模塊化鋼框架組合柱軸壓承載力數值模擬研究

張 周 劉仲洋 楊 晗 崔秀軍

(河北建筑工程學院,河北 張家口 075000)

0 引 言

模塊化建筑鋼結構構件通過工廠預制、現場拼裝的方式提高了施工效率和質量,更加節能環保.其中各模塊間的穩定連接是實現模塊化建筑整體穩定性的基礎,模塊化建筑鋼結構節點連接形式以螺栓連接、焊接為主,還有部分采用預應力連接和自鎖連接.在新型節點研究方面,Lee等人提出并研究了外套筒式連接和平板-螺栓連接節點的受力特點[1];Gunawa等人提出一種雙向連接的蓋板螺栓連接方式并測試其抗剪性能[2];Annan等人提出了一種箱式模塊結構的全焊接雙交叉鋼支撐節點,將上下模塊單元通過模塊柱端部的蓋板焊接在一起[3].

不同形式的節點連接形式也改變了傳力路徑以及下部豎向傳力構件的力學特征及穩定性,其構件靜力性能是其在正常使用下保持穩定的表征.針對方鋼管柱的靜力性能研究方面,同濟大學的劉康對一種螺栓連接方鋼管柱-柱節點進行了軸壓破壞試驗,分析了受力特征和破壞形式[4];東南大學的馬成對冷成方鋼管柱進行了ANSYS軸壓模擬,并與試驗對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點螺栓和焊縫過多、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,在框架結構中,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,是主要的豎向受力構件.已有文獻多注重不同節點自身性能,缺乏因節點構造改變對梁、柱等構件的影響研究;而在此新型內套筒連接節點中,模塊柱作為主要豎向受力構件,柱端開孔以及套筒的加入會對模塊柱的受力性能產生一定影響,所以有必要對新型節點柱進行相關研究.

1 組合柱構造及尺寸設計

本文基于一種模塊化鋼框架內套筒連接節點,其中組合柱采用方鋼管柱形式,并在上下端插入內套筒連接件,緊固件使用對穿螺栓,同層中柱處最多可形成4根組合柱,在節點域可達到“八柱十六梁”連接要求,具有綠色環保、質量控制、節約成本、方便拆卸等方面的優勢,避免了螺栓過多和大量焊縫的情況出現,能夠有效解決模塊化鋼結構連接節點的裝配、后期拆卸等問題,角柱構造三維示意如圖1所示,組合柱如圖2所示.

圖1 角柱構造三維示意圖 圖2 組合柱示意圖

為了突出此類節點對單柱構件軸壓承載力的影響,對角柱采用1/3縮尺模型尺寸進行幾何建模,組合柱由方鋼管柱、上下端內套筒連接件以及對穿螺栓組成,其中組合柱高H,方鋼管柱高h1,方鋼管寬度b,方鋼管厚度為t,柱兩端墊板厚度均為10mm,內套筒厚度均為10mm,內套筒高度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,模型編號分別為YT1、YT2、YT3、YT4、YT5.為了對比在不同寬厚比下,加入螺栓和內套筒對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行對比分析,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,內套筒截面尺寸130mm×130mm×10mm;高強對穿螺栓采用M16規格的10.9級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;本構參考參考文獻[7,8]中的數據,采用多線性隨動強化模型,材料參數見表2.

表2 主要材料參數

使用映射網格劃分方式對模型進行細分網格劃分,并在相應位置進行網格邊長尺寸的調整,經過多次網格劃分,在內套筒、對穿螺栓和方鋼管兩端開孔部位進行適當的網格加密,選擇5mm網格尺寸,柱中部分沿柱長方向按1/20進行劃分,且確保方鋼管柱、內套筒壁厚方向以及螺帽厚度方向有兩層網格,保證計算結果的精確性,模型網格劃分如圖3所示.

圖3 組合柱網格劃分

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,保證柱能夠產生軸向壓縮變形,采用位移控制加載,提高計算收斂速度和精度.進行有限元建模時需要考慮柱子的初始缺陷,在柱端給與微小擾動,考慮柱長L/1000,與在屈曲分析中得到一階失穩位移最大值的比值得出缺陷比例系數Factor,利用Upgeom命令施加初始缺陷;采用Von Mises屈服準則,即在一定的變形條件下,當受力物體內一點的等效應力達到某一定值時,該點就開始進入塑性狀態.在計算結果中,材料的屈服應力σy應不小于mises應力值,計算公式如下:

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為主應力.

試件破壞分為材料強度破壞以及幾何失穩破壞,通過不同分析方法得到的組合柱承載力極限值以及應力最大值分布情況,判斷試件為幾何失穩破壞.特征值屈曲分析前需要打開預應力影響開關,進行靜力計算和線性屈曲分析,得到組合柱一階失穩模態;隨后打開大變形開關,進行非線性屈曲分析,將一階失穩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提取破壞形態圖及應力、應變云圖,并利用時間后處理POST26提取力與位移關系,繪制軸向荷載-應變曲線和荷載-位移曲線.

2.2 模型驗證

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

圖4 本文有限元荷載-位移曲線 圖5 文獻中荷載-位移曲線

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

表4 承載力誤差表

3 有限元模擬結果分析

3.1 破壞形式

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

如圖6,有內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生面外屈曲和面內屈曲變形,而YT3、YT4和YT5分別產生面內凹和外凸變形,其中YT4非加載端第二個螺栓發生材料強度破壞;無套筒組WT1、WT2和WT3均在垂直和平行于螺栓方向上發生面內屈曲和面外屈曲變形.

圖6 柱破壞形態圖

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

試件最大應力位置均出現在高強對穿螺栓上,隨著寬厚比的增大,螺栓桿中部的豎向變形越來越小,而且螺栓上的應力向中部發展,最大應力值由1020MPa減小到950MPa,與方鋼管沒有進行開孔的一側相比,開孔側截面剛度減小,方鋼管螺孔周圍應力集中現象越來越明顯,但內套筒螺孔應力減弱.

3.2 承載力分析

采用規范[9]所規定的公式并查表求得方鋼管柱軸心受壓穩定承載力,計算方法如下:

N=φAf

(4)

式中:φ——穩定系數;

A——柱截面面積(mm2);

f——Q345鋼材屈服強度(MPa).

當寬厚比b/t≤20時,按c類截面進行計算;當b/t>20時,按b類截面進行計算,穩定系數查表取φ,將鋼材屈服強度f=345MPa和截面面積A代入公式(4)得出穩定承載力,并與有限元模擬結果Fe進行比較.

如圖7、8所示,與無套筒方鋼管柱相比,加入內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,加入內套筒對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算穩定承載力誤差均在10%之內,說明有限元分析結果可靠.

圖7 軸向荷載-位移曲線對比 圖8 極限承載力對比

表5 承載力誤差表

3.3 內套筒受力分析

對加入內套筒的組合柱,建立6組對比模型,通過參數分析,改變內套筒的厚度、高度及螺孔半徑,分析不同內套筒的受力與應力分布情況,并與BASE模型進行對比,得出組合柱中內套筒尺寸參數的最優取值范圍,試件尺寸如表6所示.

表6 不同組合柱內套筒尺寸

由于軸壓荷載下,上下部受力呈對稱狀態分布,因此只取下部套筒進行分析,不同內套筒加載后的應力云圖如圖9所示.減小套筒厚度后的NH-1螺孔之間的應力增大,受到螺栓的擠壓作用變得更明顯,最大應力與BASE相比增大了10MPa,并且套筒底部螺孔與墊板之間區域的應力增幅較大,有明顯應力集中現象,而增大套筒厚度后,NH-2最大應力稍有降低,應力集中現象消失,外部螺孔周圍應力減小;當減小內套筒的高度至220mm,NG-1最大應力無明顯變化,但來自最下部螺栓的壓力增大,應力有向墊板發展的趨勢;而當套筒高度增加到300mm時,NG-2與方鋼管內壁的接觸面積增大,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,可見內套筒高度對節點柱承載力影響程度較小,而且在內套筒尺寸設計時,應注意確定合適的高度.螺孔間距減小后,KJ-1的最大應力與BASE相比減小了3.5%,增大孔距至90mm后,KJ-2的最大應力也有所下降,但由于螺孔邊距變小,應力也在向套筒頂部和底部發展.

e)NG-2 f)KJ-1 g)KJ-2圖9 內套筒應力云圖

4 結 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,并對其進行了受力分析,得到以下結論:

(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套筒后,柱的極限承載力增長率隨寬厚比的減小而增大,柱寬厚比越小,內套筒連接件對柱承載能力的改善效果越好,說明可利用相對厚度大的內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柱應力發展造成一定影響,降低了組合柱的極限承載力,內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)內套筒高度不應過小或過大,宜取250mm左右;壁厚較小的內套筒容易引起應力集中現象并導致套筒提前破壞,厚度過大不夠經濟,故厚度取值范圍宜在8～12mm;螺孔間距對承載力影響不大,但改變了套筒受力位置,設計時取70mm左右為宜.

(4)此類模塊化建筑鋼結構梁柱連接節點構造會對其所連接柱構件的軸壓承載力產生影響,說明除了對節點本身進行性能研究,還應對其所連接構件進行研究;所用有限元建模方法有效,可用于相關數值分析.