装配式轻钢结构锁铆连接适用性分析

宋林琳， 闫维明， 张学明， 谢志强， 谭庆浩

(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 100124)

装配式冷弯薄壁型钢住宅体系以工业批量方式建造住宅使得建筑回归产业化，因其模块化设计提高建筑装配化程度、工厂制作实现绿色施工要求、快速装配方便灾后迅速重建等优点，近年来在低层建筑中得到广泛应用与推广. 其中桁架梁由于跨度限制小、便于布置管线以及可以有效增加房间净高等优势被广泛应用于装配式轻钢楼板系统中，自攻螺钉作为其构件间主要的连接方式，操作过程包含定位、钻孔、拧紧螺钉等步骤，工序烦琐，耗时长，严重降低装配式轻钢结构中部品的生产效率[1]. 大量试验研究发现，冷弯薄壁型钢结构的破坏主要表现为螺钉的倾斜、拔出、剪断等，其受力性能与螺钉连接存在较大关系[2-3]. 为改善冷弯薄壁型钢构件间连接存在的问题，作者引入汽车领域常用的锁铆连接，以桁架梁为载体研究锁铆连接应用于冷弯薄壁型钢结构的适用性.

锁铆连接是一种薄板连接技术，首先对被连接的板材进行预加紧，之后上模施压铆钉向下刺穿上层钢板，铆钉继续下行并刺入下层钢板，在下模具的作用下，铆钉发生变形使下层钢板在下模具模腔内形成一个内锁结构[4]. 该连接方式有以下优点[5-7]：1)节点强度高、刚度大、抗疲劳性能好；2)操作简单、连接效率高；3)节点表面平整、防腐性能好.

国内外学者针对锁铆连接的研究主要集中于锁铆接头的成型机理、受力特性以及连接的可行性问题. 如Lennon等[6]对冷弯型钢板材锁铆连接、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，研究结果表明锁铆连接比其他3种连接的初始刚度大，自攻螺钉连接比其他3种连接的延性好；Porcaro等[8-9]采用试验及有限元的手段对不同板材组合的锁铆连接进行参数分析，研究成果表明板材及铆钉的组合方式、板材厚度、板材材料特性对锁铆的抗剪承载力影响较大；Calabrese等[10]研究发现板材厚度对接头强度及疲劳寿命影响较大，抗剪承载力及破坏模式主要由上层薄板决定. 本课题组[11-14]对10种常见厚度组合的冷弯型钢板材锁铆连接及自攻螺钉连接进行抗剪性能对比试验研究，考察铆钉数量、间距、端距、钢板厚度对锁铆接头抗剪性能的影响，指出对于锁铆连接上下板厚度比不宜超过1.5，此时破坏为铆钉腿部剥离下层板材并伴随铆钉头部局部脱离上层板材的组合模式，属于延性破坏；并发现锁铆连接与自攻螺钉连接相比具有较高的抗剪承载力、显著的抗剪刚度以及较大的剪切延性，但剪切变形相对较小，锁铆连接应用于冷弯薄壁型钢非抗震结构中具有较大的可行性.

目前，国内外关于采用自攻螺钉连接的冷弯型钢桁架梁力学性能研究较为成熟. Wood等[15]对10个冷弯薄壁型钢屋架进行集中荷载作用下的受力性能试验研究，结果表明其破坏主要是由于节点板连接的上弦的局部屈曲导致. Bondok等[16]对桁架尾架的端部连接在垂直和水平载荷下的承载能力进行试验研究和数值模拟，研究表明端部连接的韧性受螺钉排列和加载方式的影响很大. Dawe等[17]以23个冷弯薄壁型钢结构屋架为研究对象探索提高极限承载力的方法，研究表明增大屋架上弦和节点板的厚度以及增加上弦的侧向支撑可以有效提高屋架承载力. 林丽[18]对冷弯薄壁型钢桁架梁竖向极限承载能力进行非线性有限元分析，研究发现跨度、弦杆尺寸、杆件厚度、腹杆截面形式、钢材级别对桁架梁的承载能力影响显著.

总结国内外研究现状可知，关于锁铆连接的研究方向主要集中在接头的成形机理和力学性能上，而对其应用于受力构件与结构时的力学性能和受力机理研究甚少，其可行性有待商榷；桁架梁的研究成果绝大多数基于自攻螺钉连接，而关于锁铆连接对其力学性能的影响并不明确，相关研究尚处空白. 有鉴于此，本文为探索锁铆连接在装配式轻钢结构中的适用性，采用厚度为1.5 mm的冷弯薄壁型钢设计制作不同连接方式(锁铆连接、自攻螺钉连接)的接头试件和桁架梁试件，分别对其进行抗剪、抗弯性能对比试验；以自攻螺钉连接的桁架梁为标准，从破坏模式、抗弯承载力、刚度、延性、变形等力学性能和施工操作性2个方面分析锁铆连接应用于受力构件与结构的可行性；对比锁铆连接在接头与桁架梁中的受力特征，分析用接头试验结论评估锁铆连接应用于受力构件与结构的适用性问题；为锁铆连接技术在冷弯薄壁型钢结构中的应用提供一定试验依据.

1 两种连接的接头力学性能对比分析

文献[12-13]中锁铆接头与自攻螺钉接头抗剪性能的对比结果，仅表明锁铆用于板材连接时相比自攻螺钉表现出优越的力学性能，但当其应用于桁架梁等结构中，能否使用上述接头试验结论评估锁铆连接桁架梁的力学特征还需要进一步试验分析.

1.1 试件设计

为保证试验数据具有对比意义，参照文献[12-13]复制板材组合为1.5 mm+1.5 mm的锁铆接头(SS)及自攻螺钉接头(ZS)抗剪性能对比试验，每组试件包含3个样品，所用钢材均取自下述桁架梁试验所用U型钢的翼缘. 接头试件示意图见图1，其中自攻螺钉选用ST4.2级自攻自钻螺钉，直径为4.2 mm，长度为22 mm；铆钉选用与自攻螺钉抗剪强度相差较小的规格，钉管直径D为5.3 mm，长度L为6 mm，钉头直径Dw为7.6 mm.

接头试验在北京工业大学材料实验室进行，加载设备采用Zwick/Roll拉伸试验机，最大拉伸力为10 kN，试验使用位移控制(加载速度为3 mm/min)，试件变形由自动引伸计测量.

1.2 破坏模式及试验结果

1.2.1 破坏模式

锁铆接头(SS)的破坏模式为铆钉腿部剥离下层板材并伴随铆钉头局部脱离上层板材的组合模式，见图2(a)；自攻螺钉接头(ZS)的破坏模式为螺钉倾斜拔出，见图2(b).

1.2.2 试验结果

参照文献[12]确定力学性能特征参数的方法，表1给出2种接头力学性能对比情况. 其中，接头试件的最大荷载Pmax及其变形Δmax取实测荷载- 变形曲线上的最大值及其相应的变形；定义屈服荷载Py=0.8Pmax，屈服变形Δy为屈服荷载下对应的变形，定义弹性刚度为K=Py/Δy；破坏荷载Pu和极限位移Δu取曲线下降到80%峰值荷载时对应的荷载及相应的变形，延性系数定义为μ=Δu/Δy；变形能Eu取荷载- 变形曲线与x轴(0<Δ<Δu)围成的面积. 锁铆连接的接头承载力、刚度、剪切延性明显优于自攻螺钉连接，尤其是锁铆接头的抗剪刚度是自攻螺钉的12.36倍，具有显著优势，见表1. 然而，锁铆接头的变形能力要低于自攻螺钉接头，尤其是剪切变形存在明显的劣势，其剪切变形量仅为自攻螺钉的18%.

表1 2种接头的力学性能对比

2 桁架梁抗弯性能试验概况

2.1 试件设计

为研究锁铆连接在装配式轻钢结构中的适用性及受力特征，设计制作了2根型钢构件间分别使用锁铆连接(LS1)和自攻螺钉连接(LZ1)的冷弯薄壁型钢桁架梁试件，试件具体参数见表2. 桁架梁试件是由上、下弦杆和腹杆通过锁铆钉(自攻螺钉)连接而成，其中弦杆采用规格为143 mm×40 mm×1.5 mm的U型钢，腹杆采用规格为140 mm×40 mm×12 mm×1.5 mm的C型钢，试件中所用锁铆钉和自攻螺钉尺寸规格与接头试验相同，见图3. 试验中为防止试件在加载点处发生局部破坏，设置为背靠背的双腹杆，分别用锁铆钉以及自攻螺钉将其连接为整体.

2.2 锁铆加工设备

试件LS1各型钢构件间的连接采用锁铆设备，该设备主要由液压工作站、旋转吊挂装置、弹簧平衡器、锁铆钳体4部分组成，见图4. 弹簧平衡器上端挂在旋转吊挂装置的悬臂梁上，可沿梁长范围自由滑动，下端挂有带悬挂机构的C型钳体，通过调节平衡器松紧度，钳体可实现自平衡状态并沿竖向移动，见图4(a). 其中，旋转吊挂装置可在水平面内360°旋转，通过调节悬挂机构间加力螺丝，见图4(b)，可以实现C型钳体在竖向平面内以及平面外360°旋转，满足结构中多向铆接的要求.

桁架梁的铆接加工过程见图4(c)，其工作过程与传统的自攻螺钉相比具有很大差异. 自攻螺钉连接时仅需要在被连接板材的一个单面进行操作，对于操作空间要求较低. 而锁铆连接时需要将钳体伸入待铆接的位置，使上模下行与下模一起夹紧钢板继而完成铆接，即其连接需要在被连接板材的上下两面同时进行. 桁架梁试件设计时需要考虑铆枪2个干涉问题，其一是桁架梁腹杆之间的空间必须足够铆枪进出，其二是斜腹杆的倾斜角度不能小于40°以保证下模能够伸入待连接位置以完成较高质量的铆接.

表2 组合式桁架梁抗弯试验试件参数

2.3 材料性能试验

钢材材性试验根据《金属材料 拉伸试验第1部分：室温试验方法》(GB/T228.1—2010)[19]的规定，从冷弯薄壁型钢母材上平行于轧制方向切取3个板状试件进行拉伸试验，钢板材料特性数据见表3.

表3 钢板材料特性

2.4 加载装置及测点布置方案

为了较准确地测量试件变形以及试件在加载过程中的竖向挠度变化，在加载点及跨中位置布置3个位移计(D7～D9，精度0.01 mm)来观测梁的竖向变形，在桁架梁端部设置6个位移计(D1～D6)来量测端部的滑移及沉降，见图6(a). 根据桁架梁在竖向荷载作用下的变形特点，应变片布置在靠近支座的2个节间上下弦杆翼缘和腹板处(S1～S15)，以及跨中位置的上下弦杆腹板处(S16～S17)，考虑试件的对称性只在其半跨位置粘贴应变片，见图6(b)(c).

2.5 试验加载制度

试验加载程序分为预加载和正式加载2个阶段. 预加载的总加载量不超过有限元预估极限荷载的20%，分3～4级进行，每级加载后停歇1 min，然后分级卸载，预载至少进行2遍，以确保试验装置和仪器仪表正常工作. 正式加载阶段首先以2 kN为增量加载至桁架梁开始屈服进入塑性，之后以1 kN为增量缓慢加载至试件破坏. 每级加载完成后持荷2 min，进行位移计和应变片的数据采集，所有试验数据均由静态电阻应变仪完成采集.

3 桁架梁抗弯性能试验结果对比分析

3.1 破坏模式对比分析

LS1试件在加载初期，桁架梁各构件处于线弹性状态；当加载到7 kN左右时，两端部的斜腹杆与竖腹杆之间的上弦杆翼缘开始向外鼓曲，见图7(a)；随着荷载的增加，鼓曲进一步加剧，上弦杆中部出现轻微下挠现象，这是由于剪弯段内腹杆间为避免铆枪的空间干涉问题而存在一定间距，使得其作用力不共点导致的：如图8所示，端斜腹杆为压杆，第2根斜腹杆为拉杆，由于作用力不共点使得上弦杆受到附加力偶的作用，导致局部上弦杆段出现错位倾斜；随着荷载的进一步增加，上弦杆错位倾斜愈发明显，鼓曲愈加严重，最后由于上弦杆局部变形过大，导致上弦杆翼缘板材被拉裂发生局部剪切屈曲破坏，见图7(b). 整个试验过程中锁铆连接保持完好，试件LS1的最终破坏模式为杆件局部剪切屈曲破坏.

LZ1试件在加载初期未见明显变形；当加载到5 kN左右时，连接两端部斜腹杆与上弦杆的自攻螺钉开始倾斜受拉、剪共同作用；随着荷载增加，剪弯段内大部分自攻螺钉发生倾斜，试件进入弹塑性状态；荷载继续增加，自攻螺钉附近的上弦杆翼缘向外鼓曲，该处自攻螺钉倾斜加剧有向外拔出的迹象，见图9(a)；荷载进一步增加，与试件LS1类似，上弦杆中部出现明显的下挠现象，见图9(c)；加载继续进行，剪弯段内连接上弦杆的自攻螺钉由于倾斜角度过大，连接基本失效，随后由于上弦杆局部错位倾斜变形过大，导致上弦杆翼缘板材被拉裂，见图9(b). 试件LZ1的最终破坏模式为自攻螺钉连接失效，并伴随杆件局部剪切屈曲破坏的组合模式.

由此可知，试件LS1和LZ1的受力机理并不相同：前者在整个加载过程中锁铆钉一直处于弹性状态，杆件间能保证稳定的传力，试件的屈曲以及破坏完全是由弦杆的变形导致；而后者在加载过程中自攻螺钉倾斜先于杆件屈曲，使得试件较早进入塑性，因此试件LZ1的塑性以及破坏过程包含自攻螺钉的倾斜失效和弦杆受力变形2个方面.

3.2 荷载- 位移曲线对比分析

图10给出基于锁铆连接(LS1)与自攻螺钉连接(LZ1)的冷弯薄壁型钢桁架梁试件在单调对称加载下的荷载- 挠度对比曲线图. 由图10可知，虽然2个试件的荷载- 挠度曲线都表现为4个阶段，但趋势相差较大：

1)弹性阶段 试件LS1弹性阶段的斜率以及其在全曲线所占的比例明显大于试件LZ1，这是因为锁铆钉具有很高的抗剪刚度和强度，使得试件LS1在弦杆钢材屈曲前一直维持线弹性状态，而试件LZ1由于自攻螺钉抗剪刚度较小导致弦杆钢材屈曲前自攻螺钉已经发生倾斜，试件较早的进入弹塑性状态.

2)弹塑性阶段 试件LS1的弹塑性阶段相比LZ1不太明显，原因是试件LS1在进入弹塑性阶段后其变形仅为弦杆钢材的屈曲，而试件LZ1则包含自攻螺钉倾斜拔出和弦杆钢材屈曲2个方面.

3)塑性阶段 试件LS1的塑性平台段要明显长于LZ1，这是因为进入塑性阶段后，锁铆节点依然能保证稳定地传力，使得LS1弦杆的塑性变形得以完全发展，而LZ1由于自攻螺钉倾斜角度增大使得连接趋于失效，无法保证平稳持力，导致试件较快进入破坏阶段.

4)破坏阶段 荷载随变形增加均呈急剧下降的趋势.

3.3 试验结果对比分析

根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ101—2015)[20]规定，试件力学特征参数确定方法见图11. 试件的最大荷载Pmax及其变形Δmax取荷载位移(P-Δ)曲线上的峰值荷载及相应的位移；破坏荷载Pu和极限位移Δu取试件在峰值荷载出现后的0.8Pmax及相应的位移. 对试验数据进行分析可知冷弯薄壁型钢桁架梁的P-Δ曲线无明显屈服点，故采用能量等值法确定屈服荷载Py和屈服位移Δy，具体原理为：将其等效为与实际结构具有相同耗能能力的弹塑性系统，用包络面积相等(S1=S2)的理想弹塑性二折线代替试验曲线(不考虑下降段)，将二折线拐点的位移作为屈服位移Δy，在试验曲线上Δy对应的值即为屈服荷载Py. 定义弹性刚度：K=Py/Δy，延性系数：μ=Δu/Δy，变形能Eu为P-Δ曲线与x轴(0<Δ<Δu)围成的面积.

根据上述定义特征值的方法，表4给出锁铆连接(LS1)与自攻螺钉连接(LZ1)冷弯薄壁型钢桁架梁试件的力学性能对比情况. 由表可知，锁铆连接的桁架梁(LS1)抗弯承载力仅比自攻螺钉连接的桁架梁(LZ1)高7%，意味着二者具有相当的抗弯承载能力；试件LS1的抗弯刚度、延性性能明显优于LZ1，前者的刚度和延性系数分别是后者的3.07倍和1.73倍. 试件LS1的极限跨中挠度、变形能与LZ1相比存在一定劣势，分别为后者的64%和71%，但是二者相差并不悬殊.

表4 桁架梁试件特征值

3.4 有限元对比验证

采用ABAQUS[21]软件对桁架梁试验进行有限元分析，桁架梁的弦杆和腹杆采用壳单元进行模拟，锁铆连接采用笛卡儿连接，钢材的本构关系按照材性试验结果进行选取. 限于篇幅，本文仅对LS1的有限元结果进行对比分析，图12(a)为LS1试件的应力及变形图，与图12(b)对比可知：有限元分析能较好地模拟试件整个加载过程，与试验破坏特征相近，即先发生弯剪段上弦杆板材的局部屈曲，然后上弦杆中部出现错位倾斜，最后由于弦杆段错位倾斜变形过大，导致弦杆板材撕裂.

试件跨中P-δ曲线的有限元分析结果与试验结果对比见图13，由图可知，试验与有限元分析的荷载- 位移曲线趋势基本相似，两者在弹性阶段、弹塑性阶段、塑性阶段的曲线吻合较好，且有限元分析曲线有明显下降段. 极限承载力和弹性抗弯刚度的试验值和有限元分析结果吻合较好，相差不超过10%，可见有限元分析模型能较为准确地反映试件的受力状态.

4 锁铆连接应用于装配式轻钢结构的适用性分析

4.1 力学性能分析

根据第3节可知，锁铆连接的桁架梁(LS1)抗弯承载力、抗弯刚度、延性均优于自攻螺钉连接的桁架梁(LZ1)，尤其是抗弯刚度是后者的3.07倍，具有显著优势；另外，虽然LS1变形能力较LZ1有一定的劣势，但相差并不悬殊，并且前者在破坏前发生了较大的塑性变形，属于较理想的延性破坏.

对比表2和表5可知，锁铆连接在接头和桁架梁中的力学表现差异较大，破坏模式也不相同，主要是因为：试件LS1中锁铆钉在整个加载过程中保持线弹性状态，试件的变形以及破坏是由弦杆的屈曲导致的，锁铆连接未能充分发挥. 对结构而言，承受外力的主体是组成结构的构件，而非构件间的连接，因此不能仅依靠接头试验的结论评估锁铆连接应用于结构中的可行性问题.

综合上述分析，锁铆连接对结构刚度贡献较大，因此，锁铆连接可代替自攻螺钉应用于有较高刚度要求的结构中，如冷弯薄壁型钢组合楼板.

4.2 加工便捷性

试件LS1铆接时如图4(c)所示，只需要将钳体伸入待铆接的位置，按压手柄上的开始键，使凸模下行与凹模一起夹紧钢板继而完成铆接，无须钻孔、一次成型、加工快速、表面平齐；而试件LZ1则需要在排列好的框架上预先钻孔(小于螺钉直径)，然后旋紧螺丝实现连接，与锁铆连接相比工序烦琐、耗时长、工作繁重. 但由于锁铆连接需要特定设备，铆接时需考虑铆枪的空间干涉问题，其应用范围相比自攻螺钉具有很大的局限性，目前还无法实现建筑连接的完全锁铆化. 然而，对于模块化装配式轻钢结构体系而言，其墙体和楼板是按照一定模数划分成的标准模块，这些模块中的构件可以在工厂实现锁铆连接. 因此，锁铆连接仅适用于工厂加工的装配式轻钢结构体系中的楼板及墙板模块.

5 结论

1)锁铆钉在桁架梁整个加载过程中始终处于弹性阶段，试件是由于弦杆屈曲变形过大导致破坏，与锁铆钉在接头抗剪试验中受力特征不同，因此单个接头试验的结论不足以说明锁铆连接在整体结构中的适用性.

2)锁铆连接的桁架梁破坏模式为上弦杆翼缘板材被拉裂，属于局部剪切屈曲破坏；自攻螺钉连接的桁架梁破坏模式为自攻螺钉连接失效，并伴随杆件局部剪切屈曲破坏的组合模式.

3)锁铆连接的桁架梁抗弯承载力、刚度、延性均优于自攻螺钉连接，尤其抗弯刚度具有显著优势，变形能力较后者稍弱，但相差并不悬殊；锁铆连接代替自攻螺钉应用于有较高刚度要求的冷弯薄壁型钢结构中的可行性较大.

4)受限于锁铆连接工艺的特殊性，锁铆连接仅适用于工厂加工的装配式轻钢结构体系中的楼板及墙板模块.