鋁合金螺栓群受剪長(zhǎng)連接承載力的試驗(yàn)研究

鋁合金螺栓群受剪長(zhǎng)連接承載力的試驗(yàn)研究

鋁合金具有重量輕、美觀、易加工、耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)。它不僅適用于建筑物的門(mén)窗、玻璃天花板等防護(hù)結(jié)構(gòu)，也可作為結(jié)構(gòu)的主要支撐組件直接承受負(fù)荷。近年來(lái),隨著鋁加工技術(shù)的不斷發(fā)展、鋁合金材料性能的不斷增強(qiáng)、連接技術(shù)的不斷創(chuàng)新,鋁合金結(jié)構(gòu)在土木工程中的應(yīng)用領(lǐng)域越來(lái)越多,應(yīng)用范圍也越來(lái)越廣,在世界各地均建成了一定數(shù)量形式各異的鋁合金結(jié)構(gòu)。目前,鋁合金結(jié)構(gòu)在國(guó)內(nèi)也得到一定程度的應(yīng)用發(fā)展。但由于國(guó)內(nèi)還沒(méi)有相應(yīng)的設(shè)計(jì)規(guī)范,因而制約了這種結(jié)構(gòu)形式在我國(guó)的進(jìn)一步推廣。規(guī)范的制訂需要通過(guò)理論分析和試驗(yàn)研究來(lái)解決很多問(wèn)題,鋁合金連接節(jié)點(diǎn)的承載能力計(jì)算是其中一個(gè)重要方面。與焊接相比,由于在某些牌號(hào)的鋁合金焊接節(jié)點(diǎn)中存在著焊接熱影響區(qū)強(qiáng)度降低的不利現(xiàn)象,因而螺栓連接是一種應(yīng)用更為廣泛的連接方式。鋁合金與鋼同為金屬材料,鋁合金栓接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能同鋼結(jié)構(gòu)也十分接近。通過(guò)對(duì)國(guó)外規(guī)范的對(duì)比研究,單個(gè)螺栓的受剪、受拉及拉剪連接均可采用與鋼結(jié)構(gòu)螺栓連接相同的設(shè)計(jì)計(jì)算方法。但由于鋁的彈性模量?jī)H為鋼的三分之一,與鋼相比,鋁合金螺栓群節(jié)點(diǎn)的承載性能是否有較大差異尚待進(jìn)一步深入研究。因此,本文結(jié)合我國(guó)首部鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范編制的需要,對(duì)鋁合金栓接節(jié)點(diǎn)的靜力承載性能進(jìn)行了較系統(tǒng)的理論分析和試驗(yàn)研究,并采用數(shù)值模擬對(duì)試驗(yàn)結(jié)果作補(bǔ)充分析。研究?jī)?nèi)容包括兩類(lèi)最為典型的栓接節(jié)點(diǎn):雙蓋板軸心受剪螺栓群節(jié)點(diǎn)和雙T形軸心受拉螺栓群節(jié)點(diǎn)。1雙蓋的軸心由切下螺釘組節(jié)點(diǎn)組成1.1節(jié)點(diǎn)的變形協(xié)調(diào)雙蓋板連接是最常見(jiàn)的螺栓群軸心受剪連接形式。當(dāng)連接較長(zhǎng)時(shí),各螺栓中剪應(yīng)力的分布呈兩端高中間低的馬鞍形,如圖1所示。以圖2所示n個(gè)螺栓的雙蓋板節(jié)點(diǎn)為例,在荷載N作用下,芯板及組合搭接板(將上下兩塊搭接板視為一體)的內(nèi)力呈階梯狀分布。第i個(gè)螺栓孔洞與第i+1個(gè)螺栓孔洞之間的芯板內(nèi)力為Pi,i+1,組合搭接板內(nèi)力為Qi,i+1,第i個(gè)螺栓所承擔(dān)的剪力為Ri。兩相鄰螺栓之間的芯板及組合搭接板滿足下列平衡方程:圖3(a)所示為連接板和螺栓的變形。在荷載N作用下,第i個(gè)螺栓孔洞與第i+1個(gè)螺栓孔洞之間芯板伸長(zhǎng)后的距離為p+ui,i+1;同時(shí),搭接板也被拉長(zhǎng),第i個(gè)至第i+1個(gè)螺栓孔洞之間搭接板伸長(zhǎng)后的距離為p+u′[KG-*3]i,i+1。其中,p為螺栓孔間距。另一方面,螺栓發(fā)生錯(cuò)動(dòng)變形,該變形包括螺栓受到的剪力、彎曲和承壓產(chǎn)生的變形以及連接板承壓產(chǎn)生的變形。假定不論在螺栓的孔邊或是在中心線上,螺栓的變形都一樣,用符號(hào)Δi表示。參見(jiàn)圖3(b),第i至第i+1個(gè)螺栓孔洞間連接的變形協(xié)調(diào)條件為:芯板及搭接板的伸長(zhǎng)ui,i+1和u′[KG-*3]i,i+1可表示為其內(nèi)力Pi,i+1和Qi,i+1的函數(shù),即:通過(guò)試驗(yàn)可測(cè)定出Δ與R的關(guān)系曲線,該曲線一般可表示成圖3(c)所示的形狀,函數(shù)表達(dá)式為:將(4)～(6)式代入(3)式,則變形協(xié)調(diào)條件成為:式(7)可按連接的每一段分別寫(xiě)出,利用平衡方程(1)和(2)式,消去方程中的Pi,i+1和Qi,i+1,可得包含n個(gè)未知量Ri的n-1個(gè)聯(lián)立方程。最后再引入平衡方程:則當(dāng)函數(shù)f、Φ、Ψ已知時(shí),就可求得節(jié)點(diǎn)中每個(gè)螺栓承擔(dān)的荷載,進(jìn)而求出節(jié)點(diǎn)的極限承載力。當(dāng)芯板厚度等于搭接板厚度的兩倍,且栓孔等距布置時(shí),在線彈性階段相容方程(7)式可簡(jiǎn)化為:式中,δp為相鄰螺栓孔之間芯板和組合搭接板的抗拉柔度,δb為螺栓桿的抗剪柔度。將(8)式與(9)式聯(lián)立求解,可得線彈性階段各螺栓所承擔(dān)的剪力荷載值。1.2螺栓在極限承載狀態(tài)下的橫向變形分析根據(jù)上述理論分析和試驗(yàn)研究結(jié)果,歐洲鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范EC3規(guī)定當(dāng)接頭長(zhǎng)度L>18d時(shí),應(yīng)對(duì)軸心受剪長(zhǎng)連接的螺栓承載力進(jìn)行折減,折減系數(shù)為:中國(guó)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50017)規(guī)定當(dāng)連接長(zhǎng)度L大于15d0時(shí)折減系數(shù)為:與鋼相比,鋁合金軸心受剪長(zhǎng)連接在彈性階段螺栓分擔(dān)荷載的不均勻性將更為顯著。這是因?yàn)殇X合金板的彈性模量較小,當(dāng)螺栓及間距不變,而僅將板材料由鋼變?yōu)殇X合金時(shí),(9)式中柔度比值δp/δb的增大必然會(huì)加劇螺栓承擔(dān)剪力荷載的不均勻性。但在靜力荷載作用下,節(jié)點(diǎn)的極限承載力是由螺栓和板的彈塑性極限變形能力決定的。參見(jiàn)圖3(c),當(dāng)端部螺栓達(dá)到極限強(qiáng)度Ru時(shí),由于此時(shí)尚未達(dá)到其極限變形Δu,因此,隨著栓桿材料和(或)連接板的塑性發(fā)展,端部螺栓變形會(huì)進(jìn)一步增長(zhǎng),節(jié)點(diǎn)能夠繼續(xù)承載,額外“多”施加的這部分荷載,就逐漸由內(nèi)部螺栓來(lái)承擔(dān)。理論上,只要節(jié)點(diǎn)具備充足的變形能力,外部荷載最終就能夠在全部螺栓上達(dá)到均勻分配。正是由于鋁合金板相對(duì)鋼板更大的變形能力,使得在外荷載作用下,鋁合金板的孔洞承壓變形較鋼板更為顯著。這使螺栓塑性變形的余地更大,即相當(dāng)于增加了螺栓的極限變形Δu值,這對(duì)于極限狀態(tài)下長(zhǎng)連接中各個(gè)螺栓的剪力平均分配起到了有利的作用。因此,對(duì)鋁合金雙蓋板連接,在極限承載狀態(tài)下,剪力分配的不均勻程度反而可能會(huì)小于鋼結(jié)構(gòu)中的結(jié)果。具體結(jié)果則有待試驗(yàn)驗(yàn)證。為分析鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范公式(10)及(11)用于鋁合金結(jié)構(gòu)的安全性,本文對(duì)6061-T6鋁合金板采用4.8級(jí)鍍鋅鋼螺栓的雙蓋板連接進(jìn)行了驗(yàn)證性的試驗(yàn)研究。1.3螺栓群黨向非定徑比、長(zhǎng)度對(duì)比試件的加工制作承載力折減系數(shù)主要與接頭長(zhǎng)度L、連接板凈截面面積與栓桿總受剪面積的比值A(chǔ)n/As有關(guān)。因此在預(yù)備試驗(yàn)中,首先完成了鋁合金連接板材性試驗(yàn),以得到連接板的抗拉強(qiáng)度;其次完成了單個(gè)螺栓軸心受剪試驗(yàn),以得到單個(gè)螺栓抗剪強(qiáng)度。最后,根據(jù)前兩組試驗(yàn)的結(jié)果,考慮上述兩個(gè)參數(shù),加工制作出螺栓群軸心受剪試件12件,如圖4所示。各試件的接頭長(zhǎng)度L分別為100mm、200mm、300mm和400mm,相當(dāng)于17d～67d或15d0～62d0;每種接頭長(zhǎng)度的試件又分三種寬度,以得到不同的比值。更詳細(xì)的試件尺寸參見(jiàn)文獻(xiàn)。圖5為其中L=300mm的3個(gè)試件試驗(yàn)前的照片。1.4端部螺栓試驗(yàn)力對(duì)以上12個(gè)試件靜力加載直至破壞,試件破壞有2種類(lèi)型。第1種破壞是芯板在2-2截面處被拉斷:試件QJ6-1、QJ6-2、QJ11-1、QJ16-1的破壞屬于這種類(lèi)型。第2種破壞是螺栓剪切破壞:其中較短的試件QJ6-3的6個(gè)螺栓同時(shí)被剪斷;其余7個(gè)試件在加載過(guò)程中,2-2截面處的端部螺栓首先被剪斷,隨后實(shí)驗(yàn)機(jī)表盤(pán)讀數(shù)略有下降,然后試驗(yàn)力又繼續(xù)上升,直至全部螺栓剪斷。試驗(yàn)過(guò)程中,雖然在端部螺栓剪斷后實(shí)驗(yàn)機(jī)可繼續(xù)加載,但此后加載的幅度并不大,很快就引起全部螺栓被剪斷。因此,應(yīng)當(dāng)把端部螺栓剪斷時(shí)的試驗(yàn)力作為試件的破壞極限荷載Fu。用Fu除以螺栓桿總受剪面積As,可得端部螺栓剪斷時(shí)所有螺栓的平均抗剪強(qiáng)度,將該值除以前面預(yù)備試驗(yàn)得到的單個(gè)螺栓抗剪強(qiáng)度,可得雙蓋板長(zhǎng)連接的承載力折減系數(shù)β。表1中列出由試驗(yàn)結(jié)果得到的承載力折減系數(shù)β值,其中An/As為各試件的實(shí)測(cè)值。表中同時(shí)列出按GB50017及EC3公式計(jì)算得到的β值,以作對(duì)比。根據(jù)表1中數(shù)據(jù),可繪出承載力折減系數(shù)β同接頭長(zhǎng)度L的關(guān)系曲線,如圖6所示。1.5連接板及螺栓的安裝由鋁合金雙蓋板栓接節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)現(xiàn)象和試驗(yàn)結(jié)果分析可得以下結(jié)論:(1)鋁合金雙蓋板軸心受剪螺栓群節(jié)點(diǎn)的接頭長(zhǎng)度L越大,連接板凈截面面積與栓桿總受剪面積的比值A(chǔ)n/As越小,承載力折減系數(shù)β越小。(2)對(duì)于采用6061-T6鋁合金連接板和4.8級(jí)鋼螺栓的特定“板/螺栓”組合,試驗(yàn)得到的β值高于GB50017和EC3計(jì)算得出的β值。(3)通過(guò)本文試驗(yàn)研究,可證明歐洲鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范EC3和我國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范GB50017的承載力折減系數(shù)公式(10)、(11)式應(yīng)用在鋁合金結(jié)構(gòu)中是安全的。鋁合金軸心受剪螺栓群的承載力折減系數(shù)公式,可參考這兩個(gè)規(guī)范公式來(lái)制定。2軸的雙t形節(jié)點(diǎn)2.1創(chuàng)新鋼節(jié)點(diǎn)有限元分析對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)受拉螺栓群節(jié)點(diǎn),我國(guó)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范采用了適當(dāng)降低螺栓抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,對(duì)撬力不作計(jì)算的方法。在鋁合金受拉螺栓群節(jié)點(diǎn)中,由于鋁材料較低的彈性模量,有可能使撬力現(xiàn)象更加顯著,在計(jì)算中如不考慮撬力,所設(shè)計(jì)的節(jié)點(diǎn)可能是不安全的。對(duì)撬力現(xiàn)象的研究,現(xiàn)有文獻(xiàn)均把最簡(jiǎn)單也最典型的雙T形構(gòu)件軸心受拉螺栓節(jié)點(diǎn)作為研究對(duì)象,研究方法以數(shù)值模擬分析為主,并完成了少量的鋼節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)。歐洲鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范(EC3)在附錄J給出了等效雙T形節(jié)點(diǎn)的承載力計(jì)算公式,但能否適用于鋁合金結(jié)構(gòu),需要作進(jìn)一步的研究。鑒于在受拉螺栓群節(jié)點(diǎn)中撬力分析的重要性,本文對(duì)鋁合金雙T形軸心受拉螺栓群節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了系統(tǒng)的理論分析和試驗(yàn)研究,并通過(guò)數(shù)值模擬來(lái)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行補(bǔ)充,為本次規(guī)范制定提供依據(jù)。2.2節(jié)點(diǎn)極限承載力對(duì)如圖7(a)所示的由4個(gè)螺栓連接的等效雙T形軸心受拉螺栓鋼節(jié)點(diǎn),在軸心拉力P的作用下,隨T形構(gòu)件翼緣板抗彎剛度和螺栓桿軸向抗拉剛度比值的不同,可能會(huì)發(fā)生3種不同的破壞模式,分別如圖7(b)～(d)所示。圖中黑色圓點(diǎn)代表翼緣出現(xiàn)塑性鉸的位置;∑Nbt為全部螺栓抗拉承載力的總和,Mp為翼緣板的塑性抵抗彎矩。各破壞模式下雙T形構(gòu)件的節(jié)點(diǎn)極限承載力可分別按以下方法計(jì)算。破壞模式Ⅰ:T形構(gòu)件在螺栓孔洞處及翼緣與腹板連接處出現(xiàn)塑性鉸,螺栓尚未達(dá)到其抗拉承載力。根據(jù)圖7(b)所示翼緣彎矩圖,可列平衡方程為:由(12)式可得該模式下節(jié)點(diǎn)極限承載力為:破壞模式Ⅱ:T形構(gòu)件在翼緣與腹板連接處出現(xiàn)塑性鉸,同時(shí)螺栓被拉斷。根據(jù)圖7(c)所示翼緣彎矩圖,可列平衡方程為:由(14)式可得該模式下節(jié)點(diǎn)的極限承載力為:破壞模式Ⅲ:螺栓被拉斷。根據(jù)圖7(d)所示翼緣彎矩圖,可列平衡方程得出該模式下節(jié)點(diǎn)的極限承載力為:雙T形節(jié)點(diǎn)的極限承載力應(yīng)取按(13)、(15)和(16)各式計(jì)算得到的最小值。顯然,當(dāng)翼緣板較薄而螺栓直徑較大時(shí),出現(xiàn)破壞模式Ⅰ的可能性較大,此時(shí)撬力Q也較大;當(dāng)翼緣板較厚而螺栓直徑較小時(shí),出現(xiàn)破壞模式Ⅲ的可能性較大,此時(shí)撬力為零。更一般的情形為破壞模式Ⅱ,撬力介于Ⅰ、Ⅲ兩種模式之間。歐洲鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范提出的上述計(jì)算模型簡(jiǎn)單實(shí)用,在設(shè)計(jì)中易于實(shí)現(xiàn)。不僅能夠計(jì)算雙T形節(jié)點(diǎn)的極限承載力,當(dāng)與單T形構(gòu)件連接的板剛度較大時(shí),也可參考以上公式采用。因此該方法適用范圍較廣。2.3雙t形軸系受拉螺栓群試件的研制試驗(yàn)所采用的鋁合金T形構(gòu)件材料為6061-T6合金,螺栓為4.8級(jí)鍍鋅鋼螺栓。在預(yù)備試驗(yàn)中,首先完成了鋁合金T形構(gòu)件材性試驗(yàn)和單個(gè)螺栓軸心抗拉試驗(yàn),以得到T形構(gòu)件材料的名義屈服強(qiáng)度和單個(gè)螺栓抗拉強(qiáng)度,從而能按照EC3公式計(jì)算T形構(gòu)件翼緣板的塑性抵抗彎矩以及單個(gè)螺栓的抗拉承載力,進(jìn)而可計(jì)算出節(jié)點(diǎn)的極限承載力以同試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬相對(duì)比。最后,采用2種規(guī)格的T形構(gòu)件,考慮不同的栓孔位置,加工制作出雙T形軸心受拉螺栓群試件。試件如圖8所示,其中翼緣板較厚的DTA試件共9件;翼緣板較薄的DTB試件共8件。所有螺栓均不考慮施加預(yù)拉力的影響,螺栓擰緊到螺栓頭、螺母與墊圈及板件接觸后即不再過(guò)度擰緊。圖8中A、B兩點(diǎn)為試驗(yàn)過(guò)程中量測(cè)位移的引伸儀觸點(diǎn)安放位置。2.4各計(jì)算極限承載力的對(duì)比對(duì)以上17個(gè)試件進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn),可得各試件荷載-位移全過(guò)程曲線,詳見(jiàn)文獻(xiàn)。各試件的試驗(yàn)極限承載力列于表2,表中同時(shí)列出按EC3公式得到的計(jì)算極限承載力,以供對(duì)比分析。由表2數(shù)據(jù)可見(jiàn),各試件極限承載力的試驗(yàn)值同計(jì)算值非常吻合。9個(gè)DTA試件的計(jì)算值與試驗(yàn)值的平均誤差僅為4%;8個(gè)DTB試件中,計(jì)算值同試驗(yàn)值的比值,最低為0.78,最高為0.93,計(jì)算值平均約為試驗(yàn)值的84%。這表明按照EC3的計(jì)算方法求得的節(jié)點(diǎn)極限承載力是精確且安全的。2.5u2004有限元模型建立為明確節(jié)點(diǎn)在加載過(guò)程中塑性區(qū)出現(xiàn)的順序和范圍,判斷節(jié)點(diǎn)的破壞模式,本文還按照試件的實(shí)際尺寸和材料性能對(duì)其進(jìn)行了大量數(shù)值模擬分析。對(duì)雙T形節(jié)點(diǎn)進(jìn)行數(shù)值分析時(shí)不僅要考慮幾何非線性和材料非線性,還必須準(zhǔn)確模擬出兩個(gè)T形構(gòu)件之間、T形構(gòu)件與螺栓之間的接觸與摩擦,即還需要考慮節(jié)點(diǎn)的狀態(tài)非線性。T形構(gòu)件和螺栓均采用3維空間實(shí)體單元建立有限元模型。由于節(jié)點(diǎn)關(guān)于翼緣板下表面、腹板中面和翼緣寬度方向的中間面等3個(gè)平面都存在對(duì)稱(chēng)性,因此建模時(shí)僅需考慮節(jié)點(diǎn)的1/8。在模型中通過(guò)建立接觸對(duì)來(lái)考慮兩個(gè)T形構(gòu)件之間以及螺栓頭與T形構(gòu)件之間的接觸與摩擦現(xiàn)象。為簡(jiǎn)化模型,建模時(shí)不考慮墊圈,也不考慮螺母滑移、螺紋失效的現(xiàn)象;此外,螺栓桿用圓柱體模擬,截面直徑采用栓桿的有效直徑。圖9所示為其中兩個(gè)試件及螺栓的有限元網(wǎng)格剖分模型。在數(shù)值分析中,所輸入的T形構(gòu)件和螺栓材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均根據(jù)本次預(yù)備試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)采用。根據(jù)前述EC3公式計(jì)算,所有的9個(gè)DTA試件將發(fā)生第Ⅱ種破壞模式,所有的8個(gè)DTB試件將發(fā)生第Ⅰ種破壞模式。下面將其中2個(gè)具有代表性的試件在試驗(yàn)過(guò)程中接近破壞的極限變形實(shí)拍照片與數(shù)值模擬計(jì)算得到Von-Mises應(yīng)力云圖一起繪出。圖10所示為試件DTA-9-20,圖11所示為試件DTB-9-24。在數(shù)值模擬得到的應(yīng)力圖中,a區(qū)域代表材料仍在彈性階段,b區(qū)域代表材料應(yīng)力已超過(guò)比例極限,c區(qū)域代表在該范圍內(nèi)材料已進(jìn)入塑性階段。由試件的變形圖及數(shù)值模擬結(jié)果可見(jiàn),EC3公式計(jì)算預(yù)測(cè)的節(jié)點(diǎn)破壞模式也是非常準(zhǔn)確的。2.6試驗(yàn)分析和數(shù)值驗(yàn)證由鋁合金雙T形軸心受拉螺栓群節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果可得以下結(jié)論:(1)在本文試驗(yàn)的極端情況下,撬力的不利影響最高可對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力產(chǎn)生65%的折減。顯然,設(shè)計(jì)中如不考慮撬力,在某些情況下將很不安全。(2)通過(guò)本文試驗(yàn)分析