锁铆连接在模块化装配式冷弯薄壁型钢结构中应用可行性研究.pdf

第 44 卷 第 1 期 2018 年 1 月 北京工业大学学报 JOURNAL OF BEIJING UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Vol. 44No. 1 Jan. 2018 锁铆连接在模块化装配式冷弯薄壁型钢结构中 应用可行性研究 谢志强1, 闫维明1, 慕婷婷1, 虞摇 诚2, 宋林琳1, 赵锦成1 1. 北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点试验室, 北京摇 100124; 2. 北德克萨斯大学工程技术部, 德克萨斯州 丹顿摇 76207 摘摇 要 为了解决锁铆技术在装配式冷弯薄壁型钢结构中应用的问题,采用 5 种常见厚度的冷弯薄壁型钢锁铆连 接及自攻螺钉连接进行了抗剪性能、抗拉性能对比试验;以自攻螺钉连接的性能为标准,依据抗剪与抗拉的承载 力、刚度、延性、变形量等性能指标分析了锁铆连接力学性能的可行性;基于冷弯薄壁型钢结构房屋工地建造方式 及锁铆连接工艺的特殊性,分析了锁铆连接施工可行性. 研究结果表明同等情况下,锁铆连接的抗拉性能指标及 抗剪承载力、抗剪刚度、剪切延性均优于自攻螺钉连接,尤其抗剪刚度优势显著,但剪切变形相对较小;锁铆连接应 用于非抗震结构中可行性较大,对于有抗震需求的结构可行性有待进一步验证;锁铆仅适用于工厂生产加工的模 块化装配式冷弯薄壁型钢结构体系,且被连接的钢板组合厚度不宜大于 4 mm. 关键词 锁铆技术; 装配式冷弯薄壁型钢结构; 抗剪性能; 抗拉性能; 力学性能可行性; 施工可行性 中图分类号 TU 392郾 5; TU 317 郾 1 文献标志码 A文章编号 0254 -0037201801 -0104 -07 doi 10. 11936/ bjutxb2017030028 收稿日期 2017鄄03鄄19 基金项目 国家自然科学基金资助项目51678008 作者简介 谢志强1988, 男, 博士研究生, 主要从事装配式薄壁钢结构、结构减震与隔震方面的研究, E鄄mailxzq198898 163. com Feasibility Research on Self鄄piercing Rivet Connections Used in Structure Prefabricated Modularly With Cold鄄ed Thin鄄walled Steel XIE Zhiqiang1, YAN Weiming1, MU Tingting1, YU Cheng2, SONG Linlin1, ZHAO Jincheng1 1. Beijing Key Laboratory of Earthquake Engineering and Structural Retrofit,Beijing University of Technology, Beijing 100124, China; 2. Department of Engineering Technology, University of North Texas, Denton, Texas 76207, USA Abstract To solve the application problem about self鄄piercing rivet SPR technique used in prefabricated cold鄄ed thin鄄walled steel structure, for SPR and self鄄drilling screw connections of cold鄄 ed thin鄄walled steel sheet with five common thicknesses, the comparison tests of shear and tension perance were conducted. On the basis of the perance of the self鄄drilling screw connection, the feasibility of mechanical properties of SPR connection was analyzed according to the shearing and tensile perance index comprised of bearing capacity, stiffness, ductility, deation and so on. Based on the constructing of construction sites for cold鄄ed thin鄄walled steel structures and the particularity of SPR technique, the construction feasibility of SPR connection was also analyzed. The results showed that in same condition for SPR connection, the perance index of shear and tension such as bearing capacity, stiffness, ductility and so on are better than self鄄 drilling screw connection, especially in shear stiffness, however, the shear deation is relatively small. The application of SPR connection in non鄄seismic structure is more feasible, but it needs a further study for seismic structure. In 摇 第 1 期谢志强, 等 锁铆连接在模块化装配式冷弯薄壁型钢结构中应用可行性研究 addition, SPR is only apply to modular prefabricated cold鄄ed thin鄄walled steel structure system that is industrially produced and machined, as well as the combination thickness of steel plate should not be go over 4 mm. Key words self鄄piercing rivet technique; prefabricated cold鄄ed thin鄄walled steel structure; shear behavior; tension behavior; mechanical properties feasibility; construction feasibility 摇 摇 装配式冷弯薄壁型钢结构体系由于方便模块化 设计、工业化生产、机械化组装,具有装配化程度高、 质量轻、抗震性能好等优势,在国内外低层建筑产业 化中得到了重视与推广[1]. 众所周知,自攻螺钉为 该体系中主要且传统的连接方式之一,然其需要对 钢板进行夹紧、定位、打孔、拧螺钉等步骤,连接的工 序复杂,不便于工业化加工,生产效率较低. 并且国 内外大量试验研究发现,冷弯薄壁型钢构件的破坏 主要为螺钉的倾斜、剪断、拔出等,其承载力大小与 螺钉连接的性能存在较大关系[2鄄3]. 本文为改善现 有冷弯薄壁型钢结构体系中的连接方式,引入汽车 领域中常用的薄板连接技术锁铆连接. 锁铆连接又称半空心自冲铆接,其成型过程如 下首先对被连接的板材进行预加紧,然后上冲模对 铆钉施压,使铆钉刺穿上层板材并刺入下层板材,在 下凹模作用下,变形的铆钉与板材形成相互镶嵌的 互锁机构. 国内外学者对于锁铆接头成型机理、受力特性、 连接的可行性研究较多. Porcaro 等[4]利用有限元 方法模拟自冲铆接的成型过程,研究结果表明板材 及铆钉的材料特性决定模拟的精确度;Pickin 等[5] 研究了工艺参数对不同厚度的铝板锁铆接头内锁机 构的影响,研究发现铆钉张开度由下模内径与墩台 高度决定;Calabrese 等[6]研究了板材厚度对铝制锁 铆接头的静力及疲劳性能影响,研究结果表明板材 厚度对接头强度及疲劳寿命影响较大,且抗剪强度 及破坏模式主要由上层薄板决定;Han 等[7]研究了 三层铝板锁铆连接的力学性能,研究发现其抗剪承 载力主要由铆钉钉头与上层板材的承压能力决定, 而抗拉承载力主要由内锁机构的剪切作用决定,且 剪切荷载远大于抗拉荷载. Mori 等[8鄄9]研究了铝合金与钢材进行自冲铆连 接的可行性,研究成果表明通过优化模具参数,强度 差及硬度差较大的板材可成功连接在一起,后期又 对铝制自冲铆接头、压印接头、电焊接头进行了抗 剪、抗拉、疲劳强度的对比分析;Fratini 等[10]采用静 力试验的方法验证了用铝合金板与玻璃纤维复合材 料板制作的混合锁铆接头的有效性;Lennon 等[11]对 冷弯型钢板材采用自冲铆接、自攻螺钉连接、无铆钉 连接、拉铆钉连接进行了力学性能对比试验研究,研 究结果表明自冲铆接的抗剪承载力大于其他 3 种连 接;黄志超等[12]针对铝板采用自冲铆接、无铆钉铆 接和电阻点焊进行了抗剪性能对比试验研究,研究 成果表明自冲铆接的抗拉剪承载力比无铆钉铆接以 及传统的焊接头高. 总结国内外锁铆连接研究现状可知1研究对 象主要针对强度与硬度低、延展性大的板材,而对延 展性相对低、硬度及强度相对大的冷弯薄壁型钢板 材间锁铆连接研究甚少. 2研究目标主要集中在单 个锁铆接头的成形机理、力学性能上,而对其应用于 实际构件与结构时的力学性能与机理不明确,且其 可行性有待考察. 3德国已将锁铆技术应用于冷弯 薄壁型钢结构中,国内的卓达、千城等企业也研发了 墙体的锁铆连接生产线,然而上述的应用都是针对 非受力构件,对于锁铆连接应用于受力构件的可行 性不明确. 4对于多种连接的力学性能对比分析, 大多关注其强度的比较,而对土木领域里要求的刚 度、延性、能量等性能指标分析较少. 针对上述问题,为考察锁铆连接技术在冷弯薄 壁型钢结构中应用的可行性,对 5 种常见厚度的冷 弯薄壁型钢板锁铆连接及自攻螺钉连接进行了力学 性能对比试验;以自攻螺钉连接的性能为标准,从抗 剪与抗拉的承载力、刚度、延性、变形能力等性能指 标分析了锁铆连接在力学性能上的可行性;基于冷 弯薄壁型钢结构体系房屋工地建造安装方式及锁铆 连接工艺的特殊性,分析了锁铆连接在施工上的可 行性;为锁铆连接技术在冷弯薄壁型钢结构中的应 用提供一定的理论指导和试验依据. 1摇 试验研究 1郾 1摇 试件设计与加载方案 试验试件采用的板材型号均为 DX51D Z25 镀 锌钢板,厚度分别为 0郾 8、1郾 0、1郾 2、1郾 5、2郾 0 mm;采 用的铆钉长度分别为 4郾 0、4郾 5、5郾 0、6郾 0、7郾 0 mm,钉 头直径均为 7郾 6 mm,钉管直径均为 5郾 3 mm,硬度等 501 北摇 京摇 工摇 业摇 大摇 学摇 学摇 报2018 年 级均为 H4;自攻螺钉采用 ST4郾 2 级自攻自钻螺钉, 直径为 4郾 2 mm,长度为 22 mm. 锁铆连接设备见图 1,抗剪与抗拉试验试件简图如图 2 所示. 图 1摇 锁铆连接设备 Fig. 1摇 Shear and tensile test specimen 摇 图 2摇 抗剪与抗拉试验试件 Fig. 2摇 Shear and tensile test specimen 摇 抗拉、抗剪性能试验在北京工业大学材料实验 室进行,加载设备分别采用型号为 CMT4304 微机控 制电子万能试验机与型号为 Zwick/ Roll 拉伸试验 机,最大拉伸力为 30 kN,加载采用位移控制方式, 加载速度均为 3 mm/ min,试件相对变形测量由独立 的自动引伸计测量. 试验时采集荷载-相对变形曲 线数据、观察破坏过程. 锁铆连接与自攻螺钉连接 的试验数据离散性较大,故每组试件重复 6 次测试, 取其均值分析. 1郾 2摇 试件破坏模式综述 5 种不同板厚组合试件的抗剪性能试验中,锁 铆连接的抗剪破坏模式均为铆钉腿剥离下层板材并 伴随铆钉头局部拉脱上层板材SS的组合破坏模 式见图 3a;自攻螺钉连接抗剪破坏模式为螺 钉倾斜拔出ZS1 见图 3 b 与螺钉被剪断 ZS2见图 3c. 抗拉性能试验中,锁铆连接的 破坏模式为铆钉腿拨出下层板材SL1 见图 3 d与铆钉钉管被拉断SL2见图 3e;自攻 螺钉连接抗拉破坏模式均为螺钉拉出下层板材 ZL见图 3f. 图 3摇 抗剪与抗拉试件破坏模式 Fig. 3摇 Failure mode of the shear and tensile specimen 摇 表 1 给出了所有试验试件的破坏模式综述. 由 表可知对于抗剪性能,板材组合厚度对锁铆连接的 破坏模式影响较小,而对自攻螺钉连接的破坏模式 影响较大;对于抗拉性能,板材组合厚度对锁铆连接 的破坏模式影响较大,而对自攻螺钉连接的破坏模 式影响较小. 对于组合厚度为 2郾 0 mm 2郾 0 mm 的 锁铆抗拉连接发生铆钉钉管被拉断破坏,该破坏模 601 摇 第 1 期谢志强, 等 锁铆连接在模块化装配式冷弯薄壁型钢结构中应用可行性研究 式下,铆钉先于内锁机构及板材失效,不能充分发挥 铆接接头的力学性能,仅出现在被连接的板材硬度 及强度较高时,为少见的脆性破坏,故对锁铆连接设 计时,应增加铆钉直径及硬度来避免此种破坏模式 的出现. 表 1摇 试件破坏模式综述 Table 1摇 Review of the failure mode for all specimens 板材组合 抗剪性能破坏模式抗拉性能破坏模式 锁铆自攻螺钉锁铆自攻螺钉 0郾8 mm 0郾8 mmSSZS1SL1ZL 1郾0 mm 1郾0 mmSSZS1SL1ZL 1郾2 mm 1郾2 mmSSZS1SL1ZL 1郾5 mm 1郾5 mmSSZS1SL1ZL 2郾0 mm 2郾0 mmSSZS2SL2ZL 图 4摇 不同破坏模式下抗剪试件的荷载-变形对比曲线 Fig. 4摇 Contrast curves of the shear load鄄deation in case of different failure mode 摇 1郾 3摇 试件荷载-变形曲线对比分析 图 4 给出了不同破坏模式下锁铆抗剪连接与自 攻螺钉抗剪连接的荷载-变形曲线对比图. 由图 4 可知对于0郾 8 mm 0郾 8 mm、2郾 0 mm 2郾 0 mm 厚度 组合的抗剪试件,锁铆连接与自攻螺钉连接的剪切 荷载-变形曲线趋势相差较大,前者曲线较光滑且 表现为明显的 4 阶段 1 弹性阶段. 荷载随变形增加呈线性增长的 关系. 2 弹塑性阶段. 荷载随变形增加呈非线性增 长的关系,其斜率逐渐减小. 3 塑形阶段. 荷载随变形增加呈平缓或缓慢 降低趋势; 4 破坏阶段. 荷载随变形增加呈急剧下降趋 势. 然而后者曲线缺少塑性阶段,仅表现为明显的 三阶段. 图 5 给出了不同破坏模式下锁铆抗拉连接与自 攻螺钉抗拉连接的荷载-变形曲线对比图. 由图 5 可知对于0郾 8 mm 0郾 8 mm、2郾 0 mm 2郾 0 mm 厚度 组合的抗拉试件,锁铆连接与自攻螺钉连接的拉伸 荷载-变形曲线趋势相接近,两者表现为明显的三 阶段弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段. 图 5摇 不同破坏模式下抗拉试件的荷载-变形对比曲线 Fig. 5摇 Contrast curves of the tensile load鄄deation in case of different failure modes 摇 1郾 4摇 试验数据分析理论 根据建筑抗震试验规程 [13] 及 1郾 3 节试验结 果分析,对抗剪试件连接的荷载-变形曲线可以简 化成 3 个阶段,各阶段特征值定义如图 6a所示,A 701 北摇 京摇 工摇 业摇 大摇 学摇 学摇 报2018 年 为屈服荷载节点,B 为极限荷载节点,C 为有效荷载 节点. 各特征值确定方法如下抗剪试件所承受的 极限荷载 Pu及其变形 驻u为实测荷载-变形曲线上 的最大值与其相对应的变形;鉴于冷弯薄壁型钢锁 铆连接的初始刚度较大且没有明显的屈服点,采用 上述规程中基于能量等效面积法确定的屈服荷载误 差较大,故参考文献[14]定义屈服荷载 Py0郾 8Pu, 屈服变形 驻y为屈服荷载下对应的变形,抗剪刚度 Ks Py/ 驻y;有效荷载 Pm与有效变形 驻m分别为曲线 下降到 80极限荷载时对应的荷载及与之相对应 的变形;参考高层建筑结构疑难释义对构件延性 系数定义为构件破坏时变形与屈服时变形的比值, 规定剪切变形延性系数 滋 驻m/ 驻y;有效变形能 Em 为荷载-变形曲线与 x 轴围成的面积0 驻 驻m. 抗拉试件连接的荷载-变形曲线可以简化成两 个阶段,各特征值定义方法如图 6b所示,A 为屈 服荷载节点,B 为极限荷载节点. 各特征值确定方 法如下定义屈服荷载 Fy0郾 3Fu,屈服变形 驻y为屈 服荷载下对应的变形,抗拉刚度 Kt Fy/ 驻y;拉伸延 性系数 滋 驻u/ 驻y;有效变形能 Eu为荷载-变形曲线 与 x 轴围成的面积0 驻 驻u. 2摇 试验结果对比分析 2郾 1摇 承载力对比分析 为考察冷弯薄壁型钢锁铆连接及自攻螺钉连接 的抗剪、抗拉承载力情况,表 2 给出了 2 种连接方式 摇 摇 图 6摇 荷载-变形曲线特征值定义方法 Fig. 6摇 Defining s of eigenvalue for load鄄deation curves 摇 的承载力对比情况. 由表 2 可知5 种板厚下,锁铆 连接的抗剪承载力及抗拉承载力均大于自攻螺钉连 接,且前者的抗剪、抗拉承载力均值分别为后者的 1郾 41 倍、2郾 37 倍. 从承载力的角度判断,锁铆连接 要优于自攻螺钉连接. 表 2摇 两种连接的承载力对比 Table 2摇 Contrast of bearing capacity for two kinds of connection 板材组合 抗剪承载力/ kN PsuPzu Psu/ Pzu 抗拉承载力/ kN FsuFzu Fsu/ Fzu 0郾 8 mm 0郾 8 mm3郾 572郾 531郾 411郾 620郾 523郾 12 1郾 0 mm 1郾 0 mm4郾 593郾 001郾 532郾 090郾 683郾 07 1郾 2 mm 1郾 2 mm6郾 314郾 281郾 472郾 981郾 352郾 21 1郾 5 mm 1郾 5 mm7郾 405郾 701郾 304郾 042郾 381郾 70 2郾 0 mm 2郾 0 mm9郾 397郾 141郾 325郾 393郾 091郾 74 均值6郾 254郾 531郾 413郾 221郾 602郾 37 摇 摇 注Psu、Pzu,Fsu、Fzu分别为锁铆连接及自攻螺钉连接的抗剪、抗拉承载力. 2郾 2摇 刚度对比分析 为考察冷弯薄壁型钢锁铆连接及自攻螺钉连接 的剪切、拉伸刚度情况,表 3 给出了 2 种连接方式的 刚度对比情况. 由表可知5 种板厚下,锁铆连接的 剪切及抗拉刚度均明显大于自攻螺钉连接,且前者 的剪切、拉伸刚度均值分别为后者的 14郾 13 倍、3郾 78 倍;基板厚度组合 2郾0 mm 2郾0 mm 相对于 1郾5 mm 1郾 5 mm,其锁铆连接的抗剪刚度降低了 50,这是 801 摇 第 1 期谢志强, 等 锁铆连接在模块化装配式冷弯薄壁型钢结构中应用可行性研究 由于锁铆设备铆接压力及铆钉硬度过小、模具参数 不匹配导致接头成形质量差造成. 从刚度的角度判 断,锁铆连接相对自攻螺钉连接的优势显著,但组合 厚度不宜大于 4 mm. 表 3摇 两种连接的刚度对比 Table 3摇 Contrast of stiffness for two kinds of connection 板材组合 抗剪刚度/ kN mm -1 KssKzs Kss/ Kzs 抗拉刚度/ kN mm -1 KstKzt Kst/ Kzt 0郾 8 mm 0郾 8 mm11郾 610郾 7914郾 700郾 250郾 092郾 78 1郾 0 mm 1郾 0 mm14郾 190郾 6621郾 500郾 360郾 132郾 77 1郾 2 mm 1郾 2 mm17郾 391郾 6110郾 800郾 580郾 183郾 22 1郾 5 mm 1郾 5 mm28郾 721郾 7516郾 410郾 820郾 263郾 15 2郾 0 mm 2郾 0 mm13郾 361郾 847郾 261郾 750郾 257郾 00 均值17郾 051郾 3314郾 130郾 750郾 183郾 78 摇 摇 注Kss、Kzs,Kst、Kzt分别为锁铆连接及自攻螺钉连接的剪切、拉伸刚度. 2郾 3摇 延性对比分析 为考察冷弯薄壁型钢锁铆连接及自攻螺钉连接 的抗剪延性及抗拉延性情况,表 4 给出了 2 种连接 方式的延性对比情况. 由表可知5 种板厚下,锁铆 连接的抗剪延性及抗拉延性均明显大于自攻螺钉连 接,且前者的抗剪、抗拉延性均值分别为后者的 4郾 79 倍、2郾 15 倍. 从延性的角度判断,锁铆连接要 明显优于自攻螺钉连接. 表 4摇 两种连接的延性对比 Table 4摇 Contrast of ductility for two kinds of connection 板材组合 抗剪延性 ussuzs uss/ uzs 抗拉延性 ustuzt ust/ uzt 0郾 8 mm 0郾 8 mm8郾 291郾 934郾 305郾 754郾 31郾 34 1郾 0 mm 1郾 0 mm10郾 551郾 815郾 836郾 614郾 911郾 35 1郾 2 mm 1郾 2 mm12郾 323郾 064郾 039郾 474郾 442郾 13 1郾 5 mm 1郾 5 mm18郾 422郾 806郾 5810郾 654郾 612郾 31 2郾 0 mm 2郾 0 mm6郾 191郾 913郾 2417郾 434郾 813郾 62 均值11郾 152郾 304郾 799郾 984郾 612郾 15 摇 摇 注uss、uzs,ust、uzt分别为锁铆连接及自攻螺钉连接的抗剪、抗拉延性系数. 2郾 4摇 接头能量对比分析 为考察冷弯薄壁型钢锁铆连接及自攻螺钉连接 的抗剪能量及抗拉能量情况,表 5 给出了 2 种连接 方式的有效变形能对比情况. 由表可知5 种板厚 下,锁铆连接的抗剪能量是自攻螺钉连接的 0郾 78 倍,略低于自攻螺钉连接,其抗拉能量是自攻螺钉连 接 3郾 4 倍,存在明显优势. 从能量的角度综合判断, 锁铆连接要略优于自攻螺钉连接. 2郾 5摇 接头变形对比分析 为考察冷弯薄壁型钢锁铆连接及自攻螺钉连接 的极限剪切变形及极限拉伸变形情况,表 6 给出了 2 种连接方式的极限变形对比情况. 由表可知5 种 板厚下,锁铆连接的极限剪切变形均明显小于自攻 螺钉连接,且前者的均值为后者的 0郾 24 倍;锁铆连 接的极限拉伸变形略大于自攻螺钉连接,且前者的 均值为后者的 1郾 31 倍. 从极限变形能力的角度综 合判断,锁铆连接的极限变形能力相对于自攻螺钉 连接处于较大的劣势. 3摇 可行性分析 3郾 1摇 力学性能可行性分析 根据文章第 2 节试验结果对比分析可知 1 从抗拉性能的角度判断,同等条件下,锁铆 抗拉连接的承载力、刚度、延性、变形能、极限变形均 明显优于自攻螺钉连接. 2 从抗剪性能的角度判断,同等条件下,锁铆 抗剪连接的承载力、刚度、延性均明显优于自攻螺钉 连接,尤其是抗剪刚度存在显著优势前者是后者 901 北摇 京摇 工摇 业摇 大摇 学摇 学摇 报2018 年 摇 摇 表 5摇 两种连接的接头变形能对比 Table 5摇 Contrast of deation energy for two kinds of connection 板材组合 抗剪能量/ J EssEzs Ess/ Ezs 抗拉能量/ J EstEzt Est/ Ezt 0郾 8 mm 0郾 8 mm6郾 939郾 320郾 7410郾 582郾 294郾 62 1郾 0 mm 1郾 0 mm11郾 2613郾 770郾 8213郾 913郾 174郾 39 1郾 2 mm 1郾 2 mm15郾 4623郾 30郾 6626郾 27郾 133郾 67 1郾 5 mm 1郾 5 mm25郾 4833郾 490郾 7638郾 3816郾 092郾 39 2郾 0 mm 2郾 0 mm28郾 8131郾 160郾 9258郾 1729郾 991郾 94 均值17郾 5922郾 210郾 7829郾 4511郾 733郾 40 摇 摇 注Ess、Ezs,Est、Ezt分别为锁铆连接及自攻螺钉连接的有效抗剪、抗拉变形能. 表 6摇 两种连接的变形对比 Table 6摇 Contrast of deation for two kinds of connection 板材组合 抗剪变形/ mm 驻ss驻zs 驻ss/ 驻zs 抗拉变形/ mm 驻st驻zt 驻st/ 驻zt 0郾 8 mm 0郾 8 mm1郾 024郾 390郾 2311郾 427郾 521郾 52 1郾 0 mm 1郾 0 mm1郾 065郾 320郾 2011郾 417郾 911郾 44 1郾 2 mm 1郾 2 mm1郾 125郾 340郾 2114郾 5010郾 011郾 45 1郾 5 mm 1郾 5 mm1郾 156郾 540郾 1815郾 8412郾 461郾 27 2郾 0 mm 2郾 0 mm1郾 915郾 210郾 3716郾 1218郾 250郾 88 均值1郾 255郾 360郾 2413郾 8611郾 231郾 31 摇 摇 注驻ss、驻zs,驻st、驻zt分别为锁铆连接及自攻螺钉连接的极限剪切、拉伸变形. 的 10 倍以上. 然而,其变形能与极限变形低于自 攻螺钉连接,尤其是极限剪切变形存在较大劣势 前者是后者的 0郾 24 倍. 3 综合上述力学性能判断,锁铆连接应用于非 抗震结构中可行性较大,对于有抗震需求的结构,锁 铆连接的构件及整体结构的抗震性能有待进一步 验证. 摇 摇 4 从被连接钢板厚度的角度分析,基板厚度 组合2郾 0 mm 2郾 0 mm 相对于1郾 5 mm 1郾 5 mm 的 锁铆抗剪试件的刚度、延性分别降低了 50 、 66 ,对于强度、硬度相对较高、延展性相对较低 的冷弯薄壁型钢在基板厚度为 2郾 0 mm 2郾 0 mm 时,由于锁铆设备铆接压力及铆钉硬度过小、模具 参数不匹配导致接头成形质量差. 故受限于目前 锁铆设备的能力,锁铆用于冷弯薄壁型钢板连接 时,组合厚度不宜大于 4 mm. 对于组合厚度超过 4 mm 的钢板连接及大尺寸的型钢连接,还需在铆接 设备上进一步改进研发. 3郾 2摇 施工可行性分析 锁铆连接虽然具有便于机械自动化连接且效率 高、可连接不同强度及厚度的多层板材、无须钻孔、 一次成型、外观质量好、防腐性能好、强度高、刚度大 等优点,但施工时需要特殊设备,铆接时,需考虑铆 枪的空间干涉,不适合施工现场应用,仅适用于工厂 生产线实施. 并且受限于冷弯薄壁型钢结构体系房 屋工地建造安装方式及锁铆连接工艺的特殊性,整 体建筑不可能完全实现锁铆连接,而对于模块化装 配式冷弯薄壁型钢结构体系适用性较大. 该体系将 整体建筑的墙体与楼板按建筑模数划分成若干标准 模块,对各个模块中的构件在工厂生产流水线上实 现相应的锁铆链接,而对于加工好的模块在施工现 场组装中的连接,目前的锁铆连接设备由于存在施 工空间干涉还难以实现,仍需用少量的自攻螺钉连 接配合现场施工. 故锁铆连接仅适用于工厂流水线 生产加工的模块化装配式冷弯薄壁型钢结构体系. 4摇 结论 1 锁铆连接的抗拉性能指标及抗剪承载力、抗 剪刚度、剪切延性均优于自攻螺钉连接,尤其抗剪刚 度优势显著,但剪切变形相对较小;锁铆连接应用于 011 摇 第 1 期谢志强, 等 锁铆连接在模块化装配式冷弯薄壁型钢结构中应用可行性研究 非抗震结构中可行性较大,对于有抗震需求的结构 可行性有待进一步验证. 2 受限于目前锁铆设备的能力,为保证接头的 可靠性,用于冷弯薄壁型钢锁铆连接的钢板组合厚 度不应大于 4 mm. 3 受限于冷弯薄壁型钢结构体系房屋工地建 造安装方式及锁铆连接工艺的特殊性,锁铆连接仅 适用于工厂流水线生产加工的模块化装配式冷弯薄 壁型钢结构体系. 4 板材组合厚度对锁铆连接的剪切破坏模式 及自攻螺钉连接的拉伸破坏模式影响较小,而对锁 铆连接的拉伸破坏模式与自攻螺钉连接的剪切破坏 模式影响较大. 参考文献 [1] 朱明. 冷弯薄壁型钢结构体系在低层工业化住宅中的 应用研究[D]. 广州 华南理工大学, 2013. 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