幕墙中“栓接T型钢梁结构”的设计与应用

收录于话题摘要：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。

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。