雙拼C型鋼梁純彎性能試驗分析

楊志堅， 魏順利， 蘇志華， 李幗昌

(沈陽建筑大學 土木工程學院， 沈陽 110168)

隨著我國經濟水平的提高以及城鎮化進程的加快，有效推動了建筑行業的發展，工地中臨時設施也隨之不斷發展.臨時作業棚作為施工現場中重要的臨時性設施，為實現綠色施工，其標準化及模數化的研究也越來越多.雙拼C型鋼梁具有良好的截面力學性能、良好的抗震性能、安全可靠、施工方便等諸多優點，因此成為臨時作業棚中的主要承重構件.雙拼C型鋼梁即將兩根帶卷面的C型冷彎薄壁型鋼以“背靠背”的方式用自攻螺釘將其腹板連接在一起[1]，腹板兩側布置加勁肋焊接成為梁.

通過對4根雙拼C型鋼梁的純彎試驗，分析此類雙拼梁的承載能力、變形特征、破壞形態等.采用ABAQUS有限元軟件建立雙拼C型鋼梁的有限元分析模型，進行受彎過程分析.通過試驗結果對有限元分析模型的準確性進行了驗證，研究結果將為此類冷彎薄壁型鋼梁設計及實際工程應用提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗共設計了四個試件，試件設計示意圖如圖1所示(單位為mm).DSC-1、DSC-2自攻螺釘間距為300 mm，DSC-3、DSC-4自攻螺釘間距為600 mm，試件的加工制作在工廠完成.

圖1 試件設計示意圖Fig.1 Schematic design of specimen

1.2 材性試驗

根據國家規范《金屬材料拉伸試驗：第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)[7]中的相關規定對所用鋼材進行材性試驗，結果如表1所示.

表1 材性試驗結果Tab.1 Results of material experiments

1.3 加載方案

圖2 試驗加載布置圖Fig.2 Experimental loading layout

1.4 測點布置

為測量試件的撓曲變形及支座位移，分別在試件的三分點、跨中及支座處設置位移計，應變片布置如圖3所示.

2 試驗結果與分析

2.1 破壞模式

試驗完成后各試件破壞形態如圖4所示，對DSC-1及DSC-4的破壞過程進行分析.

圖3 應變片布置圖Fig.3 Strain gauge arrangement

圖4 試件整體破壞形態Fig.4 Overall failure modes of specimens

對于DSC-1，當試件承擔的荷載增大時，試件與加載裝置的間隙逐漸減小；直到荷載增至18 kN，試件純彎段上側受壓翼緣處發生局部屈曲，試件開始屈服；荷載增加至26 kN，純彎段拼接處有開裂跡象；當加載至28 kN，純彎段受壓翼緣出現大面積塑性變形，此后荷載持續增大，直到變形加劇致使試件失穩，發生彎扭破壞，此時達到試件破壞的極限荷載34 kN，最終發生局部屈曲變形、試件整體彎扭失穩的破壞模式，破壞形態如圖5a所示.

對于DSC-4，加載初期同DSC-1，直到荷載增至16 kN，試件純彎段上側受壓翼緣處發生局部屈曲，試件開始屈服；荷載增加至24 kN，純彎段拼接處有開裂跡象；加載至26 kN，純彎段拼接處開裂跡象明顯，此后荷載持續增大，直到變形加劇致使試件失穩，發生彎扭破壞，此時達到試件破壞的極限荷載32.5 kN，最終發生局部屈曲變形、試件整體彎扭失穩的破壞模式，破壞形態如圖5b所示.

圖5 試件破壞形態Fig.5 Failure modes of specimens

2.2 結果分析

圖6 荷載位移曲線Fig.6 Load-displacement curves

圖7 荷載應變曲線Fig.7 Load-strain curves

3 有限元分析

3.1 模型建立

利用ABAQUS有限元分析軟件建立雙拼C型鋼梁有限元分析模型.有限元模型由剛性加載板、C型鋼、加勁肋以及自攻螺釘組成，各部件均采用C3D8R八節點線性三維六面體減縮積分單元進行模擬.根據文獻[8]中C型冷彎薄壁型鋼截面網格劃分方法，確定其網格尺寸為20 mm，最終有限元模型及單元劃分如圖8所示.

圖8 有限元分析模型Fig.8 Finite element analysis model

模型分析采用如下基本假定：1)假定“背靠背”的兩片C型冷彎薄壁型鋼能夠緊密相貼，兩者之間沒有間隙.2)忽略C型冷彎薄壁型鋼初始缺陷.初始缺陷分為殘余應力初始缺陷和幾何初始缺陷兩類.由于冷彎薄壁型鋼在制作過程中進行了冷加工，殘余應力呈現“彎曲型”分布，且在構件的角部區域集中.角部構件由于受到冷加工的影響，會提高其屈服強度，兩者產生的效應相互抵消，所以在對雙拼C型鋼梁建模時，未對殘余應力初始缺陷對極限承載力產生的影響進行考慮.建模分析時未進行非線性屈曲分析，忽略幾何初始缺陷對構件的影響[9].3)假定加勁肋與C型冷彎薄壁型鋼焊接可靠，忽略焊接應力對雙拼C型鋼梁極限承載力的影響.

3.2 材性定義

模型中C型冷彎薄壁型鋼及加勁肋材料本構關系采用材性試驗中測得的材料屬性數值.自攻螺釘采用ST4.8自攻釘，材料為合金鋼，材質較硬，應力應變曲線無明顯的流幅，應力達到極限強度600 MPa便宣告破壞，之前的塑性變形極小.為了體現極限強度的概念，將自攻螺釘在有限元分析中進行本構關系設定，如圖9所示，利用材料“進入塑性產生很大變形”來控制收斂，進而得出極限荷載.事實上，螺釘材料“進入塑性產生很大變形”幾乎不可能，因為實際上螺釘一旦達到極限強度就斷裂了[10].

圖9 自攻螺釘本構關系Fig.9 Constitutive relationship of self-tapping screw

3.3 邊界條件與加載方式

為避免加載點處應力集中，在三分之一跨處各設置一個寬100 mm、厚10 mm的長方體墊塊.將剛體加載面通過Coupling耦合到參考點，在參考點上施加沿Y軸負方向位移，大小為80 mm.試件兩端簡支，為與試驗保持一致，在雙拼梁兩端設置剛體墊塊以模擬實際支座，在支座底部施加邊界條件.

對于模型中的接觸問題，由于在試驗過程中自攻螺釘均未發生明顯破壞，故自攻螺釘與C型鋼之間采用Tie綁定約束進行模擬即可，加勁肋與C型鋼連接采用Tie綁定約束，兩C型鋼“背靠背”連接采用Tie綁定約束進行模擬.

3.4 試驗驗證

3.5 自攻螺釘間距的影響

圖10 試件破壞模式對比Fig.10 Comparison of specimen failure modes

圖11 試件的荷載位移曲線對比Fig.11 Comparison of specimen load-displacement curves

圖12 試件的荷載應變曲線對比Fig.12 Comparison of specimen load-strain curves

圖13 荷載跨中撓度曲線Fig.13 Load-midspan deflection curves

圖14 跨中受壓區荷載應變曲線Fig.14 Load-strain curves of midspan compressive zone

4 結 論

本文通過分析得出以下結論：

1) 雙拼C型鋼梁在加載過程中，無栓釘被剪斷，且拼接處未出現較大分離，由于試件厚度較薄，在整體破壞之前，均出現局部屈曲，承載力的下降主要由鋼梁上翼緣局部屈曲進而引起構件失穩.

2) 基于ABAQUS建立了雙拼C型鋼梁有限元分析模型，并改變自攻螺釘間距進行分析.結果表明，有限元分析結果與試驗結果吻合較好，有限元模型及分析結果具有一定的準確性，隨著自攻螺釘間距增大，雙拼C型鋼梁極限承載力變化不明顯，但變形能力呈下降趨勢，考慮到構件加工的便攜性，建議實際工程中采用自攻螺釘間距為600 mm.