雙肢冷彎C型鋼蒙古包剛架穩(wěn)定性試驗*

陳 明 許晶博 武志遠(yuǎn) 李補(bǔ)拴

(內(nèi)蒙古科技大學(xué)土木工程學(xué)院, 內(nèi)蒙古包頭 014010)

0 引 言

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)體系在結(jié)構(gòu)自重、抗震性能、施工周期及環(huán)境保護(hù)等方面都具有明顯優(yōu)勢[1]。而門式剛架因其構(gòu)造簡單、傳力明確、制作快捷、便于施工等特點,常被應(yīng)用于住宅、車間及工業(yè)、商業(yè)等大型建筑中。將冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)體系與門式剛架結(jié)合,形成新型門式剛架可促進(jìn)門式剛架結(jié)構(gòu)體系的發(fā)展。

Chen等基于對冷彎型鋼支撐門式剛架在工業(yè)和住宅領(lǐng)域應(yīng)用基礎(chǔ)上進(jìn)行了一系列門式剛架試驗,分析其剛架強(qiáng)度及破壞形態(tài),得出門式剛架有較好受力性能并給出設(shè)計建議[2]。Lim等設(shè)計了不同節(jié)點板大小、不同節(jié)點處螺栓排布形式的冷彎C型鋼雙拼工字形截面門式剛架,通過試驗及有限元相結(jié)合的研究方法,發(fā)現(xiàn)不同節(jié)點剛度條件下剛架承載能力有較大差異[3]。Baigent等對7組山形門式剛架進(jìn)行不同荷載模式下軸壓試驗研究[4],對其破壞現(xiàn)象進(jìn)行分析,研究失穩(wěn)模態(tài)及承載能力,通過計算發(fā)現(xiàn)試驗值與理論設(shè)計值相符,證明理論計算的可行性。Rinchen等通過對6組冷彎薄壁型鋼剛架承載力試驗,推出基于直接強(qiáng)度法和直接設(shè)計法的研究方法,求得不同參數(shù)條件下剛架的極限承載力[5]。Ferhan?ztürk等對冷彎型鋼門式剛架進(jìn)行了試驗及理論研究[6],發(fā)現(xiàn)梁端間隙增大可提高剛架整體承載能力,并采用有限元程序驗證試驗結(jié)果,發(fā)現(xiàn)兩者比較吻合。王文峰、王海忠采用有限元分析方法對門式剛架進(jìn)行研究[7-8],在充分考慮了主彎矩,斜梁內(nèi)軸力以及幾何非線性的影響的情況下,對不同斜梁坡度、高跨比的剛架在斜梁均布荷載下的平面內(nèi)穩(wěn)定性進(jìn)行了對比分析,發(fā)現(xiàn)斜梁坡度、高跨比是影響剛架承載力的重要參數(shù)。

段熙賓等對單層等截面柱門式剛架進(jìn)行研究[9],采用力學(xué)方法得出兩種柱腳連接方式下剛架柱頂支座剛度及平面內(nèi)柱計算長度系數(shù)公式。呂勇輝以門式剛架為研究對象建立不同參數(shù)有限元模型[10],分析得出高跨比、水平荷載和斜梁坡度對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力有重要影響。

國內(nèi)外對門式剛架平面內(nèi)穩(wěn)定問題研究已經(jīng)取得了較多研究成果,本文以門式剛架為基礎(chǔ)利用雙肢冷彎C型鋼截面形式改進(jìn)梁柱截面,并按照草原地區(qū)蒙古包的設(shè)計需求在脊梁處增設(shè)陶腦,構(gòu)成“帶陶腦的雙肢冷彎C型鋼剛架”。源于草原地區(qū)冷彎型鋼蒙古包的設(shè)計理念,為防止此種新增設(shè)陶腦剛架在風(fēng)雪荷載下出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象,首次進(jìn)行穩(wěn)定性試驗研究,分析斜梁坡度和高跨比等參數(shù)對剛架結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響,得到剛架破壞模式和屈服機(jī)理,為此類結(jié)構(gòu)理論設(shè)計和拓展研究提供建議和參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

根據(jù)本團(tuán)隊對冷彎型鋼蒙古包的研究成果[11-13],取蒙古包一榀剛架為研究對象,如圖1、圖2所示。共設(shè)計了5個雙肢冷彎C型鋼剛架試件,參數(shù)主要包括斜梁坡度、高跨比(表1)?；A(chǔ)試件命名為CJ-BASE,試件尺寸如圖3所示。按照原型雙肢冷彎型鋼蒙古包一榀剛架梁柱線剛度比,采用1∶4相似比確定試件尺寸,剛架由陶腦、雙肢冷彎C型鋼、節(jié)點板和填板組成,通過雙肢冷彎C型鋼與梁填板、柱填板、柱腳節(jié)點板和梁柱節(jié)點板連接,并采用10.9級M14摩擦型高強(qiáng)螺栓拼合而成,其中陶腦直徑為300 mm,節(jié)點板厚度均為10 mm。試件所有鋼材均采用Q235,根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》[14]的規(guī)定,分別對C型鋼及節(jié)點板進(jìn)行拉伸試驗,所得各材料性能指標(biāo)見表2所列。

表1 雙肢冷彎薄壁C型鋼剛架試件設(shè)計參數(shù)

表2 材性試驗結(jié)果

圖1 冷彎型鋼蒙古包整體三維圖

圖2 帶陶腦雙肢冷彎C型鋼剛架三維圖

a—試件立面; b—陶腦; c—梁填板; d—梁柱節(jié)點板;e—柱腳節(jié)點板; f—柱填板; g—梁; h—柱。

1.2 試驗裝置及加載制度

試驗采用500 t液壓伺服作動器實驗機(jī)進(jìn)行豎向加載,如圖4所示。液壓機(jī)上端固定在反力架橫梁上,下端與分配梁相連接,試件柱腳采用M20的高強(qiáng)摩擦螺栓與地梁固定,地梁再由M55地腳螺栓與混凝土地面固定。為保證陶腦與作動器中心對準(zhǔn),采用二級分配梁的加載方式,將豎向荷載由作動器傳遞到一級分配梁中心位置,再由一級分配梁將豎向荷載平分到兩側(cè)二級分配梁中心,后由兩側(cè)二級分配梁將豎向荷載平分并傳遞到梁中心位置和靠近陶腦處,形成四點加載方式。一級分配梁截面尺寸為H175×125×12×16,二級分配梁截面尺寸為H125×125×10×10,其詳細(xì)尺寸如圖5所示。分配梁之間用直徑30 mm圓鋼轉(zhuǎn)動軸連接,構(gòu)成單刀鉸以保證壓力均勻分配。

圖4 試件加載

a—上端分配梁; b—下端分配梁。

為防止剛架平面外失穩(wěn),同時簡化空間作用的影響,設(shè)置3道側(cè)向支撐,它們分別位于剛架兩側(cè)梁柱節(jié)點板、梁填板和柱填板位置,對應(yīng)蒙古包空間結(jié)構(gòu)圈梁、檁條、墻梁連接件位置。梁柱節(jié)點板及柱填板設(shè)置橫向H型鋼,截面尺寸為H200×200×8×12;梁填板位置設(shè)置豎向H型鋼,截面尺寸為H200×100×7×11.4,并采用M20的高強(qiáng)摩擦型螺栓將H型鋼固定到反力架上,側(cè)向支撐如圖6所示。

a—側(cè)向支撐示意; b—側(cè)向支撐現(xiàn)場示意。

試件所需應(yīng)變片、位移計及百分表位置見圖7所示。其中1、4、10、13為百分表,2、3、5、6、7、8、9、11、12為位移計。2、12測點測量兩側(cè)柱頂平面內(nèi)側(cè)向位移,3、5、6、7、8、9、11測點測量兩側(cè)柱頂、陶腦和加載點的豎向位移。試驗共設(shè)置78個應(yīng)變片,分別位于C型鋼腹板及翼緣、梁柱節(jié)點板、加載端和柱腳處,每處C型鋼截面共含6個應(yīng)變片,梁、柱C型鋼截面共計12個測點。

圖7 試件測點布置

試驗開始時以預(yù)估極限荷載2%進(jìn)行逐級位移控制加載,當(dāng)試件屈曲變形產(chǎn)生或施加位移達(dá)極限位移80%時,減小逐級位移至1%,當(dāng)試件嚴(yán)重破壞或整體失穩(wěn)時,停止加載。

2 試驗現(xiàn)象

試件CJ-BASE、CJ-1、CJ-2和CJ-3的破壞現(xiàn)象基本相同,試件在屈服之前無變形產(chǎn)生,屈服后梁柱節(jié)點板出現(xiàn)螺栓滑移現(xiàn)象,兩側(cè)梁下端、梁上端位置出現(xiàn)局部屈曲導(dǎo)致整體平面內(nèi)失穩(wěn);兩側(cè)梁下端C型鋼腹板向外鼓曲,翼緣板向內(nèi)凹曲;兩側(cè)梁上端C型鋼梁翼緣向內(nèi)凹曲。以CJ-2試件為例,當(dāng)加載位移施加到58 mm、荷載78 kN,兩側(cè)梁下端C型鋼翼緣及卷邊向腹板內(nèi)側(cè)鼓曲,如圖8a所示;位移65 mm、荷載87 kN,兩側(cè)梁下端C型鋼翼緣及卷邊向內(nèi)凹陷,如圖8b所示;位移78 mm、荷載91 kN、左側(cè)梁下端C型鋼腹板向外鼓曲、翼緣內(nèi)凹,變形由局部轉(zhuǎn)化為畸變屈曲,隨之右側(cè)變形相同,如圖8c所示;位移103 mm、荷載91 kN,右側(cè)梁上端C型鋼腹板鼓曲;位移112 mm、荷載90 kN,左側(cè)梁上端C型鋼腹板鼓曲,如圖8d所示;當(dāng)位移達(dá)到180 mm時,兩柱在平面內(nèi)方向向外側(cè)移,側(cè)移量達(dá)到16.7 mm,此時試驗終止,最終整體變形如圖8e所示,試驗中陶腦、柱腳和梁柱節(jié)點板均無破損。

a—梁端翼緣及卷邊; b—陶腦處梁翼緣及卷邊;c—梁端腹板; d—陶腦處梁腹板;e—整體失穩(wěn)破壞。

CJ-4試件由于高跨比較大,梁柱線剛度比增大,由梁傳遞到柱荷載變大,致使兩側(cè)C型鋼柱頂腹板及翼緣鼓曲,兩柱在平面內(nèi)方向向外側(cè)移,最后導(dǎo)致整體剛架失穩(wěn),破壞如圖9所示。

a—左側(cè)柱頂腹板及翼緣; b—右側(cè)柱頂腹板及翼緣;c—整體失穩(wěn)破壞。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 斜梁坡度對剛架穩(wěn)定承載力影響

試驗中,不同斜梁坡度試件CJ-BASE、CJ-1、CJ-2的荷載-跨中位移曲線如圖10所示。曲線走勢主要包括彈性、彈塑性、破壞三個階段。曲線彈性到彈塑性階段是由于梁C型鋼屈服,剛架剛度減小,承載力上升;彈塑性至破壞階段是由于梁端塑性鉸生成,剛架承載力減小直至整體失穩(wěn)破壞。荷載-位移曲線出現(xiàn)波浪狀起伏,主要是由于試驗中梁柱節(jié)點處螺栓滑移的影響,使得荷載出現(xiàn)上下波折。

3個試件中CJ-2試件的極限承載力最大。斜梁坡度從10°增大到15°時,剛架的平面內(nèi)穩(wěn)定承載力增大了4.1%;從15°增大到20°時,剛架的平面內(nèi)穩(wěn)定承載力增大了5.1%?？梢?剛架平面穩(wěn)定承載力隨剛架斜梁坡度增大而增大。

3.2 高跨比對剛架穩(wěn)定承載力影響

不同高跨比試件CJ-BASE、CJ-3、CJ-4的荷載-跨中位移曲線如圖11所示?？芍?3個試件中CJ-3試件的極限承載力最大;剛架高跨比從6/15增大到7/15時,剛架的平面內(nèi)穩(wěn)定承載力減小了5.0%;高跨比增大到8/15時承載力比7/15減小了3.4%。表明剛架平面穩(wěn)定承載力隨剛架高跨比減小而增大。

3.3 柱頂側(cè)移曲線

5榀剛架的柱頂側(cè)移曲線如圖12所示。可知:隨著荷載的不斷增大,兩側(cè)柱位移不斷增大,并呈現(xiàn)對稱性;CJ-4試件側(cè)移曲線出現(xiàn)反向側(cè)移,是由于試驗中兩側(cè)柱頂C型鋼翼緣鼓曲變形,導(dǎo)致兩側(cè)柱先向內(nèi)屈曲變形;不同斜梁坡度下,試件CJ-BASE、CJ-1、CJ-2的柱頂側(cè)移最大值分別為2.5,6.8,16.2 mm;不同高跨比下,試件CJ-3、CJ-BASE、CJ-4的柱頂側(cè)移最大值分別為1.9,2.5,2.2 mm;剛架柱頂側(cè)移隨著斜梁坡度的增加而增大,高跨比對柱頂側(cè)移影響較小。設(shè)計中為防止剛架柱發(fā)生較大側(cè)移,且考慮剛架承載能力,建議在增加斜梁坡度的同時加強(qiáng)剛架柱的剛度,以防止柱頂側(cè)移過大導(dǎo)致剛架失穩(wěn)。

a—CJ-BASE試件; b—CJ-1試件; c—CJ-2試件; d—CJ-3試件; e—CJ-4試件。

3.4 屈服機(jī)制

為研究雙肢冷彎C型鋼剛架在豎向荷載作用下試件各關(guān)鍵位置的屈服順序,對剛架陶腦、梁、柱和節(jié)點板6個關(guān)鍵位置進(jìn)行分析。根據(jù)材性試驗結(jié)果可知,C型鋼屈服應(yīng)變?yōu)? 305×10-6,節(jié)點板屈服應(yīng)變?yōu)? 408×10-6。剛架所受豎向近似均布荷載作用,且剛架中心對稱,結(jié)合試驗現(xiàn)象及各測點分析結(jié)果,得出剛架為對稱失穩(wěn)形式,取其對稱結(jié)構(gòu)半部分進(jìn)行應(yīng)變分析。圖13分別給出了5榀剛架各測點應(yīng)變-荷載曲線?？芍?各試件陶腦、梁柱節(jié)點板和柱底應(yīng)變值均未達(dá)到屈服,且仍處于彈性工作階段。說明剛架節(jié)點設(shè)計合理、傳力可靠,滿足GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》要求。其中CJ-BASE、CJ-1、CJ-3試件屈服先后順序為:梁靠近梁柱節(jié)點處→梁靠近陶腦處→柱頂部,CJ-2、CJ-4試件屈服先后順序為:梁靠近梁柱節(jié)點處→柱頂部→梁靠近陶腦處。結(jié)合應(yīng)變曲線和試驗現(xiàn)象分析可知:CJ-2試件由于斜梁坡度較大,梁豎向剛度增大使其傳遞到柱頂軸力增加,導(dǎo)致兩側(cè)柱側(cè)移量變大,使得柱頂部先于梁靠近陶腦處出現(xiàn)屈服;CJ-4試件由于高跨比較大,柱豎向剛度降低使其承載能力下降,導(dǎo)致柱頂部先于梁靠近陶腦處出現(xiàn)屈服。由此得出,剛架斜梁坡度和高跨比的增大均會影響關(guān)鍵位置的屈服順序,使剛架柱頂部先于梁靠近陶腦處發(fā)生屈曲破壞。

a—CJ-BASE試件; b—CJ-1試件; c—CJ-2試件; d—CJ-3試件; e—CJ-4試件。

4 有限元分析

4.1 有限元模型建立

采用Solidworks軟件建立實體模型導(dǎo)入ANSYS Workbench軟件進(jìn)行有限元分析。試件梁柱均采用實體單元Solid 185建模,單元由8節(jié)點定義,選取摩擦型接觸,網(wǎng)格采用四面體及六面體相結(jié)合的劃分方式,如圖14所示。模型邊界條件按照試驗設(shè)置,對兩側(cè)柱底進(jìn)行固定約束。為防止剛架發(fā)生平面外側(cè)移,在兩側(cè)梁柱節(jié)點板、梁填板和柱填板處設(shè)置水平約束,保證與試驗條件一致。材料屬性均按照表2中材性試驗結(jié)果輸入,采用多線性隨動強(qiáng)化模型定義材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系,如圖15所示。

圖14 網(wǎng)格劃分

4.2 有限元模型驗證

建立與試驗相同的5榀剛架有限元模型并進(jìn)行模擬分析,以試件CJ-BASE有限元模型為例,對比試驗破壞現(xiàn)象(圖16)。可以看出:剛架破壞形態(tài)相似,試件屈曲破壞均在梁上端及梁下端C型鋼處產(chǎn)生,兩側(cè)柱頂均有明顯向外側(cè)移,陶腦及梁均有向下豎向位移,這與試驗現(xiàn)象一致。

a—整體破壞; b—梁底及梁頂端破壞; c—梁整體破壞。各分圖中,左圖為試件破壞形態(tài),右圖為有限元破壞形態(tài)。

提取5榀剛架有限元與試驗荷載-位移曲線對比如圖17所示?？芍?5個試件的荷載-位移曲線的變化趨勢相同,且有限元曲線屈服和峰值荷載與試驗結(jié)果偏差在10%以內(nèi),有限元模型與試驗構(gòu)成了較好的對比驗證。

a—CJ-BASE試件; b—CJ-1試件; c—CJ-2試件; d—CJ-3試件; e—CJ-4試件。

5 結(jié)束語

本文通過對5榀剛架進(jìn)行穩(wěn)定性試驗及有限元研究,分析斜梁坡度和高跨比設(shè)計參數(shù)對雙肢冷彎C型鋼穩(wěn)定性的影響,得到以下結(jié)論:

1)剛架主要破壞過程是以梁上、下端C型鋼局部屈曲導(dǎo)致整體平面內(nèi)失穩(wěn),整體變形為對稱失穩(wěn)形式。

2)斜梁坡度越大,剛架承載力越高,高跨比越大,剛架承載力越低。剛架柱頂側(cè)移隨著斜梁坡度的增大而增大,高跨比對柱頂側(cè)移影響較小。

3)剛架節(jié)點設(shè)計合理、傳力可靠,隨著剛架斜梁坡度和高跨比的增大,均會使剛架關(guān)鍵位置的屈服順序由梁靠近梁柱節(jié)點處→梁靠近陶腦處→柱頂部變?yōu)榱嚎拷褐?jié)點處→柱頂部→梁靠近陶腦處。故合理增加剛架柱剛度,可防止柱頂側(cè)移過大導(dǎo)致剛架失穩(wěn)。

4)有限元分析結(jié)果與試驗破壞形態(tài)及曲線走勢相一致,表明了有限元模型的準(zhǔn)確性,為此類結(jié)構(gòu)深入研究提供參考。