陳修龍，鄧 芃,*，蔡 順，邵 鵬

(1.山東科技大學 山東省土木工程防災減災重點實驗室，青島 266590；2.山東科技大學 土木工程與建筑學院，青島 266590)

近年來，冷彎新型薄壁型鋼結構體系憑借其力學性能優(yōu)秀、經濟、施工便捷等諸多優(yōu)點得到迅速發(fā)展，同時，構造更合理的截面不斷出現(xiàn)[1].由冷彎薄壁型鋼組成的拼合柱通過變化截面幾何形狀來提高構件受力性能和鋼材利用率，經濟效果顯著.但拼合柱在不同的連接條件下其承載力尚無規(guī)范提供設計依據.因此，有必要通過試驗進行研究，為工程應用提供依據.

對于C型鋼拼合柱，目前的研究成果比較豐富.PETERS[2]通過對不同螺釘間距的拼合短柱的試驗研究，分析了不同螺栓和自攻釘間距對拼合短柱極限承載力的影響.HANCOCK等[3-4]通過冷彎薄壁壓桿試驗，分析構件承載能力受畸變屈曲的影響，并總結了局部屈曲和畸變屈曲的相關影響因素.STONE等[5]通過對 C 型“背靠背”拼合短柱試驗，分析了螺釘數目、螺釘排布方式還有螺釘間距等因素對構件抗剪承載力的影響.郭建勛等[6]通過試驗對冷彎薄壁拼合I形截面構件的腹板壓屈性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)腹板中線布置自攻螺釘是試件整體性能削弱的主導因素.聶少鋒等[7-9]對不同構造的冷彎薄壁型鋼拼合柱進行了試驗研究和有限元分析，研究了各因素對拼合柱軸壓性能的影響.崔瑤等[10]以冷彎薄壁型鋼多肢拼合柱軸壓試驗結果為基礎，基于有效寬度法，提出了組合截面承載能力的計算方法.目前，新型的復雜卷邊和腹板加勁的冷彎薄壁型鋼具有更好的受力性能和經濟效益，但當前的研究多采用單肢截面，沒有進行連接構造對雙肢拼合柱承載力影響的研究.何子奇等[11]通過對腹板加勁卷邊冷彎薄壁型鋼軸壓構件的試驗研究和理論分析，提出失穩(wěn)系數法設計理論，對相關公式進行了修正.王春剛等[12-13]通過試驗，分析了腹板不同加勁形式對復雜邊槽鋼受壓和受彎性能的影響.程睿等[14]對復雜卷邊冷彎薄壁槽型鋼梁的畸變屈曲性能進行了試驗研究和有限元分析，對北美規(guī)范中受彎構件畸變屈曲承載力的直接強度法公式應用性進行了分析，提出了畸變屈曲承載力的計算公式.為推動這種新型截面在雙肢拼合柱中的應用，筆者對螺栓和自攻釘兩種連接件以及不同構造的拼合短柱進行軸壓試驗，研究其承載力、破壞模式等特征.

1 試驗概況

1.1 試驗試件

構件由兩根冷彎薄壁內卷邊JL-CN140型鋼拼合而成，根據《建筑結構用冷彎薄壁型鋼》(JGT 380—2012)[15]型鋼截面尺寸如圖1(a)所示.連接件選用北塔牌ST4.8自攻釘和M10普通螺栓.單肢槽鋼背對背拼合成的短柱其截面形式如圖1(b)所示.根據《冷彎薄壁型鋼結構技術規(guī)范》(GB 50018—2002)[16]對于螺栓及自攻釘的構造要求，螺栓及自攻釘縱向間距取90，110，150 mm三種尺寸，螺栓橫向間距取70，60 mm，自攻釘橫向間距取90，60 mm.自攻釘及螺栓排布方式如圖2所示，根據排列方式，分別命名為梅花形排列、整齊排列和錯列排列.通過對構件進行整體穩(wěn)定性校核以消除整體彎曲的影響同時避免構件局部屈曲受到約束，取柱高L=540 mm.

圖1 試件截面組成及尺寸(單位：mm)

圖2 螺釘三種排布方式

1.2 初始缺陷

試件在加工、切割、焊接以及安裝過程中，不可避免地會產生一定的初始幾何缺陷并對構件的變形、承載能力和屈曲模式有一定影響.試驗之前，對各試件的初始缺陷進行了詳細測量，包括翼緣的局部缺陷(Δf)、腹板中心的局部缺陷(ΔD)以及翼緣和卷邊的畸變缺陷(Δw)，如圖3所示.

圖3 截面尺寸的標號

在構件上劃分網格以測量初始缺陷，每隔100 mm取一個測點，共6個測點.規(guī)定變形外凸為正、內凹為負，表1給出了畸變初始缺陷 Δw的平均值和測點處局部初始缺陷Δf與ΔD的平均值.試件編號的第一個字母P表示拼合短柱，第二個字母表示連接方式(B表示螺栓連接，S表示自攻釘連接)，第三個字母表示螺釘排列方式(O為整齊排列，C為錯列排列，M為梅花式排列)，數字(60，70，90)分別表示螺釘橫向間距，最后的數字(1，2和3)代表相同的三根試件.

表1 畸變和局部初始缺陷測量值 mm

1.3 試驗測量裝置及加載制度

試驗采用山東科技大學防災減災重點實驗室500 t長軸實驗機.為方便安裝和加載，在底座和加載頭之間設置兩個加載槽來模擬實際工程中的導梁[17]，加載裝置及構件安裝就位情況如圖4所示.試驗前預估了畸變屈曲發(fā)生的大約位置，共布置六個應變片，如圖5(a)所示.為測得構件的軸向位移和翼緣處的變形，在每根構件上布置三個位移計，測點布置如圖5(b)所示.

圖4 加載裝置

圖5 應變片及位移計布置

在試驗預加載階段，對每一根拼合短柱進行20 kN的預加載，以檢驗加載裝置是否進入正常工作狀態(tài).正式加載時，先采用力加載方式，每級加載速度為 5 kN/min，當所加荷載達到預估極限荷載的80%左右時，換至位移加載，加載速度為0.2 mm/min.荷載下降到極限荷載的60%左右時停止加載，此時加載完成.

2 試驗現(xiàn)象及結果

2.1 試驗現(xiàn)象

拼合短柱破壞模式以畸變屈曲為主，首先在腹板處出現(xiàn)局部屈曲變形，而后翼緣開始產生畸變屈曲變形.當接近極限荷載時，同側腹板和翼緣出現(xiàn)鼓曲，另一側相應位置出現(xiàn)腹板和翼緣凹陷；在柱中附近的局部屈曲半波幅值迅速增大，并最終在該處形成塑性鉸,其畸變屈曲變形特征如圖6所示.大部分構件的局部屈曲出現(xiàn)在構件的L/2 高度附近，少部分出現(xiàn)在L/3 高度處及柱端附近.

圖6 畸變屈曲變形特征

對于連接件采用梅花形排列方式的構件，在腹板中心的螺栓抑制了腹板屈曲波的延伸，使屈曲波在螺栓處遇到阻礙，并在螺栓附近產生應力集中，引起了栓孔周圍的變形，中心螺栓及自攻釘附近的構件變形如圖7所示.

圖7 中心螺栓和自攻釘附近的變形

2.2 荷載-軸向位移曲線

各組拼合短柱的荷載-軸向位移曲線如圖8所示，加載初期，荷載-軸向位移曲線緩慢上升，其原因在于荷載克服初始缺陷(如構件斷面不平整等)，隨著荷載的增加，加載槽和構件緊密接觸，荷載-軸向位移曲線在到達極限荷載之前基本呈線性關系.而對于構件PBO70-1及PBM70-1其初始缺陷較大的翼緣最早發(fā)生屈曲，此時構件的整體剛度迅速下降，構件沒有立即產生破壞，其他翼緣繼續(xù)持力并且變形開始急劇增加直至屈曲，由此曲線在到達極限承載力后出現(xiàn)先上升后下降的趨勢.通過圖8(a)(b)對比發(fā)現(xiàn)，加載初期采用螺栓連接的拼合柱與采用自攻釘連接的拼合柱相比其荷載-軸向位移曲線初始斜率較小，由此說明采用螺栓連接相比自攻釘連接在一定程度上增大了構件的初始缺陷.

圖8 荷載-軸向位移曲線

2.3 承載力和主要屈曲模式

根據荷載-軸向位移曲線和試驗現(xiàn)象，試驗所得構件承載力及主要屈曲破壞模式見表2.

表2 構件極限承載力及主要破壞模式

由表2可知，構件的寬厚比是影響拼合短柱軸壓承載力的主要因素.寬厚比較小的拼合短柱構件極限承載力較高；當寬厚比很小且截面尺寸較大時，螺栓間距對構件承載力影響比較??；相同條件下，采用螺栓連接的構件承載力略高于采用自攻釘連接的構件；采用梅花形排列時部分構件承載力有所提高，且在一定程度上抑制腹板處的局部屈曲變形，這說明梅花形排列對提高構件承載力有一定影響；截面尺寸中卷邊高度比較大的構件在相同條件下承載力比較高.

3 結論

1) 采用整齊排布的拼合短柱，在構件厚度和橫向間距不變且螺栓和自攻釘縱向間距在150～110 mm時，隨著螺栓和自攻釘縱向間距的減小，雙肢拼合短柱的極限承載力會有小幅度增加，但是增長幅度不明顯；螺栓和自攻釘縱向間距在110～90 mm時，極限承載力會產生下降趨勢，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是螺釘排列過多會產生群組效應，過多的開孔會減小構件的凈截面尺寸，從而削弱拼合短柱構件的承載能力，降低極限承載力，因此，設計時需考慮將間距范圍控制在合理區(qū)間.

2) 梅花形和錯列排布方式的構件相比整齊排布的拼合短柱構件，構件的極限承載力差值在 5%以內，由于采用梅花形和錯列排布可滿足短柱構件的承載力要求，因此，可采用此兩種排布方式減少螺栓和自攻釘的數量，降低成本.