羅岳

（廣西路建工程集團有限公司，廣西 南寧 530001）

0 引言

裝配式冷彎型鋼結構建筑（MSB）是一種現(xiàn)代風格的建筑形式，它將傳統(tǒng)的建筑形式劃分為三維裝配式單元，這些單元在工廠中預制后運輸到現(xiàn)場，組裝成一個整體構建塊。裝配式建筑具有施工快捷、工程質量優(yōu)越、節(jié)省人力、環(huán)境影響小等突出優(yōu)勢［1］，具有廣闊的發(fā)展前景。裝配式冷彎型鋼結構建筑主要用于施工速度要求高、對周邊環(huán)境影響小、施工場地有限的項目，如疫情防控醫(yī)院、戰(zhàn)時營地、數據中心、學生宿舍、城市酒店公寓等［2］。

裝配式冷彎型鋼結構建筑模塊間的連接主要采用焊接、螺栓連接和少數預應力連接。目前的焊接方法仍難以實現(xiàn)上、下柱底板的四面焊接。螺栓連接對安裝精度有嚴格要求，需要在梁或柱上開孔，安裝時容易與模塊的建筑裝飾發(fā)生沖突；預應力連接雖然避免了現(xiàn)場焊接和預留操作孔，但是預應力連接的施工復雜，施工要求相對較高。目前大多數裝配式冷彎型鋼結構連接的研究都集中在半結構模塊化單元系統(tǒng)［3］（具有結構構件長度的試樣，即考慮到拐點的梁和柱），然而失效主要發(fā)生在梁邊緣或柱端部，在連接區(qū)仍有明顯的承載力過剩，因此無法獲得模塊間連接的承載力和計算方法。當出現(xiàn)構件破損及承載力下降等情況時，為保證裝配式冷彎型鋼結構的穩(wěn)定性，必須采用不同的組合方式提高裝配式冷彎型鋼結構的承載力。在構件破損等災害條件下，受拉力和剪切力的影響，為了避免發(fā)生永久性破壞，需要將荷載分布至鄰近的構件上［4］。其中，轉動螺帽及螺釘對調節(jié)剪切及拉力有非常重要的作用。本研究對旋轉模塊的節(jié)點力學行為（即轉動部分抗拉、抗剪性能）進行系統(tǒng)深入的分析，開展2 套旋轉模塊間節(jié)點抗拉、抗剪試驗，結合數值模擬結果，揭示其抗拉、抗剪力學行為及失效機制。

1 試樣和設置

1.1 拉伸試樣

為研究旋轉式模塊間連接的抗拉承載力，本文制作了2個全尺寸連接試件進行測試。試樣T1采用原型項目的實際尺寸；試樣T2與試樣T1一致，只是增加了下角頂板的厚度（即T1 為16 mm，T2 為20 mm）。裝配式柱使用截面尺寸為200 mm×200 mm×18 mm 的矩形鋼管，確保失效發(fā)生在模塊間的連接處。頂部和底部的裝配式柱高為300 mm。此外，在裝配式冷彎型鋼結構柱的末端焊接矩形端板和帶孔的耳板，并焊接12 mm 的加勁肋骨以加強對冷彎型鋼結構的保護。

角配件和裝配式立柱由Q345B 鋼制成。連接器的連接板和其余部分采用G20Mn5QT 低合金鑄鋼制造。根據《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》［5］規(guī)范中的要求，通過材料試驗確定試驗使用材料的性能（見表1）。試驗結果表明，鋼材強度符合設計要求。

表1 試驗使用材料的性能

1.2 剪切試樣

在X 和Y 兩個方向上，旋轉模塊組件之間的連接節(jié)點為不均勻分布，因此設定兩個方向上的抗剪實驗同時進行。在X 方向上的樣本被設置為S1，在Y 方向上的樣本被設置為S2。在測試過程中，采用1 個1 500 t的壓力機加載樣品。壓力機將壓力作用在中間組件的橫梁上，從而在聯(lián)接部位產生剪裁效應。正式載荷前會有一個預載荷，載荷開始時，形式載荷的數值按每個階梯遞增50 kN，到了平穩(wěn)載荷階段，每個階梯都是100 kN。在接近最大負載時，將負載降低至50 kN［6］。

除了剪切方向不同，試樣S1 和S2 的其他設置是相同的。天花板托梁和地板托梁的高度為200 mm，矩形鋼管的截面為200 mm×200 mm×18 mm。在裝配式梁的端部焊接方形端板和加載支架，并焊接用于加固的加勁器。

2 測試結果分析

2.1 拉伸試驗分析

利用壓力機測得拉伸相關數據，由位移傳感器LVDT 計算出上、下角度的相對位移。由力傳感器檢測載荷，可以直接計算連結區(qū)的拉力。圖1 為張力測試得到的載荷—位移曲線。在初始加載階段，2 種試樣的荷載—位移線基本一致，在結合部的拐角部位無顯著的變形；當加載至1 350 kN 時，其變形隨加載速度加快而改變，上、下角位移可達1.9 mm。試驗研究過程中，在下角配件的頂板和下旋轉部件的底板處，都觀察到極大的屈曲變形，在裝配式柱中，變形不顯著。在428 kN 的負荷下，由于下轉動部分的基座與螺桿的連接處發(fā)生斷裂，試驗終止［7-9］。以T2為例，當荷載為400 kN 時，下部角鋼的頂板發(fā)生失穩(wěn)，其上、下角鋼的相對位移量為2.0 mm；在下部轉動構件中，基座和螺桿之間的連接部位也出現(xiàn)脆斷現(xiàn)象。試件T1 具有428 kN 的最大負荷，試件T2 具有528 kN的最大負荷，T2 試件下角管件的頂板厚度和最大承載力較T1試件分別增加25%和23%。結果表明，下角鋼接頭的頂板厚度是影響裝配式冷彎型鋼結構節(jié)點極限抗拉承載力的主要因素。

圖1 張力測試的荷載-位移曲線

從2個試樣的8個應變儀獲得的應變數據如圖2所示。試件T1和試件T2裝配式柱和角部擬合處應變值的變化分別如圖2（a）和（b）所示?？梢杂^察到，應變儀1-4 的裝配式冷彎型鋼結構應變值保持在較低水平，并呈線性發(fā)展，表明裝配式柱始終處于彈性應力狀態(tài)，符合實驗預期；角擬合處的應變值在不同位置顯示出不同的應變變化；應變儀5-6 的應變值較低，但始終高于裝配式柱的應變值；應變儀7-8 的應變增加率遠高于裝配式柱的應變增加速率，應變值更早進入非線性階段。主要原因是應變儀7-8所在的角配件的位置位于下部旋轉部件底板的彎曲方向，導致角配件的側壁在該方向上屈服。此外，在2 個試樣中都觀察到角部配件的非彈性屈曲，進一步表明在軸向張力中，角配件是連接的關鍵部件。

圖2 應變數據

2.2 剪切試驗分析

對旋轉模塊間的連接進行不同方向的剪切試驗，結果如圖2 所示。裝配式冷彎型鋼結構2 個試樣的極限破壞模式是下部旋轉部分的螺栓桿斷裂。試樣S1 的極限載荷為4 546 kN，試樣S2 的極限載荷為4 658 kN。對于旋轉模塊的連接，試驗施加的剪切力方向對連接的極限剪切能力影響不大，主要因為2個試樣的極限載荷差值在2.5%內，并且當試驗達到極限載荷時，2個方向的剪切面積（螺栓桿的剪切部分）是相等的。剪切試驗的載荷—位移曲線可以從試驗機的輸出數據得到（如圖3所示）。該曲線一般可分為以下4個階段。

圖3 剪切試驗的載荷—位移曲線

（1）第Ⅰ階段是摩擦階段。剪切力由下部旋轉部分螺栓桿的預緊力產生的摩擦力支持，這個階段的關鍵狀態(tài)是克服初始摩擦。在安裝試樣的過程中，螺栓的預緊力沒有得到很好的控制。由于預緊力較小，試樣S1 的階段I 并不明顯，試樣S2 由于預緊力相對較大而很明顯。

（2）第Ⅱ階段是滑移階段。在這個階段，連接件在轉角配件的孔中滑動，2個剪切方向的滑動距離等于孔中的間隙。這個階段的關鍵狀態(tài)是連接板與角配件的孔壁接觸。

（3）第Ⅲ階段是軸承階段。連接件和轉角配件的孔壁相互擠壓，載荷—位移曲線保持線性關系。這個階段的關鍵狀態(tài)是轉角接頭頂板的承載失效。

（4）第Ⅳ階段是加固階段。負荷—位移關系是非線性的，連接失效由角部配件的塑性變形引起。

3 有限元和參數分析

為充分了解荷載作用下連接的力傳遞機制及各種參數對其結構性能的影響，使用有限元軟件ABAQUS 的Standard 6.13 版本對試樣進行研究。在有限元模型中，對材料、幾何形態(tài)和接觸非線性進行建模。所有組件均采用8 節(jié)點線形磚，進一步減少所有組件集成，并采用沙漏控制元件類型（C3D8R）。同時，為每個部件選擇合適的網格密度，確保精度并最大限度地減少計算時間。柱和梁的網格單元尺寸為20 mm，連接和角配件的網格單元大小為10 mm，以保證提供最合理的測試結果。通過網格收斂性研究，檢查單元大小的適當性。連接中的焊接接頭使用表面到表面的連接約束進行建模。試樣的接觸界面被建模為表面到表面的無摩擦硬接觸相互作用。

3.1 拉伸模型

通過建立與拉伸試樣尺寸相同的有限元模型，模擬旋轉模塊間連接的拉伸試驗。從試驗數值分析中獲得的荷載—位移曲線如圖4 所示。由圖4 可知，有限元可以很好地預測彈性階段試樣的結構行為。在本試驗中，由于下部旋轉部件的鑄造質量差、材料質量發(fā)生變化的原因，2個試樣的脆性斷裂分別發(fā)生在3.5 mm 和4.5 mm 的位移處。在之前的試驗中，屈服后的下部旋轉部件顯示出足夠的延性和結構承載力，主要原因是有限元中沒有考慮斷裂材料模型。

圖4 有限元分析及試驗的荷載—位移曲線對比

3.2 屈服和極限載荷

圖5 為有限元模型的屈服值和極限值。本文以有限元模式的最大承載量為極限負荷，以屈服負荷為模式的初始負荷。圖5（a）表明，增加下拐角節(jié)點的頂板厚度能明顯地改善節(jié)點的極限抗拉負載，但對抗拉屈服負載幾乎沒有什么作用（增加0～6 mm的頂板厚度僅可以將屈服負載從225 kN 提高至238 kN）。圖5（b）表明，當較低的轉動部分的底板厚度增大時，所述接頭的抗拉屈服負載和極限負載均增大。此外，L0模型比R0模型屈服荷載更大，R0模型從526 kN增加到609 kN，而L0模型從526 kN增加到645 kN。

圖5 有限元模型的屈服值和極限值

在最大拉伸載荷下，裝配式冷彎型鋼結構模型中的von Mises（馮·米塞斯分布）應力分布如圖6 所示。從圖6可以看出，裝配式柱、連接板和上角配件的應力較小，最大應力出現(xiàn)在下角配件的頂板和下旋轉部件的底板。為了進一步探討影響連接抗拉承載力的關鍵因素，采用有限元法對下角配件頂板和下旋轉部件底板的厚度參數進行分析。表2為進行參數分析時所選參數的值和符號。相對于試驗中的原始尺寸，計算下角配件的頂板（L）和下旋轉部件的底板（R）的厚度增量。L2-R0 表示下部旋轉部件的底板厚度保持不變，而下部角配件的頂板厚度增加2 mm。

圖6 拉伸應力分布

表2 拉伸模型的參數值

4 結論

（1）在拉伸載荷下，連接的關鍵部件是轉角配件和下部旋轉部分的底板。拉伸破壞的模式是下層旋轉部分底板的彎曲破壞和上層角配件頂板的屈曲破壞。

（2）剪切載荷—位移曲線可分為4 個階段：摩擦階段、滑移階段、承載階段和加固階段。承載階段的末端荷載值可以作為連接的剪切承載力的設計值。角部配件頂板的承載失效可以作為剪切失效模式。剪切方向對連接的極限剪切承載力的影響很小。

（3）下角配件頂板厚度的增加對連接的拉伸屈服載荷影響不大。連接的拉伸屈服載荷和極限載荷都隨著下層旋轉部件底板厚度的增加而增加。