一种新型H形截面钢柱预压抗弯型节点的受力性能研究

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    引言
   
    在钢框架结构中,柱与柱的拼接一般采用文献中推荐的连接形式,即腹板采用高强度螺栓连接,或全部采用焊接连接,对H形截面柱翼缘通常采用完全焊透的坡口对接焊缝连接。这些拼接形式按等强度原则进行设计,具有良好的受力性能,应用广泛。但这些拼接节点现场焊接工作量较大,或螺栓使用较多,安装不便,难以满足钢结构快速、绿色施工的需要,不利于降低装配式轻钢结构的施工成本和缩短工期。目前,国内外学者对拼接柱的研究多集中在常规拼接节点柱的稳定性、拼接后对柱的屈服及承载能力的影响,或柱拼接的接触分析等,主要侧重于对常规柱拼接形式受力性能的研究,缺乏对柱拼接形式的改进,使其工厂加工工艺简便,装配快速。
   
    为此,本文提出了钢柱预压抗弯型柱拼接节点,此拼接节点在近层高的1/3~1/4处对接,如图1所示。对接柱翼缘端面经过铣平加工且紧密结合,腹板采用摩擦型高强度螺栓实现抗剪。在距离拼接点一定距离的腹板上焊接法兰板,法兰板下部对称焊接两个加劲板。采用4个纵向加长高强度螺栓贯穿法兰板,实现柱段拼接。节点受力机理为对高强螺栓施加预拉力后,将对翼缘铣平端面产生顶紧作用,从而产生预压力。利用此预压力产生的摩擦力可抵抗部分剪力,利用压应力的增减抗弯。有效利用了加长高强度螺栓的高预拉力产生的抗弯抗剪能力。
   
    由于纵向高强螺栓需要施加较大的预拉力,使得螺栓孔周围的法兰板将产生局部压应力。因此在法兰板下对称设置的加劲板可防止法兰板发生屈曲变形,从而形成合理的传力路径,保证柱抗弯刚度的连续性。安装节点时,首先将柱翼缘对齐,腹板拼接板处摩擦型高强度螺栓按普通螺栓一般拧紧,然后安装纵向高强度螺栓并对其进行张拉,最后对连接腹板拼接板的摩擦型高强度螺栓施加预拉力。
   
    为研究这种新型钢柱拼接节点受力性能,本文通过3个试件的拟静力试验,量测节点连接承载力及各拼接组成部分应变值,分析验证节点是否符合最初设计的传力路径和受力机理。通过分析节点组成部件的应力分布规律及首先屈服的区域,得到拼接节点的破坏模式和各组件对节点性能的影响因素,以及对柱整体性能的影响。为改进轻钢结构装配形式提供有效途径。
   
    试验概况
   
    试件设计
   
    试验设计了3个试件,编号为C1-1、C1-2、C1-3,3个试件详细构造及几何尺寸均相同,见图2.柱采用焊接H形截面钢,规格为HW250×250×9×14,试件及零部件钢材均采用等级Q345B,气体保护焊。材料试验取样部位为柱翼缘,厚度14mm,主要力学性能指标见表1.
   
    腹板拼接处采用8.8级M20摩擦型高强度螺栓,连接法兰板的加长高强度螺栓采用10.9级M30摩擦型高强度螺栓,抗剪摩擦系数0.4.
   
    试验装置与加载制度
   
    试验在同济大学建筑结构实验室完成,试验加载装置见图3,柱底用M56锚栓固定于实验室刚性地面地槽,水平加载点位于距离拼接点1m处。通过500kN千斤顶施加水平往复荷载。柱顶设置1000kN液压千斤顶,对柱顶施加600kN的轴向压力。千斤顶上端固定在反力架上,下端采用球铰与试件连接。
   
    在正式试验前,进行1次预加载。预加载幅值为3kN,往复荷载循环1周。试验正式加载采用荷载-位移控制,屈服前采用荷载控制,屈服后采用位移控制。具体加载方法如下:1)在柱顶施加竖向荷载,加143(a)立面图(b)A-A剖面图(c)B-B剖面图图2试件几何尺寸及构造载至轴力600kN左右(对应柱的实际轴压比n=0.24),并在整个试验过程中保持恒定;2)在距离拼接点1m处施加水平反复荷载,加载分两阶段进行,从P=40kN开始,按40kN为荷载级差,每级循环1次,直至试件屈服。试件的屈服判定是以试件截面个别部位的应变大于钢材屈服应变εy为依据,试验中以柱拼接处翼缘应变大于屈服应变作为试件屈服标志。屈服后按位移计D1和D3(位置见图3a)的位移差作为加载控制位移,从5mm开始,循环一次,按2.5mm为位移级差,从7.5mm开始每级循环2次,直至试件上下段错位严重,试件丧失承载力而无法加载时停止加载。试验前用校正好的扭矩扳手按照计算的扭矩值和规定的顺序对每个螺栓施加预拉力。试验定义加载方向,推(向右)为正向,拉为反向,先施加正向推力。
   
    测点布置试件位移计及应变片布置如图3、4所示。其中位移计D1、D2、D3用来量测拼接柱的水平位移及相对转角;D5、D6斜向交叉布置在拼接节点区,用以量测节点域的剪切变形;柱翼缘及纵向加长高强度螺栓上布置单向应变片,分别测量柱翼缘的应变及高强螺栓的应变状况;腹板拼接板、法兰板、加劲板上布置三向应变片,测量相应部位的应力变化。测点编号如图4所示。
   
    试验结果及分析。
   
    试件破坏模式各试件都经历了预定加载过程,但试件C1-1和C1-2由于柱顶千斤顶与反力架连接紧固严密,使得极限荷载比试件C1-3大。3个试件破坏模式基本相同,以下以试件C1-1为例说明试件的破坏过程。
   
    当正向加载至190kN时,腹板拼接板滑移,翼缘局部压屈变形;当反向加载至水平位移30mm左右时,柱翼缘屈曲,呈1个半波状,变形发展充分。此时法兰板和加劲肋未出现明显的变形,但柱端位移增大,纵向高强度螺栓松动,不再保持竖直;当正向加载至水平位移40mm左右时,由于纵向螺栓的松动导致柱翼缘连接处错位,使得上部柱连接处翼缘从下部柱翼缘脱开,腹板拼接板滑移转动,螺栓滑丝。
   
    图5为试件C-1的破坏情况。试件最终由于加长高强螺栓的预拉力损失且柱上下翼缘错边而破坏。滞回曲线图6为试件的水平荷载-位移(P-Δ)滞回曲线。
   
    从图6看出,试件C1-1和试件C1-2滞回曲线相似,呈明显的梭形,曲线平滑。试件C1-3由于试验时柱顶部千斤顶的铰接端与竖向反力架没有紧密结合,导致位移较大;在水平往复荷载作用下,柱位移最大40mm,极限荷载330kN.从滞回曲线看,曲线包络面积小,耗能小。柱拼接节点未出现塑性铰,节点刚度大,能够抵抗和传递弯矩、剪力等内力,从而保证柱承载能力及抗弯刚度连续性。
   
    加长高强度螺栓应变图7为加长高强度螺栓测点应变随荷载的变化情况,从图中看出,两螺杆并未表现出相同的应变变化趋势。原因是当节点处于往复荷载作用下,两螺杆本应处于拉压交替状态,但由于直径大,强度高,存在应力变化滞后现象。图7a为左侧螺杆应变发展情况,其值较小,在节点达到破坏荷载时,螺杆应变保持在较低水平;最大应变发生在测点S1,仅为168.3×10-6.图7b为右侧螺杆应变发展情况,可以看出,其极值应变可达-647.3×10-6(测点S1),且右侧7个测点应变值趋于均匀。比较两侧螺杆的应变分布可知,左侧螺杆应变分布不均匀,靠近上部法兰板部位变化较大。主要原因在于法兰板开孔处存在应力集中现象,而螺杆在孔洞处与法兰板接触紧密,法兰板应力集中后造成应力重分布必然对螺杆产生影响。
   
    柱翼缘应力3个试件柱翼缘应力变化情况相似,因此,仅以试件C1-1为例进行分析。根据试验数据得到上柱右侧(远离加载点一侧)翼缘测点应力分布,如图8所示,分析中仅给出弹性阶段应力分布状况。
   
    从图8可看出:1)在正向加载时,靠近拼接缝处测点S35应力较大,可达253.99MPa,应力随着远离拼接缝而逐渐减小。此变化规律与试验现象相吻合,试验时观察试件柱翼缘在拼接缝附近区域首先发生屈曲变形。主要原因在于柱翼缘的顶紧作用使(a)正向加载(b)反向加载图8上柱右侧翼缘应力分布得节点承受水平往复荷载作用后,此处较为薄弱。
   
    虽然理论上翼缘始终处于压紧和松开的交替状态,但由于对纵向高强度螺栓施加了预拉力,且高强螺栓强度很高,使得翼缘顶紧作用较强,松开状态不可能出现,从而导致该部位最先发生局部失稳;2)反向加载时,只有靠近翼缘拼接缝处的测点S34、S35处于受压状态,最大压应力90.22MPa.而远离拼接缝的测点随着荷载增大,逐渐由受压转变为受拉状态。
   
    图9为下柱右侧翼缘测点应力曲线,由图可见,测点S36首先达到屈服状态,屈服荷载为220kN.通过对比图8上柱翼缘应力,可以看出,下柱翼缘应力变化特征与上柱相似,即在靠近拼接缝区域应力较大。但下柱翼缘应力值较上柱翼缘应力值大,主要原因是施加竖向轴力后,柱处于受压状态,而加载点在上柱,故上柱处于交替循环拉压荷载作用下,其压应力能得到一定抵消;对下柱,其柱端固结于地槽,始终处于受压状态,故其压应力增大速率远超过上柱,使得拼接缝处翼缘率先屈曲变形,导致上下两翼缘错开,顶紧作用消失。
   
    柱翼缘测点应变图10给出试件C1-1上柱典型测点的荷载-应变曲线,包括位于拼接缝附近的测点S34、S35和远离拼接缝的测点S31.比较图10a、10b看出:1)在初始加载时应变增加缓慢,当荷载到达约P=+330kN时,位于钢柱拼接缝处翼缘应变急剧增加。测点S35的极限应变146(a)正向加载(b)反向加载图9下柱右侧翼缘测点应力分布,高于测点S34.由于两测点关于翼缘轴线对称,受力状态一致,理论上极限应变应相等。
   
    但由于竖向加载略微偏心,所以最先屈服的是测点S35附近。从试验现象看,当加载至约P=+190kN时,翼缘开始出现屈曲变形,由于施加预拉力后的加长高强度螺栓的连接作用较强,所以节点仍可继续承载,但翼缘变形迅速发展,导致顶紧作用被削弱。
   
    2)远离翼缘拼接缝处的测点S31应变较小,最大值0.762×10-3,比测点S35减小84.8%.直至加载结束,此区域附近应力仍未达到屈服。
   
    图11为下柱典型测点荷载-应变曲线,可以看出,下部柱翼缘始终处于受压状态,其变化总体趋势与上柱一致,但应变远大于处于对称关系的上柱翼缘。测点S36的最大应变值达7.962×10-3,而距拼接缝较远的翼缘测点S38始终处于弹性工作阶段。
   
    法兰板及加劲肋应变强度分布图12为法兰板测点应变强度随荷载的变化曲线,纵坐标为应变强度εe,表达式为:εe=槡23(ε1-ε2)2+(ε2-ε3)2+(ε3-ε1)槡2(1)其中:ε1、ε2、ε3分别为应变花测得的三向应变值。
   
    作为节点传力的重要构件,法兰板的设计受力合理,传力高效可靠。2)上柱法兰板最大应变远大于下柱,从图中看出,上柱法兰板测点T1的最大应变值约为下柱法兰板测点T19的4.3倍。主要原因是加载点在上柱,在往复荷载作用下,纵向高强度螺栓上部侧移较大,导致与之接触相连的法兰板应力较大。
   
    图12b、12c分别为上、下柱加劲肋的荷载-应变强度关系曲线。从图中看出,靠近两条焊缝交汇处的测点T3(上柱)和T13(下柱)为各自加劲肋测点中应变最大点,分别为1.704×10-3和0.160×10-3,其中测点T3的应力已接近屈服强度。远离焊缝交汇处的加劲肋测点T4、T5和T14、T15应变值偏小,随荷载的增加应变基本不变。总体看来,加劲肋的加劲作用明显,有效提高了节点的承载力和刚度。同时为法兰板提供了固定支座,增强了法兰板的抗屈曲能力。由于加劲肋面内刚度较大,因此,可以减小法兰板厚度,从试验结果看,本试验试件的法兰板厚度取值略大。
   
    节点区荷载-剪切角关系节点核心区的变形主要由节点区域的剪切变形引起,采用节点域剪切角来研究对节点转动能力的影响。参考文献[9],根据节点域对角线在试验中的变形值来计算节点域剪切角,各试件节点域剪切变形的测试区域以及试验中的测点布置见图4.剪切角计算式为:γ=h2wc+h2槡wbhwchwb×δ6-δ52(2)其中:hwc为节点区高度;hwb为节点区宽度;δ5和δ6分别为位移计D5、D6测得的位移值。
   
    图13为各试件荷载-剪切角关系曲线,从图13看出:1)加载初期,剪切角增大缓慢。原因是在纵向高强度螺栓的预拉力作用下,两段柱拼接作用显着。
   
    但试件C1-1在施加高强度螺栓的预拉力时,由于缺乏控制预拉力施加经验的原因,使得试件C1-1在加载初期就产生了剪切角;2)在低周往复荷载作用下,节点受到拉压交变荷载交替作用,剪切角逐渐增大。
   
    但从图13b中看出,在剪切角急剧增加之前,剪切角最大值仅为0.743×10-3rad,说明拼接节点转动刚度较大;3)荷载约270kN时,由于纵向高强度螺栓预拉力损失且螺母松动,使得剪切角急剧增大。观察此时对应的荷载,为柱翼缘屈曲后两翼缘脱开对应的荷载。转角增大的原因是由于翼缘脱开使得节点逐渐失去了水平剪力的传递能力,而非纵向高强度螺栓达到极限强度;4)试件C1-3在加载初期,由于柱顶部千斤顶的铰接端与竖向反力架没有紧密结合,使得在加载到达200kN左右时,剪切变形角剧烈增加;(5)从3个试件的剪切变形角曲线看出,此拼接节点的剪切变形角最大为0.0023rad,变形小,拼接安全有效。
   
    结论
   
    1)试件首先在加载点水平位移达到30mm左右时,拼接处翼缘屈曲变形,屈曲变形导致翼缘的顶紧作用丧失,使得两节段柱处于部分接触状态。极限水平位移约40mm,最终由于加长高强度螺栓松动导致柱翼缘连接处错位,上部柱连接处翼缘从下部翼缘脱开而导致试件破坏。
   
    2)施加了预拉力的高强度螺栓对拼接效果影响较大,高预拉力使得拼接节段柱始终处于顶紧状态,水平位移小,节点能量消耗小。在往复荷载下,螺栓螺杆测点应力始终小于屈服应力。
   
    3)法兰板应变强度小,厚度满足承载力要求。其下部对称设置的加劲肋对法兰板的加劲作用显着,有效地防止了法兰板的屈曲变形,同时为法兰板提供了固定支座,增强法兰板的抗屈曲能力。
   
    4)上下柱拼接节点区变形小,最大剪切变形角为0.0023rad,保证柱的刚度连续性。
   
    参考文献
   
    [1]JGJ99-1998高层民用建筑钢结构技术规程[S].北京:中国建筑工业出版社,1998.   
    [2]李星荣,魏才昂,丁峙崐,等,钢结构连接设计手册[M].2版。北京:中国建筑工业出版社:2005:246-248.
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