新型鋼結(jié)構(gòu)梁柱連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能

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摘要：文章以梁柱T型連接節(jié)點(diǎn)為例，對(duì)新型鋼結(jié)構(gòu)梁柱連接點(diǎn)展開力學(xué)分析，主要探究了鋼結(jié)構(gòu)梁柱T型連接構(gòu)件的翼緣板厚度、螺栓直徑與設(shè)置位置變化對(duì)連接節(jié)點(diǎn)變性能力與破壞形態(tài)的影響。結(jié)果表明，改變翼緣板厚度與螺栓直徑會(huì)對(duì)連接節(jié)點(diǎn)的承載力、變性能力與破壞形態(tài)產(chǎn)生影響，在兩參數(shù)增大的條件下，T型連接節(jié)點(diǎn)的承載力均有所提升。

關(guān)鍵詞：T型連接節(jié)點(diǎn)；承載力；變形能力；破壞形態(tài)

1引言

對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)來說，其自身質(zhì)量較輕、可以循環(huán)利用且施工速度更快，因此在當(dāng)前的建筑工程中得到了廣泛應(yīng)用。目前，央視大樓、上海環(huán)球金融中心等建筑中均使用了鋼結(jié)構(gòu)。其中，梁柱連接點(diǎn)對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性、強(qiáng)度有著極大的影響，受到了人們的重點(diǎn)關(guān)注。因此，本文以梁柱T型連接節(jié)點(diǎn)為例，對(duì)其展開力學(xué)性能分析。

2有限元模型的建立

2.1試件設(shè)計(jì)

在本次研究中，主要選擇了鋼結(jié)構(gòu)梁柱T型連接節(jié)點(diǎn)作為分析對(duì)象，使用有限元結(jié)構(gòu)分析軟件完成10個(gè)T型連接節(jié)點(diǎn)的簡(jiǎn)化模型設(shè)計(jì)，具體如圖1所示。在靜力荷載的作用下，對(duì)相應(yīng)連接節(jié)點(diǎn)模型展開力學(xué)性能分析。研究中，主要對(duì)T型連接構(gòu)件的翼緣板厚度、螺栓直徑與設(shè)置位置進(jìn)行變化，將其設(shè)定為變化參數(shù)，確定其連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的現(xiàn)實(shí)影響。這10個(gè)T型連接節(jié)點(diǎn)的簡(jiǎn)化模型的截面尺寸與參數(shù)如表1所示。a-鋼結(jié)構(gòu)梁柱T型連接節(jié)點(diǎn)；b-T型連接節(jié)點(diǎn)的簡(jiǎn)化模型；c-簡(jiǎn)化模型尺寸（翼緣板與腹板）在試件1、 試件2與試件3中，主要對(duì)翼緣板厚度（t1）進(jìn)行變化，其中，試件1的翼緣板厚度取值為17mm；試件2的翼緣板厚度取值為12mm；試件3的翼緣板厚度取值為20mm。在試件4、試件5與試件8中，主要對(duì)螺栓直徑（d）、螺栓中心與腹板邊界的距離（e2）、螺栓橫向間距（g）進(jìn)行變化。在試件5、試件6中，主要對(duì)螺栓中心與翼緣板邊界之間距離（e1）進(jìn)行變化，其中，試件5的距離取值為45mm；試件6的距離取值為50mm。在試件9、試件10中，主要對(duì)螺栓中心與翼緣板側(cè)邊界之間的距離（s）進(jìn)行變化，其中，試件9的距離取值為36mm；試件10的距離取值為45mm。

2.2單元的選擇及網(wǎng)格劃分

應(yīng)用十結(jié)點(diǎn)六面體單元完成高強(qiáng)螺栓與T型連接構(gòu)件的模擬；將三維接觸單元中設(shè)置于螺栓頭與翼緣板、螺母與翼緣板、孔壁與螺栓桿之間；設(shè)定滑移摩擦系數(shù)為0.45。在本次研究中，螺栓頭、螺母、墊片均涵蓋在高強(qiáng)螺栓頭的范疇內(nèi)，因此不對(duì)墊片的厚度展開單獨(dú)考量，直接將其在螺母與螺栓頭厚度中完成計(jì)算。同時(shí)，在實(shí)際的模型構(gòu)建過程中，忽略螺紋所產(chǎn)生的影響，直接將其設(shè)置為圓柱體完成模擬，并在有限元分析軟件中完成網(wǎng)絡(luò)劃分，完成高強(qiáng)螺栓模型、T型連接節(jié)點(diǎn)的簡(jiǎn)化模型、預(yù)拉力單元模型的構(gòu)建。

2.3材料特性

在本次T型連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)分析中，應(yīng)用了Q235鋼以及強(qiáng)度等級(jí)達(dá)到10.9級(jí)的高強(qiáng)螺栓。同時(shí)，主要將彈性模量控制在2.06×105MPa。使用多線性隨動(dòng)強(qiáng)化三折模型完成對(duì)鋼材料本構(gòu)關(guān)系的模擬；將屈服強(qiáng)度設(shè)定為235MPa，其中，只有在板厚度超過16mm時(shí)控制屈服強(qiáng)度在225MPa；將極限強(qiáng)度設(shè)定為460MPa，其中，只有在板厚度超過16mm時(shí)控制極限強(qiáng)度在450MPa；將屈服應(yīng)變?cè)O(shè)定為0.114×10-2；將極限應(yīng)變?cè)O(shè)定為12×10-2。使用三折線應(yīng)力-應(yīng)變曲線表現(xiàn)高強(qiáng)度螺栓的材料特性，如圖2所示，具體有：當(dāng)應(yīng)變?cè)?~2倍屈服應(yīng)變的范圍內(nèi)時(shí)，表明高強(qiáng)度螺栓正處于初始硬化階段；當(dāng)應(yīng)變?cè)?~8倍屈服應(yīng)變的范圍內(nèi)時(shí)，逐漸達(dá)到極限應(yīng)力。

2.4靜力加載

本次試驗(yàn)中，在T型連接節(jié)點(diǎn)的腹板中選取一端，在其中施加3個(gè)方向（這3個(gè)方向相互垂直，即X軸、Y軸、Z軸方向）施加固定約束；相對(duì)應(yīng)的，在T型連接節(jié)點(diǎn)腹板的另一端展開截面區(qū)域內(nèi)所有節(jié)點(diǎn)的位移耦合（范圍為平面內(nèi)），同時(shí)將軸向荷載施加在耦合面的主節(jié)點(diǎn)中。這樣的加載模式主要依托位移完成對(duì)靜力加載的控制?？梢詫?shí)際的加載操作劃分為兩部分，在第一部分中，主要落實(shí)螺栓預(yù)拉力的施加，預(yù)應(yīng)力的施加依托單一的荷載子步實(shí)現(xiàn)。在第二部分中，逐步展開軸向位移荷載的施加，使用復(fù)數(shù)的荷載步實(shí)現(xiàn)。具體操作為：將初始位移荷載設(shè)定為2mm，荷載的增加量控制在2mm，實(shí)施逐級(jí)增加荷載的方式，直至試件損壞后停止。實(shí)踐中，當(dāng)進(jìn)入第三荷載步后，引入大變形經(jīng)靜力分析，并依托復(fù)數(shù)個(gè)荷載子步實(shí)施加載；利用共軛梯度法完成求解。在本次研究中,M16的預(yù)拉力設(shè)計(jì)值控制在100kN；M20的預(yù)拉力設(shè)計(jì)值控制在155kN。

3力學(xué)性能分析結(jié)果

3.1破壞過程的描述與分析

3.1.1翼緣板厚度因素與承載力之間的關(guān)系分析在本研究中，使用試件1、試件2與試件3完成翼緣板厚度的參數(shù)變化，具體情況見文章第二模塊，得到的試驗(yàn)結(jié)果如下所示。對(duì)于試件1來說，在對(duì)高強(qiáng)度螺栓完成預(yù)拉力的施加后，兩側(cè)翼緣板表現(xiàn)出緊密接觸的狀態(tài)；在施加的荷載提升至493.2kN后，兩側(cè)翼緣板依舊表現(xiàn)出貼合狀態(tài)，且基本不存在縫隙；在施加的荷載超過493.2kN后，兩側(cè)翼緣板（翼緣與腹板）之間能夠觀察到縫隙，且這一縫隙的寬度隨著施加荷載的增大而增大；在施加的荷載提升至522.3kN后，兩側(cè)翼緣板之間存在明顯縫隙，且能夠觀察到翼緣板變形的情況（塑性變形），且在荷載進(jìn)一步增大的情況下，這樣的變形更為明顯；在施加的荷載達(dá)到561.9kN后，兩側(cè)翼緣板之間能夠觀察到“張口”形變，此時(shí)螺栓頸縮現(xiàn)象明顯，表示該構(gòu)件無法繼續(xù)承載?？傮w來說，在翼緣板與高強(qiáng)螺栓的強(qiáng)度具有一致性時(shí)，施加荷載后，兩者的伸長(zhǎng)量與極限承載力基本一致；產(chǎn)生破壞后，翼緣板發(fā)生塑性變形、高強(qiáng)螺栓斷裂。對(duì)于試件2來說，在對(duì)高強(qiáng)度螺栓完成預(yù)拉力的施加后，兩側(cè)翼緣板表現(xiàn)出緊密接觸的狀態(tài)；在施加的荷載提升至273.3kN后，依托肉眼可以觀察到兩側(cè)翼緣板的變形；在施加的荷載超過273.3kN后，兩側(cè)翼緣板的變形情況更加嚴(yán)重，整個(gè)試件進(jìn)入屈服承載力狀態(tài)；在施加的荷載提升至384.5kN后，兩側(cè)翼緣板的形變?cè)龃?，且能夠觀察到“張口”形變，此時(shí)螺栓頸縮現(xiàn)象明顯，表示該構(gòu)件無法繼續(xù)承載?？傮w來說，當(dāng)翼緣板厚度較低、螺栓直徑較大時(shí)，施加荷載后，翼緣板的變形量高于螺栓的伸長(zhǎng)量，螺栓在翼緣板的邊緣產(chǎn)生撬力作用；產(chǎn)生破壞后，翼緣板與螺栓相接觸的區(qū)域可以用肉眼觀察到極為明顯的塑性變形。對(duì)于試件3來說，在對(duì)高強(qiáng)度螺栓完成預(yù)拉力的施加后，兩側(cè)翼緣板表現(xiàn)出緊密接觸的狀態(tài)；在施加的荷載提升至420.7kN后，兩側(cè)翼緣板依舊表現(xiàn)出貼合狀態(tài)，且基本不存在縫隙；在施加的荷載提升至538.7kN后，肉眼可以觀察到兩側(cè)翼緣板的變形，螺栓頸縮；在施加的荷載提升至598.6kN后，螺栓桿發(fā)生斷裂?？傮w來說，當(dāng)翼緣板剛度大于螺栓剛度時(shí)，在施加荷載的情況下，翼緣板不會(huì)發(fā)生變形情況；但是螺栓的伸長(zhǎng)量會(huì)隨著荷載的增加而增加，一旦伸長(zhǎng)量超過極限值后，螺栓會(huì)發(fā)生斷裂；在螺栓斷裂時(shí)，翼緣板依舊穩(wěn)定在彈性階段。

3.1.2螺栓直徑因素與承載力之間的關(guān)系分析對(duì)于試件4來說，在對(duì)高強(qiáng)度螺栓完成預(yù)拉力的施加后，兩側(cè)翼緣板表現(xiàn)出緊密接觸的狀態(tài)；在施加的荷載提升至448.1kN后，兩側(cè)翼緣板依舊表現(xiàn)出貼合狀態(tài)，且基本不存在縫隙；在施加的荷載超過448.1kN后，整個(gè)試件逐漸進(jìn)入屈服承載力狀態(tài)；在施加的荷載提升至601.2kN后，兩側(cè)翼緣板之間存在肉眼可見的變形，腹板存在屈服變形；在施加的荷載提升至635.6kN后，腹板不宜繼續(xù)承載。與試件1的變形情況進(jìn)行對(duì)比能夠得出，隨著高強(qiáng)螺栓直徑的不斷增加，試件的變形能力表現(xiàn)出下降趨勢(shì)，且破壞形態(tài)也發(fā)生改變。此時(shí)的破壞形態(tài)并不是翼緣板與螺栓破壞，而轉(zhuǎn)變?yōu)楦拱迤茐摹?/p>

3.1.3螺栓位置因素與承載力之間的關(guān)系分析將試件5與試件6的變形情況與試件1進(jìn)行對(duì)比，能夠得出：在對(duì)高強(qiáng)度螺栓完成預(yù)拉力的施加后，3個(gè)試件的變形情況基本一致，且變形能力與破壞形態(tài)也表現(xiàn)出了高度相似的情況，最終呈現(xiàn)出螺栓斷裂、翼緣板形變過大?？傮w來說，依托螺栓至翼緣板邊界距離的調(diào)整，無法對(duì)試件的變形能力與破壞形態(tài)產(chǎn)生變化。將試件7的變形情況與試件1進(jìn)行對(duì)比，能夠得出：在各個(gè)變形階段中，試件7的變形能力高于試件1，最終試件7因?yàn)橐砭壈迩l(fā)生損壞。總體來說，依托螺栓與腹板邊界之間的距離調(diào)整，能夠改變?cè)嚰淖冃文芰εc破壞形態(tài)，且隨著該距離的增大，試件變形能力更強(qiáng)，破壞形態(tài)逐漸轉(zhuǎn)向翼緣板屈服破壞。將試件8、試件9與試件10的變形情況與試件1進(jìn)行對(duì)比，能夠得出：在各個(gè)變形階段中，4個(gè)試件的變形情況基本一致，且變形能力與破壞形態(tài)也表現(xiàn)出了高度相似的情況，最終呈現(xiàn)出螺栓斷裂、翼緣板形變過大?？傮w來說，依托螺栓橫向間距、螺栓中心至翼緣板側(cè)邊界距離的調(diào)整，無法對(duì)試件的變形能力與破壞形態(tài)產(chǎn)生變化。

3.2承載力分析

得到的試件承載力數(shù)據(jù)如表2所示。能夠看出，改變翼緣板厚度與螺栓直徑對(duì)連接節(jié)點(diǎn)承載力的影響程度更大，在兩參數(shù)增大的條件下，T型連接節(jié)點(diǎn)的承載力均有所提升。

4總結(jié)

綜上所述，在翼緣板厚度增大的條件下，施加荷載后其變形能力下降，破壞形態(tài)逐漸由翼緣板破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槁菟U斷裂；在螺栓直徑增大的情況下，試件的變形能力下降，破壞形態(tài)逐漸由翼緣板與螺栓破壞轉(zhuǎn)變?yōu)楦拱迤茐?；依托螺栓橫向間距、螺栓中心至翼緣板側(cè)邊界距離的調(diào)整，無法對(duì)試件的變形能力與破壞形態(tài)產(chǎn)生變化。

參考文獻(xiàn)：

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作者：張慶勛 單位：云南工商學(xué)院