王小盾， 叢子怡， 劉佳迪

(天津大學(xué)建筑工程學(xué)院， 天津 300072)

0 引言

建筑工業(yè)化作為傳統(tǒng)建筑業(yè)中手工業(yè)生產(chǎn)方式的替代品，是一種高度集中、高水平、高效率的現(xiàn)代化科學(xué)管理工業(yè)生產(chǎn)方式。它擁有標(biāo)準(zhǔn)化的建筑設(shè)計(jì)、工廠化生產(chǎn)的構(gòu)件、機(jī)械化的施工以及科學(xué)化的組織管理。建筑產(chǎn)業(yè)化則是對(duì)建筑工業(yè)化產(chǎn)品的開(kāi)發(fā)，并進(jìn)行能源、材料、建筑產(chǎn)品的銷售，是一種新的技術(shù)與市場(chǎng)經(jīng)濟(jì)的結(jié)合方式。實(shí)現(xiàn)建筑工業(yè)化的關(guān)鍵產(chǎn)品之一為裝配化建筑，建筑構(gòu)配件由工廠加工后運(yùn)輸現(xiàn)場(chǎng)，裝配完畢形成建筑。模塊化則是每個(gè)具有獨(dú)立使用功能的單元和構(gòu)件，可以組成裝配化建筑。而模塊建筑則是以每個(gè)房間作為模塊單元，在工廠中進(jìn)行預(yù)制生產(chǎn)，運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)后通過(guò)可靠的連接方式組裝成為建筑整體。因此，模塊建筑是建筑工業(yè)化發(fā)展的終極產(chǎn)物，工業(yè)化程度極高，也可以將其視作一種商品[1-2]。

鋼結(jié)構(gòu)模塊建筑與傳統(tǒng)建筑最大的兩個(gè)區(qū)別是節(jié)點(diǎn)連接和其連接單元，由于模塊建筑由模塊單元拼接而成，每層會(huì)出現(xiàn)兩個(gè)樓板，不同于傳統(tǒng)建筑的“一柱雙梁”，結(jié)構(gòu)會(huì)出現(xiàn)角柱的“兩柱四梁”，邊柱的“四柱八梁”和中柱的“八柱十六梁”的情況。傳統(tǒng)的節(jié)點(diǎn)便不能滿足要求，構(gòu)造簡(jiǎn)單、操作方便、受力明確的連接節(jié)點(diǎn)尤為關(guān)鍵[3-4]。

目前鋼結(jié)構(gòu)模塊建筑連接節(jié)點(diǎn)形式有預(yù)應(yīng)力連接節(jié)點(diǎn)[5]、螺栓封板組合節(jié)點(diǎn)[6]、梁梁連接節(jié)點(diǎn)[1]、螺栓連接節(jié)點(diǎn)[7]、梁柱內(nèi)套筒組合螺栓連接節(jié)點(diǎn)[8]等。角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)則是一種新型的鋼結(jié)構(gòu)模塊單元連接節(jié)點(diǎn)，如圖1所示，其詳細(xì)構(gòu)造如圖2所示。這種節(jié)點(diǎn)可以解決模塊建筑中模塊單元角部連接問(wèn)題，節(jié)點(diǎn)受力明確，可以抵抗水平剪力與豎直拉力，構(gòu)造簡(jiǎn)單、合理，安裝快速、方便，而且可以循環(huán)使用、拆卸更換[9-10]，但是目前針對(duì)這種類型的節(jié)點(diǎn)研究較少。

圖1 角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)

圖2 節(jié)點(diǎn)旋轉(zhuǎn)件

本文主要針對(duì)角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究及有限元分析，考察節(jié)點(diǎn)在抗拉作用下的應(yīng)力分布、承載力機(jī)制及破壞形式，以及不同參數(shù)對(duì)于節(jié)點(diǎn)抗拉承載力和受力狀態(tài)的影響，并對(duì)節(jié)點(diǎn)提出構(gòu)造建議。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)靜力抗拉試驗(yàn)采用足尺模型，共有試件2個(gè)，編號(hào)為T1，T2，上下模塊只取連接部位，模塊柱取300mm高，采用截面尺寸為200mm×18mm的方鋼管，并在該模塊柱端部焊接300mm×300mm×30mm方形底板，以及焊接加勁肋進(jìn)行加強(qiáng)保護(hù)，另一端與相同尺寸的帶孔耳板垂直焊接連接，兩端耳板與拉力機(jī)夾具通過(guò)銷軸固定，一端作為固定端，一端作為加載端，試件具體尺寸如圖3所示。

圖3 角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)抗拉試件尺寸圖

1.2 量測(cè)內(nèi)容

角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)靜力抗拉試驗(yàn)位移量測(cè)方案如圖4所示，共布置1個(gè)位移計(jì)，編號(hào)為D1，布置于模塊柱之上，用以量測(cè)節(jié)點(diǎn)受拉時(shí)，上下角件之間的相對(duì)位移。

圖4 位移計(jì)布置圖

角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)靜力抗拉試驗(yàn)應(yīng)變測(cè)量方案如圖5及圖6所示。分別在上下模塊柱靠近角件位置沿模塊柱長(zhǎng)度方向一周各布置4個(gè)應(yīng)變片，編號(hào)依次為1～4，13～16，用以量測(cè)節(jié)點(diǎn)受拉時(shí)，模塊柱節(jié)點(diǎn)連接區(qū)域的受力狀態(tài)。分別在上下角件靠近連接件位置沿長(zhǎng)度方向一周各布置4個(gè)應(yīng)變片，編號(hào)依次為5～12，用以量測(cè)節(jié)點(diǎn)受拉時(shí)，角件節(jié)點(diǎn)連接區(qū)域的受力狀態(tài)。旋轉(zhuǎn)件中下旋轉(zhuǎn)件螺桿沿長(zhǎng)度方向正反兩面分別布置2個(gè)應(yīng)變片，編號(hào)為17～20；下旋轉(zhuǎn)件底板沿長(zhǎng)度方向布置5個(gè)應(yīng)變片，編號(hào)為21～25；下旋轉(zhuǎn)件底板沿高度方向上下布置2個(gè)應(yīng)變片，編號(hào)為26，27。這些應(yīng)變片用以量測(cè)節(jié)點(diǎn)受拉時(shí)，下旋轉(zhuǎn)件的受力狀態(tài)。

圖5 下旋轉(zhuǎn)件應(yīng)變片布置圖圖6 模塊柱及角件應(yīng)變片布置圖圖7 試件加載裝置示意圖

1.3 試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)為靜力加載試驗(yàn)，主要考察角件連接節(jié)點(diǎn)的基本力學(xué)性能，觀察其破壞模式。荷載為單向分級(jí)加載，根據(jù)構(gòu)件尺寸和實(shí)驗(yàn)室條件，抗拉試驗(yàn)加載裝置擬采用300t臥式拉力機(jī)，試件平放，將試件梁端的帶孔耳板固定在拉力機(jī)左右?jiàn)A頭中，左右對(duì)中后鎖死夾頭。一端固定，一端施加拉力(圖7)。

試驗(yàn)分為預(yù)加載階段和正式加載階段，預(yù)加載的目的主要是使試件各部分接觸良好，進(jìn)入正常工作狀態(tài)，經(jīng)過(guò)若干次預(yù)加載使荷載與變形關(guān)系趨于穩(wěn)定，檢查全部試驗(yàn)裝置是否可靠，檢查全部測(cè)試儀器儀表是否工作正常等。在預(yù)加載階段發(fā)現(xiàn)問(wèn)題后需及時(shí)調(diào)整改進(jìn)，以保證正式加載階段試驗(yàn)順利進(jìn)行。

預(yù)加載采用分級(jí)加載的形式，每級(jí)加載分兩級(jí)進(jìn)行，每級(jí)取工作荷載值的20%，然后分兩級(jí)卸載，加(卸)一級(jí)停歇10min。正式加載的前五級(jí)每級(jí)取工作荷載值的20%，之后每級(jí)取工作荷載值的10%直至破壞。為使結(jié)構(gòu)在荷載作用下能夠變形充分并達(dá)到基本穩(wěn)定，每級(jí)荷載加完后保持5min再采集應(yīng)變數(shù)據(jù)。卸載按設(shè)計(jì)荷載的20%級(jí)距進(jìn)行，卸載完畢20min后，采集測(cè)點(diǎn)殘余應(yīng)變數(shù)據(jù)。在試驗(yàn)過(guò)程中，當(dāng)發(fā)生以下現(xiàn)象之一時(shí)，即認(rèn)為節(jié)點(diǎn)連接破壞：1)模塊柱破壞；2)下角件頂板破壞；3)上角件底板破壞；4)旋轉(zhuǎn)件底板破壞；5)節(jié)點(diǎn)部件局部變形過(guò)大；6)試件不能繼續(xù)承載，荷載-位移曲線下降至極限荷載的80%。

1.4 材性試驗(yàn)

試件中角件及模塊柱采用Q345B鋼材，連接件中下角件頂板鋼材采用G20Mn5QT，旋轉(zhuǎn)部分及螺母鋼材采用ZG310-570。通過(guò)下述材性試驗(yàn)確定試驗(yàn)中所用鋼材在單向拉伸狀態(tài)下的力學(xué)性能參數(shù)，包括屈服強(qiáng)度f(wàn)y、極限抗拉強(qiáng)度f(wàn)u、彈性模量Es和斷后伸長(zhǎng)率等。同時(shí)也為有限元分析提供精確的鋼材材性參數(shù)。

本次材性實(shí)驗(yàn)按照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975—1998)、《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228—2002)，對(duì)模塊柱(截面尺寸200mm×18mm)、角件和旋轉(zhuǎn)件進(jìn)行截取試樣并將樣胚加工成試件。所有材性試件均與節(jié)點(diǎn)試件同期加工，同一母材，試件的表面也經(jīng)過(guò)噴丸除銹處理。每個(gè)規(guī)格鋼板共一組試驗(yàn)，每組試驗(yàn)取3個(gè)試樣。

材性試驗(yàn)如圖8所示，相關(guān)力學(xué)性能參數(shù)測(cè)試結(jié)果如表1所示。

圖8 材性試驗(yàn)圖

材性試驗(yàn)結(jié)果表1

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模態(tài)

試件T1下角件頂板板厚為16mm，T2為20mm，根據(jù)有限元模擬和材性試驗(yàn)結(jié)果得節(jié)點(diǎn)抗拉承載力試件T1約為400kN，T2約為520kN。

約束下模塊柱底端，對(duì)上模塊柱頂端施加軸心拉力。隨著荷載增大，出現(xiàn)輕微響聲，推斷為油漆或焊渣脫落，上下角件與連接板之間出現(xiàn)縫隙，且通過(guò)觀察可發(fā)現(xiàn)下角件與連接板之間的縫隙大于上角件與連接板之間的縫隙。

在試驗(yàn)荷載達(dá)到350kN前，試件T1各部件未出現(xiàn)異常，僅上角件與下角件及連接板之間出現(xiàn)縫隙，荷載-位移曲線呈線性關(guān)系，所測(cè)應(yīng)變未達(dá)到鋼材的屈服應(yīng)變，說(shuō)明此時(shí)試件T1處于彈性階段，彈性極限荷載為350kN；試件T2的下角件板件較試件T1厚，其彈性階段延長(zhǎng)，彈性極限荷載為450kN。

當(dāng)試件T1柱端荷載加載值為391kN左右(對(duì)應(yīng)試件T2柱端加載值為527kN)時(shí)，伴隨著“砰”的響聲，下旋轉(zhuǎn)件底板因達(dá)到抗剪強(qiáng)度發(fā)生斷裂，同時(shí)柱端荷載迅速回落。無(wú)法正常持續(xù)加載，試件發(fā)生破壞，加載終止。通過(guò)觀察可以發(fā)現(xiàn)下角件與連接板之間縫隙遠(yuǎn)大于上角件與連接板之間的縫隙，通過(guò)測(cè)量可以得到，上角件與連接板之間的縫隙約為6mm，下角件與連接板之間的縫隙約為28mm，試驗(yàn)現(xiàn)象如圖9、圖10所示。

圖9 角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)試件抗拉試驗(yàn)現(xiàn)象

圖10 角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)試件抗拉試驗(yàn)圖

角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)在靜力拉伸荷載作用下沿受力方向伸長(zhǎng)，結(jié)合2.3節(jié)中的應(yīng)變分析可知，當(dāng)試件破壞時(shí)，模塊柱和連接板均未達(dá)到極限強(qiáng)度，同時(shí)上旋轉(zhuǎn)件部分，尤其是螺母以上螺桿部分應(yīng)力水平較低；下旋轉(zhuǎn)件部分及下角件頂板應(yīng)力水平較高，除板件邊緣外其余區(qū)域應(yīng)力均達(dá)到抗拉強(qiáng)度。證明由模塊柱傳遞來(lái)的荷載主要依靠上角件底板、下旋轉(zhuǎn)件底板及下角件頂板傳遞。上角件底部承受由上模塊柱傳來(lái)的拉力，并將拉力傳至旋轉(zhuǎn)件，再由下旋轉(zhuǎn)件底板將拉力傳遞給下角件頂板，最終傳遞至下模塊柱。上角件底板由于受拉變形發(fā)生鼓曲，旋轉(zhuǎn)件下部底板發(fā)生彎曲變形，且在對(duì)應(yīng)下角件頂板邊緣部位明顯凹屈，發(fā)生凹屈變形的原因?yàn)橄陆羌敯鍖?duì)旋轉(zhuǎn)件的擠壓作用產(chǎn)生壓力，通過(guò)下角件頂板轉(zhuǎn)遞至旋轉(zhuǎn)件而引起的板件凹屈。

通過(guò)試驗(yàn)可知，節(jié)點(diǎn)最終破壞模式為旋轉(zhuǎn)件底板達(dá)到抗剪強(qiáng)度引起的剪切破壞。

2.2 試件承載能力分析

抗拉節(jié)點(diǎn)承載能力主要從荷載-豎向位移曲線考慮，圖11為試件荷載-位移曲線圖。試件T1的屈服荷載約為350kN，屈服位移為16mm，而試件T2的屈服荷載為450kN，屈服位移為18mm。試驗(yàn)過(guò)程中，試件T2的下角件頂板塑性發(fā)展緩慢，與其厚度相關(guān)。且最終試件破壞時(shí)，試件T1極限荷載為391kN，小于試件T2極限荷載527kN；即下角件板厚增加4mm，極限承載力增大34.78%，說(shuō)明試件的極限承載力受下角件頂板厚度影響較大，隨其厚度增大而增大。

圖11 抗拉試驗(yàn)試件荷載-位移曲線

整體荷載-位移曲線呈S形，節(jié)點(diǎn)存在屈服后整體剛度強(qiáng)化現(xiàn)象。

2.3 試件應(yīng)變分析

2.3.1 模塊柱及角件應(yīng)變

模塊柱及角件沿柱軸線方向測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線如圖12～15所示。

腫頭龍脖子短粗，肌肉發(fā)達(dá)，身體強(qiáng)壯。和很多恐龍一樣，腫頭龍也長(zhǎng)著一條長(zhǎng)長(zhǎng)的大尾巴，作用就是保持身體的平衡。腫頭龍靠后肢站立和奔跑，所以兩條后腿的肌肉很發(fā)達(dá)。與后肢相比，腫頭龍的前肢則短得多，爪子上長(zhǎng)有五根短短的指頭。

圖12 柱軸線方向荷載-應(yīng)變曲線1

由于1和13，2和14，3和15，4和16測(cè)點(diǎn)位于方鋼管柱表面的對(duì)稱位置，試件T1與T2的方鋼管柱表面測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線均表現(xiàn)出較好的一致性；同樣，位于角件表面的5和9，6和10，7和11，8和12測(cè)點(diǎn)曲線也較為一致。由圖可以看出，模塊柱應(yīng)變數(shù)值較小，均為正值，荷載-應(yīng)變曲線呈線性發(fā)展，可知方鋼管柱一直處于彈性受拉狀態(tài)；角件應(yīng)變數(shù)值較大，均為負(fù)值，荷載-應(yīng)變曲線前期呈線性發(fā)展，后期呈非線性發(fā)展，角件從彈性受壓狀態(tài)發(fā)展為彈塑性受壓狀態(tài)，可知節(jié)點(diǎn)在拉力作用下由角件承載主要荷載。

2.3.2 旋轉(zhuǎn)件應(yīng)變

下旋轉(zhuǎn)件螺桿及底板測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線如圖16～18所示。

圖16為下旋轉(zhuǎn)件螺桿表面測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線，由圖可知，加載過(guò)程中，19，20測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線變化趨勢(shì)相同；加載前期，曲線呈線性關(guān)系，螺桿處于彈性變化階段；當(dāng)荷載大于彈性極限荷載后，荷載-應(yīng)變曲線呈非線性變化，且應(yīng)變值大于屈服應(yīng)變，螺桿主要起傳遞荷載的作用。

圖17為下旋轉(zhuǎn)件底板表面軸線測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線，由圖可以看到，在加載過(guò)程中，21，25測(cè)點(diǎn)因位于底板端部，應(yīng)變變化很小；22，23，24測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線變化趨勢(shì)相同，且位于中部的23號(hào)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化速率及數(shù)值均小于22，24測(cè)點(diǎn)；相應(yīng)5個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變?yōu)樨?fù)值，由于底板受彎矩作用，其下表面均處于受壓狀態(tài)，除端部外的3個(gè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變均大于屈服應(yīng)變，且呈現(xiàn)前期增長(zhǎng)緩慢，后期快速增長(zhǎng)的特點(diǎn)，由此說(shuō)明隨著荷載的逐漸增大，下旋轉(zhuǎn)件底板應(yīng)力逐漸增大，且中部應(yīng)力大，端部應(yīng)力小，節(jié)點(diǎn)承載力主要由旋轉(zhuǎn)件底板控制。

圖13 柱軸線方向荷載-應(yīng)變曲線2

圖14 柱軸線方向荷載-應(yīng)變曲線3

圖16 下旋轉(zhuǎn)件螺桿荷載-應(yīng)變曲線

圖15 柱軸線方向荷載-應(yīng)變曲線4

圖17 下旋轉(zhuǎn)件底板表面荷載-應(yīng)變曲線

圖18為下旋轉(zhuǎn)件底板側(cè)面中部測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線，由圖可知，試件T1與T2的26，27測(cè)點(diǎn)荷載-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)較高的一致性，均呈現(xiàn)26測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)檎担?7測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)樨?fù)值的特點(diǎn)，可知底板側(cè)面上部纖維受拉，下部纖維受壓，即節(jié)點(diǎn)受拉時(shí)，旋轉(zhuǎn)件底板處于受彎狀態(tài)。

圖18 下旋轉(zhuǎn)件底板側(cè)面荷載-應(yīng)變曲線

3 有限元分析

3.1 模型建立

使用有限元分析軟件ABAQUS建立與試驗(yàn)尺寸一致的有限元模型。模型編號(hào)為T-1～T-8。模型的部件主要包括：模塊柱、下角件、上角件和旋轉(zhuǎn)件，各個(gè)部件均采用C3D8R實(shí)體單元進(jìn)行模擬，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)，鋼材采用線性強(qiáng)化彈塑性本構(gòu)模型，角件與模塊柱等焊接部位均采用綁定接觸，模型如圖19所示。

圖19 有限元模型

節(jié)點(diǎn)有限元模型的節(jié)點(diǎn)連接核心區(qū)網(wǎng)格劃分較密，其他區(qū)域的網(wǎng)格劃分較為稀疏，節(jié)點(diǎn)模型的網(wǎng)格劃分如圖20所示。

圖20 網(wǎng)格劃分、邊界條件及荷載施加

3.2 邊界條件及荷載施加

如圖20所示，在角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)抗拉有限元模型中，在模塊柱端設(shè)置參考點(diǎn)RP1和RP2，將參考點(diǎn)RP2與模塊柱截面耦合，并對(duì)RP2約束三向平動(dòng)及三向轉(zhuǎn)動(dòng)。荷載通過(guò)參考點(diǎn)RP1以軸向位移的方式施加。

3.3 有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

對(duì)角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元抗拉節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元模擬，得到的破壞模式和試驗(yàn)相似，如圖21所示。在角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)抗拉初始階段，節(jié)點(diǎn)各部分均處于彈性工作狀態(tài)，下角件頂板與旋轉(zhuǎn)件底板應(yīng)力增長(zhǎng)較快，且旋轉(zhuǎn)件底板與螺桿交界處的應(yīng)力明顯高于其他位置；隨著豎向位移繼續(xù)增大，荷載逐漸增加，下角件頂板及旋轉(zhuǎn)件底板出現(xiàn)屈服并不斷擴(kuò)展；豎向位移繼續(xù)增大，旋轉(zhuǎn)件底板屈服并出現(xiàn)剪切破壞；數(shù)值模擬中相應(yīng)位置應(yīng)力達(dá)到屈服。說(shuō)明數(shù)值模型可以有效地模擬出角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)在拉力作用下的破壞模態(tài)。

圖21 有限元與試驗(yàn)對(duì)比圖

圖22為試驗(yàn)與有限元分析的荷載-位移曲線對(duì)比。由圖可知，有限元模擬曲線與試驗(yàn)曲線的發(fā)展趨勢(shì)比較吻合。表2為試驗(yàn)與有限元的承載力值，模型T-1與試件T1的極限承載力誤差約為0.44%，模型T-2與試件T2的極限承載力誤差約為0.24%，誤差較小，誤差的產(chǎn)生主要在于有限元模擬中未考慮焊縫影響，同時(shí)試件存在一定的加工誤差和缺陷?？偟膩?lái)說(shuō)有限元模擬結(jié)果基本能夠反映角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)試件實(shí)際受力情況。

圖22 荷載-位移曲線對(duì)比圖

試驗(yàn)與有限元結(jié)果對(duì)比表2

3.4 參數(shù)化分析

3.4.1 下角件頂板厚度的影響

通過(guò)有限元分析得到各角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)模型的極限承載力和屈服承載力，屈服承載力用整體屈服法確定，依據(jù)節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線，將初始線性段的延長(zhǎng)線與斜率近似為常數(shù)的非線性段的切線相交處定義為模型的屈服承載力。對(duì)比結(jié)果列于表3。

模型參數(shù)及承載力匯總 表3

隨下角件頂板厚度增加，節(jié)點(diǎn)抗拉極限承載力增大，且隨其厚度增大，承載力提升效果越來(lái)越不顯著，綜合考慮經(jīng)濟(jì)性，建議選取頂板厚度20mm。

在單調(diào)靜力荷載作用下，各模型的應(yīng)力云圖變化規(guī)律基本一致，以模型T-2為例進(jìn)行分析。圖23為模型T-2在靜力荷載作用下的應(yīng)力云圖，模型最大應(yīng)力發(fā)生在下角件頂板以及旋轉(zhuǎn)件底板和上角件底板，連接板及方鋼管應(yīng)力相對(duì)較小，極限承載力狀態(tài)下，表現(xiàn)為下角件頂板受拉屈服，旋轉(zhuǎn)件底板受拉屈服。

圖23 模型T-2應(yīng)力云圖/MPa

提取下角件變形云圖如圖24所示，下角件在軸向拉伸荷載作用下發(fā)生鼓曲變形，發(fā)生鼓曲變形的原因是拉力通過(guò)旋轉(zhuǎn)件傳遞到下角件，引起下角件頂板鼓曲。為深入研究下角件頂板的變形規(guī)律，提取沿頂板上表面平行于Z軸方向的中軸線上變形規(guī)律如圖25所示。關(guān)鍵點(diǎn)分別為對(duì)應(yīng)中軸線兩側(cè)端點(diǎn)與對(duì)應(yīng)中軸線洞口邊緣兩點(diǎn)，其他條件相同下，板件厚度遞增，模型T-4與模型T-1相比，對(duì)應(yīng)中軸線洞口邊緣兩點(diǎn)變形量減小29.62%，隨著下角件頂板板厚增加，頂板洞口兩端的豎向變形減小。原因在于下角件頂板厚度增大，節(jié)點(diǎn)剛度增大，在相同荷載下，節(jié)點(diǎn)的變形相對(duì)減小。

圖24 模型T-2下角件變形云圖/MPa

圖25 下角件板厚t變化時(shí)頂板變形曲線對(duì)比

3.4.2 上角件底板厚度的影響

通過(guò)有限元分析得出角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)在下角件頂板厚度為20mm時(shí)，不同上角件底板厚度下的節(jié)點(diǎn)屈服承載力及極限承載力，如表4所示。分析可知，隨上角件底板厚度增大，節(jié)點(diǎn)極限承載力增大，但其增加幅度小于角件頂板厚度增加時(shí)的增幅。

由于上角件底部承受由上模塊柱傳來(lái)的拉力，并將拉力傳至旋轉(zhuǎn)件，底板由于受拉變形發(fā)生鼓曲。分析可知，隨著上角件底板厚度減小，上角件變形量增大，板件從未屈服達(dá)到接近屈服，截面塑性發(fā)展區(qū)域逐漸擴(kuò)大，達(dá)到了充分利用材料的目的。因此綜合考慮經(jīng)濟(jì)性及節(jié)點(diǎn)承載能力，建議上角件頂板厚度取16mm。

模型參數(shù)及承載力(不同上角件底板厚度) 表4

3.4.3 旋轉(zhuǎn)件底板厚度的影響

表5為下角件頂板厚度為20mm，上角件底板厚度為16mm時(shí)，不同旋轉(zhuǎn)件底板厚度下的節(jié)點(diǎn)抗拉承載力。

分析可知，隨旋轉(zhuǎn)件底板厚度增大，節(jié)點(diǎn)抗拉承載力增大，旋轉(zhuǎn)件變形量減小。由于承受上角件傳遞的拉力，旋轉(zhuǎn)件底板兩端受力，導(dǎo)致底板彎曲。綜合考慮經(jīng)濟(jì)性與節(jié)點(diǎn)承載性能，建議旋轉(zhuǎn)件底板厚度取25m。

模型參數(shù)及承載力(不同旋轉(zhuǎn)件底板厚度) 表5

4 結(jié)論

(1)傳統(tǒng)模塊建筑拼接節(jié)點(diǎn)抗拉承載力約為400kN，角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)承載力提高約31%，且最終下角件頂板達(dá)到屈服狀態(tài)，角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)抗拉承載力高，變形性能良好，符合模塊建筑連接節(jié)點(diǎn)的要求，證明角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)具有良好的靜力性能。

(2)在靜力荷載作用下，兩個(gè)角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)的抗拉破壞模式均為下旋轉(zhuǎn)件底板剪切破壞。

(3)角件旋轉(zhuǎn)式模塊單元連接節(jié)點(diǎn)的抗拉承載力與下角件頂板厚度有關(guān)，受其影響較大，隨下角件頂板厚度增加而增大。

(4)下旋轉(zhuǎn)件底板與螺桿連接處應(yīng)力集中較為明顯，可考慮將其圓弧化處理。

(5)總體上來(lái)看有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)較為吻合，有限元模型具有一定的可靠性。