装配式冷弯型钢结构典型连接的试验研究

时间：2024-07-06

罗岳

（广西路建工程集团有限公司，广西南宁 530001）

0 引言

装配式冷弯型钢结构建筑（MSB）是一种现代风格的建筑形式，它将传统的建筑形式划分为三维装配式单元，这些单元在工厂中预制后运输到现场，组装成一个整体构建块。装配式建筑具有施工快捷、工程质量优越、节省人力、环境影响小等突出优势［1］，具有广阔的发展前景。装配式冷弯型钢结构建筑主要用于施工速度要求高、对周边环境影响小、施工场地有限的项目，如疫情防控医院、战时营地、数据中心、学生宿舍、城市酒店公寓等［2］。

装配式冷弯型钢结构建筑模块间的连接主要采用焊接、螺栓连接和少数预应力连接。目前的焊接方法仍难以实现上、下柱底板的四面焊接。螺栓连接对安装精度有严格要求，需要在梁或柱上开孔，安装时容易与模块的建筑装饰发生冲突；预应力连接虽然避免了现场焊接和预留操作孔，但是预应力连接的施工复杂，施工要求相对较高。目前大多数装配式冷弯型钢结构连接的研究都集中在半结构模块化单元系统［3］（具有结构构件长度的试样，即考虑到拐点的梁和柱），然而失效主要发生在梁边缘或柱端部，在连接区仍有明显的承载力过剩，因此无法获得模块间连接的承载力和计算方法。当出现构件破损及承载力下降等情况时，为保证装配式冷弯型钢结构的稳定性，必须采用不同的组合方式提高装配式冷弯型钢结构的承载力。在构件破损等灾害条件下，受拉力和剪切力的影响，为了避免发生永久性破坏，需要将荷载分布至邻近的构件上［4］。其中，转动螺帽及螺钉对调节剪切及拉力有非常重要的作用。本研究对旋转模块的节点力学行为（即转动部分抗拉、抗剪性能）进行系统深入的分析，开展2 套旋转模块间节点抗拉、抗剪试验，结合数值模拟结果，揭示其抗拉、抗剪力学行为及失效机制。

1 试样和设置

1.1 拉伸试样

为研究旋转式模块间连接的抗拉承载力，本文制作了2个全尺寸连接试件进行测试。试样T1采用原型项目的实际尺寸；试样T2与试样T1一致，只是增加了下角顶板的厚度（即T1 为16 mm，T2 为20 mm）。装配式柱使用截面尺寸为200 mm×200 mm×18 mm 的矩形钢管，确保失效发生在模块间的连接处。顶部和底部的装配式柱高为300 mm。此外，在装配式冷弯型钢结构柱的末端焊接矩形端板和带孔的耳板，并焊接12 mm 的加劲肋骨以加强对冷弯型钢结构的保护。

角配件和装配式立柱由Q345B 钢制成。连接器的连接板和其余部分采用G20Mn5QT 低合金铸钢制造。根据《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》［5］规范中的要求，通过材料试验确定试验使用材料的性能（见表1）。试验结果表明，钢材强度符合设计要求。

表1 试验使用材料的性能

1.2 剪切试样

在X 和Y 两个方向上，旋转模块组件之间的连接节点为不均匀分布，因此设定两个方向上的抗剪实验同时进行。在X 方向上的样本被设置为S1，在Y 方向上的样本被设置为S2。在测试过程中，采用1 个1 500 t的压力机加载样品。压力机将压力作用在中间组件的横梁上，从而在联接部位产生剪裁效应。正式载荷前会有一个预载荷，载荷开始时，形式载荷的数值按每个阶梯递增50 kN，到了平稳载荷阶段，每个阶梯都是100 kN。在接近最大负载时，将负载降低至50 kN［6］。

除了剪切方向不同，试样S1 和S2 的其他设置是相同的。天花板托梁和地板托梁的高度为200 mm，矩形钢管的截面为200 mm×200 mm×18 mm。在装配式梁的端部焊接方形端板和加载支架，并焊接用于加固的加劲器。

2 测试结果分析

2.1 拉伸试验分析

利用压力机测得拉伸相关数据，由位移传感器LVDT 计算出上、下角度的相对位移。由力传感器检测载荷，可以直接计算连结区的拉力。图1 为张力测试得到的载荷—位移曲线。在初始加载阶段，2 种试样的荷载—位移线基本一致，在结合部的拐角部位无显著的变形；当加载至1 350 kN 时，其变形随加载速度加快而改变，上、下角位移可达1.9 mm。试验研究过程中，在下角配件的顶板和下旋转部件的底板处，都观察到极大的屈曲变形，在装配式柱中，变形不显著。在428 kN 的负荷下，由于下转动部分的基座与螺杆的连接处发生断裂，试验终止［7-9］。以T2为例，当荷载为400 kN 时，下部角钢的顶板发生失稳，其上、下角钢的相对位移量为2.0 mm；在下部转动构件中，基座和螺杆之间的连接部位也出现脆断现象。试件T1 具有428 kN 的最大负荷，试件T2 具有528 kN的最大负荷，T2 试件下角管件的顶板厚度和最大承载力较T1试件分别增加25%和23%。结果表明，下角钢接头的顶板厚度是影响装配式冷弯型钢结构节点极限抗拉承载力的主要因素。

图1 张力测试的荷载-位移曲线

从2个试样的8个应变仪获得的应变数据如图2所示。试件T1和试件T2装配式柱和角部拟合处应变值的变化分别如图2（a）和（b）所示。可以观察到，应变仪1-4 的装配式冷弯型钢结构应变值保持在较低水平，并呈线性发展，表明装配式柱始终处于弹性应力状态，符合实验预期；角拟合处的应变值在不同位置显示出不同的应变变化；应变仪5-6 的应变值较低，但始终高于装配式柱的应变值；应变仪7-8 的应变增加率远高于装配式柱的应变增加速率，应变值更早进入非线性阶段。主要原因是应变仪7-8所在的角配件的位置位于下部旋转部件底板的弯曲方向，导致角配件的侧壁在该方向上屈服。此外，在2 个试样中都观察到角部配件的非弹性屈曲，进一步表明在轴向张力中，角配件是连接的关键部件。

图2 应变数据

2.2 剪切试验分析

对旋转模块间的连接进行不同方向的剪切试验，结果如图2 所示。装配式冷弯型钢结构2 个试样的极限破坏模式是下部旋转部分的螺栓杆断裂。试样S1 的极限载荷为4 546 kN，试样S2 的极限载荷为4 658 kN。对于旋转模块的连接，试验施加的剪切力方向对连接的极限剪切能力影响不大，主要因为2个试样的极限载荷差值在2.5%内，并且当试验达到极限载荷时，2个方向的剪切面积（螺栓杆的剪切部分）是相等的。剪切试验的载荷—位移曲线可以从试验机的输出数据得到（如图3所示）。该曲线一般可分为以下4个阶段。

图3 剪切试验的载荷—位移曲线

（1）第Ⅰ阶段是摩擦阶段。剪切力由下部旋转部分螺栓杆的预紧力产生的摩擦力支持，这个阶段的关键状态是克服初始摩擦。在安装试样的过程中，螺栓的预紧力没有得到很好的控制。由于预紧力较小，试样S1 的阶段I 并不明显，试样S2 由于预紧力相对较大而很明显。

（2）第Ⅱ阶段是滑移阶段。在这个阶段，连接件在转角配件的孔中滑动，2个剪切方向的滑动距离等于孔中的间隙。这个阶段的关键状态是连接板与角配件的孔壁接触。

（3）第Ⅲ阶段是轴承阶段。连接件和转角配件的孔壁相互挤压，载荷—位移曲线保持线性关系。这个阶段的关键状态是转角接头顶板的承载失效。

（4）第Ⅳ阶段是加固阶段。负荷—位移关系是非线性的，连接失效由角部配件的塑性变形引起。

3 有限元和参数分析

为充分了解荷载作用下连接的力传递机制及各种参数对其结构性能的影响，使用有限元软件ABAQUS 的Standard 6.13 版本对试样进行研究。在有限元模型中，对材料、几何形态和接触非线性进行建模。所有组件均采用8 节点线形砖，进一步减少所有组件集成，并采用沙漏控制元件类型（C3D8R）。同时，为每个部件选择合适的网格密度，确保精度并最大限度地减少计算时间。柱和梁的网格单元尺寸为20 mm，连接和角配件的网格单元大小为10 mm，以保证提供最合理的测试结果。通过网格收敛性研究，检查单元大小的适当性。连接中的焊接接头使用表面到表面的连接约束进行建模。试样的接触界面被建模为表面到表面的无摩擦硬接触相互作用。

3.1 拉伸模型

通过建立与拉伸试样尺寸相同的有限元模型，模拟旋转模块间连接的拉伸试验。从试验数值分析中获得的荷载—位移曲线如图4 所示。由图4 可知，有限元可以很好地预测弹性阶段试样的结构行为。在本试验中，由于下部旋转部件的铸造质量差、材料质量发生变化的原因，2个试样的脆性断裂分别发生在3.5 mm 和4.5 mm 的位移处。在之前的试验中，屈服后的下部旋转部件显示出足够的延性和结构承载力，主要原因是有限元中没有考虑断裂材料模型。

图4 有限元分析及试验的荷载—位移曲线对比

3.2 屈服和极限载荷

图5 为有限元模型的屈服值和极限值。本文以有限元模式的最大承载量为极限负荷，以屈服负荷为模式的初始负荷。图5（a）表明，增加下拐角节点的顶板厚度能明显地改善节点的极限抗拉负载，但对抗拉屈服负载几乎没有什么作用（增加0～6 mm的顶板厚度仅可以将屈服负载从225 kN 提高至238 kN）。图5（b）表明，当较低的转动部分的底板厚度增大时，所述接头的抗拉屈服负载和极限负载均增大。此外，L0模型比R0模型屈服荷载更大，R0模型从526 kN增加到609 kN，而L0模型从526 kN增加到645 kN。

图5 有限元模型的屈服值和极限值

在最大拉伸载荷下，装配式冷弯型钢结构模型中的von Mises（冯·米塞斯分布）应力分布如图6 所示。从图6可以看出，装配式柱、连接板和上角配件的应力较小，最大应力出现在下角配件的顶板和下旋转部件的底板。为了进一步探讨影响连接抗拉承载力的关键因素，采用有限元法对下角配件顶板和下旋转部件底板的厚度参数进行分析。表2为进行参数分析时所选参数的值和符号。相对于试验中的原始尺寸，计算下角配件的顶板（L）和下旋转部件的底板（R）的厚度增量。L2-R0 表示下部旋转部件的底板厚度保持不变，而下部角配件的顶板厚度增加2 mm。

图6 拉伸应力分布

表2 拉伸模型的参数值