非連續(xù)連接的拼合鋼柱受力性能試驗(yàn)研究

李 杰 李 強(qiáng) 孫 浩 張丁然 王滌平

(1．同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海200092;2．上海美申環(huán)境設(shè)施設(shè)備有限公司，上海201712)

1 引言

移動(dòng)箱體建筑是以集裝箱尺寸為模數(shù)，在工廠完成建筑和結(jié)構(gòu)建造，便捷運(yùn)至現(xiàn)場(chǎng)快速裝配施工的一種新型建筑體系。箱體的主體結(jié)構(gòu)由四根立柱和頂?shù)變蓪痈魉母摿航M成。同層箱體的裝配會(huì)出現(xiàn)兩根、三根或四根箱體柱子拼合的情況。如何將單獨(dú)受力的柱子相互結(jié)合使其共同受力，借此提高柱子的承載和變形能力是本課題研究的目的。本文通過(guò)兩根冷彎方管拼合鋼柱的軸心受壓及偏心受壓試驗(yàn)，得到拼合鋼柱的破壞模式、截面應(yīng)變分布規(guī)律和基本受力特性。

2 拼合型鋼柱研究現(xiàn)狀

武勝和張素梅［1］應(yīng)用冷彎Σ形截面構(gòu)件兩兩組合點(diǎn)焊，形成翼緣對(duì)焊箱形組合截面和翼緣疊焊箱形組合截面。采用非線性有限元分析得到了這兩類(lèi)軸壓構(gòu)件的變形、屈曲模式和荷載－位移曲線等，計(jì)算表明其極限承載力和初始模量大幅提高。

劉向斌和周天華［2］對(duì)由C形冷彎薄壁型鋼通過(guò)自攻螺釘拼合而成的三肢拼合截面立柱進(jìn)行了有限元研究，分析結(jié)果表明隨長(zhǎng)細(xì)比增大，拼合立柱軸壓極限承載力降低;螺釘連接間距在一定范圍內(nèi)對(duì)拼合立柱軸壓極限承載力和剛度的影響不大。

聶少鋒和周天華［3］對(duì)C形冷彎薄壁型鋼四肢拼合截面立柱的軸壓試件進(jìn)行數(shù)值模擬，提出了冷彎薄壁型鋼四肢拼合截面立柱軸壓承載力的設(shè)計(jì)方法，并將試驗(yàn)值與有限元及各規(guī)范公式計(jì)算值進(jìn)行了對(duì)比。

聶少鋒和周天華［4］對(duì)17根由C形和U形冷彎薄壁型鋼拼合箱形截面立柱的軸壓性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，得到了各試件荷載－位移曲線和破壞特征，并將試驗(yàn)結(jié)果與《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(GB 50018—2002)(以下簡(jiǎn)稱《薄壁鋼規(guī)》)的“有效寬厚比法”和《北美冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(NAS AISI 2007)的“直接強(qiáng)度法”、“有效截面法”的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

趙一婕和杜兆宇［5］對(duì)冷彎薄壁C形鋼四肢組合箱形截面受彎構(gòu)件進(jìn)行了承載力試驗(yàn)及有限元分析，得到構(gòu)件的破壞模式、極限承載力和荷載－撓度曲線。提出了實(shí)用的折減系數(shù)法。

周緒紅和李拮［6］對(duì)各國(guó)有關(guān)冷彎薄壁型鋼拼合截面柱的軸壓試驗(yàn)進(jìn)行了有限元模擬。分析了構(gòu)件截面形式、截面尺寸以及長(zhǎng)細(xì)比對(duì)拼合截面柱拼合效應(yīng)的影響，提出了冷彎薄壁型鋼拼合截面柱軸壓承載力的簡(jiǎn)化計(jì)算方法。

上述研究的拼合柱截面形式由薄壁Σ形、C形和U形組成，受力形式為軸壓及受彎，對(duì)于本文設(shè)計(jì)的由冷彎薄壁方管組合而成的拼合鋼柱尚未有研究報(bào)道。

3 拼合鋼柱試驗(yàn)研究

3．1 試件設(shè)計(jì)

拼合柱由兩根120 mm×120 mm×5 mm的冷彎方管組合而成，鋼管材料為Q235。兩根試件編號(hào)分別為 C—A—29，C—E—29，其中，C代表柱，A代表軸壓，E代表偏壓，29代表柱高為2．9 m，偏心受壓試驗(yàn)的偏心距e取65mm，相對(duì)偏心率為0．25。鋼柱的材性試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1，包括彈性模量E、名義屈服強(qiáng)度f(wàn)y、極限強(qiáng)度f(wàn)u、延伸率δ及相應(yīng)平均值。

表1 材性試驗(yàn)結(jié)果Table 1 The mechanical properties

3．1．1 柱端連接件

移動(dòng)箱體建筑上下層柱子的連接采用“套管式”連接件，見(jiàn)圖1(a)。安裝時(shí)套管分別插入上下層箱體的柱子從而將箱體連成一體。試驗(yàn)?zāi)M實(shí)際情況采用單側(cè)套管柱端連接件，安裝時(shí)將套管插入柱內(nèi)，從外側(cè)用螺栓擰緊，見(jiàn)圖1(b)。

圖1 柱端連接件圖Fig．1 Connector in the column ends

3．1．2 柱間連接件

本文設(shè)計(jì)的柱間連接件由四個(gè)預(yù)先焊接在柱上的階梯型組件和一個(gè)工字插件組成。柱間五個(gè)連接件沿柱高從上到下依次編號(hào)為J1，J2，J3，J4，J5。連接件尺寸及定位見(jiàn)圖2。

階梯型組件三面圍焊于鋼柱上，焊腳尺寸為5mm。連接件的抗剪強(qiáng)度由焊縫或工字形插件腹板抗剪中的較小值控制，計(jì)算連接件的抗剪承載力:

Nv——連接件抗剪強(qiáng)度;

βf——正面角焊縫的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值增大系數(shù);

he——角焊縫的計(jì)算厚度;

lw——角焊縫的計(jì)算長(zhǎng)度;

b——工字形插件腹板厚度;

l——工字形插件長(zhǎng)度;

fv——鋼材的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

圖2 連接件示意圖及布置圖(單位:mm)Fig．2 Connector between the columns(Unit:mm)

因鋼柱受壓時(shí)，剪力分布為支座處剪力最大，柱中截面剪力為零，故支座處連接件間距較小，柱中連接件則可有效抵抗左、右鋼柱的分離趨勢(shì)。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50017—2003)(以下簡(jiǎn)稱《鋼規(guī)》)5．1．6 條，構(gòu)件計(jì)算剪力為

故選取一半試件進(jìn)行分析，共計(jì)2．5個(gè)柱間連接件需承受剪力為

連接件滿足抗剪要求。

3．2 試驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)

試驗(yàn)采用單向刀口鉸支座，能沿截面強(qiáng)軸方向轉(zhuǎn)動(dòng)。為防止構(gòu)件的平面外失穩(wěn)破壞，在柱子上下三分之一高度處各增加兩道側(cè)向支撐，見(jiàn)圖4、圖5。

3．3 測(cè)點(diǎn)布置

在試件柱中截面和兩端布置位移計(jì)，分別用于觀測(cè)試件的軸向壓縮位移、試件上下兩端的水平位移和試件柱中截面水平位移。沿試件高度選取四個(gè)截面布置應(yīng)變片，應(yīng)變片沿柱高豎向黏貼。測(cè)點(diǎn)布置位置及應(yīng)變片布置方式如圖3所示。

由于鐵路線路呈長(zhǎng)帶狀，這種GPR探測(cè)測(cè)線的布設(shè)導(dǎo)致每條測(cè)線都很長(zhǎng)且勘探所獲數(shù)據(jù)量巨大，與GPR探測(cè)配套的專(zhuān)業(yè)數(shù)據(jù)處理與解釋軟件例如常見(jiàn)的RADAN7等，往往需要對(duì)每條測(cè)線分段進(jìn)行數(shù)據(jù)處理和翻漿冒泥病害的人機(jī)交互解釋圈定，尤其是各個(gè)翻漿冒泥病害區(qū)域底界控制點(diǎn)的標(biāo)定，根本無(wú)法按比例尺沿鐵路正線進(jìn)行狹長(zhǎng)帶狀區(qū)域翻漿冒泥病害底界深度等值線圖的繪制。有鑒如此，本論文結(jié)合RADAN7和Surfer軟件，提出了一種用于GPR勘探的鐵路翻漿冒泥病害底界的等值線圖繪制方法。

3．4 加載方案

3．4．1 軸心受壓柱加載制度

油壓千斤頂加載，在預(yù)估極限承載力的50%前每級(jí)荷載增量100 kN，在預(yù)估極限承載力的50%～80%之間每級(jí)荷載增量50 kN，之后每級(jí)荷載增量20 kN，在構(gòu)件臨近破壞時(shí)每級(jí)荷載增量10 kN直至破壞。

圖3 測(cè)點(diǎn)布置圖(單位:mm)Fig．3 Measuring points(Unit:mm)

3．4．2 偏心受壓柱加載制度

在預(yù)估極限承載力的50%前每級(jí)荷載增量50 kN，在預(yù)估極限承載力的50% ～80%之間每級(jí)荷載增量20 kN，之后每級(jí)荷載增量10 kN直至試件破壞。

3．5 試驗(yàn)過(guò)程

3．5．1 軸心受壓試驗(yàn)過(guò)程

加載初期，連接件位置處的縫隙逐漸變小，柱無(wú)彎曲跡象。當(dāng)荷載加至700 kN時(shí)兩柱間縫隙略有變大，柱軸向位移約2．13 mm，柱中 W5和W6位移計(jì)平均水平位移約0．49 mm;當(dāng)荷載加至900 kN時(shí)，構(gòu)件出現(xiàn)整體微小彎曲現(xiàn)象，此時(shí)柱軸向位移約 2．88 mm，柱中平均水平位移約1．01 mm，構(gòu)件表面無(wú)局部失穩(wěn)跡象;最終當(dāng)荷載加至1 318 kN時(shí)，構(gòu)件發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，此時(shí)柱子軸向位移約 8．46 mm，平均水平位移約12．64 mm。試件最終破壞位置出現(xiàn)在截面2—2與截面3—3之間，破壞形態(tài)為其中右側(cè)內(nèi)凹柱子首先發(fā)生局部破壞，進(jìn)而引起試件整體破壞(圖4)。連接件(包括焊縫)未發(fā)生任何破壞，但工字插件在卡槽內(nèi)被夾緊，后期試件頂部的工字插件J1可以較輕松取出，其余四個(gè)均難以取出。

3．5．2 偏心受壓試驗(yàn)過(guò)程

圖4 軸心受壓試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig．4 Specimen failure mode under axial compression test

圖5 偏心受壓試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig．5 Specimen failure mode under eccentric compression test

3．6試驗(yàn)結(jié)果與分析

3．6．1 荷載－豎向位移曲線

圖6所示為軸壓和偏壓試件的豎向荷載和豎向位移曲線，軸壓豎向位移取W1和W2的平均值，偏壓由于W2失效，故采用W1數(shù)據(jù)。圖中可見(jiàn)，加載初期，荷載－豎向位移曲線基本呈線性關(guān)系，隨著荷載增大，逐漸呈曲線變化，剛度下降;達(dá)到極限荷載后，曲線下降，軸向位移迅速增加，試件發(fā)生破壞。對(duì)比兩條曲線可見(jiàn)軸壓試件承載力高于偏壓試件，前者為后者的1．55倍;軸壓試件的極限變形比偏壓試件小，前者為后者的0．53倍;耗能能力前者為后者的0．921倍。由此可見(jiàn)，隨著偏心距增大，豎向承載力降低，變形能力增加。

圖6 荷載－豎向位移曲線Fig．6 Load-vertical displacement curves

3．6．2 荷載－水平位移曲線

圖7 荷載－水平位移曲線Fig．7 Load-horizontal displacement curves

試件荷載－柱中截面水平位移曲線如圖7所示，軸壓水平位移取W5和W6的平均值，偏壓由于W5失效，故采用W6數(shù)據(jù)。由圖可見(jiàn)，軸壓柱初始荷載－水平位移曲線沿y軸上升，說(shuō)明柱子處于較為理想的軸心受壓狀態(tài)。當(dāng)加載到約500 kN時(shí)兩曲線產(chǎn)生分離，說(shuō)明構(gòu)件產(chǎn)生微小彎曲。隨著荷載的增加，側(cè)向位移逐漸增大，曲線表現(xiàn)出極值點(diǎn)失穩(wěn)的特征。對(duì)偏壓柱，起初曲線水平位移不大，當(dāng)荷載達(dá)到100 kN時(shí)，柱中截面水平位移突然加大，之后位移發(fā)展較快。對(duì)比圖中右側(cè)兩條曲線可見(jiàn)，偏壓荷載－柱中截面水平位移曲線較為平緩;極限荷載時(shí)軸壓試件的柱中截面極限變形比偏壓試件小，前者為后者的0．482倍。對(duì)于偏壓柱，由于附加彎矩影響，隨荷載增大，柱中出現(xiàn)明顯的彎曲，當(dāng)加至極限荷載后，荷載開(kāi)始緩慢下降，柱中變形則快速發(fā)展，試件破壞。

3．6．3 荷載應(yīng)變關(guān)系

將不同荷載作用下，各截面正應(yīng)變分布情況歸納如表2及表3所示，圖中內(nèi)側(cè)表示受拉，外側(cè)表示受壓。

表2 軸心受壓時(shí)不同荷載作用下各截面正應(yīng)變分布情況Table 2 Normal strain distributions under axial compression test

由表2可知，4個(gè)截面的應(yīng)變變化情況大致相同。當(dāng)荷載為0．30Pu(400 kN)時(shí)，圖示4個(gè)截面的應(yīng)變分布基本一致，左右柱截面的應(yīng)變分布也大致相同;當(dāng)荷載達(dá)到0．46Pu(600 kN)時(shí)，4個(gè)截面的應(yīng)變分布仍然差別不大，但試件偏心受力趨于明顯，發(fā)生局部失穩(wěn)的右柱截面應(yīng)力較左柱截面應(yīng)力稍大，并出現(xiàn)不均勻增長(zhǎng);當(dāng)荷載為0．98Pu(1300 kN)時(shí)，4個(gè)截面左右柱各邊的平均應(yīng)變?yōu)?40～4 829 με，除2—2、3—3、4—4 截面處左柱左側(cè)腹板平均應(yīng)變小于屈服應(yīng)變1 619 με外，其他各邊平均應(yīng)變均已超過(guò)了屈服應(yīng)變，試件趨于破壞。

由表3可知，1—1截面及4—4截面由于連接件局部剛度突變的緣故，導(dǎo)致截面受力復(fù)雜，出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，而2—2截面及3—3截面的應(yīng)變較符合平截面假定。當(dāng)荷載為0．35Pu(300 kN)時(shí)，4個(gè)截面的應(yīng)變分布基本一致，靠近荷載作用點(diǎn)的右方鋼管截面應(yīng)變明顯較大;當(dāng)荷載達(dá)到0．59Pu(500 kN)時(shí)，4個(gè)截面的應(yīng)變分布仍然差別不大，且試件右柱右側(cè)腹板平均應(yīng)變均未超過(guò)屈服應(yīng)變;當(dāng)荷載為0．94Pu(800 kN)時(shí)，試件4個(gè)截面處右柱右側(cè)腹板的平均應(yīng)變(3 085～4 816 με)均已遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)了屈服應(yīng)變，但試件左柱左側(cè)腹板的平均應(yīng)變(525～1 206 με)仍處于彈性階段，試件趨于破壞。

表3 偏心受壓時(shí)不同荷載作用下各截面正應(yīng)變分布情況Table 3 Normal strain distributions under eccentric compression testing

4 試驗(yàn)與理論計(jì)算對(duì)比

將試驗(yàn)值與《鋼規(guī)》、《薄壁鋼規(guī)》、《美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范》(ANSI/AISC 360—10)(以下簡(jiǎn)稱《美標(biāo)鋼規(guī)》)的計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，本試驗(yàn)中拼合鋼柱類(lèi)似于鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范中填板連接的實(shí)腹式構(gòu)件。PS－1表示《鋼規(guī)》中按格構(gòu)式構(gòu)件考慮的計(jì)算值;PS－2表示《鋼規(guī)》中按實(shí)腹式構(gòu)件考慮的計(jì)算值;PS－3表示《薄壁鋼規(guī)》計(jì)算值;PS－4表示《美標(biāo)鋼規(guī)》計(jì)算值;屈服強(qiáng)度取平板的屈服強(qiáng)度340MPa;P0表示試驗(yàn)值;Pu表示全截面達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)的承載力。柱子計(jì)算長(zhǎng)度取“柱長(zhǎng)+端板=3 080 mm”，彈性模量按照冷彎轉(zhuǎn)角面積與平板面積加權(quán)平均值計(jì)算，計(jì)算時(shí)冷彎轉(zhuǎn)角半徑取15 mm，算得轉(zhuǎn)角總面積為384 mm2，平板總面積1 800 mm2，計(jì)算公式如下:

對(duì)比結(jié)果如表4、表5所示。

表4 軸心受壓試驗(yàn)與理論計(jì)算對(duì)比Table 4 The comparison between axial test and theoretical calculations

從表4可看出，全截面達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)的承載力較試驗(yàn)值大20%，說(shuō)明試件未能發(fā)生全截面的強(qiáng)度破壞，而發(fā)生了失穩(wěn)破壞。從不同截面形式的《鋼規(guī)》計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比來(lái)看，拼合鋼柱的軸心受壓試驗(yàn)值更靠近按填板連接的實(shí)腹式構(gòu)件計(jì)算的理論承載力，不同截面的計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果相差分別為3．18%和4．65%，且各規(guī)范計(jì)算值均偏于不安全;與考慮冷彎效應(yīng)的《薄壁鋼規(guī)》計(jì)算值對(duì)比，試驗(yàn)值與規(guī)范計(jì)算值相差較大，且偏于不安全;與《美標(biāo)鋼規(guī)》計(jì)算值對(duì)比，二者相差不大，美國(guó)規(guī)范偏安全。

表5 偏心受壓試驗(yàn)與理論計(jì)算對(duì)比Table 5 The comparison between eccentric test and theoretical calculations

從表5可看出，對(duì)比不同規(guī)范計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值，拼合鋼柱偏心受壓試驗(yàn)值介于格構(gòu)式截面計(jì)算極限承載力與實(shí)腹式截面計(jì)算極限承載力之間，盡管拼合鋼柱的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)更接近填板連接的實(shí)腹式構(gòu)件，但拼合鋼柱的偏心受壓試驗(yàn)值更接近按格構(gòu)式截面計(jì)算的理論承載力，計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果均相差不大;與考慮冷彎效應(yīng)的《薄壁鋼規(guī)》計(jì)算值對(duì)比，試驗(yàn)值與規(guī)范計(jì)算值相差較大，且偏于不安全;與《美標(biāo)鋼規(guī)》計(jì)算值對(duì)比，二者相差不大，美國(guó)規(guī)范偏安全。

5 結(jié)論

冷彎方管拼合鋼柱軸壓及偏壓試驗(yàn)，得到的主要結(jié)論如下:

(1)拼合鋼柱軸心受壓及偏心受壓破壞模式均為先單肢局部失穩(wěn)，繼而出現(xiàn)整體失穩(wěn)。因此，拼合鋼柱的極限承載力由穩(wěn)定條件控制。

(2)軸壓試件承載力高于偏壓試件，前者為后者的1．55倍;軸壓試件的豎向極限變形比偏壓試件小，前者為后者的0．53倍;軸壓試件的柱中截面極限變形比偏壓試件小，前者為后者的0．482倍;耗能能力前者為后者的0．921倍。由此可見(jiàn)，隨著偏心距增大，豎向承載力降低，變形能力增加。

(3)本文設(shè)計(jì)的連接件能有效抗剪，使截面整體共同工作。在連接件部位，鋼柱會(huì)出現(xiàn)剛度突變。

(4)拼合鋼柱軸心受壓極限承載力試驗(yàn)值接近實(shí)腹式截面的理論極限承載力;偏心受壓極限承載力試驗(yàn)值接近格構(gòu)式截面的理論極限承載力。

［1］ 武勝，張素梅．冷彎新型箱形組合截面受壓構(gòu)件性能研究［J］．哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2008，40(2):196-202．Wu Sheng，Zhang Sumei．Behaviors of two new kinds of cold-formed box composite section members under axial compression［J］．Journal of Harbin Institute of Technology，2008，40(2):196-202．(in Chinese)

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［6］ 周緒紅，李拮．冷彎薄壁型鋼拼合截面柱軸壓承載力計(jì)算［J］．建筑科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2012，29(4):1-6．Zhou Xuhong，Li Jie．Calculation method for bearing capacity of cold-formed steel built-up columns under axial compression［J］．Journal of Architecture and Civil Engineering，2012，29(4):1-6．(in Chinese)