負載下鋼結(jié)構(gòu)工字形壓彎構(gòu)件焊接加固試驗

王元清，蔣　立，戴國欣，張?zhí)焐?/p>

(1.土木工程安全與耐久教育部重點實驗室(清華大學(xué))，100084北京；2. 重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，400045重慶; 3. 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點實驗室(重慶大學(xué))，400045重慶)

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負載下鋼結(jié)構(gòu)工字形壓彎構(gòu)件焊接加固試驗

王元清1，蔣立2,3，戴國欣2,3，張?zhí)焐?

(1.土木工程安全與耐久教育部重點實驗室(清華大學(xué))，100084北京；2. 重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，400045重慶; 3. 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點實驗室(重慶大學(xué))，400045重慶)

摘要:為研究鋼結(jié)構(gòu)壓彎構(gòu)件在負載下焊接加固過程的熱影響以及不同初始負載對焊接加固后受力特性的影響，進行了壓彎鋼柱的靜力試驗.被加固鋼柱均為工字形雙軸對稱截面，置于頂端面內(nèi)自由面外平動約束、底端固接的邊界條件下，柱頂固定面內(nèi)偏心距按四檔不同初始負載分別進行.采用翼緣外對稱貼焊鋼板加固方案，材料類型均為Q345B級普通碳素鋼.研究了負載下焊接加固過程構(gòu)件的位移變化、腹板焊接應(yīng)力應(yīng)變重分布、加固后失穩(wěn)破壞模式及穩(wěn)定承載力.結(jié)果表明：加固焊接次序決定了焊接殘余變形及焊接應(yīng)變重分布的發(fā)展機理；初始負載影響焊接殘余變形大小；而焊接熱輸入和初始負載大小共同影響荷載-位移曲線的焊接平臺段寬.較小的初始負載幾乎不影響承載力，而較大的初始負載明顯對承載力不利.此外，初始幾何缺陷也影響加固后承載力.

關(guān)鍵詞:鋼結(jié)構(gòu)加固；工字形截面；負載焊接；壓彎構(gòu)件；靜力試驗；受力性能

中國特有的經(jīng)濟社會發(fā)展過程，決定了當(dāng)下中國建筑業(yè)正經(jīng)歷新建到新建與加固改造并舉的階段，鋼結(jié)構(gòu)加固需求在工業(yè)建筑中已集中顯現(xiàn)，并隨鋼結(jié)構(gòu)發(fā)展向公共和民用建筑領(lǐng)域延伸.近年來大量的加固工程[1-3]采用了負載下焊接加固技術(shù)，是鋼結(jié)構(gòu)加固方法中最具普遍運用價值的一種[4].

文獻[5-6]最早完成了一批未加固、無負載焊接加固、低負載應(yīng)力下焊接加固的軸壓鋼柱對比試驗，結(jié)果表明焊接次序影響焊接殘余應(yīng)力，加固焊縫在翼緣端部對穩(wěn)定承載力有利;文獻[7]采用H型鋼的翼緣外雙板和翼緣內(nèi)四板焊接兩種加固形式進行軸壓鋼柱試驗，觀測到加固過程中原柱變短且負載降低，不同焊接過程影響焊接應(yīng)力和承載力;文獻[8]據(jù)受壓角鋼細長桿件并焊試驗，獲得理論側(cè)偏量計算公式的經(jīng)驗系數(shù);文獻[9-10]采用下翼緣焊板和H型變箱型兩種方案，進行了不同跨度和初始負載下焊接加固鋼梁試驗，并驗證有限元進行參數(shù)化分析得到影響規(guī)律;文獻[11-12]采用翼緣外對稱貼焊鋼板方案，按三檔不同初始負載下加固和一個作對比的未加固構(gòu)件，分別完成了軸壓和受彎構(gòu)件的焊接加固試驗，并與規(guī)范計算方法進行對比分析.

目前負載下焊接加固研究幾乎全部集中于軸壓和受彎構(gòu)件，本文在已有前期研究基礎(chǔ)上，進行工字形壓彎構(gòu)件的負載下焊接加固試驗，并將承載力結(jié)果與GB 50017—2003[13]、CECS 77:96[14]、YB 9257—96[15]等規(guī)范的相應(yīng)計算結(jié)果進行對比分析，為負載下焊接加固鋼柱設(shè)計方法提供試驗依據(jù)和建議.

1試驗概述

1.1試件設(shè)計

為研究負載下焊接加固過程的熱影響以及不同初始負載對焊接加固后壓彎鋼柱承載能力的影響.試驗設(shè)計了底部固接頂部僅約束面外水平位移的加固壓彎鋼柱，固定面內(nèi)偏心距100 mm，采用Q345B鋼焊接工字形截面，見圖1.為避免發(fā)生局部失穩(wěn)，同時考慮加固前后鋼柱長細比在常用范圍，高厚比和寬厚比均設(shè)計滿足GB 50017—2003限值.試件加工采用火焰切割板，板件間均為角焊縫連接，制作過程采用優(yōu)化焊接工藝及次序并進行加工后局部火焰矯正.試件實測尺寸見表1.

圖1　試件截面尺寸示意

試件命名BCS(beam-column strengthened)表示“加固壓彎構(gòu)件”，以加固時原構(gòu)件初始負載等級進行區(qū)分，BCS0表示未負載加固，加固板在加工廠完成焊接，BCS1～BCS3分別為1～3級負載下加固，其加固板在試驗負載下進行焊接，對應(yīng)負載下焊接加固時鋼柱初始軸壓力P0見表1.

表1　試件實測尺寸和初始負載

注：L表示柱長度，取翼緣四邊測量結(jié)果的平均值；H表示被加固柱截面高度，取左右兩端共10個測量結(jié)果的平均值；bf和bs分別為翼緣寬度和加固板寬度；tw、tf和ts分別為腹板、翼緣和加固板厚度，均取10個測量結(jié)果平均值.

1.2試驗加載方案

試驗在清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點實驗室完成.試件在頂部和底部分別與柱頭短梁和基座焊接，與短梁的連接在加工廠完成，試驗時鋼柱在焊接到基座前先放線找中，點焊定位后再焊接固定.短梁和基座均設(shè)計成足夠剛性，短梁高350 mm，頂部環(huán)帽中心至試件重心間距離設(shè)計為既定偏心距100 mm，通過環(huán)帽實現(xiàn)與千斤頂連接和定位，同時利用千斤頂內(nèi)置球鉸實現(xiàn)轉(zhuǎn)動，短梁下翼緣兩側(cè)以約束梁限制柱頂面外平動.整個試驗裝置用以實現(xiàn)底端固接、頂端面內(nèi)自由面外夾支的邊界條件，見圖2.滑車千斤頂通過限位裝置限位，同時防止失穩(wěn)破壞時千斤頂突然彈出.

試驗通過帶滑車的2 500 kN液壓千斤頂和反力架對鋼柱進行單調(diào)靜力加載.在正式進行荷載試驗前先預(yù)加載，正式加載時，對于未負載加固鋼柱BCS0一次單調(diào)加載至破壞，對于負載加固柱BCS1～BCS3，按照“初始加載、持載、加固施焊、冷卻至室溫、加載至破壞”的程序進行試驗.

1.3測試方案

位移計布置見圖2(a)和(b)中DI-1～DI-12，其中壓彎面內(nèi)的L、L/2、L/3處各設(shè)置一位移計測量面內(nèi)彎曲，壓彎面外的L/2和L/3處東側(cè)兩翼緣尖端分別設(shè)置兩個位移計以測量面外扭轉(zhuǎn).DI-8和DI-9測量鋼柱豎向壓縮變形，DI-10～DI-12監(jiān)測支座變形，判斷下部支座是否足夠剛性.

分析預(yù)測構(gòu)件發(fā)生失穩(wěn)破壞的臨界截面為柱高三分點至柱高中點之間，因而在各試件L/2和L/3處截面布置應(yīng)變片，見圖3(a).對于在負載下焊接加固的試件BCS1～BCS3，僅保留腹板和翼緣尖端應(yīng)變片，見圖3(b).此外，圖3(c)在各鋼柱兩端部截面的翼緣尖角布置4個應(yīng)變片，以根據(jù)實測彈性階段應(yīng)變數(shù)據(jù)反算出荷載的初偏心.

圖2　試驗加載裝置圖(mm)

圖3　柱截面應(yīng)變布置

1.4焊接加固方案

加固施焊需按既定的焊接加固工藝和次序進行.加固板和翼緣的連接采用全長角焊縫，參考GB/T 8110—2008《氣體保護電弧焊用碳鋼、低合金鋼焊絲》[16]和GB 50661—2011《鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范》[17]考慮加固焊接減小熱輸入原則確定的優(yōu)化焊接工藝參數(shù)見表2.加固施焊的焊接次序按照CECS 77:96和YB 9257—96的規(guī)定，考慮壓彎構(gòu)件的受力特性并兼顧施工方便確定，主要遵循如下原則：1)有對稱的成對焊縫時，應(yīng)平行施焊；2)兩側(cè)有加固件的截面，應(yīng)先施焊受拉側(cè)的加固件,然后施焊受壓側(cè)的加固件；3)對一端嵌固的受壓桿件，應(yīng)從嵌固端向另一端施焊；若為受拉構(gòu)件，應(yīng)從另一端向嵌固端.

表2　焊接工藝參數(shù)

焊前通過G型夾鉗將加固板夾持至翼緣外側(cè)并全長壓緊，見圖4(a)，然后采用長20 mm、間距350 mm的間斷焊縫點焊固定.點焊后拆除夾鉗，分兩側(cè)面由加固板端向內(nèi)，再分區(qū)段道次施焊所需連接焊縫，見圖5.先焊偏心受壓遠側(cè)加固板，再焊受壓近側(cè)，每一側(cè)均按照A-B-C-…-H-I的區(qū)段順序，區(qū)段內(nèi)再細分道次，對區(qū)段長度200 mm的A區(qū)段分8道焊，每道焊長50 mm；對區(qū)段長度均為350 mm的B～I在每區(qū)段各10道焊，每道焊長70 mm.現(xiàn)場施焊見圖4(b)，其中對試件BCS3采用紅外線測溫儀(-50～1 650 ℃)進行了焊接及冷卻過程溫度測試，獲得溫度場變化數(shù)據(jù).

圖4　加固板的固定及連接

1.5材性試驗

采用6、8和10 mm三種板厚，試件樣坯切取及機加工符合GB/T 2975—1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗取樣位置及試樣制備》[18]要求，并按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第一部分：室溫試驗方法》[19]的測定方法和準(zhǔn)確度進行拉伸試驗.所得常溫下力學(xué)性能平均值見表3.表中E為彈性模量，fy為屈服強度，fu為材料極限抗拉強度，εst為屈服平臺末端應(yīng)變，εu為fu對應(yīng)的極限應(yīng)變.

圖5　焊接加固施焊順序

鋼板類型E/103MPafy/MPafu/MPaεstεu6mm板218.04075480.0170.1548mm板208.93344750.0120.15710mm板218.03534950.0170.140

1.6試件初始缺陷

本試驗壓彎構(gòu)件在面內(nèi)偏心受力條件下最終控制發(fā)生整體彎扭失穩(wěn)破壞，需要準(zhǔn)確測定加載前的面外幾何初始缺陷，測量示意見圖6.面外初彎曲采用經(jīng)緯儀測量[20]，取柱長四分點處截面中心偏離柱兩端截面中心連線距離(分別記為δ1、δ2和δ3)的最大值作為鋼柱幾何初彎曲值δ0,面外初偏心可由柱端應(yīng)變數(shù)據(jù)反算得到,試件幾何初始缺陷實測結(jié)果列于表4.

圖6　幾何初始缺陷測量示意

試件編號初彎曲/mmδ1δ2δ3δ0荷載偏心/mm e0b e0t(e/L)/‰BCS00.6551.3681.1921.368-6.299-1.140-0.78BCS1-0.560-0.924-0.068-0.9244.287-6.125-0.61BCS2-0.2580.112-0.021-0.2580.909-0.802-0.07BCS3-1.170-0.908-0.913-1.1706.786-3.2030.21

注：e0b和e0t表示底端和頂端偏心值；試件面外幾何初始缺陷e，為荷載初偏心和幾何初彎曲之和e=δ0+(e0b+e0b)/2，e/L為幾何初彎曲系數(shù)；初彎曲在柱端截面中心連線以東時為正值，初偏心在柱端截面中心連線以西時為正值.

2結(jié)果及分析

2.1試驗現(xiàn)象

試驗結(jié)果表明，試件最終均發(fā)生空間彎扭失穩(wěn)破壞，平面內(nèi)彎曲的同時柱三分點至柱中點之間發(fā)生截面扭轉(zhuǎn)，典型破壞形態(tài)見圖7.失穩(wěn)后承載力下降，面內(nèi)面外位移發(fā)展迅速，其中試件BCS1～BCS3在下降段末期時受壓近側(cè)翼緣底端才出現(xiàn)局部凸曲，卸載后整體彎扭殘余變形明顯.

圖7　典型失穩(wěn)破壞形態(tài)(BCS2)

2.2焊接加固過程位移特征

試驗中對BCS1～BCS3整個負載焊接加固過程的各測點位移進行監(jiān)測.從持載開始到冷卻至常溫時的各測點面內(nèi)和面外位移時程曲線分別見圖8、9(三分點的位移變化規(guī)律與中點一致且量值相近，省略作圖)，相應(yīng)位移變化的特征值見表5.圖9中面外水平位移取DI-4數(shù)據(jù)值.

結(jié)合加固焊接次序分析圖8可知，每焊接一側(cè)時，首先體現(xiàn)為焊接熱溫度應(yīng)力的“熱頂”現(xiàn)象(焊接側(cè)膨脹)，隨著焊接進行，焊接溫度場影響材性發(fā)生變化，繼而在負載下發(fā)生“軟縮”和“冷縮”現(xiàn)象(焊接側(cè)壓縮).焊接偏壓遠側(cè)時，“熱頂”使得壓彎柱頂位移前移，繼而“軟縮”和“冷縮”使得柱頂位移收回；焊接偏壓近側(cè)時，“熱頂”使得柱頂位移收回，其后收縮使得柱頂位移前移.因此，焊接過程面內(nèi)水平位移時程呈“一峰一谷”的總體波動變化.此外，分析曲線可得如下規(guī)律：1)波峰幅值大于波谷幅值；2)加固結(jié)束冷卻后位移相對加固前總體增大，產(chǎn)生焊接殘余變形；3)焊接冷卻后殘余變形增大程度與初始負載有關(guān)，初始負載越大，焊接殘余變形越大.

值得指出的是，BCS1焊接位移波峰幅值是其焊接殘余變形的1.87倍，即是說由焊接高溫的熱應(yīng)力引起的位移波動影響超過負載下材料軟化后及冷卻過程的應(yīng)力應(yīng)變重分布引起的宏觀殘余變形影響，提醒關(guān)注焊接過程的熱輸入.而初始負載較大的BCS2和BCS3情況下，殘余變形量將超過焊接過程波峰幅值.可見，焊接熱輸入大小和初始負載大小共同影響持載焊接的位移變化范圍.圖9中面外位移時程曲線雖呈無一致規(guī)律的波動變化，但初始負載越大，焊接殘余變形也越大.

圖8　BCS1～BCS3面內(nèi)水平位移焊接時程曲線

圖9　BCS1～BCS3面外水平位移焊接時程曲線

試件編號P0/kN柱頂面內(nèi)/mm中點面外/mmΔ0Δ1Δ2Δ1-Δ0Δ2-Δ0 Δ0'Δ2'Δ2'-Δ0'BCS11803.758.406.244.652.49-0.140.080.22BCS23608.5913.0713.784.485.19-0.48-0.140.34BCS359022.7828.2032.705.429.92-1.41-2.14-0.73

注：Δ0為焊接前面內(nèi)位移，Δ1為焊接波峰對應(yīng)面內(nèi)位移，Δ2為焊接冷卻后面內(nèi)位移，Δ0′為焊接前面外位移，Δ2′為焊接后面外位移，Δ1-Δ0為面內(nèi)焊接位移波峰幅值，Δ2-Δ0和Δ2′-Δ0′分別為面內(nèi)和面外焊接殘余變形.

2.3截面應(yīng)變

試件的應(yīng)變測點布置見圖3，腹板荷載-應(yīng)變曲線見圖10.由圖10(a)可看出，試件一開始就呈現(xiàn)出壓彎受力狀態(tài)，腹板兩側(cè)對應(yīng)位置應(yīng)變幾乎一致.此外，構(gòu)件三分點的腹板應(yīng)變比中點的更大，也體現(xiàn)了二階效應(yīng).

圖11給出了柱三分點截面上沿腹板軸線各測點的應(yīng)變分布隨荷載變化情況，加載初期截面尚符合平截面假定，荷載增大到一定程度后該假定不再成立.

特別地，對試件BCS1～BCS3進行了包括焊接加固全過程的應(yīng)變監(jiān)測.所采用BX120-3AA型應(yīng)變片的適用溫度為-10～+60 ℃，而實測溫度場數(shù)據(jù)顯示焊接過程翼緣板中線溫度最高可達129.2 ℃，翼緣應(yīng)變片出現(xiàn)不同程度的燒損，見圖12.而腹板應(yīng)變片區(qū)域?qū)崪y最高溫度為59.3 ℃，可測得腹板的全過程荷載-應(yīng)變曲線及焊接過程應(yīng)變時程曲線，分別見圖10(b)及圖13，有如下規(guī)律：1)腹板應(yīng)變時程總體呈“雙峰”的波動變化；2)焊接加固冷卻后腹板應(yīng)變相對加固前均有總體增大趨勢，發(fā)生截面應(yīng)力應(yīng)變重分布.

圖10　腹板荷載-應(yīng)變曲線

圖11　BCS0沿腹板軸線的應(yīng)變分布

焊接過程使得腹板更多地參與受壓貢獻，承擔(dān)更多的初始負載，增大偏壓趨勢.注意到第一塊加固板焊接后，參與遠側(cè)翼緣協(xié)同受力，因而截面重心往遠側(cè)偏移，使得近側(cè)承擔(dān)受壓更多，即焊接過程的應(yīng)力應(yīng)變重分布往受壓近側(cè)的腹板發(fā)展更多，加固焊接次序影響應(yīng)力應(yīng)變重分布開展方式.

圖12　翼緣應(yīng)變片不同程度燒損

圖13　BCS1～BCS3腹板應(yīng)變焊接時程曲線

2.4荷載-位移及荷載-扭轉(zhuǎn)關(guān)系曲線

焊接冷卻后進行的靜載試驗獲得了構(gòu)件宏觀的荷載-變形關(guān)系曲線，見圖14～16.從圖14(a)和(b)可看出，構(gòu)件BCS0的豎向剛度遠大于水平剛度；達極限承載力之前，面外幾乎不產(chǎn)生位移，而面內(nèi)位移隨荷載增加而明顯增大；達極限承載力后，構(gòu)件面外位移迅速發(fā)展乃至超過面內(nèi)位移，圖14(c)更明顯地表明構(gòu)件失穩(wěn)后迅速的彎扭特征，這與構(gòu)件的彎扭破壞形態(tài)相適應(yīng).

圖15、16可看出，負載下焊接加固柱的宏觀荷載-變形關(guān)系與非負載柱呈現(xiàn)同樣的彎扭破壞特征，區(qū)別在于負載焊接加固產(chǎn)生了明顯的平臺段，即持載焊接的位移變化范圍.由前文知，平臺段寬度受焊接熱輸入及初始負載的綜合影響.此外，BCS1～BCS3構(gòu)件加固后剛度明顯增大，與試件BCS0的初始剛度近似相等.表5列出了試件的極限承載力結(jié)果及對應(yīng)的柱頂水平和豎向變形值.

圖14　BCS0荷載-位移及荷載-扭轉(zhuǎn)角曲線

由表6可知，BCS1相比BCS0承載力降低僅3.4%，而兩者具有基本相當(dāng)?shù)膸缀纬跏既毕荩蔅CS1的初始負載對極限承載力不產(chǎn)生明顯的影響，可以忽略.BCS3比BCS0初始負載增大更多，初始幾何缺陷稍小，而承載力卻降低11%，表明其承載力受初始負載影響較大.由于BCS2初始幾何缺陷明顯小于其他試件，且由圖16(b)可看出其加固時面外焊接殘余變形也趨于減小面外的撓曲，故其剛度較其他試件也略高，并影響其加固后極限承載力偏高.

此外，初始負載越大，焊接加固后達極限承載力時對應(yīng)的豎向位移和面內(nèi)水平位移也越大.

圖15　BCS0～BCS3柱頂荷載-水平位移曲線

圖16　BCS1～BCS3柱三分點荷載-水平位移曲線

試件編號σ0fyPu/kN(e/L)/‰Δh/mmΔv/mmuh/mmuv/mmBCS001273.1-0.780050.223.41BCS10.221229.2-0.618.200.7355.394.65BCS20.441298.0-0.077.520.8972.004.71BCS30.721132.60.2111.241.4285.275.63

注：σ0為初始負載下按壓彎構(gòu)件計算的名義應(yīng)力；σ0/fy為名義應(yīng)力比；fy為材料名義屈服強度，取材性試驗中腹板和翼緣結(jié)果的較大值；Δh和Δv分別為柱頂荷載-水平位移曲線和荷載-豎向位移曲線的平臺段寬；uh和uv分別為極限承載力時對應(yīng)的柱頂面內(nèi)水平位移和豎向位移.

2.5承載力

對各試件的整體穩(wěn)定極限承載力按照GB 50017—2003、CECS77:96和YB 9257—96相應(yīng)的彎矩作用平面外穩(wěn)定性的計算規(guī)定進行理論值計算，并與試驗分析的結(jié)果進行對比，見表7.規(guī)范計算時，穩(wěn)定系數(shù)計算采用的鋼材屈服強度是由材性試驗得到的材料名義屈服強度fy=353 N/mm2.

由規(guī)范計算結(jié)果和試驗結(jié)果對比可知，現(xiàn)有規(guī)范均未反映出不同初始負載對構(gòu)件加固后承載力的影響.規(guī)范計算結(jié)果均明顯低于實際承載力，且呈“Pu,gb>Pu,cecs>Pu,yb”，YB 9257—96計算值相對保守，主要原因是YB 9257—96規(guī)定取加固板和原構(gòu)件屈服強度兩者的小值進行計算；而當(dāng)初始負載較大(如BCS3)時，按GB 50017—2003的理論計算值更接近實際承載力.試件BCS2的初始幾何缺陷非常小，其最終承載力比非負載下加固柱略偏高，也因而比規(guī)范計算值高出較多.

表7　試驗值與理論值比較

注：Pu,gb指不考慮負載加固折減系數(shù)計算得到的極限承載力，直接按GB 50017—2003計算，而Pu,cecs和Pu,yb則考慮了負載下加固的影響，分別按CECS 77:96和YB 9257—96規(guī)定計算.

3結(jié)論

1)4個壓彎鋼柱均呈現(xiàn)壓彎受力狀態(tài)，最終都發(fā)生明顯的空間彎扭失穩(wěn)破壞，卸載后試件整體彎扭殘余變形明顯.

2)加固焊接次序決定焊接殘余變形的發(fā)展機理，焊接冷卻后構(gòu)件豎向位移、水平面內(nèi)位移、水平面外位移等加固焊接殘余變形的增大程度與初始負載有關(guān)，初始負載越大，焊接殘余變形越大.焊接熱輸入大小和初始負載大小共同影響持載焊接的位移范圍，即荷載-位移曲線的焊接平臺段寬.

3)負載下焊接加固試件在焊接加固過程產(chǎn)生應(yīng)力應(yīng)變重分布現(xiàn)象，加固后腹板應(yīng)變較加固前明顯增大，且受壓近側(cè)的腹板受壓增大更多，加固焊接次序影響應(yīng)力應(yīng)變重分布開展方式.

4)初始負載和初始幾何缺陷影響負載下壓彎構(gòu)件的承載力，初應(yīng)力比為0.22時初始負載對承載力的影響可以忽略，而初始應(yīng)力比為0.72時初始負載影響明顯.

5)現(xiàn)有規(guī)范均未反映初始負載對壓彎構(gòu)件加固后承載力的影響，按YB 9257—96的規(guī)范結(jié)果較為保守.

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(編輯趙麗瑩)

Experimental study on I section steel beam-columns strengthened by welding while under load

WANG Yuanqing1, JIANG Li2,3,DAI Guoxin2,3, ZHANG Tianshen1

(1.Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability(Tsinghua University),Ministry of Education, 100084 Beijing,China；2.School of Civil Engineering, Chongqing University,400045 Chongqing,China; 3. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area(Chongqing University), Ministry of Education, 400045 Chongqing,China)

Abstract:The static test of steel beam-columns was conducted to investigate the heat effect during process of welding strengthening while under initial load and the influence of different initial load on load-carrying behavior after welding reinforcement. The biaxial-symmetry I section columns were placed under boundary conditions that top of column was movable in plane while displacement constrained out plane and bottom of column was totally constrained. Therein 4 classes of initial loads were separately applied to the top of columns at a fixed in-plane eccentricity. Strengthening scheme was selected by symmetrically welding steel plates to outside surfaces of flanges, and grade of steel was carbon steel type Q345B. The displacement changes of specimen and welding stress and strain distribution of web were discussed during welding strengthening while under load, as well as the buckling mode and stability bearing capacity after strengthening. The results show that welding strengthening procedure decides the development mechanism of welding residual deformation and strain distribution. Initial load affects the magnitude of welding residual deformation while heat input and initial load coeffect the plateau length of load-displacement curve. Lower initial load has little influence on capacity while higher initial load obviously reduces capacity. Besides, the initial geometric imperfections also impact capacity after strengthening.

Keywords:strengthening steel structure; I section; welding under load; beam-columns; static test; load-carrying behavior

中圖分類號:TU391

文獻標(biāo)志碼:A

文章編號:0367-6234(2016)06-0030-08

通信作者:蔣立,johnlee@cqu.edu.cn.

作者簡介:王元清(1963—), 男, 教授,博士生導(dǎo)師.

基金項目:《鋼結(jié)構(gòu)加固設(shè)計規(guī)范》國家標(biāo)準(zhǔn)管理組科研專項課題(2013-01).

收稿日期:2014-12-25.

doi：10.11918/j.issn.0367-6234.2016.06.005