冷弯薄壁型钢蒙古包结构低周往复荷载试验研究

陈 明，邵斐璠

(内蒙古科技大学 土木工程学院，内蒙古 包头 014010)

蒙古包是中国具有民族文化的传统民居房屋，迁移性是蒙古族生活的特点，是蒙古包建筑的精髓。蒙古包主要由哈那(围壁)、乌尼(顶杆)、陶脑(天窗)、乌德(门)和巴根(柱)等组成，如图1所示。传统的蒙古包主要靠哈那和乌尼来提供承载力，当开间跨度较大时可适当增加巴根，而传统蒙古包的结构基本上是柳木质结构，容易受潮变形腐烂，而且原料来源也越来越受限[1]。在现代，新型蒙古包建筑结构类型层出不穷[2-4]，例如玻璃钢结构蒙古包、混凝土结构蒙古包、钢管焊接式等。随着草原文化旅游的盛行，这些结构不能满足当前草原旅游地区房屋大跨度、大空间、高承载力、可迁移改造的需求[5]以及国家绿色发展的要求。因此，基于冷弯型钢的材料特性，提出了由冷弯薄壁C型钢节点和单榀刚架组成的蒙古包结构。在不改变蒙古族房屋造型特色的基础上，通过热轧钢板和高强螺栓将冷弯薄壁型钢建成性能更优的空间钢框架结构，可提高传统草原地区房屋抗震性能、内部使用空间以及建造改造效率等。国内外学者对冷弯薄壁双肢型钢截面梁柱及节点进行了大量的试验研究和理论分析，周绪红[6-8]采用试验和有限元方法分析了不同影响因子对冷弯薄壁卷边槽钢组合工字梁的受弯性能的影响，并提出了计算冷弯薄壁卷边槽钢组合工字梁极限承载力的有效宽度法和折减强度法。李元齐等[9-10]通过振动台试验发现冷弯薄壁型钢低层住宅能够满足抗震设防要求，并结合有限元模拟对结构阻尼比的参数进行分析认为，多遇地震作用下阻尼比取0.03较为合适，罕遇地震作用下取0.03～0.05较为合适。CHUNG et al[11-12]对螺栓连接的冷弯C型钢节点进行了力学性能试验研究，认为螺栓-钢板连接形式具有较高的弯矩传递效率，并且可以在双肢冷弯薄壁C型钢节点中实现。陈明等[13-15]对带垫板的双肢冷弯薄壁C型钢节点和单榀蒙古包刚架用试验和有限元模拟分析的方法分别进行了承载力及抗震性能分析，得出该类节点和单榀蒙古包刚架具有良好的抗震性能，且单榀蒙古包刚架陶脑处的构造形式可以有效地传递荷载。

图1 传统蒙古包

国内外已有的研究成果为冷弯薄壁型钢蒙古包结构的提出与研究奠定了基础。本文在之前研究的基础上，将提出的结构体系进行拟静力试验研究，并评价其受力性能，以期为该结构体系的工程应用和理论分析提供可靠依据。

1 试件概况

1.1 试件设计

研究为对冷弯薄壁型钢蒙古包结构施加水平低周往复荷载作用下的拟静力试验。试件为由三榀门式刚架组成的六边形蒙古包，门式刚架中间用新型陶脑连接，每榀之间由冷弯C型钢作圈梁通过节点板和高强螺栓连接，梁梁之间设有檩条，柱柱之间设有墙梁，柱脚处设有底板，底板与钢地梁连接固定，地梁通过地脚螺栓与混凝土地面固定。试件梁柱均采用冷弯双肢C型钢背靠背组合形式，梁柱连接处节点板均按照规范[16]设置四个螺栓孔，檩条、墙梁均通过节点板与梁柱连接，节点板焊缝按规范要求施工。构件设计参数见表1，试件几何尺寸以及三维构造分别如图2及图3所示。

表1 试件设计参数

1.2 试件材料

试件的所有钢材均采用Q235B；螺栓均采用10.9级摩擦型高强螺栓，进行材性试验的材料均为同批次出产的钢材。冷弯薄壁型钢蒙古包结构的基本材料性能见表2.

1.3 试件装置

试验加载装置的设计如图4所示。将500 kN液压伺服作动器的一端固定在剪力墙上，另一端通过螺栓将特制的加载端和柱顶节点板相连。为防止水平作动器发生上下以及左右的移动，作动器前端用槽钢约束住。蒙古包的六个柱脚分别用高强螺栓将柱脚底板连在六个地梁上，地梁两端分别由一个直径为55 mm的地脚螺栓固定。在安装蒙古包时，将陶脑的中心与水准仪的中心严格对中，每榀框架的中心都在一个平面内，每根柱子都可以与地面保持相对的垂直，从而保证试验的准确性。

1.4 加载制度

加载方案为单点水平低周往复加载。由于冷弯薄壁C型钢腹板薄承载力不高，结构屈服荷载可能

图2 试件几何尺寸(单位：mm)

图3 试件三维详图

表2 材料性能参数

图4 加载装置图示

出现在加荷步数内，以致很难得到结构承载能力极限值的准确范围，从而导致实验结果不准确。为避免这样情况的出现，采用位移控制加载方案，如图5所示，分为两个阶段。第一阶段直接以小位移方式加载结构，起始位移为1 mm，步数间隔为1 mm，每步循环1次，每次循环时间为2 min；待结构达到屈服时，记录此时屈服荷载和屈服位移。第二阶段采用位移分级控制加载，以屈服位移为基础进行循环加载，加载间隔和加载速率根据试验实际情况进行调整，每级循环3次，直到荷载值降到极限荷载的80%以下，终止试验。

1.5 测量方案

试验数据采集系统由传感器、数据采集仪和计算机三部分组成。试件为空间结构，试验过程中，首先考虑试件的整体变形，然后考虑试件的局部变形。为了解不同阶段不同位置的应力应变关系，对核心构件及其关键区域进行应变片的粘贴，应变片粘贴的位置主要集中在节点板边缘处的C型钢腹板、翼缘处、陶脑处以及各个连接板上。在加载端柱顶内侧布置2个200 mm的大量程位移计，以测量柱顶位移及偏移；在其余5个柱顶及陶脑处各布置1个200 mm的大量程位移计，用来测试刚架的协同变形情况。测点布置如图6所示。

图5 加载制度

图6 测试方案布置图

2 试验现象

为方便描述试验现象，把蒙古包结构的梁、柱等进行编号，其中柱1-1、1-2与梁1-1、1-2组成第1榀刚架，蒙古包试件主体由三榀刚架组成。编号如图7所示。

图7 试件组成编号

首先进行第一阶段的加载。当位移为12 mm时，加载平面柱1-1上端腹板和梁1-2端腹板均出现鼓曲，如图8(a)、(b)，结构侧向刚度出现明显下降。此时通过计算机测得的施加荷载为31.8 kN，试验实时记录的荷载-位移曲线开始由线性转为非线性，认定结构屈服。以Δy=12 mm为试件3次循环位移加载的初始位移。

在2.0Δy加载过程中，整体结构出现连续的巨大响动，比30°试件响动更加剧烈。梁柱节点、梁梁节点均有螺栓滑移以及柱1-1上端腹板和梁1-2端腹板出现鼓曲，如图8(c).

在3.0Δy加载过程中，推过程在梁梁之间的钢带檩条和柱柱之间的钢带墙梁上均出现明显的拉压变形，如图8(d)，而拉过程檩条和墙梁先恢复原形后出现反向拉压变形。梁柱节点、梁梁节点均有螺栓滑移以及柱1-1上端腹板和梁1-2端腹板鼓曲加剧，加载近端柱1-1底腹板出现鼓曲，如图8(e).整个推拉过程伴随着巨大响动。

在4.0Δy加载过程中，鼓曲部位形变加剧，但未出现裂纹，加载平面近端柱1-1底鼓曲形变大于柱顶，柱1-2顶腹板出现轻微鼓曲，如图8(f).

在5.0Δy加载过程中，加载平面柱1-1上、下端腹板和梁1-2端腹板鼓曲处均出现裂纹且梁端处更为明显一些，而在第二、三次循环中，出现了小裂缝且发生了扩展，而梁端产生的裂缝比柱更加明显，如图8(g)、(h).整个过程伴随着巨大响动，檩条、墙梁均发生可恢复变形，平面外两榀形变比较大，但梁端、柱顶尚未出现鼓曲。

在6.0Δy加载过程中，裂缝加剧撕裂，柱2-1和柱3-2的柱顶腹板均出现轻微鼓曲现象，柱1-1顶腹板和翼缘已经大面积撕裂，柱底撕裂程度小于柱顶，如图8(i)、(j).

在7.5Δy加载过程中，加载近端柱顶腹板已完全撕裂，翼缘和腹板产生的裂缝有贯通的趋势，梁1-2裂缝加剧但未贯通。柱1-1底鼓曲处出现裂纹，但并未开裂。

在8.5Δy加载过程中，加载近端柱底鼓曲出现裂缝并展开，柱1-1顶和梁1-2端翼缘和腹板裂缝已贯穿，如图8(k)、(l).此时推方向荷载加至49.4 kN，对应位移为102 mm，拉方向荷载加至49.6 kN，对应位移为102 mm.此时的推拉方向的荷载均低于极限荷载的85%.终止加载。

3 试验结果及分析

3.1 破坏模式

试件在加载平面内梁柱呈弯曲失稳破坏，平面外结构弯扭变形比较大，但没有失稳。节点板处的螺栓在试验过程中产生不同程度的滑移，结构最终由于平面内局部破坏而导致整体结构失稳。在加载过程中，发现平面外刚架保持相同程度的形变，这在一定程度上提高了结构的稳定性，可认为结构加载平面内刚架与平面外刚架具有良好的协同作用。从试验结果来看，冷弯薄壁型钢六边形蒙古包结构具有较高的承载力、抗侧刚度。其承载力在推、拉两个方向基本对称，新型陶脑结构传力良好。

3.2 滞回曲线

图9为试件在水平低周往复荷载作用下的滞回曲线，曲线有明显的荷载上升和下降段，有螺栓滑移的影响，形状为“弓”形，曲线饱满，结构在试验中的应力应变状况可在滞回曲线图上清晰地看出。通过观察整体曲线可看出整个结构的塑性变形能力比较强，结构在低周反复荷载作用下研究性能较好，耗能能力强。

3.3 骨架曲线及延性

图10为试件在水平低周往复荷载作用下的骨架曲线。观察骨架曲线，可以看到构件正负加载方向骨架曲线对称性良好，具有明显的屈服点、极限点和破坏点，具体数据如表3所示。在低周往复加载试验过程中，在加载初期力和位移的曲线关系呈线性变化，试件基本处于弹性阶段；随着加载的深入，试件的切线刚度逐渐减小，荷载增长缓慢。当试件达到极限承载力后，由于柱1-1型钢腹板和梁1-2型钢端腹板的完全屈服及翼缘边缘出现大面积撕裂，破坏变形随着位移的增加也越来越大，承载力下降，构件刚度下降。结构在破坏阶段时有很大的层间位移，但结构仍没有倒塌，说明结构抗倒塌能力强。

根据《建筑抗震试验规程》[17]的规定，试件的位移延性系数μ可按下式计算:

μ=Δu/Δy.

(1)

图8 试件试验现象

式中:Δu为骨架曲线下降至极限荷载的85%时的水平位移；Δy为由通用屈服弯矩法确定的试件屈服时顶点水平位移。由式(1)计算得试件的位移延性系数为8.35.说明蒙古包结构塑性发展比较充分，塑性变形能力强。

图9 滞回曲线

图10 骨架曲线

3.4 刚度退化

图11为试件在水平低周往复荷载作用下的刚度退化曲线，初始刚度见表3。试验在初始加载时刚度下降较快，是因为材料已经屈服，随着加载循环位移的不断增大，试件的刚度在不断减小，后期外荷载作用产生的能量在被试件塑性变形逐级消耗，刚度退化速度趋于平缓。

表3 试件试验结果特征值

图11 刚度退化曲线

3.5 承载力退化分析

图12为承载力退化曲线。试件从屈服阶段到破坏阶段，同一加载级别下各个循环的承载力退化均比较稳定，退化系数值都在0.97以上，在各个加载循环阶段均具有较为稳定的承载力退化，循环承载力退化系数未出现明显的波动，仍具有一定的承载能力，说明试件在同级加载下循环次数对结构承载力的退化基本没有影响，结构的持荷能力强。

图12 承载力退化曲线

图13 耗能曲线

3.6 耗能能力

图13为试件各个加载等级第一次循环的能量耗散值随加载位移比(Δ/Δy)的变化曲线。在弹性阶段，即加载位移比小于1时，滞回耗能能力较低。进入屈服阶段后，试件能量耗散值随位移比线性增加，破坏荷载时试件能量耗散值为5 858.24 kN·mm.

采用等效阻尼系数(he)对试件进行进一步结构抗震性能评价。图14为各级加载第一循环的等效阻尼系数随加载位移比(Δ/Δy)的变化曲线。加载过程中等效阻尼系数先减小后增大。屈服时等效阻尼系数为0.087，破坏时等效阻尼系数为0.242，而普通钢混结构破坏时等效阻尼系数介于 0.1～0.2之间，可见冷弯薄壁型钢蒙古包结构具有良好的耗能能力。

图14 等效阻尼系数变化曲线

3.7 屈服机制

为发现在水平低周往复荷载作用下试件各关键位置屈服的先后顺序，对蒙古包试件陶脑、梁柱以及节点板处测点进行分析。图15(a)和(b)分别给出了柱1-2柱顶与柱脚腹板测点荷载与应变的关系。试验结果表明，柱1-2柱顶腹板仍处于弹性工作阶段，柱1-2柱脚腹板塑性发展充分，并达到破坏阶段。

节点板其他应变测点量测结果表明，在结构进入屈服之前，节点附近的某些截面已经进入屈服，且有较大程度发展。图16为节点板1-2的测点应变图，仍处于弹性阶段，图17梁1-2处测点应变分析表明此处已屈服。说明节点设计传力可靠，满足“强节点，弱构件”的设计要求，是一种较为理想的节点形式。

新型钢结构陶脑是冷弯薄壁型钢蒙古包结构的传力枢纽，图18为陶脑测点荷载应变关系曲线。结果分析表明，环板的应变小于内填板的应变，这说明了陶脑最主要是通过填板传力，环板只是起到防止填板发生平面外失稳的作用。

结合试验现象以及其他测点综合分析得出，试件的屈服以及破坏先后顺序为：主刚架梁1-2右端→主刚架柱1-1柱顶→主刚架柱1-1柱脚→主刚架柱1-2柱脚。由于试件平面外受力较小，第二、三榀刚架仅由于层间位移过大而出现柱顶腹板轻微鼓曲，其他构件、节点均没有明显现象。该蒙古包符合“强柱弱梁，强节点，弱构件”的抗震设防要求，是一种较为理想的建筑结构形式。

图15 柱1-2测点应变曲线

图16 节点板1-2测点应变

图17 梁1-2右端腹板测点应变

图18 陶脑测点应变曲线

4 结论

通过对冷弯薄壁型钢蒙古包结构水平低周往复荷载作用下受力性能的试验研究，得到以下结论:

1) 采用双肢C型钢通过高强螺栓连接形成的空间蒙古包结构具有良好的承载能力，延性好，耗能能力强，具有良好的塑性变形能力。

2) 此类构建方式具备良好的装配性，新型陶脑刚度大，传力可靠；其他连接节点具有明显的半刚性，能够有效传递弯矩。

3) 冷弯薄壁型钢蒙古包结构加载平面内与平面外刚架具有良好的协同作用。

试验研究表明，完全由热轧钢板和高强螺栓连接的装配式冷弯薄壁型钢蒙古包结构，既能满足承载力和刚度要求，有良好的抗震性能，又能提高施工效率和避免焊接产生的残余变形。研究结果可为草原地区新型房屋结构和冷弯薄壁型钢房屋结构进一步的工程应用和理论研究提供参考。