铝合金螺栓群受剪长连接承载力的试验研究

铝合金螺栓群受剪长连接承载力的试验研究

铝合金具有重量轻、美观、易加工、耐腐蚀等优点。它不仅适用于建筑物的门窗、玻璃天花板等防护结构，也可作为结构的主要支撑组件直接承受负荷。近年来,随着铝加工技术的不断发展、铝合金材料性能的不断增强、连接技术的不断创新,铝合金结构在土木工程中的应用领域越来越多,应用范围也越来越广,在世界各地均建成了一定数量形式各异的铝合金结构。目前,铝合金结构在国内也得到一定程度的应用发展。但由于国内还没有相应的设计规范,因而制约了这种结构形式在我国的进一步推广。规范的制订需要通过理论分析和试验研究来解决很多问题,铝合金连接节点的承载能力计算是其中一个重要方面。与焊接相比,由于在某些牌号的铝合金焊接节点中存在着焊接热影响区强度降低的不利现象,因而螺栓连接是一种应用更为广泛的连接方式。铝合金与钢同为金属材料,铝合金栓接节点的力学性能同钢结构也十分接近。通过对国外规范的对比研究,单个螺栓的受剪、受拉及拉剪连接均可采用与钢结构螺栓连接相同的设计计算方法。但由于铝的弹性模量仅为钢的三分之一,与钢相比,铝合金螺栓群节点的承载性能是否有较大差异尚待进一步深入研究。因此,本文结合我国首部铝合金结构设计规范编制的需要,对铝合金栓接节点的静力承载性能进行了较系统的理论分析和试验研究,并采用数值模拟对试验结果作补充分析。研究内容包括两类最为典型的栓接节点:双盖板轴心受剪螺栓群节点和双T形轴心受拉螺栓群节点。1双盖的轴心由切下螺钉组节点组成1.1节点的变形协调双盖板连接是最常见的螺栓群轴心受剪连接形式。当连接较长时,各螺栓中剪应力的分布呈两端高中间低的马鞍形,如图1所示。以图2所示n个螺栓的双盖板节点为例,在荷载N作用下,芯板及组合搭接板(将上下两块搭接板视为一体)的内力呈阶梯状分布。第i个螺栓孔洞与第i+1个螺栓孔洞之间的芯板内力为Pi,i+1,组合搭接板内力为Qi,i+1,第i个螺栓所承担的剪力为Ri。两相邻螺栓之间的芯板及组合搭接板满足下列平衡方程:图3(a)所示为连接板和螺栓的变形。在荷载N作用下,第i个螺栓孔洞与第i+1个螺栓孔洞之间芯板伸长后的距离为p+ui,i+1;同时,搭接板也被拉长,第i个至第i+1个螺栓孔洞之间搭接板伸长后的距离为p+u′[KG-*3]i,i+1。其中,p为螺栓孔间距。另一方面,螺栓发生错动变形,该变形包括螺栓受到的剪力、弯曲和承压产生的变形以及连接板承压产生的变形。假定不论在螺栓的孔边或是在中心线上,螺栓的变形都一样,用符号Δi表示。参见图3(b),第i至第i+1个螺栓孔洞间连接的变形协调条件为:芯板及搭接板的伸长ui,i+1和u′[KG-*3]i,i+1可表示为其内力Pi,i+1和Qi,i+1的函数,即:通过试验可测定出Δ与R的关系曲线,该曲线一般可表示成图3(c)所示的形状,函数表达式为:将(4)～(6)式代入(3)式,则变形协调条件成为:式(7)可按连接的每一段分别写出,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个未知量Ri的n-1个联立方程。最后再引入平衡方程:则当函数f、Φ、Ψ已知时,就可求得节点中每个螺栓承担的荷载,进而求出节点的极限承载力。当芯板厚度等于搭接板厚度的两倍,且栓孔等距布置时,在线弹性阶段相容方程(7)式可简化为:式中,δp为相邻螺栓孔之间芯板和组合搭接板的抗拉柔度,δb为螺栓杆的抗剪柔度。将(8)式与(9)式联立求解,可得线弹性阶段各螺栓所承担的剪力荷载值。1.2螺栓在极限承载状态下的横向变形分析根据上述理论分析和试验研究结果,欧洲钢结构规范EC3规定当接头长度L>18d时,应对轴心受剪长连接的螺栓承载力进行折减,折减系数为:中国《钢结构设计规范》(GB50017)规定当连接长度L大于15d0时折减系数为:与钢相比,铝合金轴心受剪长连接在弹性阶段螺栓分担荷载的不均匀性将更为显著。这是因为铝合金板的弹性模量较小,当螺栓及间距不变,而仅将板材料由钢变为铝合金时,(9)式中柔度比值δp/δb的增大必然会加剧螺栓承担剪力荷载的不均匀性。但在静力荷载作用下,节点的极限承载力是由螺栓和板的弹塑性极限变形能力决定的。参见图3(c),当端部螺栓达到极限强度Ru时,由于此时尚未达到其极限变形Δu,因此,随着栓杆材料和(或)连接板的塑性发展,端部螺栓变形会进一步增长,节点能够继续承载,额外“多”施加的这部分荷载,就逐渐由内部螺栓来承担。理论上,只要节点具备充足的变形能力,外部荷载最终就能够在全部螺栓上达到均匀分配。正是由于铝合金板相对钢板更大的变形能力,使得在外荷载作用下,铝合金板的孔洞承压变形较钢板更为显著。这使螺栓塑性变形的余地更大,即相当于增加了螺栓的极限变形Δu值,这对于极限状态下长连接中各个螺栓的剪力平均分配起到了有利的作用。因此,对铝合金双盖板连接,在极限承载状态下,剪力分配的不均匀程度反而可能会小于钢结构中的结果。具体结果则有待试验验证。为分析钢结构规范公式(10)及(11)用于铝合金结构的安全性,本文对6061-T6铝合金板采用4.8级镀锌钢螺栓的双盖板连接进行了验证性的试验研究。1.3螺栓群党向非定径比、长度对比试件的加工制作承载力折减系数主要与接头长度L、连接板净截面面积与栓杆总受剪面积的比值An/As有关。因此在预备试验中,首先完成了铝合金连接板材性试验,以得到连接板的抗拉强度;其次完成了单个螺栓轴心受剪试验,以得到单个螺栓抗剪强度。最后,根据前两组试验的结果,考虑上述两个参数,加工制作出螺栓群轴心受剪试件12件,如图4所示。各试件的接头长度L分别为100mm、200mm、300mm和400mm,相当于17d～67d或15d0～62d0;每种接头长度的试件又分三种宽度,以得到不同的比值。更详细的试件尺寸参见文献。图5为其中L=300mm的3个试件试验前的照片。1.4端部螺栓试验力对以上12个试件静力加载直至破坏,试件破坏有2种类型。第1种破坏是芯板在2-2截面处被拉断:试件QJ6-1、QJ6-2、QJ11-1、QJ16-1的破坏属于这种类型。第2种破坏是螺栓剪切破坏:其中较短的试件QJ6-3的6个螺栓同时被剪断;其余7个试件在加载过程中,2-2截面处的端部螺栓首先被剪断,随后实验机表盘读数略有下降,然后试验力又继续上升,直至全部螺栓剪断。试验过程中,虽然在端部螺栓剪断后实验机可继续加载,但此后加载的幅度并不大,很快就引起全部螺栓被剪断。因此,应当把端部螺栓剪断时的试验力作为试件的破坏极限荷载Fu。用Fu除以螺栓杆总受剪面积As,可得端部螺栓剪断时所有螺栓的平均抗剪强度,将该值除以前面预备试验得到的单个螺栓抗剪强度,可得双盖板长连接的承载力折减系数β。表1中列出由试验结果得到的承载力折减系数β值,其中An/As为各试件的实测值。表中同时列出按GB50017及EC3公式计算得到的β值,以作对比。根据表1中数据,可绘出承载力折减系数β同接头长度L的关系曲线,如图6所示。1.5连接板及螺栓的安装由铝合金双盖板栓接节点的试验现象和试验结果分析可得以下结论:(1)铝合金双盖板轴心受剪螺栓群节点的接头长度L越大,连接板净截面面积与栓杆总受剪面积的比值An/As越小,承载力折减系数β越小。(2)对于采用6061-T6铝合金连接板和4.8级钢螺栓的特定“板/螺栓”组合,试验得到的β值高于GB50017和EC3计算得出的β值。(3)通过本文试验研究,可证明欧洲钢结构规范EC3和我国钢结构设计规范GB50017的承载力折减系数公式(10)、(11)式应用在铝合金结构中是安全的。铝合金轴心受剪螺栓群的承载力折减系数公式,可参考这两个规范公式来制定。2轴的双t形节点2.1创新钢节点有限元分析对于钢结构受拉螺栓群节点,我国钢结构规范采用了适当降低螺栓抗拉强度设计值,对撬力不作计算的方法。在铝合金受拉螺栓群节点中,由于铝材料较低的弹性模量,有可能使撬力现象更加显著,在计算中如不考虑撬力,所设计的节点可能是不安全的。对撬力现象的研究,现有文献均把最简单也最典型的双T形构件轴心受拉螺栓节点作为研究对象,研究方法以数值模拟分析为主,并完成了少量的钢节点试验。欧洲钢结构规范(EC3)在附录J给出了等效双T形节点的承载力计算公式,但能否适用于铝合金结构,需要作进一步的研究。鉴于在受拉螺栓群节点中撬力分析的重要性,本文对铝合金双T形轴心受拉螺栓群节点进行了系统的理论分析和试验研究,并通过数值模拟来对试验结果进行补充,为本次规范制定提供依据。2.2节点极限承载力对如图7(a)所示的由4个螺栓连接的等效双T形轴心受拉螺栓钢节点,在轴心拉力P的作用下,随T形构件翼缘板抗弯刚度和螺栓杆轴向抗拉刚度比值的不同,可能会发生3种不同的破坏模式,分别如图7(b)～(d)所示。图中黑色圆点代表翼缘出现塑性铰的位置;∑Nbt为全部螺栓抗拉承载力的总和,Mp为翼缘板的塑性抵抗弯矩。各破坏模式下双T形构件的节点极限承载力可分别按以下方法计算。破坏模式Ⅰ:T形构件在螺栓孔洞处及翼缘与腹板连接处出现塑性铰,螺栓尚未达到其抗拉承载力。根据图7(b)所示翼缘弯矩图,可列平衡方程为:由(12)式可得该模式下节点极限承载力为:破坏模式Ⅱ:T形构件在翼缘与腹板连接处出现塑性铰,同时螺栓被拉断。根据图7(c)所示翼缘弯矩图,可列平衡方程为:由(14)式可得该模式下节点的极限承载力为:破坏模式Ⅲ:螺栓被拉断。根据图7(d)所示翼缘弯矩图,可列平衡方程得出该模式下节点的极限承载力为:双T形节点的极限承载力应取按(13)、(15)和(16)各式计算得到的最小值。显然,当翼缘板较薄而螺栓直径较大时,出现破坏模式Ⅰ的可能性较大,此时撬力Q也较大;当翼缘板较厚而螺栓直径较小时,出现破坏模式Ⅲ的可能性较大,此时撬力为零。更一般的情形为破坏模式Ⅱ,撬力介于Ⅰ、Ⅲ两种模式之间。欧洲钢结构规范提出的上述计算模型简单实用,在设计中易于实现。不仅能够计算双T形节点的极限承载力,当与单T形构件连接的板刚度较大时,也可参考以上公式采用。因此该方法适用范围较广。2.3双t形轴系受拉螺栓群试件的研制试验所采用的铝合金T形构件材料为6061-T6合金,螺栓为4.8级镀锌钢螺栓。在预备试验中,首先完成了铝合金T形构件材性试验和单个螺栓轴心抗拉试验,以得到T形构件材料的名义屈服强度和单个螺栓抗拉强度,从而能按照EC3公式计算T形构件翼缘板的塑性抵抗弯矩以及单个螺栓的抗拉承载力,进而可计算出节点的极限承载力以同试验结果和数值模拟相对比。最后,采用2种规格的T形构件,考虑不同的栓孔位置,加工制作出双T形轴心受拉螺栓群试件。试件如图8所示,其中翼缘板较厚的DTA试件共9件;翼缘板较薄的DTB试件共8件。所有螺栓均不考虑施加预拉力的影响,螺栓拧紧到螺栓头、螺母与垫圈及板件接触后即不再过度拧紧。图8中A、B两点为试验过程中量测位移的引伸仪触点安放位置。2.4各计算极限承载力的对比对以上17个试件进行单向拉伸试验,可得各试件荷载-位移全过程曲线,详见文献。各试件的试验极限承载力列于表2,表中同时列出按EC3公式得到的计算极限承载力,以供对比分析。由表2数据可见,各试件极限承载力的试验值同计算值非常吻合。9个DTA试件的计算值与试验值的平均误差仅为4%;8个DTB试件中,计算值同试验值的比值,最低为0.78,最高为0.93,计算值平均约为试验值的84%。这表明按照EC3的计算方法求得的节点极限承载力是精确且安全的。2.5u2004有限元模型建立为明确节点在加载过程中塑性区出现的顺序和范围,判断节点的破坏模式,本文还按照试件的实际尺寸和材料性能对其进行了大量数值模拟分析。对双T形节点进行数值分析时不仅要考虑几何非线性和材料非线性,还必须准确模拟出两个T形构件之间、T形构件与螺栓之间的接触与摩擦,即还需要考虑节点的状态非线性。T形构件和螺栓均采用3维空间实体单元建立有限元模型。由于节点关于翼缘板下表面、腹板中面和翼缘宽度方向的中间面等3个平面都存在对称性,因此建模时仅需考虑节点的1/8。在模型中通过建立接触对来考虑两个T形构件之间以及螺栓头与T形构件之间的接触与摩擦现象。为简化模型,建模时不考虑垫圈,也不考虑螺母滑移、螺纹失效的现象;此外,螺栓杆用圆柱体模拟,截面直径采用栓杆的有效直径。图9所示为其中两个试件及螺栓的有限元网格剖分模型。在数值分析中,所输入的T形构件和螺栓材料的应力-应变曲线均根据本次预备试验所得数据采用。根据前述EC3公式计算,所有的9个DTA试件将发生第Ⅱ种破坏模式,所有的8个DTB试件将发生第Ⅰ种破坏模式。下面将其中2个具有代表性的试件在试验过程中接近破坏的极限变形实拍照片与数值模拟计算得到Von-Mises应力云图一起绘出。图10所示为试件DTA-9-20,图11所示为试件DTB-9-24。在数值模拟得到的应力图中,a区域代表材料仍在弹性阶段,b区域代表材料应力已超过比例极限,c区域代表在该范围内材料已进入塑性阶段。由试件的变形图及数值模拟结果可见,EC3公式计算预测的节点破坏模式也是非常准确的。2.6试验分析和数值验证由铝合金双T形轴心受拉螺栓群节点的试验及数值模拟结果可得以下结论:(1)在本文试验的极端情况下,撬力的不利影响最高可对节点承载力产生65%的折减。显然,设计中如不考虑撬力,在某些情况下将很不安全。(2)通过本文试验分析