楊志堅， 魏順利， 蘇志華， 李幗昌

(沈陽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 沈陽 110168)

隨著我國經(jīng)濟水平的提高以及城鎮(zhèn)化進程的加快，有效推動了建筑行業(yè)的發(fā)展，工地中臨時設(shè)施也隨之不斷發(fā)展.臨時作業(yè)棚作為施工現(xiàn)場中重要的臨時性設(shè)施，為實現(xiàn)綠色施工，其標準化及模數(shù)化的研究也越來越多.雙拼C型鋼梁具有良好的截面力學(xué)性能、良好的抗震性能、安全可靠、施工方便等諸多優(yōu)點，因此成為臨時作業(yè)棚中的主要承重構(gòu)件.雙拼C型鋼梁即將兩根帶卷面的C型冷彎薄壁型鋼以“背靠背”的方式用自攻螺釘將其腹板連接在一起[1]，腹板兩側(cè)布置加勁肋焊接成為梁.

通過對4根雙拼C型鋼梁的純彎試驗，分析此類雙拼梁的承載能力、變形特征、破壞形態(tài)等.采用ABAQUS有限元軟件建立雙拼C型鋼梁的有限元分析模型，進行受彎過程分析.通過試驗結(jié)果對有限元分析模型的準確性進行了驗證，研究結(jié)果將為此類冷彎薄壁型鋼梁設(shè)計及實際工程應(yīng)用提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗共設(shè)計了四個試件，試件設(shè)計示意圖如圖1所示(單位為mm).DSC-1、DSC-2自攻螺釘間距為300 mm，DSC-3、DSC-4自攻螺釘間距為600 mm，試件的加工制作在工廠完成.

圖1 試件設(shè)計示意圖Fig.1 Schematic design of specimen

1.2 材性試驗

根據(jù)國家規(guī)范《金屬材料拉伸試驗：第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)[7]中的相關(guān)規(guī)定對所用鋼材進行材性試驗，結(jié)果如表1所示.

表1 材性試驗結(jié)果Tab.1 Results of material experiments

1.3 加載方案

圖2 試驗加載布置圖Fig.2 Experimental loading layout

1.4 測點布置

為測量試件的撓曲變形及支座位移，分別在試件的三分點、跨中及支座處設(shè)置位移計，應(yīng)變片布置如圖3所示.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 破壞模式

試驗完成后各試件破壞形態(tài)如圖4所示，對DSC-1及DSC-4的破壞過程進行分析.

圖3 應(yīng)變片布置圖Fig.3 Strain gauge arrangement

圖4 試件整體破壞形態(tài)Fig.4 Overall failure modes of specimens

對于DSC-1，當試件承擔(dān)的荷載增大時，試件與加載裝置的間隙逐漸減??；直到荷載增至18 kN，試件純彎段上側(cè)受壓翼緣處發(fā)生局部屈曲，試件開始屈服；荷載增加至26 kN，純彎段拼接處有開裂跡象；當加載至28 kN，純彎段受壓翼緣出現(xiàn)大面積塑性變形，此后荷載持續(xù)增大，直到變形加劇致使試件失穩(wěn)，發(fā)生彎扭破壞，此時達到試件破壞的極限荷載34 kN，最終發(fā)生局部屈曲變形、試件整體彎扭失穩(wěn)的破壞模式，破壞形態(tài)如圖5a所示.

對于DSC-4，加載初期同DSC-1，直到荷載增至16 kN，試件純彎段上側(cè)受壓翼緣處發(fā)生局部屈曲，試件開始屈服；荷載增加至24 kN，純彎段拼接處有開裂跡象；加載至26 kN，純彎段拼接處開裂跡象明顯，此后荷載持續(xù)增大，直到變形加劇致使試件失穩(wěn)，發(fā)生彎扭破壞，此時達到試件破壞的極限荷載32.5 kN，最終發(fā)生局部屈曲變形、試件整體彎扭失穩(wěn)的破壞模式，破壞形態(tài)如圖5b所示.

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of specimens

2.2 結(jié)果分析

圖6 荷載位移曲線Fig.6 Load-displacement curves

圖7 荷載應(yīng)變曲線Fig.7 Load-strain curves

3 有限元分析

3.1 模型建立

利用ABAQUS有限元分析軟件建立雙拼C型鋼梁有限元分析模型.有限元模型由剛性加載板、C型鋼、加勁肋以及自攻螺釘組成，各部件均采用C3D8R八節(jié)點線性三維六面體減縮積分單元進行模擬.根據(jù)文獻[8]中C型冷彎薄壁型鋼截面網(wǎng)格劃分方法，確定其網(wǎng)格尺寸為20 mm，最終有限元模型及單元劃分如圖8所示.

圖8 有限元分析模型Fig.8 Finite element analysis model

模型分析采用如下基本假定：1)假定“背靠背”的兩片C型冷彎薄壁型鋼能夠緊密相貼，兩者之間沒有間隙.2)忽略C型冷彎薄壁型鋼初始缺陷.初始缺陷分為殘余應(yīng)力初始缺陷和幾何初始缺陷兩類.由于冷彎薄壁型鋼在制作過程中進行了冷加工，殘余應(yīng)力呈現(xiàn)“彎曲型”分布，且在構(gòu)件的角部區(qū)域集中.角部構(gòu)件由于受到冷加工的影響，會提高其屈服強度，兩者產(chǎn)生的效應(yīng)相互抵消，所以在對雙拼C型鋼梁建模時，未對殘余應(yīng)力初始缺陷對極限承載力產(chǎn)生的影響進行考慮.建模分析時未進行非線性屈曲分析，忽略幾何初始缺陷對構(gòu)件的影響[9].3)假定加勁肋與C型冷彎薄壁型鋼焊接可靠，忽略焊接應(yīng)力對雙拼C型鋼梁極限承載力的影響.

3.2 材性定義

模型中C型冷彎薄壁型鋼及加勁肋材料本構(gòu)關(guān)系采用材性試驗中測得的材料屬性數(shù)值.自攻螺釘采用ST4.8自攻釘，材料為合金鋼，材質(zhì)較硬，應(yīng)力應(yīng)變曲線無明顯的流幅，應(yīng)力達到極限強度600 MPa便宣告破壞，之前的塑性變形極小.為了體現(xiàn)極限強度的概念，將自攻螺釘在有限元分析中進行本構(gòu)關(guān)系設(shè)定，如圖9所示，利用材料“進入塑性產(chǎn)生很大變形”來控制收斂，進而得出極限荷載.事實上，螺釘材料“進入塑性產(chǎn)生很大變形”幾乎不可能，因為實際上螺釘一旦達到極限強度就斷裂了[10].

圖9 自攻螺釘本構(gòu)關(guān)系Fig.9 Constitutive relationship of self-tapping screw

3.3 邊界條件與加載方式

為避免加載點處應(yīng)力集中，在三分之一跨處各設(shè)置一個寬100 mm、厚10 mm的長方體墊塊.將剛體加載面通過Coupling耦合到參考點，在參考點上施加沿Y軸負方向位移，大小為80 mm.試件兩端簡支，為與試驗保持一致，在雙拼梁兩端設(shè)置剛體墊塊以模擬實際支座，在支座底部施加邊界條件.

對于模型中的接觸問題，由于在試驗過程中自攻螺釘均未發(fā)生明顯破壞，故自攻螺釘與C型鋼之間采用Tie綁定約束進行模擬即可，加勁肋與C型鋼連接采用Tie綁定約束，兩C型鋼“背靠背”連接采用Tie綁定約束進行模擬.

3.4 試驗驗證

3.5 自攻螺釘間距的影響

圖10 試件破壞模式對比Fig.10 Comparison of specimen failure modes

圖11 試件的荷載位移曲線對比Fig.11 Comparison of specimen load-displacement curves

圖12 試件的荷載應(yīng)變曲線對比Fig.12 Comparison of specimen load-strain curves

圖13 荷載跨中撓度曲線Fig.13 Load-midspan deflection curves

圖14 跨中受壓區(qū)荷載應(yīng)變曲線Fig.14 Load-strain curves of midspan compressive zone

4 結(jié) 論

本文通過分析得出以下結(jié)論：

1) 雙拼C型鋼梁在加載過程中，無栓釘被剪斷，且拼接處未出現(xiàn)較大分離，由于試件厚度較薄，在整體破壞之前，均出現(xiàn)局部屈曲，承載力的下降主要由鋼梁上翼緣局部屈曲進而引起構(gòu)件失穩(wěn).

2) 基于ABAQUS建立了雙拼C型鋼梁有限元分析模型，并改變自攻螺釘間距進行分析.結(jié)果表明，有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，有限元模型及分析結(jié)果具有一定的準確性，隨著自攻螺釘間距增大，雙拼C型鋼梁極限承載力變化不明顯，但變形能力呈下降趨勢，考慮到構(gòu)件加工的便攜性，建議實際工程中采用自攻螺釘間距為600 mm.