方鋼管混凝土柱卡扣機(jī)械連接試驗(yàn)及有限元分析

任宏偉， 王思遠(yuǎn)， 嚴(yán) 珊， 李秋明

(華北理工大學(xué) a. 建筑工程學(xué)院； b. 河北省地震工程研究中心， 河北 唐山 063210)

隨著我國城市化進(jìn)程及建筑工業(yè)化的快速發(fā)展，鋼管混凝土柱以其承載力高、適合工廠預(yù)制化批量生產(chǎn)、節(jié)能環(huán)保、造價(jià)低廉、施工速度快等眾多優(yōu)點(diǎn)，得到建筑行業(yè)及專家學(xué)者的高度重視[1]。并且鋼管混凝土柱能夠最大程度的發(fā)揮鋼和混凝土兩種材料的特性，已在實(shí)際建筑工程中得到了廣泛的推廣和應(yīng)用[2～6]。由于鋼管混凝土柱連的連接性能對整體結(jié)構(gòu)性能至關(guān)重要，目前對鋼管混凝土柱和梁的節(jié)點(diǎn)連接方面的研究較多[7～9]，但對鋼管混凝土柱對接連接方面的研究嚴(yán)重不足，在一定程度上限制了鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的發(fā)展[10]。

在鋼管混凝土柱套筒注漿連接試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上[11～13]，為深入研究鋼管混凝土柱的可靠連接，課題組設(shè)計(jì)制作了方鋼管混凝土柱卡扣機(jī)械連接裝置，通過對單卡扣和雙卡扣兩種機(jī)械連接形式進(jìn)行單向受拉試驗(yàn)，分析機(jī)械連接裝置的破壞形態(tài)和連接性能。同時(shí)對兩種機(jī)械連接形式采用ABAQUS分別進(jìn)行模型模擬分析，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證有限元模擬的準(zhǔn)確性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 連接裝置設(shè)計(jì)

試驗(yàn)通過機(jī)械連接裝置對120 mm(長度)×120 mm(寬度)×4 mm(壁厚)方鋼管混凝土柱進(jìn)行連接，課題組設(shè)計(jì)了兩種機(jī)械連接裝置，分別為單卡扣連接和雙卡扣連接。其中單卡扣連接裝置構(gòu)造如圖1所示，主要由采用45#鋼材制成的上下相同的套筒和一對外部卡扣組成。其中連接套筒(圖1a所示)為車床上加工制作的65.5 mm高圓柱體。最上面部分通過120 mm(長度)×120 mm(寬度)×10 mm(壁厚)厚中間帶孔鋼板插入方鋼管混凝土柱內(nèi)，尺寸為110 mm(直徑)×10 mm(厚度)。套筒120 mm(直徑)×5 mm(高度)部分通過與鋼板焊接達(dá)到與鋼管混凝土柱的連接。為保證連接套筒被卡扣固定安全可靠，連接套筒下部設(shè)計(jì)成直徑不同的柱體，最下面102 mm(直徑)×24.5 mm(高度)部分與下部套筒機(jī)械對接整齊后通過卡扣固定。

根據(jù)連接套筒的構(gòu)造，鋼管混凝土柱機(jī)械連接的卡扣結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)如圖1b所示，為120 mm(外徑)×100 mm(高度)×9 mm(壁厚)的半圓環(huán)柱體。其中在卡扣內(nèi)側(cè)上下邊緣位置處設(shè)置2個(gè)壁厚為10.5 mm，高度為23 mm的凸齒，安裝時(shí)卡在連接套筒凹槽內(nèi)。另在卡扣左右兩側(cè)對稱焊接4個(gè)螺母，將卡扣螺母對齊，通過插入螺栓達(dá)到卡扣對連接套筒的固定。

圖1 單卡扣機(jī)械連接設(shè)計(jì)/mm

針對鋼管混凝土柱單卡扣機(jī)械連接形式，為便于試驗(yàn)中試件對比，又設(shè)計(jì)了鋼管混凝土柱雙卡扣機(jī)械連接裝置，其設(shè)計(jì)構(gòu)造及尺寸如圖2所示。雙卡扣機(jī)械連接裝置與單卡扣原理類似，只是卡扣的數(shù)量和連接裝置的尺寸發(fā)生了變化，其中雙卡扣機(jī)械連接裝置單個(gè)套筒高度為79.5 mm，中間部位2個(gè)突出部分的尺寸為102 mm(直徑)×14 mm(高度)?？鄣某叽鐬?20 mm(外徑)×120 mm(高度)×6 mm(壁厚)，卡扣內(nèi)側(cè)上下各設(shè)置2個(gè)厚度為10 mm的凸齒，凸齒高度分別為14.6，14.2 mm。兩種鋼管混凝土柱卡扣機(jī)械連接的實(shí)物圖見圖3。

圖2 雙卡扣機(jī)械連接設(shè)計(jì)/mm

圖3 連接裝置實(shí)物

1.2 材料實(shí)測

采用切割機(jī)分別從方鋼管和45#鋼上切割出3個(gè)尺寸為400 mm(長度)×25 mm(寬度)的母材試件，分別在試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行母材強(qiáng)度檢測試驗(yàn)，測取兩種鋼材的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和伸長率。其中加載速度控制為2 mm/min，3個(gè)試件的測量結(jié)果分別取平均值，鋼材性能見表1。

表1 鋼材機(jī)械性能

由于方鋼管內(nèi)部空間的限制，試驗(yàn)采用C60自密實(shí)混凝土對鋼管內(nèi)部進(jìn)行澆筑，同時(shí)預(yù)留160 mm(長度)×40 mm(寬度)×40 mm(高度)混凝土試塊與試件同條件下養(yǎng)護(hù)，自密實(shí)混凝土試塊同期抗折強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度見表2。

表2 混凝土強(qiáng)度 MPa

1.3 加載裝置及觀測內(nèi)容

為便于試驗(yàn)過程中的順利加載，將50 mm(直徑)×50 mm(長度)的實(shí)心圓鋼管作為加載桿焊接在30 mm厚鋼板正中間位置處，同時(shí)在方鋼管混凝土柱機(jī)械連接裝置另一側(cè)，沿著方鋼管沿口處的四個(gè)邊分別焊接30 mm厚鋼板，采用高強(qiáng)螺栓將加載桿和方鋼管焊接的鋼板固定，實(shí)現(xiàn)加載桿和方鋼管混凝土柱的可靠連接，試驗(yàn)加載裝置如圖4所示。試驗(yàn)采用100 t拉力機(jī)對試件施加軸向拉力荷載，加載速度用位移控制，加載速率為2 mm/min，直到試件破壞。

圖4 加載裝置

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康模摴芑炷林蹤C(jī)械連接試驗(yàn)觀測的主要內(nèi)容有：(1)在機(jī)械連接裝置卡扣外側(cè)中心位置處對稱布置2個(gè)縱向應(yīng)變片，同時(shí)在上下方鋼管外表面中心對稱布置8個(gè)縱向應(yīng)變片，以測量其各級荷載下應(yīng)變變化情況；(2)在焊接的30 mm厚2塊鋼板位置處設(shè)置引伸計(jì)，測量被連接的上下方鋼管混凝土柱端部的相對位移值；(3)用傳感器記錄施加的軸向荷載值；(4)試件的破壞形態(tài)等。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程及破壞形態(tài)

鋼管混凝土柱采用單卡扣機(jī)械連接試驗(yàn)初期，由于軸向荷載較小，連接裝置和方鋼管均未發(fā)生明顯變化。荷載增加至300 kN左右時(shí)，上部方鋼管與連接裝置中間焊接的30 mm厚鋼板發(fā)生微小的彎曲變形。隨著軸向拉力的增大，鋼板彎曲程度逐漸變大，同時(shí)在機(jī)械連接裝置上部與鋼板之間產(chǎn)生了縫隙。當(dāng)軸向拉力荷載值為545 kN時(shí)，隨著“砰”的一聲巨響，鋼板與上部方鋼管焊接位置處的焊縫突然開裂，鋼板4個(gè)角位置向上翹曲嚴(yán)重，連接裝置與上下鋼板間的縫隙均變大，試件破壞如圖5所示，此時(shí)的單卡扣機(jī)械連接裝置未發(fā)生明顯變化。

圖6為雙卡扣機(jī)械連接試件破壞圖，當(dāng)軸向荷載為200 kN左右時(shí)，連接裝置與上下鋼板間出現(xiàn)縫隙，且縫隙隨著荷載的逐漸增大而變大。當(dāng)控制荷載增加到265 kN時(shí)，上下兩塊鋼板均出現(xiàn)翹曲現(xiàn)象，連接裝置外部卡扣的螺栓松動(dòng)，連接裝置與鋼板間的縫隙變大，試件破壞。

圖5 單卡扣試件破壞圖6 雙卡扣試件破壞

2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

單卡扣機(jī)械連接試件的荷載-位移曲線和荷載-應(yīng)變曲線如圖7，8所示，隨著控制位移的增大，軸向拉力逐漸變大，試件破壞時(shí)拉力機(jī)的控制位移為28 mm，此時(shí)最大軸向荷載值為545 kN。在同一荷載作用下，連接裝置外部卡扣處的應(yīng)變均小于上下兩側(cè)的方鋼管，試件破壞時(shí)，連接裝置外部卡扣的最大應(yīng)變值為1100×10-6，方鋼管的應(yīng)變值(2360×10-6)大于其屈服應(yīng)變值(1775×10-6)，表明方鋼管在試件破壞時(shí)發(fā)出屈服，而機(jī)械連接裝置尚未屈服。

圖7 單卡扣試件荷載-位移曲線

圖8 單卡扣試件荷載-應(yīng)變曲線

雙卡扣機(jī)械連接試件的荷載-位移曲線和荷載-應(yīng)變曲線如圖9，10所示，由于鋼板和方鋼管焊接強(qiáng)度不足，導(dǎo)致雙卡扣試件比單卡扣試件提前發(fā)生破壞。當(dāng)控制位移在16 mm時(shí)，雙卡扣試件的破壞荷載為265 kN，明顯小于單卡扣試件。此時(shí)連接裝置外部卡扣和方鋼管的應(yīng)變值分別為369×10-6和1620×10-6。

圖9 雙卡卡扣試件荷載-位移曲線

圖10 雙卡扣試件荷載-應(yīng)變曲線

3 有限元分析

3.1 單元選取及模型建立

針對鋼管混凝土柱單卡扣機(jī)械連接試件和雙卡扣機(jī)械連接試件，分別采用ABAQUS進(jìn)行三維實(shí)體單元的非線性有限元模擬。由于機(jī)械連接裝置完全對稱，為簡化分析，僅對連接裝置1/4的模型進(jìn)行模擬計(jì)算分析，同時(shí)對兩個(gè)試件均采用軸向?qū)ΨQ約束加載。由于機(jī)械連接裝置的組成材料主要為鋼材，因此有限元分析中本構(gòu)模型選取雙線性強(qiáng)化彈塑性，其中屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別取值335，375 MPa，對應(yīng)的屈服應(yīng)變和極限應(yīng)變分別為0.114%，25%，彈性模量取值為2.06×105Mpa。單卡扣和雙卡扣試件的有限元模型如圖11，12所示。

圖11 單卡扣試件模型

圖12 雙卡扣試件模型

3.2 云圖應(yīng)力分析

圖13，14分別為兩個(gè)試件在控制位移為10 mm及試件破壞兩時(shí)刻的應(yīng)力云圖，可以看出，兩個(gè)試件在荷載作用下，在連接方鋼管和套筒的水平鋼板位置處，出現(xiàn)了應(yīng)力集中。由于鋼板處的較大應(yīng)力造成試件破壞，與試驗(yàn)中水平鋼板翹曲，鋼板與方鋼管焊接位置處焊縫開裂現(xiàn)象相吻合。

圖13 10 mm荷載試件的應(yīng)力云圖

圖14 試件破壞應(yīng)力云圖

3.3 荷載-位移曲線分析

鋼管混凝土柱單卡扣機(jī)械連接試件和雙卡扣機(jī)械連接試件的1/4模型采用雙線性強(qiáng)化本構(gòu)，其荷載-位移曲線如圖15所示，加載初期，外力大小隨著控制位移的增加而逐漸變大，成線性關(guān)系。隨著荷載的繼續(xù)增大，曲線逐漸變緩。當(dāng)控制位移為10 mm時(shí)，1/4單卡扣試件模型受到的拉力荷載值為125 kN，雙卡扣試件拉力值為124 kN，可以推算出單卡扣和雙卡扣整體試件此時(shí)的荷載分別為500，496 kN，由于單元網(wǎng)格劃分給模擬數(shù)據(jù)造成的微小誤差可以忽略。

有限元模擬方鋼管混凝土柱機(jī)械連接裝置的極限承載力與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，見表3。對于單卡扣機(jī)械連接試件的承載力，有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果相差較小，僅為9%，而雙卡扣機(jī)械連接試件由于在試驗(yàn)過程中鋼板與方鋼管焊縫開裂導(dǎo)致試件提前破壞，致使模擬值與試驗(yàn)值產(chǎn)生較大差異。

圖15 荷載-位移關(guān)系曲線

表3 有限元模擬的極限承載力

4 結(jié) 論

(1)方鋼管混凝土柱機(jī)械連接試件破壞均為鋼管焊接處的水平鋼板翹曲，焊縫開裂，試件破壞時(shí)機(jī)械連接裝置未發(fā)生明顯變化。

(2)采用卡扣機(jī)械連接裝置對方鋼管混凝土柱連接施工簡單，安裝快捷，承載力高，有利于縮短工程工期，實(shí)際應(yīng)用時(shí)應(yīng)加強(qiáng)焊接鋼板強(qiáng)度及焊接質(zhì)量。

(3)對方鋼管混凝土柱卡扣機(jī)械連接裝置模型進(jìn)行有限元模擬，試件破壞現(xiàn)象與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，極限承載力模擬值與試驗(yàn)結(jié)果相差僅9%，為優(yōu)化機(jī)械連接裝置設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。