双肢冷弯C型钢蒙古包刚架稳定性试验*

陈 明 许晶博 武志远 李补拴

(内蒙古科技大学土木工程学院, 内蒙古包头 014010)

0 引 言

冷弯薄壁型钢结构体系在结构自重、抗震性能、施工周期及环境保护等方面都具有明显优势[1]。而门式刚架因其构造简单、传力明确、制作快捷、便于施工等特点,常被应用于住宅、车间及工业、商业等大型建筑中。将冷弯薄壁型钢结构体系与门式刚架结合,形成新型门式刚架可促进门式刚架结构体系的发展。

Chen等基于对冷弯型钢支撑门式刚架在工业和住宅领域应用基础上进行了一系列门式刚架试验,分析其刚架强度及破坏形态,得出门式刚架有较好受力性能并给出设计建议[2]。Lim等设计了不同节点板大小、不同节点处螺栓排布形式的冷弯C型钢双拼工字形截面门式刚架,通过试验及有限元相结合的研究方法,发现不同节点刚度条件下刚架承载能力有较大差异[3]。Baigent等对7组山形门式刚架进行不同荷载模式下轴压试验研究[4],对其破坏现象进行分析,研究失稳模态及承载能力,通过计算发现试验值与理论设计值相符,证明理论计算的可行性。Rinchen等通过对6组冷弯薄壁型钢刚架承载力试验,推出基于直接强度法和直接设计法的研究方法,求得不同参数条件下刚架的极限承载力[5]。FerhanÖztürk等对冷弯型钢门式刚架进行了试验及理论研究[6],发现梁端间隙增大可提高刚架整体承载能力,并采用有限元程序验证试验结果,发现两者比较吻合。王文峰、王海忠采用有限元分析方法对门式刚架进行研究[7-8],在充分考虑了主弯矩,斜梁内轴力以及几何非线性的影响的情况下,对不同斜梁坡度、高跨比的刚架在斜梁均布荷载下的平面内稳定性进行了对比分析,发现斜梁坡度、高跨比是影响刚架承载力的重要参数。

段熙宾等对单层等截面柱门式刚架进行研究[9],采用力学方法得出两种柱脚连接方式下刚架柱顶支座刚度及平面内柱计算长度系数公式。吕勇辉以门式刚架为研究对象建立不同参数有限元模型[10],分析得出高跨比、水平荷载和斜梁坡度对结构稳定承载力有重要影响。

国内外对门式刚架平面内稳定问题研究已经取得了较多研究成果,本文以门式刚架为基础利用双肢冷弯C型钢截面形式改进梁柱截面,并按照草原地区蒙古包的设计需求在脊梁处增设陶脑,构成“带陶脑的双肢冷弯C型钢刚架”。源于草原地区冷弯型钢蒙古包的设计理念,为防止此种新增设陶脑刚架在风雪荷载下出现失稳现象,首次进行稳定性试验研究,分析斜梁坡度和高跨比等参数对刚架结构稳定性的影响,得到刚架破坏模式和屈服机理,为此类结构理论设计和拓展研究提供建议和参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

根据本团队对冷弯型钢蒙古包的研究成果[11-13],取蒙古包一榀刚架为研究对象,如图1、图2所示。共设计了5个双肢冷弯C型钢刚架试件,参数主要包括斜梁坡度、高跨比(表1)。基础试件命名为CJ-BASE,试件尺寸如图3所示。按照原型双肢冷弯型钢蒙古包一榀刚架梁柱线刚度比,采用1∶4相似比确定试件尺寸,刚架由陶脑、双肢冷弯C型钢、节点板和填板组成,通过双肢冷弯C型钢与梁填板、柱填板、柱脚节点板和梁柱节点板连接,并采用10.9级M14摩擦型高强螺栓拼合而成,其中陶脑直径为300 mm,节点板厚度均为10 mm。试件所有钢材均采用Q235,根据GB/T 228.1—2010《金属材料 拉伸试验 第1部分:室温试验方法》[14]的规定,分别对C型钢及节点板进行拉伸试验,所得各材料性能指标见表2所列。

表1 双肢冷弯薄壁C型钢刚架试件设计参数

表2 材性试验结果

图1 冷弯型钢蒙古包整体三维图

图2 带陶脑双肢冷弯C型钢刚架三维图

a—试件立面; b—陶脑; c—梁填板; d—梁柱节点板;e—柱脚节点板; f—柱填板; g—梁; h—柱。

1.2 试验装置及加载制度

试验采用500 t液压伺服作动器实验机进行竖向加载,如图4所示。液压机上端固定在反力架横梁上,下端与分配梁相连接,试件柱脚采用M20的高强摩擦螺栓与地梁固定,地梁再由M55地脚螺栓与混凝土地面固定。为保证陶脑与作动器中心对准,采用二级分配梁的加载方式,将竖向荷载由作动器传递到一级分配梁中心位置,再由一级分配梁将竖向荷载平分到两侧二级分配梁中心,后由两侧二级分配梁将竖向荷载平分并传递到梁中心位置和靠近陶脑处,形成四点加载方式。一级分配梁截面尺寸为H175×125×12×16,二级分配梁截面尺寸为H125×125×10×10,其详细尺寸如图5所示。分配梁之间用直径30 mm圆钢转动轴连接,构成单刀铰以保证压力均匀分配。

图4 试件加载

a—上端分配梁; b—下端分配梁。

为防止刚架平面外失稳,同时简化空间作用的影响,设置3道侧向支撑,它们分别位于刚架两侧梁柱节点板、梁填板和柱填板位置,对应蒙古包空间结构圈梁、檩条、墙梁连接件位置。梁柱节点板及柱填板设置横向H型钢,截面尺寸为H200×200×8×12;梁填板位置设置竖向H型钢,截面尺寸为H200×100×7×11.4,并采用M20的高强摩擦型螺栓将H型钢固定到反力架上,侧向支撑如图6所示。

a—侧向支撑示意; b—侧向支撑现场示意。

试件所需应变片、位移计及百分表位置见图7所示。其中1、4、10、13为百分表,2、3、5、6、7、8、9、11、12为位移计。2、12测点测量两侧柱顶平面内侧向位移,3、5、6、7、8、9、11测点测量两侧柱顶、陶脑和加载点的竖向位移。试验共设置78个应变片,分别位于C型钢腹板及翼缘、梁柱节点板、加载端和柱脚处,每处C型钢截面共含6个应变片,梁、柱C型钢截面共计12个测点。

图7 试件测点布置

试验开始时以预估极限荷载2%进行逐级位移控制加载,当试件屈曲变形产生或施加位移达极限位移80%时,减小逐级位移至1%,当试件严重破坏或整体失稳时,停止加载。

2 试验现象

试件CJ-BASE、CJ-1、CJ-2和CJ-3的破坏现象基本相同,试件在屈服之前无变形产生,屈服后梁柱节点板出现螺栓滑移现象,两侧梁下端、梁上端位置出现局部屈曲导致整体平面内失稳;两侧梁下端C型钢腹板向外鼓曲,翼缘板向内凹曲;两侧梁上端C型钢梁翼缘向内凹曲。以CJ-2试件为例,当加载位移施加到58 mm、荷载78 kN,两侧梁下端C型钢翼缘及卷边向腹板内侧鼓曲,如图8a所示;位移65 mm、荷载87 kN,两侧梁下端C型钢翼缘及卷边向内凹陷,如图8b所示;位移78 mm、荷载91 kN、左侧梁下端C型钢腹板向外鼓曲、翼缘内凹,变形由局部转化为畸变屈曲,随之右侧变形相同,如图8c所示;位移103 mm、荷载91 kN,右侧梁上端C型钢腹板鼓曲;位移112 mm、荷载90 kN,左侧梁上端C型钢腹板鼓曲,如图8d所示;当位移达到180 mm时,两柱在平面内方向向外侧移,侧移量达到16.7 mm,此时试验终止,最终整体变形如图8e所示,试验中陶脑、柱脚和梁柱节点板均无破损。

a—梁端翼缘及卷边; b—陶脑处梁翼缘及卷边;c—梁端腹板; d—陶脑处梁腹板;e—整体失稳破坏。

CJ-4试件由于高跨比较大,梁柱线刚度比增大,由梁传递到柱荷载变大,致使两侧C型钢柱顶腹板及翼缘鼓曲,两柱在平面内方向向外侧移,最后导致整体刚架失稳,破坏如图9所示。

a—左侧柱顶腹板及翼缘; b—右侧柱顶腹板及翼缘;c—整体失稳破坏。

3 试验结果分析

3.1 斜梁坡度对刚架稳定承载力影响

试验中,不同斜梁坡度试件CJ-BASE、CJ-1、CJ-2的荷载-跨中位移曲线如图10所示。曲线走势主要包括弹性、弹塑性、破坏三个阶段。曲线弹性到弹塑性阶段是由于梁C型钢屈服,刚架刚度减小,承载力上升;弹塑性至破坏阶段是由于梁端塑性铰生成,刚架承载力减小直至整体失稳破坏。荷载-位移曲线出现波浪状起伏,主要是由于试验中梁柱节点处螺栓滑移的影响,使得荷载出现上下波折。

3个试件中CJ-2试件的极限承载力最大。斜梁坡度从10°增大到15°时,刚架的平面内稳定承载力增大了4.1%;从15°增大到20°时,刚架的平面内稳定承载力增大了5.1%。可见,刚架平面稳定承载力随刚架斜梁坡度增大而增大。

3.2 高跨比对刚架稳定承载力影响

不同高跨比试件CJ-BASE、CJ-3、CJ-4的荷载-跨中位移曲线如图11所示。可知:3个试件中CJ-3试件的极限承载力最大;刚架高跨比从6/15增大到7/15时,刚架的平面内稳定承载力减小了5.0%;高跨比增大到8/15时承载力比7/15减小了3.4%。表明刚架平面稳定承载力随刚架高跨比减小而增大。

3.3 柱顶侧移曲线

5榀刚架的柱顶侧移曲线如图12所示。可知:随着荷载的不断增大,两侧柱位移不断增大,并呈现对称性;CJ-4试件侧移曲线出现反向侧移,是由于试验中两侧柱顶C型钢翼缘鼓曲变形,导致两侧柱先向内屈曲变形;不同斜梁坡度下,试件CJ-BASE、CJ-1、CJ-2的柱顶侧移最大值分别为2.5,6.8,16.2 mm;不同高跨比下,试件CJ-3、CJ-BASE、CJ-4的柱顶侧移最大值分别为1.9,2.5,2.2 mm;刚架柱顶侧移随着斜梁坡度的增加而增大,高跨比对柱顶侧移影响较小。设计中为防止刚架柱发生较大侧移,且考虑刚架承载能力,建议在增加斜梁坡度的同时加强刚架柱的刚度,以防止柱顶侧移过大导致刚架失稳。

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

3.4 屈服机制

为研究双肢冷弯C型钢刚架在竖向荷载作用下试件各关键位置的屈服顺序,对刚架陶脑、梁、柱和节点板6个关键位置进行分析。根据材性试验结果可知,C型钢屈服应变为1 305×10-6,节点板屈服应变为1 408×10-6。刚架所受竖向近似均布荷载作用,且刚架中心对称,结合试验现象及各测点分析结果,得出刚架为对称失稳形式,取其对称结构半部分进行应变分析。图13分别给出了5榀刚架各测点应变-荷载曲线。可知:各试件陶脑、梁柱节点板和柱底应变值均未达到屈服,且仍处于弹性工作阶段。说明刚架节点设计合理、传力可靠,满足GB 50017—2017《钢结构设计标准》要求。其中CJ-BASE、CJ-1、CJ-3试件屈服先后顺序为:梁靠近梁柱节点处→梁靠近陶脑处→柱顶部,CJ-2、CJ-4试件屈服先后顺序为:梁靠近梁柱节点处→柱顶部→梁靠近陶脑处。结合应变曲线和试验现象分析可知:CJ-2试件由于斜梁坡度较大,梁竖向刚度增大使其传递到柱顶轴力增加,导致两侧柱侧移量变大,使得柱顶部先于梁靠近陶脑处出现屈服;CJ-4试件由于高跨比较大,柱竖向刚度降低使其承载能力下降,导致柱顶部先于梁靠近陶脑处出现屈服。由此得出,刚架斜梁坡度和高跨比的增大均会影响关键位置的屈服顺序,使刚架柱顶部先于梁靠近陶脑处发生屈曲破坏。

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

4 有限元分析

4.1 有限元模型建立

采用Solidworks软件建立实体模型导入ANSYS Workbench软件进行有限元分析。试件梁柱均采用实体单元Solid 185建模,单元由8节点定义,选取摩擦型接触,网格采用四面体及六面体相结合的划分方式,如图14所示。模型边界条件按照试验设置,对两侧柱底进行固定约束。为防止刚架发生平面外侧移,在两侧梁柱节点板、梁填板和柱填板处设置水平约束,保证与试验条件一致。材料属性均按照表2中材性试验结果输入,采用多线性随动强化模型定义材料应力-应变关系,如图15所示。

图14 网格划分

4.2 有限元模型验证

建立与试验相同的5榀刚架有限元模型并进行模拟分析,以试件CJ-BASE有限元模型为例,对比试验破坏现象(图16)。可以看出:刚架破坏形态相似,试件屈曲破坏均在梁上端及梁下端C型钢处产生,两侧柱顶均有明显向外侧移,陶脑及梁均有向下竖向位移,这与试验现象一致。

a—整体破坏; b—梁底及梁顶端破坏; c—梁整体破坏。各分图中,左图为试件破坏形态,右图为有限元破坏形态。

提取5榀刚架有限元与试验荷载-位移曲线对比如图17所示。可知:5个试件的荷载-位移曲线的变化趋势相同,且有限元曲线屈服和峰值荷载与试验结果偏差在10%以内,有限元模型与试验构成了较好的对比验证。

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

5 结束语

本文通过对5榀刚架进行稳定性试验及有限元研究,分析斜梁坡度和高跨比设计参数对双肢冷弯C型钢稳定性的影响,得到以下结论:

1)刚架主要破坏过程是以梁上、下端C型钢局部屈曲导致整体平面内失稳,整体变形为对称失稳形式。

2)斜梁坡度越大,刚架承载力越高,高跨比越大,刚架承载力越低。刚架柱顶侧移随着斜梁坡度的增大而增大,高跨比对柱顶侧移影响较小。

3)刚架节点设计合理、传力可靠,随着刚架斜梁坡度和高跨比的增大,均会使刚架关键位置的屈服顺序由梁靠近梁柱节点处→梁靠近陶脑处→柱顶部变为梁靠近梁柱节点处→柱顶部→梁靠近陶脑处。故合理增加刚架柱刚度,可防止柱顶侧移过大导致刚架失稳。

4)有限元分析结果与试验破坏形态及曲线走势相一致,表明了有限元模型的准确性,为此类结构深入研究提供参考。