極寒環(huán)境下大跨貝雷梁鋼管施工平臺(tái)力學(xué)性能研究

徐 嫚,王 帆,王慶賀,劉昌永,魏晨陽

(1.東北林業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150040;2.沈陽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110168;3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,黑龍江 哈爾濱 150090;4.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程智能防災(zāi)減災(zāi)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,黑龍江 哈爾濱 150090)

施工平臺(tái)由板與臨時(shí)支架組成，臨時(shí)支架按構(gòu)造形式可分為梁式支架、柱式支架以及梁柱式支架[1-2]。施工平臺(tái)中貝雷梁鋼管支架作為常見的梁柱式支架，其結(jié)構(gòu)簡單、拆卸方便，力學(xué)性能優(yōu)良[3]。鋼材在常溫下具有均質(zhì)高強(qiáng)的特點(diǎn)，并且韌性、塑性優(yōu)良，是理想的建筑材料。但在我國黑龍江省，尤其是中俄邊境，冬季氣溫常常處于-40 ℃以下，考慮工期問題，往往需要進(jìn)行越冬施工[4]。鋼材在極寒環(huán)境下，力學(xué)性能會(huì)受到影響，其脆性提高，塑性、韌性、斷面收縮率均降低[5]。作為多次超靜定結(jié)構(gòu)形式，研究極寒環(huán)境對(duì)大跨貝雷梁鋼管施工平臺(tái)力學(xué)性能的影響有一定的科研和工程價(jià)值。

國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)鋼材低溫條件下的力學(xué)性能進(jìn)行了大量研究。武延民[6]針對(duì)鋼材在低溫條件下的力學(xué)性能，對(duì)鋼材在低溫條件下發(fā)生脆性破壞的影響因素進(jìn)行了分析，提出了鋼材低溫冷脆的設(shè)計(jì)方法；張世英[7]對(duì)40CrNi2Mo鋼在低溫條件下進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，研究其力學(xué)性能隨溫度變化的規(guī)律，得出此種鋼材隨著溫度的下降，塑性降低的結(jié)論；O.Pavlo等[8]研究了低溫下燃?xì)夤艿冷摰臎_擊韌性，對(duì)GIS管線鋼的低溫沖擊性能展開研究，并分析了低溫下鋼的各種失效模式；Y.Q.Wang等[9]針對(duì)鋼厚板在常溫及低溫下的Z向性能，認(rèn)為厚鋼板的Z向性能要低于沿鋼板軋制方向的性能，對(duì)溫度和厚度的變化更敏感。

國內(nèi)學(xué)者針對(duì)環(huán)境溫度改變對(duì)多次超靜定結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響進(jìn)行了研究：劉俊[10]運(yùn)用SAP2000軟件對(duì)屋蓋橫、縱向桁架的溫度效應(yīng)進(jìn)行了研究，分析了桁架在不同溫度下的應(yīng)力，提出了減小溫度應(yīng)力的方法；程科[11]以體育場穹頂鋼結(jié)構(gòu)為例，對(duì)穹頂結(jié)構(gòu)全年應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行監(jiān)測，分析環(huán)境溫度變化對(duì)其力學(xué)性能的影響，并通過有限元模擬溫度場，得到了環(huán)境溫度與結(jié)構(gòu)應(yīng)力之間的關(guān)系；劉哲[12]以摩天輪鋼結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，采用有限元分析與實(shí)測數(shù)據(jù)對(duì)比的方法，研究了環(huán)境溫度改變對(duì)鋼結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響。

以上學(xué)者針對(duì)低溫條件下鋼材、鋼板的力學(xué)性能以及環(huán)境溫度改變對(duì)多次超靜定鋼結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響進(jìn)行了系列試驗(yàn)研究，但針對(duì)極寒環(huán)境下大跨貝雷梁鋼管施工平臺(tái)受力性能的影響方面研究的較少?；诖?，筆者以某實(shí)際工程貝雷梁鋼管施工平臺(tái)為例，對(duì)平臺(tái)在20～-50 ℃內(nèi)的應(yīng)力、位移以及局部貝雷梁承載力進(jìn)行分析，研究結(jié)果可為今后鋼結(jié)構(gòu)在極寒環(huán)境下施工提供參考。

1 貝雷梁建模技術(shù)驗(yàn)證

由于現(xiàn)有極寒環(huán)境下大跨貝雷梁鋼管施工平臺(tái)試驗(yàn)相對(duì)較少，難以專門針對(duì)極寒環(huán)境下貝雷梁鋼管施工平臺(tái)的建模過程進(jìn)行驗(yàn)證，又因平臺(tái)承受荷載時(shí)，貝雷梁為直接承重構(gòu)件，因而貝雷梁在整個(gè)支架結(jié)構(gòu)中發(fā)揮著重要作用?；谏鲜鲈?，通過模擬常溫下貝雷梁試驗(yàn)來對(duì)貝雷梁建模技術(shù)進(jìn)行驗(yàn)證，從而為后續(xù)對(duì)極寒環(huán)境下大跨貝雷梁鋼管施工平臺(tái)受力性能的研究奠定基礎(chǔ)。

1.1 貝雷梁試驗(yàn)介紹

為驗(yàn)證ABAQUS模擬貝雷梁鋼管施工平臺(tái)建模的正確性，對(duì)文獻(xiàn)[13]貝雷梁試驗(yàn)進(jìn)行有限元建模并驗(yàn)證，試驗(yàn)構(gòu)件見圖1。

圖1 試驗(yàn)構(gòu)件

1.2 模擬試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

貝雷梁、花窗均采用Q345鋼材，實(shí)測屈服強(qiáng)度為344 MPa，彈性模量為1.95×105MPa。鋼材本構(gòu)關(guān)系如圖2所示。

圖2 鋼材本構(gòu)模型

模型采用梁單元?jiǎng)?chuàng)建，貝雷梁與花窗、左右兩組貝雷片之間設(shè)置為鉸接，貝雷梁兩端模擬為簡支梁形式。加載時(shí)，在前后兩排貝雷片跨中正上方進(jìn)行加載。有限元模型如圖3所示。

圖3 貝雷梁驗(yàn)證模型

1.3 結(jié)果對(duì)比

加載結(jié)束時(shí)，貝雷梁構(gòu)件在跨中兩側(cè)位置均發(fā)生較大變形(見圖4)。試驗(yàn)中貝雷梁達(dá)到極限荷載時(shí)產(chǎn)生的最大跨中豎向撓度為21.1 mm，有限元模擬最大結(jié)果為22.1 mm，有限元結(jié)果如圖5所示。

圖4 貝雷梁撓度變形圖

圖5 貝雷梁豎向撓度

將有限元中模擬的A、B兩組貝雷片所受荷載和產(chǎn)生的豎向撓度與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比(見圖6)。由圖可知，相同荷載條件下，試件跨中產(chǎn)生的豎向撓度略高于有限元模擬結(jié)果；當(dāng)荷載達(dá)到500 kN，試驗(yàn)與有限元中貝雷梁均達(dá)到極限荷載。分析誤差產(chǎn)生的原因，進(jìn)行有限元模擬時(shí)未能充分考慮試驗(yàn)中貝雷梁存在的初始缺陷。有限元與試驗(yàn)得到的荷載-撓度曲線在整個(gè)加載過程中保持著較高的擬合度，有限元模型具有一定的可靠性。

圖6 貝雷梁荷載-撓度曲線對(duì)比

2 考慮極寒環(huán)境的大跨貝雷梁鋼管施工平臺(tái)有限元分析

2.1 施工平臺(tái)有限元模型

2.1.1 模型設(shè)計(jì)參數(shù)

某實(shí)際工程貝雷梁鋼管施工平臺(tái)中貝雷梁采用Q345鋼材，鋼管柱、聯(lián)結(jié)系、橫梁、分配梁、花窗及平臺(tái)板采用Q235鋼材。鋼管柱采用22根高度為9 000 mm的φ500×10 mm鋼管，縱向布置兩排，間距為8.95 m，橫向布置11排，間距為5 m；鋼管柱之間縱向采用槽鋼22 a聯(lián)結(jié)系相連，由于平臺(tái)下方用于車輛通行，鋼管柱間不設(shè)置橫向聯(lián)結(jié)系；鋼管上設(shè)置橫梁雙拼工32 a，為保證側(cè)向穩(wěn)定，橫梁與平臺(tái)兩側(cè)混凝土墩設(shè)置連接件；橫梁上橫向搭設(shè)21組貝雷梁，每組2排貝雷片。貝雷片弦桿采用雙拼槽鋼10，豎桿、斜桿采用I8工字鋼。每組貝雷梁橫向間距均為2 500 mm。貝雷梁上縱向鋪設(shè)分配梁工14 a，鋪設(shè)總長為5 0450 mm，從中間向兩端間距分別為2×712.5 mm、225 mm、4×712.5 mm；平臺(tái)板厚度為10 mm。有限元模型見圖7。

圖7 貝雷梁鋼管施工平臺(tái)模型

為施工平臺(tái)賦予常溫20 ℃以及-10 ℃、-20 ℃、-30 ℃、-40 ℃、-50 ℃五類低溫，對(duì)平臺(tái)在常溫20 ℃和五種低溫時(shí)的力學(xué)性能進(jìn)行分析。

2.1.2 荷載工況及邊界條件

平臺(tái)主要承受上方汽車吊及吊物荷載，荷載考慮最不利情況，簡化為節(jié)點(diǎn)荷載。建立模型時(shí)，為了提高模型分析效率，平臺(tái)中貝雷梁鋼管柱支架采用梁單元?jiǎng)?chuàng)建，平臺(tái)板采用S4R殼單元?jiǎng)?chuàng)建。

板與分配梁之間、分配梁與貝雷梁之間、貝雷梁橫梁之間、橫梁與鋼管柱之間采用連續(xù)梁連接形式來模擬實(shí)際工程中的搭接與傳力。貝雷片之間采用鉸接，貝雷梁與花窗之間采用鉸接，鋼管柱與聯(lián)結(jié)系之間采用“merge”模擬剛接，橫梁與混凝土墩之間采用限制橫梁沿其長度方向移動(dòng)的連接形式，鋼管柱與地面采用固結(jié)。模型溫度采用創(chuàng)建“Predefined Field”賦予模型初始溫度與工作溫度。

平臺(tái)上部作用汽車吊及吊物荷載，汽車吊工作時(shí)，四個(gè)支點(diǎn)全部作用在平臺(tái)上，當(dāng)?shù)跷锱c吊臂置于一側(cè)時(shí)，汽車吊的四個(gè)支點(diǎn)作用荷載可以近似由兩個(gè)支點(diǎn)全部作用。當(dāng)汽車吊兩個(gè)支點(diǎn)承擔(dān)全部荷載作用在平臺(tái)端部貝雷梁上時(shí)為最不利荷載工況。風(fēng)荷載相較于汽車吊及吊物荷載太小，可忽略。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)[14]，規(guī)范規(guī)定結(jié)構(gòu)的最大水平安裝誤差不大于hi/1 000(hi為計(jì)算結(jié)構(gòu)高度)，因此在建立施工平臺(tái)模型時(shí)，考慮L/1 000的初始缺陷(L為單排貝雷梁總長度，9 m)。布置形式如圖8所示。

圖8 荷載布置形式

2.1.3 鋼材本構(gòu)關(guān)系

鋼材的彈性模量隨溫度變化不大，鋼材的各項(xiàng)強(qiáng)度指標(biāo)隨溫度下降的變化規(guī)律[15]按式(1)計(jì)算：

(1)

圖9 鋼材低溫本構(gòu)模型

2.2 有限元參數(shù)分析結(jié)果

2.2.1 平臺(tái)應(yīng)力

為了研究極寒環(huán)境對(duì)大跨貝雷梁鋼管施工平臺(tái)力學(xué)性能的影響，選取正常工作狀態(tài)下荷載布置形式，汽車吊及吊物荷載為520 kN。有限元模擬20 ℃施工平臺(tái)應(yīng)力結(jié)果如圖10所示。

圖10 20 ℃施工平臺(tái)應(yīng)力結(jié)果

由圖10可知，汽車吊及吊物荷載作用位置產(chǎn)生了最大應(yīng)力為85.0 MPa，在上部貝雷梁處，下部鋼管柱應(yīng)力很小。對(duì)施工平臺(tái)在20～-50 ℃內(nèi)進(jìn)行受力分析，并分別提取貝雷梁和鋼管柱應(yīng)力，結(jié)果如表1所示。貝雷梁和鋼管柱的應(yīng)力均隨溫度降低越來越大，貝雷梁隨著溫度降低開始出現(xiàn)上部向中間傾斜的平面外變形，從而導(dǎo)致貝雷梁下弦桿處產(chǎn)生額外應(yīng)力，從20 ℃時(shí)的85.0 MPa增大到-50 ℃時(shí)的232.2 MPa；鋼管柱與地面固結(jié)，隨著溫度降低，聯(lián)結(jié)系收縮，帶動(dòng)鋼管柱變形，而地面限制了鋼管柱的變形，在柱底產(chǎn)生了明顯的應(yīng)力增大現(xiàn)象。從20 ℃到-50 ℃，應(yīng)力從9.9 MPa增大到了108.3 MPa。

表1 貝雷梁與鋼管柱應(yīng)力結(jié)果

針對(duì)鋼管柱在20～-50 ℃內(nèi)應(yīng)力進(jìn)行參數(shù)化分析，應(yīng)力變化趨勢見圖11。由圖可知，20～-50 ℃內(nèi)，隨著溫度降低，鋼管柱應(yīng)力逐漸增大。

圖11 20～-50 ℃鋼管柱應(yīng)力變化折線圖

圖11(a)中鋼管柱直徑不斷增大，應(yīng)力逐漸減小;20 ℃下，鋼管柱應(yīng)力從13.4 MPa減小到9.4 MPa;隨著溫度不斷降低，這種減小的趨勢不斷增大，在-10 ℃、-20 ℃、-30 ℃、-40 ℃、-50 ℃下分別減小了12.0 MPa、15.2 MPa、18.0 MPa、21.6 MPa、25.3 MPa；圖11(b)中，隨著鋼管柱壁厚的增大，在20 ℃、-10 ℃、-20 ℃、-30 ℃、-40 ℃、-50 ℃下，鋼管柱應(yīng)力分別減小了2.2 MPa、8.3 MPa、10.5 MPa、12.6 MPa、15.1 MPa、17.7 MPa。說明溫度越低，增大鋼管柱直徑與壁厚來減小鋼管柱應(yīng)力的作用越來越明顯。

2.2.2 平臺(tái)位移

鋼材是一種隨溫度變化變形較為明顯的材料，為了研究極寒環(huán)境下大跨貝雷梁鋼管施工平臺(tái)的變形情況，對(duì)整個(gè)施工平臺(tái)進(jìn)行低溫下位移分析，結(jié)果見圖12。由圖12可知，20 ℃下，施工平臺(tái)最大位移出現(xiàn)在荷載作用位置。隨著溫度下降，貝雷梁開始出現(xiàn)上部向中間傾斜的平面外位移，并且溫度越低位移越大，端部的貝雷梁位移最大，施工平臺(tái)最大位移出現(xiàn)的位置也隨之發(fā)生了轉(zhuǎn)移，出現(xiàn)在端部貝雷梁上弦桿處。下部鋼管柱也產(chǎn)生了向內(nèi)的變形。產(chǎn)生這種變形的原因是因?yàn)樨惱琢荷?、下弦桿分別與分配梁、橫梁鉸接，溫度降低導(dǎo)致分配梁與橫梁同步收縮，但橫梁因與混凝土墩相連，限制了自身的收縮變形，因此貝雷梁上部因分配梁的收縮而向中間傾斜，下部基本保持不動(dòng)。鋼管柱也因聯(lián)結(jié)系的收縮向收縮方向變形。各溫度下貝雷梁與鋼管柱位移結(jié)果如表2所示。

圖12 施工平臺(tái)位移云圖

表2 貝雷梁與鋼管柱位移結(jié)果

3 局部貝雷梁承載力分析

3.1 側(cè)向變形影響貝雷梁承載力分析

由2.2.2節(jié)可知，溫度降低，貝雷梁會(huì)產(chǎn)生向分配梁收縮方向的平面外變形。為了研究這種變形對(duì)貝雷梁承載力的影響，選取施工平臺(tái)上方端部貝雷梁，對(duì)不同平面外位移下的貝雷梁承載力進(jìn)行分析，加載方式如圖13所示。

圖13 施工平臺(tái)端部貝雷梁模型

對(duì)不同溫度下施工平臺(tái)進(jìn)行靜力分析，將得到的施工平臺(tái)上方端部貝雷梁平面外位移引入貝雷梁局部模型中。由于貝雷梁大部分構(gòu)件屬于型鋼構(gòu)件，型鋼構(gòu)件加工制作時(shí)，構(gòu)件內(nèi)部產(chǎn)生的殘余應(yīng)力較小，因此不考慮殘余應(yīng)力的影響。在考慮初始缺陷、材料與幾何非線性的條件下對(duì)局部貝雷梁模型進(jìn)行承載力分析，得到貝雷梁承載力隨平面外位移變化結(jié)果，如表3所示。

表3 不同平面外位移下貝雷梁承載力結(jié)果

由表3可知，隨著貝雷梁平面外位移的增大，貝雷梁承載力逐漸減小，平面外位移從0.7 mm增大到36.6 mm，承載力從561.8 kN減小到475.5 kN，減小了15.4%，說明貝雷梁發(fā)生平面外位移能夠?qū)ψ陨沓休d力產(chǎn)生較為明顯的影響。貝雷梁荷載位移曲線如圖14所示。

圖14 貝雷梁承載力隨平面外位移變化

3.2 花窗布置影響貝雷梁承載力分析

花窗作為橫向連接貝雷梁的鋼構(gòu)件，對(duì)提高貝雷梁的側(cè)向剛度有很大幫助，而工程上對(duì)貝雷梁之間花窗的布置形式并沒有明確要求。因此，為了研究不同花窗布置形式下貝雷梁的承載力，除原布置形式(距端部3 010 mm附加花窗)外，另選取了圖15所示2種花窗布置形式進(jìn)行貝雷梁承載力分析，結(jié)果對(duì)比如圖16所示。由圖可知，只有兩端設(shè)置花窗時(shí)，貝雷梁承載力只有250 kN左右；距端部3 010 mm附加花窗，貝雷梁承載力增大到560 kN；當(dāng)距端部1 425 mm(即在加載點(diǎn)處)附加花窗時(shí)，貝雷梁承載力增大到868 kN。由此可見，在貝雷梁加載點(diǎn)處增加花窗對(duì)增大貝雷梁承載力的效果最明顯。

圖15 不同花窗布置形式

圖16 不同花窗布置形式貝雷梁承載力結(jié)果

4 結(jié) 論

(1)隨著溫度降低，貝雷梁和鋼管柱的應(yīng)力均隨溫度降低越來越大，貝雷梁應(yīng)力從85.0 MPa增大到了232.2 MPa，鋼管柱應(yīng)力從9.9 MPa增大到了108.3 MPa，增大鋼管柱直徑與壁厚來減小鋼管柱應(yīng)力的作用越來越明顯。

(2)隨著溫度降低，貝雷梁和鋼管柱的位移不斷增大，貝雷梁下弦桿位移基本無變化，貝雷梁上部產(chǎn)生向分配梁收縮方向的平面外位移，鋼管柱產(chǎn)生沿聯(lián)結(jié)系長度收縮方向的變形。

(3)隨著溫度降低，平臺(tái)上方端部貝雷梁平面外位移從0.7 mm增大到36.6 mm，承載力下降15.4%，貝雷梁發(fā)生平面外位移能夠?qū)ψ陨沓休d力產(chǎn)生一定影響。在貝雷梁加載點(diǎn)處增加花窗能有效增大貝雷梁承載力。