雙拼熱軋槽鋼柱的受力性能有限元研究

王鵬鵬，郁有升，張子露

(青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，青島 266525)

組合截面鋼構(gòu)件與其他截面形式相比，具有材料利用合理、剛度大、抗扭性能好的優(yōu)點(diǎn)。在這種組合截面構(gòu)件中，通過(guò)限制單肢構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比，使得整個(gè)構(gòu)件的屈服要先于單肢構(gòu)件的屈服，從而使整個(gè)結(jié)構(gòu)有更好的承載能力[1]。根據(jù)組合構(gòu)件的材料類型，一般分為冷彎型鋼和熱軋槽鋼。對(duì)于冷彎薄壁型鋼拼合構(gòu)件，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用試驗(yàn)以及有限元方法主要研究了拼合構(gòu)件的極限承載力。聶少鋒等[2]通過(guò)試驗(yàn)和有限元軟件對(duì)由自攻自鉆螺釘連接C 形和U形冷彎薄壁型鋼而拼合成的箱形柱進(jìn)行了分析。崔瑤等[3]研究了由C形和U形截面組合而成的雙肢和四肢截面冷彎薄壁型鋼柱的極限承載力，結(jié)果表明長(zhǎng)細(xì)比是影響試件破壞形態(tài)以及承載力的主要因素。喬文濤等[4]提出一種由C形拼合而成的新型十字截面冷彎薄壁型鋼柱，并通過(guò)有限元軟件研究了此類雙拼柱在軸壓受力下的承載力。對(duì)于熱軋槽鋼組合構(gòu)件的研究，主要集中于雙槽鋼拼合構(gòu)件在延性交錯(cuò)桁架鋼框架中[5-9]的運(yùn)用，冉紅東等[5]在研究雙槽鋼組合截面懸臂構(gòu)件的過(guò)程中，主要分析了填板間距、支撐間距、腹板高厚比以及加勁肋對(duì)于構(gòu)件滯回性能的影響，減小填板間距能夠保證單肢槽鋼之間的協(xié)同工作作用，防止單肢槽鋼出現(xiàn)彎扭失穩(wěn)現(xiàn)象。梁文龍[7]進(jìn)行了延性交錯(cuò)桁架組合H形截面構(gòu)件在往復(fù)彎曲下的滯回性能試驗(yàn)，研究了填板間距、側(cè)向支撐長(zhǎng)度、塑性鉸區(qū)域加勁肋設(shè)置、腹板高厚比等參數(shù)對(duì)雙槽鋼組合H形截面滯回性能的影響。

目前對(duì)于由螺栓連接的雙拼熱軋槽鋼柱受力性能的研究處于起步階段。本文建立了考慮材料、幾何非線性和初始缺陷的有限元分析模型，對(duì)由螺栓連接組合而成的雙拼熱軋槽鋼柱進(jìn)行模擬分析，研究單肢長(zhǎng)細(xì)比、柱長(zhǎng)度、加勁肋設(shè)置對(duì)于雙拼柱極限承載力和破壞模式的影響。

1 雙拼柱設(shè)計(jì)以及有限元模型的建立

1.1 試件設(shè)計(jì)

圖1為某集裝箱裝配式建筑設(shè)計(jì)方案，每個(gè)集裝箱(圖2)建筑框架柱采用帶孔槽鋼柱作為框架柱，采用螺栓將帶孔槽鋼柱拼接成雙肢熱軋槽鋼柱，實(shí)現(xiàn)集裝箱在橫向上的組合，如圖3所示。

圖1 某集裝箱裝配式建筑外形(單位：mm)

圖2 單個(gè)集裝箱框架(單位：mm)

圖3 集裝箱框架拼接(單位：mm)

根據(jù)上述某集裝箱裝配式建筑設(shè)計(jì)方案，選用20a[200 mm×73 mm×7 mm×11 mm]的熱軋槽鋼作為雙拼柱的單肢槽鋼。試件長(zhǎng)度根據(jù)上述建筑層高設(shè)置為3300，3900以及4500 mm，螺栓采用10.9級(jí)M30摩擦型高強(qiáng)螺栓，螺栓沿試件縱向按照一定距離排列，并在兩端50 mm處加強(qiáng)。試件截面形式和尺寸如圖4所示，螺栓布置形式如圖5所示。

圖4 雙拼熱軋槽鋼柱截面(單位：mm)

圖5 螺栓布置(單位：mm)

為研究單肢長(zhǎng)細(xì)比、柱長(zhǎng)度、加勁肋設(shè)置對(duì)雙肢槽鋼雙拼柱極限承載力和破壞模式的影響，本文設(shè)計(jì)3組共計(jì)24個(gè)試件進(jìn)行對(duì)比研究。A組試件研究單肢長(zhǎng)細(xì)比對(duì)雙拼柱受力性能的影響，單肢長(zhǎng)細(xì)比分別為10i，20i，30i，40i，50i(i為單肢槽鋼的回轉(zhuǎn)半徑，i=iy)；B組試件研究柱長(zhǎng)度對(duì)雙拼柱受力性能的影響，試件長(zhǎng)度分別為3300，3900，4500 mm；C組試件研究加勁肋設(shè)置對(duì)雙拼柱受力性能的影響，在螺栓兩側(cè)或在兩排螺栓中間腹板位置設(shè)置加勁肋。圖6為試件命名規(guī)則，圖7為典型試件結(jié)構(gòu)布置及尺寸。

圖6 試件命名規(guī)則加勁肋設(shè)置類型分為三類：(1)未設(shè)置加勁肋；

圖7 典型試件結(jié)構(gòu)布置及尺寸(單位：mm)

1.2 有限元模型的建立

利用有限元分析軟件ABAQUS建立有限元分析模型如圖8所示，鋼材選用Q355鋼，彈性模量Es=2.06×105N/mm2，泊松比為0.35，屈服應(yīng)力為σy=355 N/mm2，材料本構(gòu)關(guān)系服從隨動(dòng)強(qiáng)化法則中的理想彈塑性模型。兩肢槽鋼腹板背靠背處設(shè)置面-面接觸，根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)[10]摩擦系數(shù)為0.4；螺栓桿與槽鋼接觸面設(shè)置面-面接觸，設(shè)置無(wú)摩擦；螺栓帽與槽鋼的接觸面設(shè)置面-面接觸，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.4；螺栓采用高強(qiáng)螺栓，高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力設(shè)計(jì)值為355 kN，在螺桿上施加螺栓荷載模擬螺栓預(yù)緊力。為了實(shí)現(xiàn)受壓構(gòu)件下端固定、上端鉸接的邊界條件，在有限元分析中，約束底端面上所有節(jié)點(diǎn)沿x，y，z方向上的平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，約束上端面沿x，y軸方向上的平動(dòng)自由度U1，U2，如圖9所示。劃分網(wǎng)格時(shí)選取實(shí)體單元C3D8R。利用有限元軟件對(duì)雙拼熱軋槽鋼柱試件進(jìn)行分析時(shí)，將分析步驟分為三步，先對(duì)雙拼柱試件進(jìn)行特征值屈曲分析；然后選用1階模態(tài)中的L/1000[11](L為柱長(zhǎng)度)屈曲變形為下一步的初始缺陷，施加在模型上；最后采用位移控制的弧長(zhǎng)法對(duì)雙拼柱進(jìn)行非線性屈曲分析。

圖8 有限元分析模型

圖9 網(wǎng)格劃分以及邊界條件

2 雙拼熱軋槽鋼柱受力性能的影響因素

2.1 單肢長(zhǎng)細(xì)比的影響

設(shè)計(jì)A組試件研究單肢長(zhǎng)細(xì)比對(duì)于雙拼熱軋槽鋼柱受力性能的影響。表1為A組試件的參數(shù)和極限承載力，圖10為試件的整體破壞形態(tài)，圖11為不同長(zhǎng)細(xì)比情況下雙拼柱荷載-豎向位移曲線，圖12為橫向位移(取試件上橫向變形最大的位置)隨單肢長(zhǎng)細(xì)比變化規(guī)律，試件承載力隨單肢長(zhǎng)細(xì)比變化規(guī)律如圖13所示。

圖13 A組試件的荷載-單肢長(zhǎng)細(xì)比曲線

表1 A組試件的基本參數(shù)和極限承載力

由模擬分析、圖10和圖11可知，試件A-3900-50i-(1)在加載初期無(wú)明顯變形現(xiàn)象，荷載-豎向位移曲線呈線性增長(zhǎng)；荷載不斷增加，試件在第一排螺栓和第二排螺栓中間出現(xiàn)兩肢槽鋼分離現(xiàn)象，分離程度隨著荷載的增加不斷加劇，直至試件破壞，試件最終的破壞形式為單肢槽鋼彎曲失穩(wěn)。試件A-3900-40i-(1)，A-3900-30i-(1)，A-3900-20i-(1)，A-3900-10i-(1)在加載初期，試件未見變形情況，荷載-豎向位移呈線性增長(zhǎng)；荷載進(jìn)一步增加，第一排和第二排螺栓處的翼緣出現(xiàn)屈曲現(xiàn)象，第一排和第二排螺栓中間出現(xiàn)兩肢槽鋼分離現(xiàn)象，荷載-豎向位移曲線增長(zhǎng)關(guān)系由線性轉(zhuǎn)為非線性；荷載持續(xù)增加，在第二排螺栓處出現(xiàn)整體彎曲現(xiàn)象，荷載-豎向位移曲線增長(zhǎng)到最大值，試件最后的破壞形式為整體彎曲失穩(wěn)破壞。

圖10 A組試件的整體破壞形態(tài)

由表1、圖12和圖13可知，雙拼熱軋槽鋼柱極限承載力隨著單肢長(zhǎng)細(xì)比的減小而增大，試件A-3900-50i-(1)，A-3900-40i-(1)，A-3900-30i-(1)，A-3900-20i-(1)，A-3900-10i-(1)的極限承載力均達(dá)到同截面H形鋼柱承載力的70%以上，其中A-3900-10i-(1)達(dá)到了80%以上；單肢長(zhǎng)細(xì)比由50i逐次降低到10i，試件的極限承載力分別提高了3.0%，2.8%，2.6%，5.0%，單肢長(zhǎng)細(xì)比由20i降低到10i時(shí)，如圖13所示，極限承載力提升明顯。由圖10和圖12可知，試件單肢長(zhǎng)細(xì)比由50i降低到40i時(shí)，橫向位移明顯減??；單肢長(zhǎng)細(xì)比由40i逐次降低到10i時(shí)，橫向位移降低幅度未見明顯差異。分析對(duì)比可知，試件A-3900-10i-(1)兩肢槽鋼未見明顯分離現(xiàn)象，兩肢槽鋼橫向變形位移均在20 mm以內(nèi)，說(shuō)明兩肢槽鋼拼合效應(yīng)良好。

試件A-3900-50i-(1)單肢長(zhǎng)細(xì)比過(guò)大，單肢槽鋼的穩(wěn)定性較弱，雙拼柱的整體性差，導(dǎo)致試件兩肢槽鋼分離嚴(yán)重，橫向位移較大，破壞模式為單肢槽鋼彎曲破壞，對(duì)比同組其他試件，過(guò)早達(dá)到屈曲狀態(tài)，承載力較低。試件A-3900-40i-(1)，A-3900-30i-(1)，A-3900-20i-(1)，A-3900-10i-(1)單肢長(zhǎng)細(xì)比逐漸減小，單肢槽鋼的穩(wěn)定性增強(qiáng)，使得整個(gè)構(gòu)件的整體彎曲失穩(wěn)要先于單肢構(gòu)件的彎曲失穩(wěn)，極限承載力增加，雙拼柱的整體性提升，兩肢槽鋼分離現(xiàn)象減弱，橫向位移隨著長(zhǎng)細(xì)比的減少而變小。

綜上所述，雙拼熱軋槽鋼柱的單肢長(zhǎng)細(xì)比過(guò)大，兩肢槽鋼之間分離嚴(yán)重，極限承載力較低；單肢長(zhǎng)細(xì)比為10i時(shí)，試件未見明顯兩肢分離現(xiàn)象，承載力明顯提升，承載力達(dá)到同截面H形鋼柱承載力的80%以上，考慮構(gòu)件受力安全是最重要的因素，建議單肢長(zhǎng)細(xì)比的取值小于10i。

2.2 柱長(zhǎng)度的影響

設(shè)計(jì)B組試件分析柱長(zhǎng)度對(duì)于雙肢槽鋼雙拼柱受力性能的影響。表2為B組試件的參數(shù)和極限承載力，圖14為B組試件的荷載隨柱長(zhǎng)度變化規(guī)律，圖15為B組試件的橫向位移隨柱長(zhǎng)度變化規(guī)律。

由表2和圖14可知，雙拼熱軋槽鋼雙拼柱在相同單肢長(zhǎng)細(xì)比、不同柱長(zhǎng)度的作用下，極限承載力變化很小。單肢長(zhǎng)細(xì)比分別為30i，20i，10i的試件，柱長(zhǎng)度由3300 mm增大到3900 mm再增大到4500 mm，極限荷載變化幅度均在1%以內(nèi)，荷載-柱長(zhǎng)度曲線斜率隨著柱長(zhǎng)度的增大未見明顯變化，可見柱長(zhǎng)度的變化對(duì)雙拼柱極限承載力的影響很小。由圖15可知，不同長(zhǎng)細(xì)比的橫向位移隨著柱長(zhǎng)度的增大，均有增大和減小的變化，但變化幅度較小?？梢娭L(zhǎng)度的變化對(duì)雙拼柱的破壞形態(tài)影響不大。

表2 B組試件的參數(shù)和極限承載力

柱長(zhǎng)度增加，試件的整體長(zhǎng)細(xì)比增大，整體穩(wěn)定性降低，但是雙拼柱的承載力和破壞模式未見明顯變化，結(jié)合2.1節(jié)所述，試件發(fā)生破壞的位置集中在第一排螺栓和第二排螺栓之間，可見單肢長(zhǎng)細(xì)比是影響雙拼柱承載力和破壞模式的主要因素，柱長(zhǎng)度對(duì)于雙拼熱軋槽鋼柱的極限承載力和破壞模式影響不明顯。

2.3 加勁肋設(shè)置的影響

設(shè)計(jì)C組試件研究加勁肋設(shè)置對(duì)于雙拼柱受力性能的影響。C組試件的參數(shù)和極限承載力見表3，試件承載力隨加勁肋位置改變的變化規(guī)律如圖16所示，圖17為C組試件橫向位移隨加勁肋設(shè)置的變化規(guī)律。

由表3和圖16可知，單肢長(zhǎng)細(xì)比為30i，20i，10i的雙拼熱軋槽鋼柱在螺栓兩側(cè)設(shè)置加勁肋，試件的極限承載力均明顯提高，分別增加了8.3%，8.1%，7.3%；在兩排螺栓中間設(shè)置加勁肋對(duì)于極限承載力均未見明顯提升，增加幅度在1%以內(nèi)。由圖17可知，在雙拼熱軋槽鋼柱上設(shè)置加勁肋，橫向位移變小，說(shuō)明設(shè)置加勁肋能減小試件的變形程度；長(zhǎng)細(xì)比為10i的雙拼柱在兩排螺栓中間位置設(shè)置加勁肋，對(duì)比未設(shè)置加勁肋的雙拼柱，橫向位移在X+方向上減小了77%，說(shuō)明試件的整體性有顯著提升。雙拼柱的應(yīng)力集中位置主要在第一排螺栓和第二排螺栓處，在螺栓兩側(cè)設(shè)置加勁肋能夠提高螺栓處構(gòu)件的強(qiáng)度，承載力增加明顯；雙拼柱的破壞位置集中在第一排螺栓和第二排螺栓的中間位置，在兩排螺栓中間處設(shè)置加勁肋，增加中間位置的強(qiáng)度，并且加勁肋對(duì)于單肢槽鋼的變形具有約束作用，對(duì)比未設(shè)置加勁肋的雙拼柱橫向位移明顯減小。

表3 C組試件的參數(shù)和極限承載力

綜上所述，在雙拼熱軋槽鋼柱的螺栓兩側(cè)設(shè)置加勁肋能明顯提高極限承載力；在兩排螺栓中間處設(shè)置加勁肋能約束雙拼柱的變形程度?？紤]構(gòu)件受力安全是最重要的因素，增加過(guò)多加勁肋會(huì)造成裝配復(fù)雜、造價(jià)過(guò)高等不利因素，建議在螺栓兩側(cè)設(shè)置加勁肋。

3 結(jié)論

1) 單肢長(zhǎng)細(xì)比由50i降低到10i，雙拼柱的極限承載力不斷提高，兩肢槽鋼拼合效應(yīng)不斷增強(qiáng)，單肢長(zhǎng)細(xì)比是影響雙拼熱軋槽鋼柱極限承載力和破壞模式的關(guān)鍵因素?？紤]構(gòu)件受力安全是最重要的因素，建議單肢長(zhǎng)細(xì)比的取值小于10i。

2) 雙拼熱軋槽鋼柱受力部位和破壞位置集中在第一排螺栓和第二排螺栓的中間位置，改變柱長(zhǎng)度對(duì)于雙拼柱的極限承載力和破壞模式影響不大。

3) 在雙拼熱軋槽鋼柱的螺栓兩側(cè)設(shè)置加勁肋能明顯提高極限承載力；在兩排螺栓中間處設(shè)置加勁肋能約束雙拼柱的變形程度?？紤]構(gòu)件受力安全是最重要的因素，增加過(guò)多加勁肋會(huì)造成裝配復(fù)雜、造價(jià)過(guò)高等不利因素，建議在螺栓兩側(cè)設(shè)置加勁肋。