彩钢岩棉夹芯螺钉连接节点破坏及承载力研究

彩钢岩棉夹芯螺钉连接节点破坏及承载力研究

近年来，随着轻钢结构的广泛应用，彩钢夹芯板越来越受钢结构结构的房屋和厚面板的应用。其中，1（a）所示的房屋板节点结构如图所示。插入公共母路入口，在肋上添加绝缘垫，以避免高差。然后用自攻螺杆将安装好的板固定在房屋的上臂上。它是一种暴露的连接，防水性能很差。如图1b所示，首先，使用自攻螺杆将墙板一端固定在上，然后连接到其他板的另一端，隐藏连接，防水性能好。通过对屋面板、墙面板与主体结构檩条连接处的节点抗拉性能试验研究、有限元模拟及理论分析,提出节点承载力公式,为节点设计及相关规范的制定提供了参考依据.1节点负荷试验1.1真实工程材料参数.实际工程应用状况,应根据以下情况本试验所用试件样品均有深圳赤晓组合房屋有限公司提供,随机取样所得,与实际工程应用接近,具有较强的真实性.具体情况如表1所示.材料参数由试验测得如表2所示.1.2实验计划1.2.1梗肋表面钢板的位移将自攻螺钉穿过屋面板梗肋打入檩条腹板中,螺钉要尽量位于檩条腹板及长度中央以确保加载平衡,并使檩条与梗肋同向.然后将屋面板放在两侧堆放的方形砌块上,使檩条从两侧砌体块间隙中通过,有梗肋表面钢板在上面,以便观察试验现象.为了使连接节点处受到与实际屋面板风吸力等效荷载作用,对悬空的檩条两端施加竖直向下的荷载块.荷载块有标准砌块及合成块两种.标准砌块为长方体状,中间有两个较大方形孔洞,砌块呈“日”字形,合成块为长方体状铁块,两种试块均为20Kg.加载时,将砌块通过自身孔洞套入檩条,在屋面板两侧的檩条两端同时对称加载,以保持檩条平衡.由于每级左右对称加载,为40Kg.每加一次荷载,等待3min,以使试件变形充分.以直尺测量地面与檩条上表面距离,得到自攻螺钉向下的位移,如图2所示.1.2.2墙面板加载:墙面板为背景,无安将墙面板一端部中央钉于檩条腹板中间处,如图3所示.檩条两端伸出墙面板部分用砌块支支撑,墙面板放置在檩条下方,以便由上而下加载.由于墙面板仅一端通过自攻螺钉与檩条相连,用砌块将墙面板另一端支撑,使其对连接节点处受力状态无影响.然后将试件放在反力架下,在反力架下连接上2t力传感器,连通应变仪,用于读数控制加载,并通过千斤顶加载.在反力架上固定一百分表来测量靠近钢板中心处位移.用千斤顶分级加载,通过力传感器对钢板施加力,待稳定后,记录荷载对应的位移值,得到力和节点位移的关系.1.3试验现象和结果1.3.1局部变形.在加载初期,岩棉被压密实.彩钢板与岩棉紧密接触,受力较均匀,岩棉为其提供侧向支撑,使其不易发生屈曲.随着荷载增加,岩棉变形增大,由于加载位置相对较集中,使彩钢板节点局部处传给岩棉的力相对于梗肋其它位置的力较大,导致区域压缩量差异,变形不一致,节点处局部变形较大.由于侧向彩钢板以岩棉做支撑,故变形也会同岩棉相协调一致,这样侧彩钢板便不再保持成平面状态,而是在出平面方向开始有变形.当荷载进一步加大时,很快便出现斜向钢板在受力点附近的屈曲,直至变形过大,钢板发生屈服,此时可认为节点失效,如图4所示.1.3.2钢板压痕的表现自攻螺钉压力作用下,岩棉被压密实,钢板与檩条的间隙越来越大,钉帽处钢板开始出现圆形压痕.随着荷载增加,压痕处钢板破坏,钉被拉进钢板内部,钢板留下钉帽大小的圆洞,钉并无破坏现象,如图5所示.2有限模拟2.1有限元模型建立由试验可知,屋面板的破坏是由上层钢板将力传递给两侧的斜向钢板,斜向的钢板受到轴向压力整体失稳造成.因此在建模的时候,就要在这两对面上设置接触.脱离之后,斜向钢板单独受力,变成了构件截面轴心受压的情形,从而发生屈曲现象.由于试验中变形较大,运用有限元软件LS-DYNA进行显式求解计算.钢板采用Thinshell163单元,岩棉采用solid164八节点实体单元,自攻螺钉采用刚体RigidBody单元.有限元模型尺寸根据构件的实际尺寸.在自攻螺钉与屋面板接触的两个表面间要设定一个很小的距离,而不是紧挨着,从而可以避免设置接触的时候出现初始渗透现象.对自攻螺钉钉帽与上表面钢板以及两斜向钢板与岩棉的接触采用CONTACTAUTOMATICGENERAL接触类型,来模拟这种接触对间只能受压不能受拉情形.根据试验方案,有限元模型中边界条件简化为两端绞支.加载也采用分级加载,每级0.4kN.有限元模拟破坏模型如图6所示,结果比较如图7和表3所示.由于试验中采用分级加载,每级间停留一段时间记录和等待结构稳定,因此试验力-位移曲线存在较大的松弛变形,如图7所示,有限元与试验力-位移曲线存在较大差距,但两者极限承载力吻合较好.2.2墙面板节点连接有限元分析墙面板连接节点受拉情况,采用有限元软件ANSYS进行模拟.彩钢板及芯材均采用8节点实体单元(solid45),自攻螺钉采用刚体.钢板与岩棉间有足够的粘结力.钢材采用双线性随动强化模型(BKIN),岩棉采用双线性各向同性强化模型(BISO),钢材采用0.5%的强化段,岩棉为理想弹塑性.建模时,忽略螺钉位子及边缘厚度相对较小的影响.有限元模型如图8所示,结果比较如图9,表3所示.从图9可以看到,有限元结果与试验吻合的较好,可认为有限元模型比较真实反映了墙面板节点连接处受力状况.3钢板有限元模型通过有限元结果与试验结果比较,发现两者吻合较好,这样就可对不同厚度钢板模型进行有限元计算,并将结果进行线性回归,得到适当的安全系数,用于理论公式修正,得到具有一定安全度的理论设计公式,用于指导工程实践.3.1斜向钢板结构失稳临界力屋面板退出工作是由于两侧斜钢板受压屈曲,变形较大整体失稳造成的.因此,需对两侧钢板进行整体失稳计算.由于屈曲只发生在靠近受力孔洞的局部,故沿肋长取斜向钢板截面长度40mm(大于钉子帽的直径,与实验中屈曲部分差不多的长度)进行研究.截面厚度为0.5mm,斜板长度为50mm,高度为42mm,利用上述尺寸计算斜板的整体失稳临界应力.两端假定为铰支.整体稳定性计算为式中:ϕ为轴心受压构件的稳定系数(取截面两主轴稳定系数中的较小者).模型中,钢板的实际受力长度并没有达到500mm,可按取设长度(40mm)向下45°进行剖切,得到侧板的计算受力长度为140mm.查钢结构规范表可知其属于板厚t<40mm,板件宽厚比>20mm的轧制b类截面.故根据《钢结构设计规范》得:式中:α2、α3分别为根据规范表的截面分类取为0.965,0.3.最终整体失稳的临界力F=ϕAf=1.14kN.将整体屈曲临界荷载转换为节点处外力,由图10可得:N=2×5042×F=2.71.Ν=2×5042×F=2.71.即斜向钢板整体失稳所需外力为2.71kN,可知理论值稍大于有限元结果(2.5kN).由整体失稳公式可知,屋面板的屈曲破坏与稳定系数ϕ、有效面积A以及钢材的屈服强度fy有关.考虑到实际模型中斜钢板受偏心矩,边界条件等影响与理论计算模型的差异,可将屋面板受压屈曲承载力公式修正为F′=kϕAfy+a.F′=kϕAfy+a.其中:k、a由线性回归结果确定.在实际工程中,时常会在屋面板梗肋处安装自攻螺钉时引起梗肋下陷等初始缺陷造成承载力下降,为了使结构设计具有一定的安全度,对有限元结果提供0.75的分项系数,得到有限元修正值.将有限元修正值除以常数C=2×50/42得到有限元整体失稳临界力,对其及理论整体失稳临界力线性回归,即得到k、a.由图11线性回归结果得到k=0.305,a=0.397.故整体失稳临界力为F′=0.305ϕAfy+0.397.F′=0.305ϕAfy+0.397.相应的节点破坏荷载为N=(0.305φAfy+0.397)×2×5042=0.726φAf+0.945.Ν=(0.305φAfy+0.397)×2×5042=0.726φAf+0.945.从表4可以看出,除了个别钢板厚度有差别外,整体上吻合良好.且在实际工程中,通常采用的压型钢板厚度一般不超过1mm,故在这个范围内,公式是适用的.3.2冲剪破坏荷载的修正墙面板节点连接抗拉情况,涉及了与本模型相似的例子.将螺钉视为上端弦杆,压型钢板视为方钢管上边,则可以将其理论计算公式推广到本模型中.由于压型钢板的宽度远远大于钉直径,且其厚度也很小,故这里发生的破坏应为第三种情况—冲剪破坏.由于螺钉钉帽是圆形的,所以采用圆管截面间的连接公式.冲剪破坏是由垂直于弦杆的荷载引起的,节点强度为有效冲剪面积乘以有效冲剪抗力.由对称性,在所给定的范围内,考虑全周长有效.冲剪面积为π×b1×t0,冲剪应力极限为fy3√fy3,因此冲剪承载力为可知,冲剪破坏荷载与钉帽直径b1、钢板厚度t0以及钢材的屈服强度fy有关.由于夹芯板模型与钢管截面桁架节点处模型边界条件不一样,将夹芯板的冲剪破坏承载力修正为N′=k×b1×t0×fy.Ν′=k×b1×t0×fy.其中:k由有限元结果线性回归确定.图12是钉帽直径分别为12、24mm时不同厚度钢板有限元计算得到的力-位移曲线,对有限元值进行线性回归,如图13得到,k=1.04.这样就可得到墙面板节点连接承载力设计修正公式为N′=1.04×b1×t0×fy=1.04b1t0fy.Ν′=1.04×b1×t0×fy=1.04b1t0fy.表5为理论修正结果与有限元结果比较,可见两者吻合较好,故理论修正公式可为实际工程墙面板连接节点设计提供有价值的参考依据.4节点极限承载力1)屋面板连接节点处破坏机理是侧向支撑岩棉局部变形过大,节点附近的斜向钢板受到轴向压力发生整体屈曲破坏.因此岩