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幕墙中“栓接T型钢梁结构”的设计与应用

发布于：2020-11-12 14:59:12 来自：建筑结构/钢结构工程 [复制转发]

摘要： 本文介绍了北京首都国际机场专机与公务机楼玻璃幕墙工程栓接T型钢梁的结构设计，分析了栓接T型钢梁结构受力特点，采用了非线性有限元计算方法，并通过结构实验进行了验证。

关键词： 幕墙结构、栓接T型钢梁、结构实验。

1.工程概况

北京首都国际机场专机与公务机楼工程位于北京首都国际机场内(如图1)，总用地面积为178222平方米，新建专机与公务机楼面积为6352平方米，地上两层，局部夹层，主体结构形式采用钢结构。整个专机与公务楼分二期进行，其中一期工程包括专机与公务机楼、交运行李服务楼和停车场服务楼三座建筑及室外道路、广场、绿化、停车场及室外管线等，二期为公务机停机坪远期发展用地、附属设施用地及部分景观绿化用地。该工程2006年12月建成，2007年6月正式投入使用。

图1专机与公务机楼立面效果

北京首都国际机场专机与公务机楼玻璃幕墙工程幕墙面积约为28000平方米，主要由石材幕墙、铝合金玻璃幕墙、玻璃采光顶等组成。其中铝合金玻璃幕墙部分支撑结构采用了栓接T型钢梁结构(如图2)。

图2栓接T型钢梁节点构造示意图

2.结构说明

专机与公务机楼玻璃幕墙工程采用T型钢梁作为主要承力体系。施工图深化设计初始采用焊接T型梁，并要求在加工完成后将焊缝刨平，以保持外观简洁，美观。这种做法，对焊缝的要求很高，必须全熔透，否则会因为焊缝高度降低而对结构的受力产生不利影响。所以这种设计必然导致工艺复杂，施工周期长。为了保证进度，同时又不影响外观。将焊接T型梁改为栓接T型梁。T型梁翼缘和腹板采用大六角头8.8级M8高强螺栓连接，间距300mm，加劲板兼平面外栓接T型横梁的连接板每1200mm一块(具体布置参见图3)。这样变更后，T型钢梁加工速度快，外观更简洁。但其受力性能需要经过试验和理论分析验证。

图3栓接T型钢结构布置图

3.材料性质

栓接T型梁的主体结构采用Q235钢，其材料的本构关系曲线见图4(a)。螺栓采用8.8级M8高强螺栓，有效截面直径6.827mm。有效截面面积S=36.587mm2。该类螺栓的抗拉，抗剪强度检测值分别为：Ft=32.67KN;Fv=25.83KN。所以根据《钢结构设计规范(GB50017-2003)》，其屈服强度为：fu=32.67/36.587×1000=892.94Mpa;抗拉强度设计值ft=fu/2=446Mpa;抗剪强度设计值fv=Fv/s/2.5=282Mpa。该螺栓经测试满足规范规定的抗拉强度设计值ftb=400n/mm2;抗剪强度设计值fvb=250N/mm2的要求。螺栓由于是高强钢，其本构关系采用双折线模型，见图2(b)，曲线强化段Es=0.03E。结构计算采用美国CSI公司的结构设计软件Sap2000进行结构的初步分析。采用美国ANSYS公司著名的通用有限元分析软件ANSYS进行详细的三维结构有限元分析。

图4钢材应力应变关系曲线

4.结构分析荷载

4.1标准荷载

北京地区基本风压:0.45KN/m2;抗震设防烈度：8度(0.20g);地面粗超度:B类;风荷载体型系数：1.2;玻璃横向网格为1.548米, 设计标高10.6米。T型钢为连续梁，总长10.04米，一层跨度5.17米，二层跨度4.89米。

幕墙构件自重标准值：Gks=0.8 KN/m2

4.2荷载计算

单根T型钢重力方向荷载：Gkt=1.2×1.548×10.04×0.8=14.92KN.

4.2.1风荷载计算

标高为10.600m处风荷载计算:

Wk=βgz×μz×μs×W0 (GB50009-2001)

式中：Wk---作用在幕墙上的风荷载标准值(kN/m2)，方向垂直于板面;

βgz---10.600m高处阵风系数(按B类区计算);

μf=0.5×(10.600/10)-0.16=0.495;

βgz=0.89×(1+2×0.495)=1.772;

μz---10.600m高处风压高度变化系数(按B类区计算)，μz=(10.600/10)0.32=1.020;

μs---风荷载体型系数，取1.200

Wk=βgz×μz×μs×W0

=1.772×1.020×1.200×0.450

=0.976 kN/m2

计算值小于1.0kN/m2，取Wk=1.0kN/m2 (JGJ 102-2003 5.3.2)

4.2.2水平地震作用计算

qEK=βE×αmax×Gks (JGJ102--2003 5.3.4)

式中：qEK---水平地震作用标准值(kN/m2)，方向垂直于上翼缘表面;

qEK=βE×αmax×Gks

=5.0×0.16×0.8

=0.640 kN/m2

4.2.3水平向荷载组合

qK：荷载组合标准值(kN/m2);

q：荷载组合设计值(kN/m2);

风载：组合系数1.00，分项系数1.40;

地震荷载：组合系数0.50，分项系数1.30;

qK=1.00×1.000+0.50×0.64=1.32 kN/m2

q=1.00×1.40×1.000+0.50X1.30×0.64=1.815 kN/m2

4.3工况组合

刚度工况：

工况1	1.0恒载+1.0风载+0.5地震荷载

强度工况：

工况2	1.0恒载+1.4正向风载+0.5×1.3地震荷载
工况3	1.0恒载+1.4负向风载+0.5×1.3地震荷载

5.结构初步分析及试验设计

5.1结构初步分析

根据实际结构布置，我们进行结构的初步分析，采用SAP2000结构计算软件，结构的翼缘和腹板采用实体单元，在栓钉位置采用普通梁元模拟，为了分析螺栓的连接性能，我们设定翼缘和腹板之间2mm间隙(实际结构远没有这么大)，初步分析结构模型中不考虑实际结构中连接耳板的作用。结构的分析模型如图5。经过分析后得到结果如表1。

表1 实际结构的初步分析结果汇总

图5栓接T型钢初步分析模型

根据结构的初步分析可以得出，栓接T型钢在5.7米标高有面内支承，形成连续梁结构，结构的刚度能够满足要求规范要求，因为未考虑材料塑性，所以栓钉的剪力值只是理想弹性状态下的结果，但大体反应了栓钉群受力状态。对我们的试验方案有参考价值。

5.2试验方案制定

与一般组合梁一样，在结构整体计算通过的情况下，结构的薄弱环节就是连接部分了。栓接T型钢的栓钉承载力对整个结构的耐久性至关重要。因此我们决定对T型钢进行静力和10万次疲劳测试，以确保结构安全。试验目的:a.考察栓钉连接方式的T型钢在静力和动力作用下的结构性能。B.验证理论分析的是否正确。我们委托东南大学工程结构与材料试验中心进行该项试验。

为了真实的模拟T型钢梁的实际可能的荷载状态，本次采用高频疲劳和低周频劳满负荷试验，试验要求T梁的下弦最大应力幅达到150Mpa左右，另外由于疲劳机吨位较大，结构的刚度不能太小，否则无法成功循环加载。由于T型钢总长10米，采用1:1模型试验有困难，根据栓接T型钢的初步分析中栓钉的剪力分布情况，依据栓钉剪力和弯矩等效原则，考虑结构疲劳试验要求，我们分别采用2.1米跨度梁承受高频4KN～26KN正弦波循环荷载，4.2米跨度梁承受低周4KN～14KN正弦波循环荷载。这样既接近实际钢梁尺寸，又能够有足够的刚度使疲劳机加载能够得以顺利进行。两种跨度梁均采用试验室易于实现的简支条件，相对于实际结构的连续梁体系，该边界条件对T型钢梁的承载更不利。两种跨度梁的初步计算结果如表2所示:

表2 在14KN静荷载作用试验用栓接T型钢的初步分析

6.有限元精细模型分析

为了更准确的分析结构的真实受力状态，我们又采用ANSYS软件进行精细模型分析，栓接T型钢的有限元精细模型见图 6，上翼缘和腹板以及栓钉均采用SOLID92单元，该单元为带边中点的四面体单元，10个节点，每个节点3个自由度，能够适用于弹塑性，几何非线性等结构分析中。由于在螺栓拧紧后，螺帽与翼缘板焊牢，所以在建模时省却螺帽，仅仅建立螺杆模型。翼缘与腹板之间采用面面接触单元，接触算法选用Augment-Lagrange乘子算法。栓钉连接施工时，没有进行严格的扭力测试，预紧力无法估出，故在精细模型中不计螺栓预紧力。在该模型中还将T型钢梁平面外连接板作用考虑在内，经计算分析连接板对栓接T型钢梁的作用不可忽略。

图6 栓接T型钢有限元精细模型

栓接T型钢与焊接T型钢(未经过焊缝磨平)的承载力和刚度的区别也为我们所关注，所以我们还进行了焊接T型钢的精细模型分析，焊接T型钢的翼缘腹板完全连接，全部采用Solid92单元。为了方便比较对照，焊接T型钢也采用4.2米跨度，简支。

下面首先进行的是与实验结构相同T型钢梁的理论分析。由于T梁的几何和受载具有对称性，根据结构对称原理，选取T型钢模型一半进行分析。

6.1焊接T型钢分析结果

焊接T型钢梁有限元力学模型见图7。

图7 焊接T型钢梁有限元力学模型

6.1.1工况2(11.7KN)作用下结构变形和应力分布

4.2米梁的工况2总水平荷载为11.7KN(后文均在工况名后的括号内给出荷载值)。图8～9给出了在工况2作用下结构的位移和应力分布。

图8工况2作用下焊接T型梁的位移图9工况2作用下焊接T型梁的应力分布

6.1.2在极限荷载(45KN)条件下结构的变形和应力分布

在极限荷载(45KN)条件下结构的变形和应力分布如图10～11。由图11可以看出，在达到最大承载力时，结构跨中截面几乎全部进入塑性，形成塑性铰，结构成为机构，从而丧失承载能力。

图10 45KN荷载作用下焊接T型梁的应力分布图11 45KN荷载作用下焊接T型梁的位移

6.2栓接T型钢梁

栓接T型梁的有限元模型见图12。

图12栓接T型梁的有限元模型

6.2.1工况2(11.7KN)作用下结构变形和应力分布

工况2(11.7KN)条件下结构的变形和应力分布如图13～14,工况2(11.7KN)条件下结构中受力最大的栓钉应力分布如图15～16。图12中由于支座附近的应力集中，其发生局部塑性。在跨中，截面未进入塑性。

图13工况2(11.7KN)作用下结构变形图14工况2(11.7KN)作用下结构应力分布

图15工况2作用下受力最大的栓钉应力分布图16工况2作用下受力最大的栓钉应力分布(横截面)

通过栓钉的受力可以看出，受力最大的栓钉，部分进入塑性，但没有进入全截面塑性。

6.2.2极限荷载条件下(36.8KN)结构变形和应力分布

极限荷载条件下(36.8KN)结构变形和应力分布如图17～18，极限荷载条件下(36.8KN) 结构中受力最大的栓钉应力分布如图19～20。与焊接T型钢梁类似的是，在极限状态，跨中截面仅有中和轴附近截面而其余大部分截面进入塑性，进而形成塑性铰，结构失去承载能力。

图17 36.8KN作用下结构变形图图18 36.8KN作用下结构应力分布图

图19 36.8KN作用下受力最大的栓钉应力分布图20 36.8KN作用下受力最大的栓钉应力分布(横截面)

在极限荷载条件下，栓钉全截面塑性，而且截面大部分到达屈服极限(800Mpa)。

6.3T型钢梁理论与实验承载力曲线比较

将理论分析结果与试验结果比较可得图21～22。

图21 2.1米栓接T型钢梁理论分析与实验结果比较图22 4.2米T型钢梁理论分析与实验结果比较

通过，图20～21可以发现，栓接T型梁的精细模型分析得到的结果与试验值十分接近。其荷载位移曲线在线性段几乎是重合，证明该精细有限元分析模型合理，能够用来准确分析栓接T型钢梁的受力状态。由图20看出，由于1.2米一对连接板存在，增强了栓接T型钢梁的承载力，其最终理论分析极限承载力为36.8KN，试验得出为40KN左右。而焊接T型钢梁的极限承载力为45KN，按照此连接方式(M81200)制作的栓接T型钢梁的承载力较焊接T型钢梁的承载力下降了大约18%。

表3 4.2米栓接T型钢梁螺栓状态比较.

可以看到在11.7KN荷载(工况2)作用下，4.2米T型钢梁没有发现螺栓进入全截面塑性，在13.5KN荷载作用下，有4根螺栓退出工作，占栓钉总数的26.6%，而这个荷载工况在疲劳试验中得到体现，经过10万次循环，T型钢梁的不可逆变形为1.1mm，主要原因在于有少量栓钉在最大荷载14KN下全截面塑性。当然，随着这个比例的加大，T型钢梁的承载能力也逐渐达到极限。

7.实际尺寸栓接T型钢梁承载力分析

按照图3所示实际结构，采用有限元精细模型进行分析，其有限元模型如图23。在工况2作用下，分析结果如图24～28所示。

图23 10米栓接T型钢有限元模型

图24工况2作用下结构变形图图25工况2作用下结构应力分布图

图26工况2作用下螺栓孔应力分布图图27 工况2作用下螺栓应力分布图

图28 工况2作用下螺栓应力分布图(横截面)

根据图23～28可知，在工况2作用下，栓接T型钢的位移最大17mm，对应楼层为一层，跨度5.17米，挠度比值为1/304，满足规范要求。T型钢主体结构的最大米塞斯应力为444Mpa,但该应力出现在螺栓孔周围，翼缘和腹板中米塞斯应力最大为151Mpa。但是，在工况2,3的荷载组合作用下，栓接T型钢中少量栓钉出现了全截面塑性状态，共4根，占栓钉总数的11.7%。如果局部栓钉过早进入全截面塑性状态，对结构的变形和承载力均不利，容易导致结构产生不可逆变形，同时承载力会下降。为了避免在设计荷载(工况2，3)作用下有栓钉进入全截面塑性，在施工图设计当中对原方案进行了整改。

8.栓接T型钢整改方案

8.1 整改方案分析

整改方案是在支座附近进行间断焊加固钢梁，从而减小支座附近的栓钉剪力，以达到避免栓钉进入全截面塑性状态的目的。间断焊接在精细模型中(图29)中得以体现。