季 躍

(同濟大學建筑設計研究院(集團)有限公司，上海200092)

1 引言

隨著鋼結構的推廣應用，大型箱形鋼梁越來越多地應用在實際工程中，特別是應用在大型結構安裝施工的臨時結構中。工程中的大型鋼箱梁常采用工廠分段制作、施工現(xiàn)場拼裝的施工方法[1，2]。目前，鋼箱梁現(xiàn)場拼裝的傳統(tǒng)方法主要有高強螺栓連接、焊接連接和栓焊混合連接。若采用焊接拼接，在長期動荷載作用下焊接處易產生疲勞裂紋;若采用高強度螺栓拼接，當梁截面較大時，螺栓數量多，連接件凈截面削弱較大，且螺栓受力不均，造價也高，同時制孔精度難以保證。此外，這兩種傳統(tǒng)連接方法均不能重復拆裝，不適于施工用結構[3，4]。

針對鋼梁拼接節(jié)點可拆裝的要求以及目前拼接方式不足的問題，并結合施工企業(yè)的需要，本文參照國內外橋梁及機械結構構件連接中采用的銷軸拼接方法，將雙銷軸連接應用于建筑鋼結構特別是施工用可拆卸鋼梁的拼接節(jié)點，形成一種新的建筑結構鋼梁連接方式[5]。目前，這種銷軸拼接的方法，除橋梁結構和機械工程外，國內建筑結構中尚未對此進行深入的理論分析與應用研究[6，7]。

圖1 梁段1示意圖Fig.1 Schematic diagram of beam section 1

圖2 梁段2示意圖Fig.2 Schematic diagram of beam section 2

本文根據合作企業(yè)實際工程需要，參照國外相關資料及橋梁結構，構造出了一種新型箱形鋼梁雙銷軸拼接節(jié)點形式，該拼接節(jié)點具體構造為:截面為3 200 mm ×1 500 mm×30 mm×40 mm的鋼梁上部通過厚30 mm的封頭端板頂緊并采用10.9級M48高強螺栓連接;截面下部通過兩根銷軸插入梁段交界處的耳板連接，其中梁段1的四塊耳板厚度為80 mm，梁段2的兩塊耳板厚度為160 mm。銷軸為上下布置，兩根銷軸自上而下的直徑分別為230 mm、260 mm，銷軸間距為900 mm，上銷軸中心距梁中心650 mm，銷軸材料為40Cr，其他鋼板均為Q345。該拼接節(jié)點的具體構造如圖1、圖2所示，鋼梁拼接節(jié)點區(qū)域如圖3所示。

圖3 箱形梁拼接節(jié)點圖Fig.3 Diagram of pin connection of steel-box girders

2 雙銷軸節(jié)點受彎極限承載力理論分析

本文理論分析假設梁截面符合以下假定:梁截面材料受力性能各向同性;材料為理想彈塑性，不考慮應變硬化;變形前后符合平截面假定;不發(fā)生局部屈曲。

2.1 銷軸連接的極限狀態(tài)

鋼梁在彎矩作用下，拼接節(jié)點截面常見的失效現(xiàn)象有:截面下部受拉，達到極限荷載時，耳板銷軸孔壁塑性變形常較小，此處易造成突然破壞或脆性破壞;而截面上部受壓，由于常設有加勁肋，不易局部失穩(wěn)，節(jié)點破壞前常表現(xiàn)為較大的塑性變形;節(jié)點耳板兩側有加強貼板，耳板的凈截面破壞和平面外失穩(wěn)發(fā)生概率較小，而孔壁承壓破壞和銷軸的彎曲剪切破壞易先出現(xiàn)。在以上失效現(xiàn)象中，最易出現(xiàn)的是耳板孔壁塑性變形[8，9]。

基于以上現(xiàn)象，本文采用圖4所示銷軸孔壁壓應力分布模式即孔壁壓應力沿孔壁圓弧變化模式，分析節(jié)點耳板承載性能。假設半徑為R的圓弧上任一點與銷軸圓心連線L1和變形后銷軸圓心與耳板孔圓心連線L2的夾角為θ，則在該圓弧點上的孔壁壓應力為式中，R0為孔壁初始半徑;R為變形后孔壁半徑;q為孔壁承壓極限應力。

圖4 本文孔壁承壓應力圖Fig.4 Bearing strength stress in this paper

假定R0=R，由此，可得出孔壁承壓極限狀態(tài)時的銷軸剪力F為

2.2 雙銷軸應力關系

當拼接節(jié)點采用上下雙銷軸時，上下銷軸不會同時進入極限狀態(tài)。由于梁截面剛度較大，根據平截面假定，若梁受彎后截面轉角為θ，則上、下銷軸的應變關系為

式中，l1和l2分別為下銷軸和上銷軸到中和軸的距離。

2.3 雙銷軸節(jié)點的極限承載力公式

由于假定鋼梁材料為理想彈塑性，所以，截面受壓部分達到極限荷載時，可認為截面該部分壓應力為均勻分布。對于銷軸連接的梁，假定當銷軸孔壁進入極限狀態(tài)時，腹板上部同時達到屈服狀態(tài)，則銷軸拼接節(jié)點的梁截面可能出現(xiàn)的極限狀態(tài)如圖5所示，分別對應于中和軸未上移時受壓破壞、中和軸上移后銷軸破壞、中和軸上移后受壓破壞。

圖5 銷軸節(jié)點極限狀態(tài)Fig.5 The limit state of pin connection

根據圖5所示的簡化計算簡圖，分別考慮軸向力平衡和力矩平衡條件，可得到鋼箱梁銷軸連接受彎極限承載力的簡化計算基本公式為

式中，F(xiàn)1和F2分別為下銷軸和上銷軸的抗剪承載力;l1和l2分別為下、上銷軸等效集中荷載到截面中和軸的距離;σc為截面受壓區(qū)平均壓應力;φ為下、上銷軸直徑比;y為受壓區(qū)等效集中力作用點距中和軸距離。

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根據式(3)，可計算得到本文構造節(jié)點的極限彎矩為93 982 kN·m，節(jié)點極限狀態(tài)為銷軸孔壁破壞，且截面受壓區(qū)也部分進入塑性，較充分地利用了材料。

3 雙銷軸節(jié)點受彎極限承載力有限元分析

3.1 節(jié)點有限元模型

本文應用ANSYS有限元軟件對銷軸節(jié)點進行有限元數值分析。由于鋼箱梁受彎時，上部截面受壓，高強螺栓無作用，所以，有限元計算模型忽略高強螺栓。節(jié)點鋼板材料為Q345鋼，屈服強度為 345 MPa，彈性模量為 2.06 ×105MPa，采用理想彈塑性本構關系。

考慮節(jié)點的實際受力狀態(tài)，有限元模型的荷載和約束如圖6所示，具體約束條件如表1所示。鋼箱梁兩端為鉸接，荷載為均布荷載(1.2 kN/m)施加于梁上翼緣。

圖6 有限元模型的荷載和約束示意圖Fig.6 Schematic diagram of load and constraint of finite element model

節(jié)點板件采用ANSYS中Solid186單元模擬，耳板與銷軸之間的相互作用采用接觸單元模擬，其中銷軸接觸面采用Conta174單元模擬，耳板接觸面采用Targe170單元模擬。

3.2 節(jié)點有限元數值分析結果

數值分析結果如圖7—圖9所示。當荷載達16倍設計荷載(1.2 kN/m)時，節(jié)點的應力狀態(tài)如圖7所示。梁段1、2截面的受壓邊緣仍然處于彈性，最大應力接近屈服應力。下銷軸節(jié)點出現(xiàn)局部應力集中，最大應力達屈服應力，上銷軸節(jié)點由于受力較小處于彈性，最大應力為240.6 MPa。此時銷軸節(jié)點部分進入塑性，截面受壓翼緣接近屈服。

荷載達19.5倍設計荷載時節(jié)點的應力狀態(tài)如圖8所示。此時下銷軸節(jié)點較大區(qū)域屈服，塑性變形增大，截面有微小的轉角，使得原先貼合的部分受壓區(qū)板件脫開，受壓區(qū)減少，中和軸明顯上移。

荷載達22.5倍設計荷載時節(jié)點的應力狀態(tài)如圖9所示。上銷軸節(jié)點有較少部分進入塑性，而下銷軸節(jié)點大部分進入塑性，截面受壓板件也部分進入了塑性，所以，認為銷軸節(jié)點進入極限狀態(tài)，即整個拼接節(jié)點達到極限受力狀態(tài)。

圖7 16倍設計荷載時鋼箱梁節(jié)點各構件應力圖Fig.7 Stress figure of each connection component when 16 times design load

圖8 19.5倍設計荷載時鋼箱梁節(jié)點各構件應力圖Fig.8 Stress figure of each connection component when 19.5 times design load

圖9 22.5倍設計荷載時鋼箱梁節(jié)點各構件應力圖Fig.9 Stress figure of each connection component when 22.5 times design load

從上述分析結果可看出，該節(jié)點在銷軸節(jié)點整體進入塑性時，截面受壓區(qū)也部分達到塑性，因此，節(jié)點設計安全合理。

有限元數值計算得到的節(jié)點極限承載力為22.5倍的設計荷載，而設計荷載下節(jié)點處彎矩M0=4 320 kN·m，所以，數值計算得到的節(jié)點極限彎矩Mu=95 040 kN·m。通過本文簡化計算公式求得的節(jié)點極限彎矩Mu=93 982 kN·m。兩者之間的誤差3.3%，且簡化計算公式較為保守。計算結果比較說明，本文簡化計算公式較為準確可行。

4 結論

本文根據合作企業(yè)需要，參照橋梁及機械結構的連接方式，構造出了用于建筑結構鋼梁拼接的雙銷軸節(jié)點，進而提出了雙銷軸節(jié)點極限承載力簡化計算公式，通過理論分析和數值計算比較研究，得到的結論如下:

(1)本文構造的雙銷軸節(jié)點，適用于鋼梁特別是可拆卸鋼梁的拼接。

(2)針對銷軸節(jié)點，本文提出的雙銷軸節(jié)點承載力簡化計算公式正確有效。

(3)采用簡化公式計算本文構造的雙銷軸節(jié)點的彎矩極限承載力為93 982 kN·m，通過ANSYS有限元模擬，得到節(jié)點的極限承載力為95 040 kN·m，與簡化計算誤差為3.3%。

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