李思遙, 李雄彥, 薛素鐸, 葉繼紅

(1.城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室(北京工業(yè)大學(xué))，北京100124；2.混凝土及預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室(東南大學(xué))，南京210018 )

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套筒節(jié)點受壓力學(xué)性能

李思遙1, 李雄彥1, 薛素鐸1, 葉繼紅2

(1.城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室(北京工業(yè)大學(xué))，北京100124；2.混凝土及預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室(東南大學(xué))，南京210018 )

套筒節(jié)點是一種新型的裝配式空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)節(jié)點，其螺紋外伸端為關(guān)鍵受力區(qū)域.為了解該節(jié)點受壓力學(xué)性能，首先利用ANSYS對節(jié)點進行數(shù)值分析模型比選，提出可行的分析模型，研究節(jié)點受壓性能和應(yīng)力分布規(guī)律；通過試驗考察軸心受壓、偏心受壓作用下節(jié)點外伸端受力特征和破壞機理；然后對試件數(shù)值模擬結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)進行對比，驗證數(shù)值模擬方法的準確性；最后基于數(shù)值模擬和試驗結(jié)果，推導(dǎo)出節(jié)點抗壓承載力和剛度計算公式.研究表明：套筒節(jié)點軸壓時承載力約為相同材料等直徑、等壁厚圓管的63.2%；當存在較大偏心時，節(jié)點偏壓承載力約為軸壓時的83.9%；軸壓試件與偏壓試件破壞形式一致，均為螺紋外露段屈曲破壞；數(shù)值模擬得到的節(jié)點抗壓性能與試驗結(jié)果吻合較好，節(jié)點分析模型合理；理論分析得到的節(jié)點承載力和剛度計算公式與試驗結(jié)果吻合較好.套筒節(jié)點受力合理可靠，其薄弱部位為螺紋外露段，受壓時呈屈曲破壞.關(guān)鍵詞: 套筒節(jié)點；受壓力學(xué)性能；有限元分析；試驗研究

建筑裝配化可減少勞動力成本、提高生產(chǎn)效率，已成為建筑行業(yè)的發(fā)展趨勢.空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)因其優(yōu)良的力學(xué)性能，已成為廣泛應(yīng)用的一種空間結(jié)構(gòu)形式[1].焊接球和螺栓球為網(wǎng)格結(jié)構(gòu)常用節(jié)點.焊接球節(jié)點因其需要現(xiàn)場焊接，無法滿足裝配化需求[2]；螺栓球節(jié)點可實現(xiàn)裝配化施工，但常出現(xiàn)“假擰緊”和“合攏塞桿困難”等問題[3-4].網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的裝配化水平與節(jié)點構(gòu)造有密切聯(lián)系，針對節(jié)點構(gòu)造，國內(nèi)外學(xué)者進行了相關(guān)研究.文獻[5-6]對裝配式四角錐網(wǎng)架結(jié)構(gòu)體系進行理論及試驗研究，但針對節(jié)點性能未進行專門研究；文獻[7]提出了裝配式木結(jié)構(gòu)網(wǎng)殼，并對節(jié)點強度進行試驗研究；文獻[8]對一種新型鑄鋁網(wǎng)格結(jié)構(gòu)節(jié)點進行試驗和剛度研究，但尚未應(yīng)用于實際工程；文獻[9-12]對裝配式碗式節(jié)點網(wǎng)殼、裝配式螺栓球殼展開了系統(tǒng)研究，并成功應(yīng)用于工程實踐.目前，國內(nèi)外學(xué)者對于裝配式空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的研究尚處于起步階段，工程應(yīng)用處于探索階段，尚未形成標準化的建筑結(jié)構(gòu)產(chǎn)品.

針對中小跨度空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的裝配化問題，作者所在團隊提出一種新型套筒節(jié)點[13-14]，該節(jié)點通過其螺紋外伸端實現(xiàn)桿件的快速連接.作者對套筒節(jié)點外伸端螺紋構(gòu)造參數(shù)進行了數(shù)值分析，并提出參數(shù)選取原則[13]；通過拉伸試驗，研究其受拉力學(xué)性能[14].前期研究發(fā)現(xiàn)，該節(jié)點拉、壓力學(xué)性能存在一定差異.為系統(tǒng)考察套筒節(jié)點的受壓力學(xué)性能，根據(jù)文獻[13]研究結(jié)論，本文對節(jié)點進行了受壓力學(xué)性能數(shù)值分析和試驗研究，推導(dǎo)了節(jié)點受壓承載力計算公式.

1 節(jié)點受壓力學(xué)性能數(shù)值模擬

1.1 有限元模型建立

套筒節(jié)點的構(gòu)造見圖1.數(shù)值模擬時套筒節(jié)點材料為Q345鋼，彈性模量E=2.06×105MPa，泊松比μ=0.3，屈服強度為345 MPa.鋼材采用各向同性雙線性本構(gòu)模型[15]，強化模量為0.02.節(jié)點螺紋牙型為普通三角形，螺紋接觸分析時鋼材-鋼材靜摩擦系數(shù)為0.12.根據(jù)套筒節(jié)點幾何特點，僅選取其1/2建立ANSYS分析模型，采用SOLID185單元，接觸對選擇TARGE170、CONTA174單元.采用ANSYS分析時，若采用螺旋曲面建立螺紋，存在大量曲面接觸問題，計算不易收斂[16].基于文獻[17]研究成果，可將螺紋簡化為水平鋸齒狀，根據(jù)套筒節(jié)點的受力特點，在焊接球下半球施加固定約束，在對稱面施加對稱約束(圖2).

圖1 套筒節(jié)點組成示意

圖2 邊界條件

由圖1可知，由于安裝需要，接頭-1存在外露螺紋.為考察外露螺紋對節(jié)點承載力的影響，按考慮外露螺紋與否建立了圖3(a)(方案1，不考慮外露螺紋)、圖3(c)(方案2，考慮外露螺紋)所示兩種模型.圖3(a)、圖3(c)為節(jié)點應(yīng)力云圖；圖3(b)、圖3(d)為螺紋接頭部位應(yīng)力云圖.

圖3 模型方案1、2應(yīng)力對比

從圖3可看出：1) 方案1、2的應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，僅在外伸端稍有差異;2) 兩個方案外伸端區(qū)域應(yīng)力分布基本一致，但方案2在接頭與套筒嚙合區(qū)域應(yīng)力稍大.表1提取并對比了兩種方案部分關(guān)鍵點應(yīng)力值，兩者誤差較小;3) 方案1中節(jié)點整體位移為0.201 mm，方案2為0.197 mm，相對誤差為1.8%，誤差較小，可忽略.因此，總體而言，兩個方案計算結(jié)果基本一致，但方案1計算速度較快，因此節(jié)點分析采用圖3(a)所示模型.

表1 方案1、2關(guān)鍵點應(yīng)力對比

1.2 節(jié)點受壓力學(xué)性能分析

由圖3可知，節(jié)點受壓狀態(tài)下，焊接球區(qū)域應(yīng)力值、變形值始終較小，對節(jié)點承載和變形影響較小，因此在本文分析中，未針對該部分展開.

圖4(a)為一套筒節(jié)點算例的螺紋部位模型尺寸，外伸端螺紋連接區(qū)域的應(yīng)力云圖見圖4(b)，較大節(jié)點應(yīng)力位于區(qū)域1～4.其中，區(qū)域1位于接頭-1螺紋外露部分，由于該區(qū)域為節(jié)點壁厚最小處，因此整體區(qū)域應(yīng)力值均較大；區(qū)域2為接頭-1與套筒螺紋嚙合區(qū)域的第一扣附近，嚙合的前三扣區(qū)域應(yīng)力值相對于其余螺紋區(qū)域應(yīng)力值偏大，該區(qū)域為螺紋主要受力區(qū)域；區(qū)域3為接頭-2與套筒螺紋嚙合區(qū)域的第一扣附近，與區(qū)域2類似；區(qū)域4位于接頭-2未車螺紋部分中部，應(yīng)力相對較大.區(qū)域2和區(qū)域3兩處應(yīng)力因存在應(yīng)力集中而導(dǎo)致其應(yīng)力值較高，該問題是由于三角形螺紋建模中未采用倒角措施所致[18-19]，實際應(yīng)用時可采用倒角、改變螺紋深度等方式進行優(yōu)化[20-21].因此，區(qū)域1處的應(yīng)力值對節(jié)點整體性能影響較為關(guān)鍵.

圖4 算例局部應(yīng)力云圖

從圖4(b)可看出，在接頭與套筒螺紋嚙合區(qū)域，節(jié)點應(yīng)力分布不均勻.接頭應(yīng)力分布規(guī)律為：應(yīng)力分布從嚙合區(qū)域的第一扣至最后一扣應(yīng)力先減小后增大(圖4(b)自上而下順序)；嚙合區(qū)域第一扣和最后一扣應(yīng)力值較大，承擔(dān)了大部分軸力；嚙合區(qū)域中部扣應(yīng)力值較小，且分布均勻；每一扣螺紋均在牙根處應(yīng)力較大.套筒應(yīng)力分布規(guī)律為：套筒第一扣應(yīng)力值較小，幾乎不受力；第二扣(與接頭嚙合的第一扣)應(yīng)力值較大；套筒自螺紋至外壁處，應(yīng)力值逐漸降低，即套筒受力關(guān)鍵區(qū)域為螺紋牙處，壁厚增大對其套筒承載力提高影響較??；套筒其余變化規(guī)律與接頭相同.

2 試驗概況

2.1 試件設(shè)計

為驗證節(jié)點數(shù)值分析模型可靠性，根據(jù)文獻[13]結(jié)論，本文設(shè)計了兩組試件，鋼材強度等級為Q235B.母材材料性能試驗測得其屈服強度為245 MPa，彈性模量為200 GPa.

第一組試件為軸壓、偏壓試件，由套筒、接頭1、接頭2、芯棒四部分組成.芯棒作用為避免加載時試件端部屈曲影響試驗結(jié)果.試件及對照組參數(shù)如圖5所示，安裝后節(jié)點長170 mm(含芯棒).第二組試件為對照組，為管徑20 mm，壁厚4 mm，長度為170 mm的圓管(含芯棒)，其作用為對比和研究螺紋對圓管承載力的削弱幅度.軸壓試件與偏壓試件完全相同.

圖5 試件尺寸及照片

2.2 試驗裝置及加載方案

試驗設(shè)備采用萬能材料試驗機，為防止加載過程中試件失穩(wěn)，在節(jié)點端部增加了約束端，見圖6(a).偏壓試驗時，通過在約束端上部放置一枚釘子(圖6(b))，施加偏心線荷載，偏心距為3 mm.試驗采用靜力單調(diào)加載，加載速率為2 mm/min(平均應(yīng)變速率為0.000 2/s)，分級施加，每加載5 kN間歇10 min.

試驗依據(jù)橫梁位移確定節(jié)點變形，并根據(jù)設(shè)備參數(shù)進行修正，通過繪制節(jié)點荷載-位移曲線，研究其抗壓性能.

圖6 試件及約束方法

3 軸壓試驗結(jié)果及對比分析

3.1 軸壓承載力及試件破壞形態(tài)

圖7(a)為3個軸壓試件的荷載-位移曲線及破壞形態(tài).由該圖可知，3組試件的試驗結(jié)果接近，試件彈性階段承載力約為31 kN，對照組圓管承載力約為49 kN.節(jié)點外伸端承載力約為等直徑、等壁厚圓管的63.2%，螺紋對圓管承載力削弱幅度為36.7%.圖7(b)為試件破壞狀態(tài)照片，節(jié)點破壞位置位于外露螺紋區(qū)域，呈屈曲破壞.節(jié)點破壞后仍較易拆卸，即套筒與接頭螺紋嚙合部分未發(fā)生塑性變形.

3.2 有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果對比

為了驗證有限元分析模型可靠性，依托上文有限元建模方法對兩種試件進行數(shù)值模擬，模型材料參數(shù)為實測值，見圖8.

圖9為軸壓試件的應(yīng)力云圖.圖9(a)為模型局部應(yīng)力云圖，圖9(b)為節(jié)點螺紋嚙合區(qū)域云圖.由圖9(b)可知，節(jié)點應(yīng)力最大區(qū)域為嚙合第一扣的牙根處，剔除應(yīng)力集中區(qū)域后，節(jié)點應(yīng)力最大區(qū)域為外露螺紋段的中部(圖9(a))，即該區(qū)域為節(jié)點的薄弱部位，與試驗結(jié)果一致.

圖7 試件軸壓性能

圖8 母材材性試驗曲線

圖9 軸壓試件應(yīng)力云圖

圖10為軸壓試驗結(jié)果與數(shù)值模擬的對比曲線.由圖10可看出，在彈性階段兩組曲線吻合較好，承載力均為31 kN；在塑性階段，試驗結(jié)果略高于數(shù)值模擬.節(jié)點彈性階段剛度方面，試驗平均值為186 kN/mm，數(shù)值模擬值為165.6 kN/mm，模擬值較試驗值低11%.誤差的主要原因為螺紋摩擦力對節(jié)點承載力和剛度影響結(jié)果，數(shù)值模擬采用的是平均摩擦系數(shù)，而螺紋間的實際摩擦系數(shù)與加工精度、安裝方法等因素密切相關(guān)，因此存在一定誤差.

圖10 軸壓試驗與數(shù)值模擬荷載-位移曲線對比

Fig.10 Comparison of load versus displacement curves for specimens and simulation model

4 偏心受壓試驗結(jié)果及對比分析

4.1 偏壓承載力及試件破壞形態(tài)

圖11(a)對比3個偏心受壓試件與軸壓試件的荷載-位移曲線.從圖11(a)可知，3個偏壓試件的試驗結(jié)果較為接近，試件彈性階段承載力約為26 kN，為軸壓試件承載力的83.9%.試件破壞狀態(tài)如圖11(b)所示，與軸壓試件基本一致，外露段屈曲破壞.

圖11 試件偏壓性能

4.2 有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果對比

偏壓試件分析模型局部應(yīng)力云圖見圖12(a).模型參數(shù)設(shè)置及約束與軸壓分析相同，不贅述.

由圖12(a)可知，該模型應(yīng)力最大區(qū)域亦為外露螺紋段中部，節(jié)點破壞情況與試驗結(jié)果一致.圖12(b)為試件荷載位移曲線與數(shù)值模擬結(jié)果對比.由該圖可知，在彈性階段兩組曲線擬合較好，承載力均為29 kN左右，約為軸壓試件的82%；在塑性階段，數(shù)值模擬結(jié)果略高于試驗結(jié)果.

圖12 偏壓試驗與數(shù)值模擬對比

Fig.12 Comparison of specimens and simulation model under eccentric compression

5 外伸端抗壓承載力理論分析

由于數(shù)值模擬方法計算量較大，不便應(yīng)用于工程實際.為便于套筒節(jié)點工程應(yīng)用，依托試驗結(jié)果與數(shù)值模擬分析，本文對套筒節(jié)點螺紋外伸端抗壓承載力和剛度的理論計算公式進行推導(dǎo)，以期建立便于工程應(yīng)用的節(jié)點承載力計算公式.

5.1 計算假定

節(jié)點受壓試驗驗證了數(shù)值模擬時將螺紋簡化為水平鋸齒狀的合理性，即忽略螺紋螺旋升角的方法的可行性.數(shù)值模擬表明，節(jié)點僅在螺紋根部存在較大應(yīng)力，壁厚區(qū)域應(yīng)力較小.依托上述研究結(jié)論，理論分析時忽略螺紋小螺旋升角的影響，將一圈螺紋沿螺紋大徑d展開，則螺紋牙可以等效為寬度πd的懸臂梁[22]，見圖13(a).套筒節(jié)點螺紋部分參數(shù)見圖13(b).

圖13 螺紋牙力學(xué)計算模型

5.2 危險截面上的應(yīng)力

螺紋聯(lián)接在壓力F的作用下，接頭螺紋外露部分中螺紋牙根部為危險截面，該截面的有效工作面積為[22]

(1)

式中d1為螺紋小徑，d2為螺紋中徑.

危險截面上的拉、壓應(yīng)力σ為

(2)

當σ=σB時可得破壞荷載Fmax.

5.3 螺紋牙強度

在軸力F作用下，螺紋牙受到剪切和擠壓作用.由于套筒和接頭采用相同的材料，且內(nèi)外螺紋強度相同，因此本文只考慮外螺紋牙的強度[22].假設(shè)每圈螺紋牙所承受的平均軸力為F/n，n為旋合扣數(shù)，并作用在以螺紋中徑d2為直徑的圓周上，則螺紋牙危險截面A-A(圖13(a))上的剪應(yīng)力τ為

(3)

式中b為螺紋牙根部處的厚度，對三角形螺紋b=0.87P，其中P為螺距.

螺紋牙危險截面的彎曲應(yīng)力σb為

(4)

5.4 外伸端破壞形態(tài)

在實際工作狀態(tài)下，套筒節(jié)點的螺紋外伸端可能出現(xiàn)的破壞形態(tài)有4種：1)螺紋外露段屈曲；2)螺紋牙剪切破壞；3)螺紋牙彎曲破壞；4)套筒破壞.下面分別對這4種狀態(tài)下節(jié)點的承載力進行分析.

5.4.1 螺紋外露段屈曲

該破壞情況下，節(jié)點破壞位置為螺紋外露段最小截面處A1(圖13(a)截面1-1)，該截面應(yīng)力為

(5)

節(jié)點承載力為

(6)

式中[σ]為材料的許用正應(yīng)力.

5.4.2 螺紋牙剪切破壞

該破壞情況下，節(jié)點破壞位置為螺紋牙底部最大截面處(圖13(a)截面A-A)，由式(3)可得節(jié)點承載力為

(7)

式中[τ]為材料的許用剪切應(yīng)力，取[τ]=0.6σs.

5.4.3 螺紋牙彎曲破壞

該破壞情況下，節(jié)點破壞位置為螺紋牙底部最大截面處(圖13(a)截面A-A)，由式(4)可得節(jié)點承載力為

(8)

式中[σb]為材料的許用彎曲應(yīng)力，在不考慮安全系數(shù)的情況下，取[σb]=σs.

易知F2

5.4.4 套筒破壞

該破壞情況下，節(jié)點破壞位置為套筒最小截面處A2(圖13(b)截面2-2).該區(qū)域僅承受拉壓荷載，其應(yīng)力為

(9)

節(jié)點承載力為

(10)

令ΔA=A2-A1,

(11)

由于t>P，且因螺紋加工工藝需要，套筒壁厚不會小于接頭壁厚，即t0>t，則ΔA>0.即節(jié)點螺紋外露段必先于套筒發(fā)生破壞.

綜上所述，節(jié)點破壞情況為螺紋外露段拉伸破壞和螺紋牙剪切破壞兩種.

若節(jié)點螺紋外露段破壞，即F1

化簡得

取系數(shù)

(12)

則節(jié)點抗壓承載力計算公式為：

(13)

結(jié)合文獻[14]結(jié)論：當套筒壁厚與接頭壁厚相等，螺距為桿件壁厚的1/2，進深為15倍螺距時，節(jié)點抗壓承載力最大，式(13)可簡化為

(14)

5.5 外伸端剛度

文獻[23]提出螺紋旋合段等效彈性剛度計算公式為

(15)

結(jié)合套筒節(jié)點的特點，可將其外伸端分成6個并聯(lián)的彈簧，見圖14.

圖14 外伸端剛度示意

外伸端的等效彈性剛度為

(16)

5.6 理論公式與試驗結(jié)果對比分析

為驗證理論公式的合理性，本文將軸壓試件的參數(shù)和材料屈服強度代入式(14)和式(16)，得到試驗節(jié)點的彈性承載力和彈性剛度，并將計算結(jié)果與試驗結(jié)果、數(shù)值模擬結(jié)果進行對比，見表2.

表2 公式、試驗、模擬結(jié)果對比

由表2可知，彈性階段承載力方面，公式結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，試驗值和模擬值略低于公式值，相對誤差為6.2%.誤差來源主要有兩方面：1)螺紋的懸臂梁模型為近似模型，該模型求得的節(jié)點承載力會略高于實際值；2)理論公式采用屈服強度計算節(jié)點承載力，而節(jié)點試驗所得荷載-位移曲線無明顯屈服過程，承載力讀取時可能偏小.由于公式值高于試驗值和模擬值，因此后續(xù)將補充大量數(shù)值模擬和部分試驗，引入修正系數(shù)，對理論公式進行修正.

彈性剛度方面，試驗值和模擬值低于公式計算值，誤差相對較大，為9%，原因在于公式(15)為經(jīng)驗公式，本身存在一定的誤差，且試驗中螺紋會出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，該現(xiàn)象無法在試驗中觀測，導(dǎo)致實測位移偏大，剛度偏小.試件-1偏差較大，可能為試件安裝時存在一定間隙，導(dǎo)致該試件實測位移偏大.

6 結(jié) 論

通過節(jié)點抗壓試驗研究并結(jié)合數(shù)值模擬與理論分析，對套筒節(jié)點受壓力學(xué)性能進行研究，得到以下結(jié)論：

1)套筒節(jié)點受力性能較好，軸壓時其承載力約為等直徑、等壁厚圓管的63.2%；當存在較大偏心時，節(jié)點偏壓承載力約為軸壓的83.9%.

2)數(shù)值模擬得到的節(jié)點抗壓性能與試驗結(jié)果吻合較好，節(jié)點分析模型合理、可靠.

3)通過理論分析得到節(jié)點外伸端抗壓承載力計算公式，并通過試驗驗證了該公式的正確性，為該節(jié)點的應(yīng)用提供依據(jù).

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(編輯 趙麗瑩)

Compression performance of threaded-sleeve connection

LI Siyao1, LI Xiongyan1, XUE Suduo1, YE Jihong2

(1.Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering (Beijing University of Technology), Ministry of Education,Beijing 100124, China; 2.Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures (Southeast University),Ministry of Education, Nanjing 210018 , China)

The threaded-sleeve connection (TSC) is a new type of connection for grid structure, of which the key part situates at the threaded extended end. The simulation models of TSC were established and compared by ANSYS. The compression mechanical property and stress distribution were analyzed firstly. The performance of compression and eccentric compression were tested through experiments. The simulation results were compared with test data to verify the correctness of the FE model. Based on the simulation and experimental results, the theoretical formulas of compression capacity and stiffness of the extended end were developed. It is illustrated that the capacity of TSC under compression is about 63.2% of that of the pipe with same material, diameter and wall thickness. When subjected to large eccentricity, the capacity of TSC decreases to about 83.9% of the axial compressive capacity. The failure form of the specimens under compression or eccentric compression is the buckling of the extended threads. The simulation results agree well with the test results, which illustrates the effectiveness of the FE method, and the theoretical results are also in good agreement with the test data. The TSC shares good compression performance, and the most weakness area exists in the extended part of the threads, the buckling of which will lead to the failure of the connection.

thread-sleeve connection; compression property; finite element analysis; experiment

10.11918/j.issn.0367-6234.2016.12.008

2015-06-07

國家自然科學(xué)基金(51578019)；北京市自然科學(xué)基金(8152006)；城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室&工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點實驗室重點項目(USDE201401)

李思遙(1990—)，男，博士研究生; 薛素鐸(1959—)，男，教授，博士生導(dǎo)師; 葉繼紅(1967—)，女，教授，博士生導(dǎo)師

李雄彥，xiongy2006@126.com

TU393.3

A

0367-6234(2016)12-0062-08