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    方鋼管混凝土柱卡扣機械連接試驗及有限元分析

    2020-01-08 10:02:46任宏偉王思遠(yuǎn)李秋明
    土木工程與管理學(xué)報 2019年6期
    關(guān)鍵詞:機械混凝土

    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、造價低廉、施工速度快等眾多優(yōu)點,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)計制作了方鋼管混凝土柱卡扣機械連接裝置,通過對單卡扣和雙卡扣兩種機械連接形式進(jìn)行單向受拉試驗,分析機械連接裝置的破壞形態(tài)和連接性能。同時對兩種機械連接形式采用ABAQUS分別進(jìn)行模型模擬分析,與試驗數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行比較,驗證有限元模擬的準(zhǔn)確性。

    1 試驗概況

    1.1 連接裝置設(shè)計

    試驗通過機械連接裝置對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)計了兩種機械連接裝置,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,鋼管混凝土柱機械連接的卡扣結(jié)構(gòu)設(shè)計如圖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個壁厚為10.5 mm,高度為23 mm的凸齒,安裝時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 單卡扣機械連接設(shè)計/mm

    針對鋼管混凝土柱單卡扣機械連接形式,為便于試驗中試件對比,又設(shè)計了鋼管混凝土柱雙卡扣機械連接裝置,其設(shè)計構(gòu)造及尺寸如圖2所示。雙卡扣機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,其中雙卡扣機械連接裝置單個套筒高度為79.5 mm,中間部位2個突出部分的尺寸為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械連接的實物圖見圖3。

    圖2 雙卡扣機械連接設(shè)計/mm

    圖3 連接裝置實物

    1.2 材料實測

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

    表1 鋼材機械性能

    由于方鋼管內(nèi)部空間的限制,試驗采用C60自密實混凝土對鋼管內(nèi)部進(jìn)行澆筑,同時預(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),自密實混凝土試塊同期抗折強度和抗壓強度見表2。

    表2 混凝土強度 MPa

    1.3 加載裝置及觀測內(nèi)容

    為便于試驗過程中的順利加載,將50 mm(直徑)×50 mm(長度)的實心圓鋼管作為加載桿焊接在30 mm厚鋼板正中間位置處,同時在方鋼管混凝土柱機械連接裝置另一側(cè),沿著方鋼管沿口處的四個邊分別焊接30 mm厚鋼板,采用高強螺栓將加載桿和方鋼管焊接的鋼板固定,實現(xiàn)加載桿和方鋼管混凝土柱的可靠連接,試驗加載裝置如圖4所示。試驗采用100 t拉力機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?zāi)康?,鋼管混凝土柱卡扣機械連接試驗觀測的主要內(nèi)容有:(1)在機械連接裝置卡扣外側(cè)中心位置處對稱布置2個縱向應(yīng)變片,同時在上下方鋼管外表面中心對稱布置8個縱向應(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,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械連接試驗初期,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,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,同時在機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,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,此時的單卡扣機械連接裝置未發(fā)生明顯變化。

    圖6為雙卡扣機械連接試件破壞圖,當(dāng)軸向荷載為200 kN左右時,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,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,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 試驗數(shù)據(jù)處理

    單卡扣機械連接試件的荷載-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,試件破壞時拉力機的控制位移為28 mm,此時最大軸向荷載值為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,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發(fā)出屈服,而機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,雙卡扣試件的破壞荷載為265 kN,明顯小于單卡扣試件。此時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械連接試件和雙卡扣機械連接試件,分別采用ABAQUS進(jìn)行三維實體單元的非線性有限元模擬。由于機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)行模擬計算分析,同時對兩個試件均采用軸向?qū)ΨQ約束加載。由于機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)模型選取雙線性強化彈塑性,其中屈服強度和極限強度分別取值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分別為兩個試件在控制位移為10 mm及試件破壞兩時刻的應(yīng)力云圖,可以看出,兩個試件在荷載作用下,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械連接試件和雙卡扣機械連接試件的1/4模型采用雙線性強化本構(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,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械連接裝置的極限承載力與試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行比較,見表3。對于單卡扣機械連接試件的承載力,有限元模擬與試驗結(jié)果相差較小,僅為9%,而雙卡扣機械連接試件由于在試驗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,試件破壞時機械連接裝置未發(fā)生明顯變化。

    (2)采用卡扣機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,實際應(yīng)用時應(yīng)加強焊接鋼板強度及焊接質(zhì)量。

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

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