黃 遠(yuǎn),周弘昊

(湖南大學(xué)土木工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410082)

由冷彎薄壁型鋼基本構(gòu)件組合而成的拼合截面構(gòu)件被廣泛應(yīng)用于冷彎型鋼結(jié)構(gòu)樓蓋承重體系中。拼合構(gòu)件克服了單肢構(gòu)件因質(zhì)心和剪心不重合而容易扭轉(zhuǎn)屈曲的問(wèn)題。同時(shí),為了方便線路、管道系統(tǒng)在構(gòu)件中穿越,經(jīng)常在梁腹板中開(kāi)孔洞,孔洞的存在將影響構(gòu)件中應(yīng)力的重分布,影響了構(gòu)件的屈曲特征和屈曲承載能力。

C.D.Moen等[1-3]針對(duì)腹板開(kāi)孔構(gòu)件受彎承載力計(jì)算方法展開(kāi)了一系列研究,提出了考慮開(kāi)孔影響的直接強(qiáng)度法,但該方法僅針對(duì)單肢構(gòu)件。B.Beshara和L.S.Serrette[4-5]通過(guò)試驗(yàn)指出在偏心荷載作用下,拼合箱梁的受彎承載力小于單個(gè)構(gòu)件承載力之和。P.Sultana等[6]提出冷彎薄壁拼合箱梁慣性矩和受彎承載力可以按單個(gè)基本構(gòu)件簡(jiǎn)單疊加得到。L.Xu等[7]建議在偏心作用下,雙肢拼合箱梁受彎承載力應(yīng)在《北美冷彎型鋼規(guī)范》(AISI S100—16)規(guī)定的單個(gè)構(gòu)件承載力疊加基礎(chǔ)上乘以0.9的折減系數(shù)。石宇等[8]對(duì)由C形和U形冷彎薄壁型鋼拼合而成的箱梁進(jìn)行受彎試驗(yàn)研究,指出由于存在拼合效應(yīng),拼合箱梁受彎承載力大于各單肢承載力之和,并提出了抗彎模量折減法用于計(jì)算拼合箱梁承載力。Y.L.Li[9]研究了C形和U形拼合箱梁梁在強(qiáng)、弱軸純彎曲作用下的受力性能,結(jié)果表明,箱梁拼合效應(yīng)確實(shí)存在,但由于C形梁和U形梁不能同時(shí)達(dá)到峰值荷載,因此建議拼合箱梁繞強(qiáng)軸彎曲時(shí)的彎矩承載力為各構(gòu)件承載力總和的90%。L.Wang等[10-11]對(duì)43根10種橫截面尺寸和不同孔徑的組合箱梁進(jìn)行了四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)研究及有限元分析,結(jié)果表明,《北美冷彎型鋼規(guī)范》(AISI S100—16)[12]中直接強(qiáng)度法對(duì)于開(kāi)孔箱梁計(jì)算結(jié)果偏于保守。

目前,國(guó)內(nèi)外針對(duì)冷彎單肢腹板開(kāi)孔受彎構(gòu)件研究理論較多[13-16],而對(duì)雙肢拼合腹板開(kāi)孔箱梁的研究較少。同時(shí),各國(guó)規(guī)范[12,17]中關(guān)于冷彎薄壁型鋼受彎構(gòu)件的設(shè)計(jì)公式針對(duì)的是單肢構(gòu)件,而對(duì)于雙肢拼合構(gòu)件,《北美冷彎型鋼規(guī)范》(AISI S100—16)建議拼合構(gòu)件受彎承載力可按單肢構(gòu)件承載力之和進(jìn)行疊加。我國(guó)現(xiàn)行《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[18]中建議雙肢抱合箱型截面梁受彎承載力可將翼緣厚度疊加后按部分加勁等效成整體箱梁進(jìn)行計(jì)算。石宇等[8]指出該方法在拼合箱梁翼緣寬厚比較大時(shí),計(jì)算結(jié)果將偏于不安全。鑒于上述情況,筆者通過(guò)試驗(yàn)探究了雙肢U形拼合冷彎薄壁型鋼箱梁的受彎破壞過(guò)程,研究了腹板開(kāi)孔比和螺釘間距對(duì)拼合箱梁受彎性能的影響,同時(shí)對(duì)《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)和《北美冷彎型鋼規(guī)范》(AISI S100—16)中關(guān)于拼合箱梁受彎承載力計(jì)算方法進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)果表明當(dāng)腹板開(kāi)孔較大時(shí)會(huì)顯著降低拼合箱梁受彎承載力,采用《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(GB 50018—2002)計(jì)算單肢截面承載力后再簡(jiǎn)單疊加后得到的預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值最為接近。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

雙肢U形拼合冷彎薄壁型鋼箱梁由兩根單肢U形鋼通過(guò)自攻螺釘ST4.8×19連接而成,試件長(zhǎng)度L=1600 mm、試件厚度t=1.5 mm、翼緣寬度B=50 mm,試件截面形式如圖1所示。試件截面尺寸參考《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)中冷彎型鋼開(kāi)洞樓板洞口周?chē)O(shè)置的拼合箱型截面梁。共對(duì)12個(gè)試件進(jìn)行四點(diǎn)彎曲試驗(yàn),試件參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameter table

圖1 試件截面和加載形式Fig.1 Section form and loading method of the specimen

筆者選取開(kāi)孔比d/H為0.4和0.7,螺釘間距為150 mm和300 mm,進(jìn)而研究不同參數(shù)對(duì)拼合箱梁受彎性能的影響。為了防止試件加載時(shí)發(fā)生局部屈曲,在加載點(diǎn)和支座處箱梁內(nèi)部分別設(shè)置了U60×50×1.5的加勁肋,外部設(shè)置了型號(hào)為C100×50×1.5×12的加勁肋。

鋼材材性試驗(yàn)根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)[19]的規(guī)定,從U形構(gòu)件腹板平行于軋制方向切取3個(gè)板狀試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。鋼材的屈服強(qiáng)度為284 MPa,極限強(qiáng)度為355 MPa,斷后伸長(zhǎng)率為38%,彈性模量為2.0×105MPa。

1.2 試件裝置及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)裝置如圖2(a)所示。采用10 t液壓千斤頂進(jìn)行加載,通過(guò)工字型鋼分配梁將荷載均勻分配到箱梁加載點(diǎn)處,加載點(diǎn)間距600 mm,試件兩端簡(jiǎn)支。同時(shí)為了防止試件發(fā)生平面外屈曲,在加載點(diǎn)附近設(shè)置三腳架夾具(見(jiàn)圖2(b))。正式加載時(shí)采用分級(jí)加載制度,每級(jí)荷載取為預(yù)估最大荷載的20%,每一級(jí)加載完成后持荷2 min,進(jìn)行數(shù)據(jù)采集及觀測(cè)。當(dāng)荷載下降到最大荷載的85%時(shí),為安全考慮,停止加載。

圖2 試驗(yàn)裝置及量測(cè)布置Fig.2 Test set-up and measuring arrangement

在箱梁跨中底部中心位置設(shè)置1號(hào)位移計(jì)D1,用來(lái)測(cè)量拼合箱梁跨中豎向位移。試件應(yīng)變片布置如圖2(c)所示,在試件上翼緣跨中沿長(zhǎng)度方向布置3個(gè)應(yīng)變片,應(yīng)變片間距150 mm,其中s2號(hào)應(yīng)變片位于跨中截面正上方翼緣表面;兩側(cè)腹板沿高度方向?qū)ΨQ(chēng)布置6個(gè)應(yīng)變片,下翼緣跨中布置1個(gè)應(yīng)變片,所有數(shù)據(jù)的采集由靜態(tài)電阻應(yīng)變箱完成。

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)結(jié)果表明,腹板開(kāi)孔尺寸對(duì)試件的破壞模式影響較大,不同開(kāi)孔尺寸下試件典型破壞模式如圖3所示。所有試件都發(fā)生平面內(nèi)受彎破壞,破壞模式表現(xiàn)為翼緣與腹板發(fā)生局部屈曲而破壞,所有試件破壞時(shí)螺釘保持完好。

圖3 試件破壞特征Fig.3 Failure modes of specimens

對(duì)于未開(kāi)孔和開(kāi)孔比為0.4的試件,當(dāng)加載到極限荷載70%左右時(shí),試件純彎段靠近加載點(diǎn)處的翼緣出現(xiàn)局部屈曲,繼續(xù)加載至極限荷載的80%左右時(shí),跨中開(kāi)孔上方腹板處出現(xiàn)局部屈曲。當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí),靠近加載點(diǎn)處翼緣局部屈曲變形突然增大,試件隨之喪失承載力。試件跨中處局部屈曲發(fā)展緩慢,試件破壞狀態(tài)是加載點(diǎn)處的翼緣出現(xiàn)局部屈曲變形較大而喪失承載力。

對(duì)于開(kāi)孔比為0.7的試件,當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載70%左右時(shí),試件純彎段靠近加載點(diǎn)處的翼緣首先出現(xiàn)局部屈曲,繼續(xù)加載至最大荷載的80%左右時(shí),試件跨中翼緣和開(kāi)孔上方腹板出現(xiàn)局部屈曲,表現(xiàn)為翼緣凸起和開(kāi)孔上方腹板外擴(kuò)。繼續(xù)增大荷載,試件跨中翼緣和腹板變形逐漸增大,當(dāng)達(dá)到最大荷載時(shí),試件跨中翼緣和孔洞上方腹板屈曲變形突然增大,同時(shí)荷載迅速下降,試件喪失承載力,破壞呈脆性趨勢(shì)。試件的最終破壞狀態(tài)表現(xiàn)為跨中處翼緣和腹板發(fā)生局部屈曲破壞。

2.2 荷載-位移曲線

雙肢U形拼合冷彎薄壁箱梁荷載-位移曲線如圖4所示。位移測(cè)量點(diǎn)為試件跨中截面下翼緣中心處。

圖4 試件荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves of specimens

由圖4 可以看出,螺釘間距由150 mm增大到300 mm時(shí),荷載-位移曲線斜率基本一致,改變螺釘間距對(duì)拼合箱梁初始剛度影響較小。加載初期,荷載-位移曲線呈線性關(guān)系增加,試件處于彈性變形階段,拼合后的箱梁在螺釘約束下能共同變形承受外力。隨著荷載增加,試件上翼緣處出現(xiàn)局部屈曲,試件整體剛度下降,荷載-位移曲線出現(xiàn)非線性段。繼續(xù)加載到最大荷載后,上翼緣和腹板局部屈曲變形突然增大,試件喪失承載能力,荷載迅速下降。試件H100D0.0s150和H100D0.4s300在達(dá)到極限荷載后荷載下降緩慢,這是因?yàn)閷?shí)際加載過(guò)程中達(dá)到最大荷載后沒(méi)有繼續(xù)加壓,導(dǎo)致試件破壞時(shí)塑性變形發(fā)展緩慢,荷載-位移曲線比較平滑。

各試件極限承載力隨螺釘間距變化關(guān)系如圖5所示。從圖中可以得出,腹板高度為150 mm的試件,螺釘間距由150 mm增加到300 mm時(shí),開(kāi)孔比為0、0.4和0.7時(shí)極限承載力分別下降了4.8%、4.4%和4.2%;腹板高度為100 mm的試件,螺釘間距由150 mm增加到300 mm時(shí),開(kāi)孔比為0、0.4和0.7時(shí)極限承載力分別下降了3.8%、4.2%和4.9%。拼合箱梁的破壞模式表現(xiàn)為上翼緣發(fā)生局部屈曲而分離,增大螺釘間距導(dǎo)致拼合箱梁的拼合效應(yīng)減弱,在上翼緣達(dá)到屈服荷載后由于螺釘?shù)募s束作用減弱,使得拼合后的承載力略微降低。

圖5 不同螺釘間距極限承載力對(duì)比Fig.5 Comparison of ultimate bearing capacity with different screw spacing

各試件極限承載力隨腹板開(kāi)孔比變化關(guān)系如圖6所示。從圖中可以得出,腹板高度為150 mm的試件,當(dāng)螺釘間距為150 mm時(shí),開(kāi)孔比為0.4和0.7的試件與未開(kāi)孔試件相比,極限承載力下降了1%和18%;當(dāng)螺釘間距為300 mm時(shí),極限承載力下降了0%和18%。腹板高度為100 mm的試件,當(dāng)螺釘間距為150 mm時(shí),開(kāi)孔比為0.4和0.7的試件與未開(kāi)孔試件相比,極限承載力下降了1%和11%;螺釘間距為300 mm時(shí),極限承載力下降了1%和12%。由此可知,對(duì)于雙肢拼合腹板開(kāi)孔冷彎箱梁,當(dāng)開(kāi)孔比為0.4時(shí),腹板開(kāi)孔對(duì)箱梁極限承載影響很小,可以忽略;當(dāng)開(kāi)孔比為0.7時(shí),孔洞的存在會(huì)明顯降低箱梁極限承載力。同時(shí),對(duì)于腹板開(kāi)孔比為0.7的試件,極限荷載對(duì)應(yīng)的峰值位移明顯低于未開(kāi)孔試件,呈脆性破壞趨勢(shì),腹板開(kāi)孔較大時(shí)會(huì)降低拼合箱梁的延性。

圖6 不同開(kāi)孔比下極限承載力對(duì)比Fig.6 Comparison of ultimate bearing capacity with different opening ratios

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

腹板高度為150 mm的試件荷載-應(yīng)變曲線如圖7所示。應(yīng)變片s2位于受壓上翼緣,應(yīng)變片s4位于腹板受壓側(cè),應(yīng)變片s5位于腹板形心軸上,應(yīng)變片s6位于腹板受拉側(cè),應(yīng)變片s7位于下翼緣。

圖7 試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load-strain curves of specimens

從圖7可以看出,對(duì)于試件H150D0.0和H150D0.4,加載初期,試件處于彈性階段,荷載-應(yīng)變曲線呈線性增長(zhǎng),距離中性軸越遠(yuǎn)的應(yīng)變片應(yīng)變?cè)酱?。根?jù)試件材性試驗(yàn)結(jié)果可知,當(dāng)應(yīng)變達(dá)到1.4×10-3左右時(shí),材料達(dá)到屈服;加載過(guò)程中試件上翼緣率先達(dá)到屈服,對(duì)應(yīng)的應(yīng)變片s2應(yīng)變曲線斜率發(fā)生變化,應(yīng)變迅速增加。繼續(xù)加載,應(yīng)變片s2荷載-應(yīng)變曲線接近于水平,試件達(dá)到極限荷載進(jìn)入破壞階段,而受拉區(qū)腹板和翼緣在加載過(guò)程中未發(fā)生屈曲,應(yīng)變片s6和s7荷載-應(yīng)變曲線基本保持線性變化。

對(duì)于試件H150D0.7,應(yīng)變變化相較于未開(kāi)孔試件有所區(qū)別,由于開(kāi)孔較大導(dǎo)致跨中腹板受力面積較小,應(yīng)力集中明顯,所以在加載過(guò)程中,腹板上方應(yīng)變片s4應(yīng)變?cè)隽看笥谏弦砭墤?yīng)變片s2。隨著荷載繼續(xù)增加,腹板開(kāi)孔上方率先出現(xiàn)屈服,應(yīng)變片s2斜率發(fā)生變化,荷載-應(yīng)變曲線接近水平,試件進(jìn)入破壞階段。受拉區(qū)腹板和翼緣應(yīng)變片s6和s7的荷載-應(yīng)變曲線保持線性變化。

2.4 截面應(yīng)變分布

圖8 為6組典型試件在不同加載時(shí)期截面高度不同位置應(yīng)力分布圖,圖中縱坐標(biāo)表示應(yīng)變片距離中性軸的距離,以受壓區(qū)為正。荷載分別取Pmax/3、2Pmax/3和Pmax,其中Pmax為試件極限承載力。從圖中可以得出,對(duì)于未開(kāi)孔試件和開(kāi)孔比為0.4的試件,各點(diǎn)應(yīng)變連線基本保持在一條直線上,拼合后的截面基本滿(mǎn)足平截面假定;對(duì)于開(kāi)孔比為0.7的試件,因腹板開(kāi)孔較大導(dǎo)致腹板邊緣應(yīng)力集中明顯,出現(xiàn)腹板處應(yīng)變大于翼緣應(yīng)變的情況,難以滿(mǎn)足平截面假定。

圖8 試件跨中截面應(yīng)變分布圖Fig.8 Strain distribution diagram of specimen mid-span section

3 拼合箱梁承載力計(jì)算方法

圖9為不同計(jì)算方法下拼合箱梁受彎承載力結(jié)果對(duì)比。方法一:按照《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(GB50018—2002)計(jì)算兩單肢構(gòu)件受彎承載力,然后簡(jiǎn)單疊加得到拼合箱梁承載力,計(jì)算結(jié)果用M1表示;方法二:按照《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)中的建議,當(dāng)拼合截面翼緣有可靠連接時(shí)等效成整體箱梁來(lái)計(jì)算受彎承載力,計(jì)算結(jié)果用M2表示;方法三:按照《北美冷彎型鋼規(guī)范》(AISI S100—16)中直接強(qiáng)度法計(jì)算兩單肢截面承載力后進(jìn)行簡(jiǎn)單疊加得到拼合截面承載力,計(jì)算單肢截面時(shí)考慮開(kāi)孔影響,計(jì)算結(jié)果用M3表示,其中單肢截面承載力按照直接強(qiáng)度法進(jìn)行計(jì)算,同時(shí)考慮開(kāi)孔影響[20];方法四:按照石宇等[5]針對(duì)拼合箱梁提出的折減模量法,計(jì)算結(jié)果用M4表示。

圖9 不同計(jì)算方法結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.9 The results of different calculation methods were compared with the experimental values

(1)

(2)

式中:Mnl為局部屈曲極限彎矩;Mne為整體屈曲極限彎矩;Mcrl局部屈曲臨界彎矩,可以根據(jù)有限條軟件CUFSM直接計(jì)算得到。

所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)源于文中試驗(yàn)及文獻(xiàn)[10]。其中方法一沒(méi)有針對(duì)腹板開(kāi)孔構(gòu)件受彎承載力的計(jì)算方法,由2.2小節(jié)試驗(yàn)結(jié)果分析可知,當(dāng)腹板開(kāi)孔比等于0.4時(shí),腹板開(kāi)孔對(duì)拼合箱梁受彎承載力影響不大,因此對(duì)開(kāi)孔比小于0.4的試件受彎承載力可按照未開(kāi)孔試件計(jì)算。

由圖9 可以得出,按照方法一計(jì)算單肢截面承載力后,再簡(jiǎn)單疊加得到的預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值最為接近,誤差在10%以?xún)?nèi),平均值為1.05,標(biāo)準(zhǔn)差為0.03。按照方法三計(jì)算單肢截面承載力后簡(jiǎn)單疊加的方法整體上偏于保守,最大誤差接近30%,平均值為1.14,標(biāo)準(zhǔn)差為0.07。兩種方法都偏于保守,這是由于兩種方法未考慮拼合效應(yīng),只是簡(jiǎn)單的疊加兩單肢承載力得到拼合截面承載力。而方法二計(jì)算得到拼合箱梁受彎承載力試驗(yàn)結(jié)果與預(yù)測(cè)結(jié)果比值平均值為0.85,標(biāo)準(zhǔn)差為0.03,預(yù)測(cè)值偏大,造成這一誤差的原因是上翼緣自攻螺釘并不能完全約束兩單肢構(gòu)件共同變形,方法二翼緣厚度直接疊加計(jì)算忽略了兩單肢構(gòu)件上翼緣分離這一影響,導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果偏大。方法四預(yù)測(cè)結(jié)果平均值為0.98,標(biāo)準(zhǔn)差為0.03,但該方法適用于鋼材強(qiáng)度介于Q235和Q345之間的箱梁。

4 結(jié) 論

(1)拼合箱梁破壞模式均表現(xiàn)為腹板和翼緣發(fā)生局部屈曲而喪失承載力,當(dāng)開(kāi)孔比d/H為 0.4時(shí),腹板開(kāi)孔對(duì)箱梁承載力影響很小,承載力降低在5%以?xún)?nèi),當(dāng)開(kāi)孔比d/H為0.7時(shí),腹板開(kāi)孔將導(dǎo)致箱梁受彎性能大幅下降,承載力降低幅度可達(dá)18%。

(2)增大螺釘間距會(huì)略微降低拼合箱梁受彎承載力,當(dāng)螺釘間距由150 mm增大到300 mm時(shí),構(gòu)件承載力下降幅度在5%左右。

(3)未開(kāi)孔拼合箱梁加載階段截面應(yīng)變符合平截面假定,腹板開(kāi)孔比為0.7的試件因開(kāi)孔對(duì)腹板截面的削弱,會(huì)導(dǎo)致加載后期受壓腹板應(yīng)變大于受壓翼緣應(yīng)變情況的出現(xiàn)難,難以滿(mǎn)足平截面假定。

(4)按照《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(GB 50018—2002)計(jì)算單肢截面承載力后再簡(jiǎn)單疊加的方法得到的預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值最為接近,但預(yù)測(cè)結(jié)果整體上偏于保守,因?yàn)閿?shù)據(jù)有限,《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)建議的方法和折減模量法還需要進(jìn)一步試驗(yàn)驗(yàn)證。