六邊形孔蜂窩梁撓度的實驗與有限元分析

張春玉,　沈　巖,　趙延林,　宋海通

(黑龍江科技大學 建筑工程學院, 哈爾濱 150022)

?

六邊形孔蜂窩梁撓度的實驗與有限元分析

張春玉,沈巖,趙延林,宋海通

(黑龍江科技大學 建筑工程學院, 哈爾濱 150022)

以研究蜂窩梁的撓度特征及其計算方法為目的,設計擴張比k=1.65的六邊形開孔蜂窩梁,利用實驗與有限元軟件ANSYS探討簡支蜂窩梁在均布荷載作用下的撓度變化,獲得了蜂窩梁的撓度變化規(guī)律、破壞特征,并將實驗、有限元模擬及我國《鋼結構設計規(guī)范》征求意見稿給出的撓度公式,三者得出的臨界荷載進行對比。結果顯示,實驗及有限元模擬的結果與規(guī)范公式計算結果相差5%～10%,表明規(guī)范計算公式具有足夠的計算精度。文中采用的ANSYS實體建模方法可以用于蜂窩梁的研究。

蜂窩梁; 撓度; 實驗; 有限元分析

0　引　言

蜂窩梁是在實腹工字鋼或熱軋H型鋼的腹板上按一定的連續(xù)折線或弧線進行切割、首尾錯位組裝、焊接而成,是帶有一系列孔洞的空腹鋼梁。蜂窩梁通過改變截面形式充分提高了鋼材的利用效率。與原型實腹工字鋼梁相比,蜂窩梁不僅大幅度提高了抗彎剛度,同時鋼材用量可節(jié)約25%～30%,可降低總的造價15%左右[1]。因此,蜂窩梁被廣泛應用于廠房、車庫、體育館、火車站、輪船、橋梁及吊車橋架等工程[2]。蜂窩梁的撓度是反映其整體受力性能的重要指標,通過撓度可以充分了解其剛度特征。國內(nèi)外一些學者或提出估算法[3],或采用有限元法[4-6],或推導出精確的撓度計算公式[7-8],對蜂窩梁的撓度計算方法進行大量的研究,但很少有人利用實驗手段進行研究。為促進我國蜂窩梁設計的規(guī)范化,文中利用實驗與有限元軟件ANSYS模擬分析相結合的方法,將實驗、有限元模擬及GB 50017—2012《鋼結構設計規(guī)范》征求意見稿中蜂窩梁撓度計算公式(F.0.2-11)[9],三者得到的臨界荷載進行對比,驗證規(guī)范給出的撓度公式及ANSYS實體模型SOLID92用于蜂窩梁研究的準確性與適用性。

1　實　驗

運用實驗手段，研究較大擴張比(k=1.65)的簡支蜂窩梁在分級均布荷載作用下沿梁長的撓度變化規(guī)律,并與當量實腹梁和原型實腹梁在蜂窩梁臨界荷載作用下的撓度進行對比,分析蜂窩梁由于腹板開孔引起的截面削弱對其撓度的影響。

1.1試件設計

采用工字鋼I16,鋼材的強度等級Q235,六邊形開孔,跨度總長(包括安全距離和支座加勁肋寬)2 768 mm,擴張比(蜂窩梁的截面高度H與原型實腹梁的截面高度h之比)k=1.65,開孔數(shù)為6,孔間距(相鄰兩個六邊形孔中心點的水平最短距離)360 mm,六邊形邊長120 mm,蜂窩梁截面尺寸:H×b×dw×d=264 mm×88 mm×6 mm×9.9 mm,其中,b為翼緣寬度,dw為腹板厚度,d為翼緣平均厚度。

蜂窩梁采用簡支約束,為了防止邊孔因局部剪力過大而首先破壞,在兩側(cè)支座處均設置了寬為10 mm的支座加勁肋,并保證邊孔最外側(cè)的內(nèi)角頂點距離支座處的水平最短距離hb≥H,取hb=H=264 mm。為了避免試件在加載過程中產(chǎn)生支座滑移發(fā)生危險,在支座加勁肋兩側(cè)向外水平方向各預留90 mm的安全距離。

1.2實驗方案

沿梁長布置四處側(cè)向支撐,以保證試件在加載過程中不會出現(xiàn)平面外位移,或發(fā)生扭轉(zhuǎn)和整體失穩(wěn)。實驗通過三層分配梁在蜂窩梁上翼緣的八點進行加載,模擬均布荷載的實際情況。加載點沿梁長均勻布置,其中，第一層分配梁一根,第二層分配梁兩根,第三層分配梁四根,上下層分配梁之間及分配梁與試件之間的荷載通過滾軸來實現(xiàn)傳遞,簡支約束通過滾軸和固定軸來實現(xiàn)。實驗加載裝置如圖1所示。

圖1　實驗加載裝置

蜂窩梁的撓度利用百分表測量,簡支梁在均布荷載作用下通常在跨中處的撓度最大,此處的撓度也最能反映梁的整體工作性能[10]。由于實驗采用擴張比k=1.65的蜂窩梁,由文獻[11]可知,開孔對腹板截面的削弱作用較明顯,為研究剪切變形對蜂窩梁撓度的影響程度,在邊孔和邊孔相鄰孔處也布置了百分表。在加載過程中，為準確測量試件的實際撓度,必須考慮支座位移對試件撓度的影響。百分表布置如圖2所示。

圖2　百分表布置

實驗采用微機控制電液伺服壓力機,加載全過程由專業(yè)人員對計算機電液伺服系統(tǒng)進行控制。為使實驗各部分具有良好的接觸，檢查實驗儀器儀表是否正常工作及裝置是否可靠,在試件正式加載前,取試件理論極限荷載的8%對試件進行預壓。實驗采用分級加載,每一級加載結束后,穩(wěn)壓4 min,待百分表讀數(shù)穩(wěn)定并記錄后再進行下一級加載。為研究該蜂窩梁后期的承載能力和變形能力,當試件發(fā)生屈服后,仍繼續(xù)對其加載,直至蜂窩梁破壞時終止實驗。

1.3實驗現(xiàn)象和數(shù)據(jù)

試件加載時采用分級荷載控制制度,每級加載增量為4 kN,加載后期每級荷載增量為2 kN。隨著荷載的增加,百分表的讀數(shù)逐漸變大。在加載1～12級即4～48 kN時,蜂窩梁沒有發(fā)生直觀的變形;在加載13～15級即52～60 kN時,梁左側(cè)邊孔的翼緣出現(xiàn)波浪形的變形,隨后右側(cè)邊孔及各加載點處也出現(xiàn)波浪形變形,并且隨著荷載的增加,波浪形變形和跨中撓度明顯增大,此時每級荷載增量改為2 kN。當荷載加至65.4 kN時,百分表3的讀數(shù)持續(xù)快速增加,試件兩邊邊孔發(fā)生顯著的剪切變形。此時,認為蜂窩梁已達到屈服,跨中最大撓度為10.130 mm。對蜂窩梁繼續(xù)進行加載,觀察蜂窩梁發(fā)生屈服后的撓度變化特征。當荷載加至67.8 kN時,百分表3的讀數(shù)已無法穩(wěn)定,蜂窩梁產(chǎn)生較大的撓曲變形,梁左端邊孔六邊形邊線交接位置有兩處出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象,兩邊孔上方的第三層分配梁在豎直面內(nèi)發(fā)生明顯的轉(zhuǎn)動?？紤]到實驗人員和儀器的安全,終止實驗,最終跨中最大撓度為12.045 mm。

2　有限元模擬

利用有限元軟件ANSYS建立與實驗構件參數(shù)相同的模型,單元類型采用實體單元SOLID92,其具有大變形、大應變、塑性、蠕變和應力剛化等功能,非常適合模擬形狀不規(guī)則的結構。利用SOLID92進行實體建模,可運用倒圓角等命令使所建模型充分接近蜂窩梁的實際形狀。

建立蜂窩梁三維模型時,采用自底而上和自頂而下兩種相結合的方式,鋼材的彈性模量E=206 GPa,泊松比μ=0.3,應力應變關系采用雙折線曲線,鋼材塑性階段的斜率取彈性模量的1/30。建模時忽略焊縫及殘余應力的影響,有限元模型考慮了幾何非線性和材料非線性。考慮幾何非線性,可以準確分析材料的大變形;考慮材料的非線性,可以較詳細地分析彎矩和剪力共同作用下的構件撓度變化特征[12]。單元劃分采用自由網(wǎng)格劃分的方式,支座為簡支約束,通過對梁一端的下翼緣約束水平、豎向及側(cè)向三個方向的位移，對另一端約束豎向位移和側(cè)向位移加以實現(xiàn)。并對蜂窩梁翼緣施加側(cè)向約束,這是為了防止構件在荷載作用下發(fā)生整體失穩(wěn)。有限元模型如圖3所示。

圖3　有限元模型

文中采用的荷載為面荷載,大小為750 kN/m2,為精確得到蜂窩梁在允許撓度[v]=10.312 mm時的荷載情況,設置2 500子步對模型進行加載。

3　實驗與有限元結果分析

實驗研究和有限元分析得出的蜂窩梁荷載-跨中撓度曲線如圖4所示。

圖4　荷載-跨中撓度曲線

由《鋼結構設計規(guī)范》附錄A《結構或構件的變形允許值》可知,蜂窩梁的允許撓度[v]=l/250=10.312 mm,臨界荷載取該撓度時對應的荷載計算。由實驗所得,當荷載為65.4 kN時,跨中撓度為10.130 mm;當荷載為67.8 kN時,跨中撓度為12.045 mm；跨中撓度為允許撓度10.312 mm時，荷載值由線性內(nèi)插方法可求得,此荷載為65.63 kN。用類似的方法,利用ANSYS進行實體建模分析得到的臨界荷載為55.58 kN。

蜂窩梁撓度達到允許撓度時,對比蜂窩梁撓度結果與實腹梁理論撓度值,結果如表1所示。

表1　蜂窩梁撓度結果與實腹梁理論撓度值對比

注:蜂窩梁1為實驗梁,蜂窩梁2為有限元分析梁。

由表1可知,在同跨度的蜂窩梁達到允許撓度時,當量實腹梁在各個測點的撓度為蜂窩梁撓度的15.19%～21.67%,原型實腹梁在各個測點的撓度為蜂窩梁撓度的48.01%～68.49%。這說明擴張比k=1.65的蜂窩梁孔洞對梁腹板截面的削弱嚴重,過大的擴張比對蜂窩梁撓度貢獻并不明顯。此時,要充分利用蜂窩梁由于增加截面高度而增加的平面內(nèi)剛度,另外,還可以通過設置加勁肋等構造措施,對蜂窩梁進行局部加強,從而減小剪切變形產(chǎn)生的撓度。

蜂窩梁發(fā)生屈服后,雖然仍具有承載能力和變形能力,但由于其屈服后的撓曲變形增長過快,所以對于擴張比較大的蜂窩梁,在不設置構造措施的情況下,不建議在工程設計時考慮其后期承載能力和變形能力。

利用ANSYS進行實體建模得到的臨界荷載值折算為集中荷載為55.58 kN,小于實驗所得的臨界荷載的15.31%。蜂窩梁達到允許撓度時,臨界荷載、百分表2和百分表4處的撓度均適當小于實驗所得。這說明利用ANSYS進行實體建模研究蜂窩梁的撓度是安全的,利用ANSYS實體單元對蜂窩梁進行研究具有一定的指導意義。

4　實驗和有限元模擬與規(guī)范比較

我國GB 50017—2012《鋼結構設計規(guī)范》征求意見稿中,當擴張比k>1.5時蜂窩梁撓度計算公式為

v=v1+v2+v3=

(1)

式中:v1、v2、v3——彎曲撓度、剪切撓度和剪力次彎矩產(chǎn)生的橋及墩腰轉(zhuǎn)動;

I1——當量實腹梁的毛截面慣性矩;

Ib——橋部空腹截面的慣性矩;

Aw1——當量實腹梁的腹板面積;

AwT——橋部T形截面的腹板面積;

IT——橋部T形截面的慣性矩;

Ip——梁墩的等效慣性矩;

a——橋的跨度；

l1——蜂窩梁的單元長度；

n——蜂窩梁的單元數(shù);

Vi——蜂窩梁第i單元蜂窩孔中點的剪力。

將實驗結果及有限元模擬分析結果與式(1)計算結果進行對比。將跨中允許撓度[v]=10.312mm帶入式(1),可得臨界均布荷載qcr=24.11kN/m。由實驗分析得到的蜂窩梁臨界均布荷載qcr=25.46kN/m,實驗分析結果比式(1)計算結果大5.60%。有限元分析得到的臨界均布荷載qcr=21.64kN/m,有限元分析結果比式(1)計算結果小10.24%。上述對比說明，使用式(1)計算蜂窩梁的撓度具有足夠的精度。

5　結　論

采用實驗和有限元軟件ANSYS分析相結合的手段,研究擴張比k=1.65的簡支蜂窩梁的撓度特征和撓度計算方法,基于實驗與有限元模擬分析及對比結果得到以下結論:

(1)較大的擴張比對蜂窩梁撓度的貢獻并不顯著,因為開孔對蜂窩梁腹板截面的削弱作用明顯,剪切變形產(chǎn)生的撓度較大。

(2)較大擴張比的蜂窩梁在發(fā)生屈服后,繼續(xù)加載時其撓曲變形增長較快,即由彈性階段進入塑性階段速度過快,在沒有局部加強措施的情況下,不建議在工程設計時考慮其后期承載力和變形能力。

(3)蜂窩梁的破壞形態(tài)是局部的屈曲導致結構整體發(fā)生失穩(wěn)破壞。

(4)利用ANSYS的實體單元進行蜂窩梁的研究能較好地反映實際情況,其結果具有一定的指導意義。

(5)當擴張比k>1.5時,使用我國GB50017—2012《鋼結構設計規(guī)范》征求意見稿中蜂窩梁撓度計算公式(F.0.2-11)計算蜂窩梁的撓度具有足夠的精度。

[1]賈連光， 耿琳， 尹曉東. 蜂窩式壓彎構件彎矩作用平面內(nèi)穩(wěn)定承載力計算的試驗驗證[J]. 沈陽建筑大學學報， 2009， 25(1)： 61-65.

[2]鄭坤龍. 變高度工字截面圓孔蜂窩梁的撓度計算[D]. 長沙： 中南大學, 2007.

[3]何一民. 李鵬鴻, 于力. 蜂窩梁撓度的實用計算方法[J]. 工業(yè)建筑, 1994(8): 9-15.

[4]馮春燕, 于大永. 蜂窩梁撓度計算方法研究[J]. 四川建筑科學研究, 2012, 38(1): 65-69.

[5]楊永華, 陳以一. 連續(xù)開孔梁的抗彎剛度和撓度的等效計算[J]. 結構工程師, 2006, 22(3): 33-35.

[6]李鵬飛, 姚謙峰. 蜂窩梁應力和撓度計算方法[J]. 建筑結構, 2011, 42(2): 52-55.

[7]張興杰. 蜂窩梁撓度的簡化計算[J]. 四川建筑, 2012, 32(1): 169-171.

[8]李鵬飛, 王新敏, 袁泉, 等. 基于等效面積法的蜂窩梁撓度計算方法研究[J]. 石家莊鐵道大學學報： 自然科學版, 2011, 24(3): 8-11.

[9]中冶京誠工程技術有限公司. 《鋼結構設計規(guī)范》征求意見稿[EB/OL]. (2012-06-30)[2013-08-25]. http://www.gb50017.com/showtopic5443.aspx.

[10]蘇益聲. 蜂窩鋼梁應用研究[D]. 南寧: 廣西大學, 2004.

[11]鄭懿, 楊俊杰, 王森軍, 等. 蜂窩梁的撓度影響因素分析[J]. 浙江工業(yè)大學學報, 2007, 35(6): 695-698.

[12]張春玉, 朱柏杰, 喬牧, 等. 六邊形孔蜂窩梁抗彎承載力的數(shù)值模擬與分析[J]. 黑龍江科技學院學報, 2013, 23(6): 577-580.

[13]姜新佩， 王小燕， 劉麗娜. 預應力碳纖維加固RC梁撓度和裂縫計算[J]. 河北工程大學學報： 自然科學版， 2008(4)： 10-13.

(編輯徐巖)

Experiment and finite-element analysis of deflection of hexagon-hole castellated beams

ZHANGChunyu,SHENYan,ZHAOYanlin,SONGHaitong

(School of Civil Engineering, Heilongjiang University of Science & Technology, Harbin 150022, China)

This paper is concerned specifically with the efforts to delve into the deflection characteristics of castellated beam and its calculation method. The efforts consists of designing the hexagon-hole castellated beams with expansion ratiok=1.65， exploring the deflection changes of simply supported castellated beams subjected to uniform load using experimental and finite element program ANSYS, uncovering the law underlying the deflection change of castellated beams and its damage characteristics, and comparing the deflection formula given in experiment, finite element simulation, and Chinese code for design of steel structure in Chinese draft, as well as critical loads produced by the three. The study reveals the difference in the range of about 5%～10% between the results derived from experiment and finite element simulation and those from the standard formula calculation, suggesting that the standard formula offers enough accuracy. The ANSYS solid modeling method shows promise for the study of castellated beams.

castellated beams; deflection; experiment; finite element analysis

2014-04-22

黑龍江省教育廳科學技術研究項目(12521476)

張春玉(1971-),男,內(nèi)蒙古自治區(qū)阿榮旗人,教授,博士,研究方向:建筑結構設計理論與測試技術,E-mail:hljkjxyzcy@163.com。

10.3969/j.issn.2095-7262.2014.03.019

TU391

2095-7262(2014)03-0312-05

A