jìn)行建模和有限元分析,本模擬中的鋼材采用Q345B熱軋型鋼,柱截面尺寸為150mm×150mm×10mm,內(nèi)套筒截面尺寸130mm×130mm×10mm;高強(qiáng)對(duì)穿螺栓采用M16規(guī)格的10.9級(jí)20MNTiB鋼,其中彈性模量取2.06×105N/mm2,鋼材密度為7.8×103kg/m3,泊松比取0.3;本構(gòu)參考參考文獻(xiàn)[7,8]中的數(shù)據(jù),采用多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型,材料參數(shù)見表2.

表2 主要材料參數(shù)

使用映射網(wǎng)格劃分方式對(duì)模型進(jìn)行細(xì)分網(wǎng)格劃分,并在相應(yīng)位置進(jìn)行網(wǎng)格邊長(zhǎng)尺寸的調(diào)整,經(jīng)過多次網(wǎng)格劃分,在內(nèi)套筒、對(duì)穿螺栓和方鋼管兩端開孔部位進(jìn)行適當(dāng)?shù)木W(wǎng)格加密,選擇5mm網(wǎng)格尺寸,柱中部分沿柱長(zhǎng)方向按1/20進(jìn)行劃分,且確保方鋼管柱、內(nèi)套筒壁厚方向以及螺帽厚度方向有兩層網(wǎng)格,保證計(jì)算結(jié)果的精確性,模型網(wǎng)格劃分如圖3所示.

圖3 組合柱網(wǎng)格劃分

在非加載端將模型完全固定,即所有自由度為0,加載端保留Z向位移自由度,保證柱能夠產(chǎn)生軸向壓縮變形,采用位移控制加載,提高計(jì)算收斂速度和精度.進(jìn)行有限元建模時(shí)需要考慮柱子的初始缺陷,在柱端給與微小擾動(dòng),考慮柱長(zhǎng)L/1000,與在屈曲分析中得到一階失穩(wěn)位移最大值的比值得出缺陷比例系數(shù)Factor,利用Upgeom命令施加初始缺陷;采用Von Mises屈服準(zhǔn)則,即在一定的變形條件下,當(dāng)受力物體內(nèi)一點(diǎn)的等效應(yīng)力達(dá)到某一定值時(shí),該點(diǎn)就開始進(jìn)入塑性狀態(tài).在計(jì)算結(jié)果中,材料的屈服應(yīng)力σy應(yīng)不小于mises應(yīng)力值,計(jì)算公式如下:

σy≥σm

(1)

(2)

(3)

式(2)中,I1和I2分別為張量的第一變量和第二變量,式(3)中σ1、σ2、σ3為主應(yīng)力.

試件破壞分為材料強(qiáng)度破壞以及幾何失穩(wěn)破壞,通過不同分析方法得到的組合柱承載力極限值以及應(yīng)力最大值分布情況,判斷試件為幾何失穩(wěn)破壞.特征值屈曲分析前需要打開預(yù)應(yīng)力影響開關(guān),進(jìn)行靜力計(jì)算和線性屈曲分析,得到組合柱一階失穩(wěn)模態(tài);隨后打開大變形開關(guān),進(jìn)行非線性屈曲分析,將一階失穩(wěn)位移最大值作為初始缺陷引入并重新加載,求解并通過通用后處理POST1提取破壞形態(tài)圖及應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D,并利用時(shí)間后處理POST26提取力與位移關(guān)系,繪制軸向荷載-應(yīng)變曲線和荷載-位移曲線.

2.2 模型驗(yàn)證

用上述建模方式對(duì)劉歡[6]等人在冷彎薄壁方鋼管柱軸壓靜力試驗(yàn)中的試件進(jìn)行有限元建模,柱長(zhǎng)1200mm,截面寬度120mm,并按照寬厚比不同,設(shè)置S1、S2、S3、S4和S5五組模型,寬厚比分別為60、40、30、24和20;網(wǎng)格單元尺寸為10mm×10mm;如圖4、5所示,對(duì)此模型進(jìn)行特征值屈曲分析及非線性屈曲分析得到相應(yīng)的荷載-位移曲線,并進(jìn)行承載力對(duì)比.

圖4 本文有限元荷載-位移曲線 圖5 文獻(xiàn)中荷載-位移曲線

有限元模型及試驗(yàn)柱破壞形態(tài)均為局部屈曲破壞;如表4所示,寬厚比為20～40時(shí),有限元極限承載力與承載力理論計(jì)算值之比均小于5%,誤差在允許范圍內(nèi),所得荷載-位移曲線與文獻(xiàn)中的曲線擬合效果較好,即所用有限元分析方法有效,可用于解決相關(guān)有限元分析問題.

表4 承載力誤差表

3 有限元模擬結(jié)果分析

3.1 破壞形式

通過觀察加入內(nèi)套筒和對(duì)穿螺栓的組合柱和方鋼管柱對(duì)比組的破壞云圖,繪制柱荷載-位移對(duì)比曲線,分析組合柱的破壞形式和加入內(nèi)套筒后軸向承載力的變化.

如圖6,有內(nèi)套筒組所有模型破壞類型大部分為組合柱中部柱壁局部屈曲,其中YT1和YT2在垂直和平行于螺栓方向上分別產(chǎn)生面外屈曲和面內(nèi)屈曲變形,而YT3、YT4和YT5分別產(chǎn)生面內(nèi)凹和外凸變形,其中YT4非加載端第二個(gè)螺栓發(fā)生材料強(qiáng)度破壞;無套筒組WT1、WT2和WT3均在垂直和平行于螺栓方向上發(fā)生面內(nèi)屈曲和面外屈曲變形.

圖6 柱破壞形態(tài)圖

YT1在位移加載過程中,組合柱中部最先達(dá)到屈服強(qiáng)度,破壞位置在柱中部四個(gè)棱角,應(yīng)力值為538MPa,軸向位移為3.3mm時(shí)組合柱軸向最大加載力為1596kN;而YT2在增大寬厚比至25后,柱中應(yīng)力值增長(zhǎng)至549MPa,對(duì)穿螺栓上最大應(yīng)力值為954MPa,軸向位移為1.98mm時(shí),組合柱軸向最大加載為805kN;YT3最大應(yīng)力值為955MPa,組合柱中部最先達(dá)到屈服強(qiáng)度,破壞位置處應(yīng)力變化不大,軸向位移為1.98mm時(shí),組合柱軸向最大加載為628kN;YT4最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在非加載端第二個(gè)螺栓上,最大應(yīng)力值為1020MPa,同樣是柱中部四個(gè)棱角最先達(dá)到屈服強(qiáng)度而破壞,隨后螺栓被拉斷,軸向位移為1.98mm時(shí)組合柱軸向最大加載為317kN;YT5最大應(yīng)力值為955MPa,組合柱中部最先達(dá)到屈服強(qiáng)度,破壞位置在柱中部四個(gè)棱角,柱中最大應(yīng)力值為544MPa,軸向位移為2mm時(shí)組合柱軸向最大加載為188kN.

試件最大應(yīng)力位置均出現(xiàn)在高強(qiáng)對(duì)穿螺栓上,隨著寬厚比的增大,螺栓桿中部的豎向變形越來越小,而且螺栓上的應(yīng)力向中部發(fā)展,最大應(yīng)力值由1020MPa減小到950MPa,與方鋼管沒有進(jìn)行開孔的一側(cè)相比,開孔側(cè)截面剛度減小,方鋼管螺孔周圍應(yīng)力集中現(xiàn)象越來越明顯,但內(nèi)套筒螺孔應(yīng)力減弱.

3.2 承載力分析

采用規(guī)范[9]所規(guī)定的公式并查表求得方鋼管柱軸心受壓穩(wěn)定承載力,計(jì)算方法如下:

N=φAf

(4)

式中:φ——穩(wěn)定系數(shù);

A——柱截面面積(mm2);

f——Q345鋼材屈服強(qiáng)度(MPa).

當(dāng)寬厚比b/t≤20時(shí),按c類截面進(jìn)行計(jì)算;當(dāng)b/t>20時(shí),按b類截面進(jìn)行計(jì)算,穩(wěn)定系數(shù)查表取φ,將鋼材屈服強(qiáng)度f=345MPa和截面面積A代入公式(4)得出穩(wěn)定承載力,并與有限元模擬結(jié)果Fe進(jìn)行比較.

如圖7、8所示,與無套筒方鋼管柱相比,加入內(nèi)套筒提高了柱的初始剛度,極限承載力隨著寬厚比從15到75,依次提高了2.96%、3.33%、4.14%、10.84%和21.29%,寬厚比越小,加入內(nèi)套筒對(duì)極限承載力的提升效果越明顯.如表5,有限元極限承載力與計(jì)算穩(wěn)定承載力誤差均在10%之內(nèi),說明有限元分析結(jié)果可靠.

圖7 軸向荷載-位移曲線對(duì)比 圖8 極限承載力對(duì)比

表5 承載力誤差表

3.3 內(nèi)套筒受力分析

對(duì)加入內(nèi)套筒的組合柱,建立6組對(duì)比模型,通過參數(shù)分析,改變內(nèi)套筒的厚度、高度及螺孔半徑,分析不同內(nèi)套筒的受力與應(yīng)力分布情況,并與BASE模型進(jìn)行對(duì)比,得出組合柱中內(nèi)套筒尺寸參數(shù)的最優(yōu)取值范圍,試件尺寸如表6所示.

表6 不同組合柱內(nèi)套筒尺寸

由于軸壓荷載下,上下部受力呈對(duì)稱狀態(tài)分布,因此只取下部套筒進(jìn)行分析,不同內(nèi)套筒加載后的應(yīng)力云圖如圖9所示.減小套筒厚度后的NH-1螺孔之間的應(yīng)力增大,受到螺栓的擠壓作用變得更明顯,最大應(yīng)力與BASE相比增大了10MPa,并且套筒底部螺孔與墊板之間區(qū)域的應(yīng)力增幅較大,有明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象,而增大套筒厚度后,NH-2最大應(yīng)力稍有降低,應(yīng)力集中現(xiàn)象消失,外部螺孔周圍應(yīng)力減小;當(dāng)減小內(nèi)套筒的高度至220mm,NG-1最大應(yīng)力無明顯變化,但來自最下部螺栓的壓力增大,應(yīng)力有向墊板發(fā)展的趨勢(shì);而當(dāng)套筒高度增加到300mm時(shí),NG-2與方鋼管內(nèi)壁的接觸面積增大,減弱了來自螺栓的擠壓作用,受力較為均勻,套筒高度由250mm減小到220mm和增加到300mm,極限承載力先后降低了3.6%和1.4%,降低幅度較小,可見內(nèi)套筒高度對(duì)節(jié)點(diǎn)柱承載力影響程度較小,而且在內(nèi)套筒尺寸設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)注意確定合適的高度.螺孔間距減小后,KJ-1的最大應(yīng)力與BASE相比減小了3.5%,增大孔距至90mm后,KJ-2的最大應(yīng)力也有所下降,但由于螺孔邊距變小,應(yīng)力也在向套筒頂部和底部發(fā)展.

e)NG-2 f)KJ-1 g)KJ-2圖9 內(nèi)套筒應(yīng)力云圖

4 結(jié) 論

通過研究模塊組合鋼柱在不同寬厚比下的軸壓承載力性能,并對(duì)其進(jìn)行了受力分析,得到以下結(jié)論:

(1)隨著寬厚比的減小,組合柱的極限承載力越大;在方鋼管柱中加入內(nèi)套筒后,柱的極限承載力增長(zhǎng)率隨寬厚比的減小而增大,柱寬厚比越小,內(nèi)套筒連接件對(duì)柱承載能力的改善效果越好,說明可利用相對(duì)厚度大的內(nèi)套筒來提高組合柱的承載能力.

(2)方鋼管開孔改變了柱的傳力路徑,其造成的截面削弱對(duì)柱應(yīng)力發(fā)展造成一定影響,降低了組合柱的極限承載力,內(nèi)套筒的加入增加了柱兩端的截面面積,組合柱在荷載-軸向位移曲線中線性上升階段的初始剛度增大,提高了柱截面剛度和抗變形能力.

(3)內(nèi)套筒高度不應(yīng)過小或過大,宜取250mm左右;壁厚較小的內(nèi)套筒容易引起應(yīng)力集中現(xiàn)象并導(dǎo)致套筒提前破壞,厚度過大不夠經(jīng)濟(jì),故厚度取值范圍宜在8～12mm;螺孔間距對(duì)承載力影響不大,但改變了套筒受力位置,設(shè)計(jì)時(shí)取70mm左右為宜.

(4)此類模塊化建筑鋼結(jié)構(gòu)梁柱連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造會(huì)對(duì)其所連接柱構(gòu)件的軸壓承載力產(chǎn)生影響,說明除了對(duì)節(jié)點(diǎn)本身進(jìn)行性能研究,還應(yīng)對(duì)其所連接構(gòu)件進(jìn)行研究;所用有限元建模方法有效,可用于相關(guān)數(shù)值分析.