高强度钢材轴压构件整体稳定性试验研究

高强度钢材轴压构件整体稳定性试验研究

0高强预应力钢柱的整体稳定性能现代结构工程对结构材料的高度强调有所增加。目前，该系列建筑和桥梁结构成功采用了460mpa以上的高强度结构材料1-8，并取得了良好的经济效益和社会效益。它在结构安全、建筑使用、节能环保等方面发挥着重要作用。然而各国现行钢结构设计规范［9-11］均没有专门针对高强度钢材钢结构的设计条款,相关工程设计仍沿用适用于普通强度钢材钢结构的设计方法,无法保证设计结果的安全性和经济性,也不利于充分发挥高强度钢材钢结构的优势。因此,高强度钢材钢结构的设计方法和理论是目前工程界和学术界亟待解决的课题之一。对于高强度钢材受压钢柱的整体稳定性能,国内外已开展了一些研究工作。国外Rasmussen等［12］以及Usami等［13］分别对690MPa钢材焊接截面轴压构件的整体稳定性能进行了试验研究,并建议了设计方法;文献总结了已有的试验结果,并将其与我国钢结构设计规范的设计曲线进行了对比。国内方面,针对国产460MPa钢材焊接工字形和焊接箱形截面轴压构件的整体稳定性能进行了试验研究和参数分析,提出了建议的设计方法并拟合了新的柱子曲线［14-15］;张银龙等［16］对BS700(700MPa)钢材轴压构件进行了试验研究,周锋等［17］以及李国强等［18-19］对460MPa钢材受压钢柱进行了试验研究,并通过对比试验结果与我国规范柱子曲线,提出了建议的曲线类型;此外,还针对420MPa等边角钢轴压构件［20］、端部带约束的690MPa和960MPa钢材钢柱［21］进行了试验研究。上述研究结果均表明:由于构件初始缺陷,特别是截面残余应力的影响,高强度钢材轴压构件的整体稳定性能比普通强度钢材有明显提高,相应建议的设计曲线类型等级也有不同程度提高。目前,针对高强度钢材轴心受压构件整体稳定性能的相关研究主要针对690~700MPa、460MPa高强度钢材,尚没有开展更高强度等级钢材两端铰支轴压构件的试验研究。为研究不同强度等级高强度钢材轴心受压构件的整体稳定性能,本文对6个960MPa焊接工字形和箱形截面两端铰支受压钢柱进行试验研究和有限元分析,提出相应的设计方法。1试验总结1.1试件与本材料试验设计了3个960MPa钢材焊接工字形截面试件,其编号为H1-960、H2-960、H3-960,3个焊接箱形截面试件,其编号为B1-960、B2-960、B3-960。其实测几何尺寸分别如表1和表2所示,表中截面尺寸符号如图1所示,L为试件几何长度,L0为试件有效计算长度,取两端铰支座转动中心的间距,并满足关系式L0=L+340。试件所用钢板均为14mm厚960MPa高强度结构钢(鞍钢集团生产的Q960钢材)。通过3个标准材性试样的静力拉伸试验,得到钢材的应力-应变曲线如图2所示,可以看到其没有明显屈服平台;具体的材性数据见表3,其中屈服强度取非比例延伸率为0.2%的应力。钢板下料采用焰切法。工字形截面试件的腹板和翼缘采用角焊缝连接,焊脚尺寸为6mm;箱形截面采用单坡口∟形对接焊缝连接,均采用CO2气体保护焊。1.2加载制度及加载速率试验采用500t液压式长柱压力试验机进行竖向加载,如图3所示。为实现两端铰支的约束条件,柱端设置了单刀铰,其转动中心至柱端面的距离为170mm,试件的有效计算长度L0取为L+340mm,见表1和表2。对于工字形截面试件,为研究其绕弱轴失稳的整体稳定性能,单刀铰支座的转动轴线与工字形截面的弱轴(y轴)平行。加载制度为首先进行预载试验,即加载至承载力设计值的10%后卸载至零,以消除加载装置连接空隙可能造成的影响并检验试验装置和加载设备的可靠性;正式加载按力控制分级加载,每级荷载增量为设计承载力的10%,加载速率约为3~5kN/s;荷载到达峰值后按位移加载控制,加载速率约为0.01~0.02mm/s;当荷载降至峰值的85%以下,即停止加载。1.3受拉压柱端弯矩t影响受压构件整体稳定(弯曲失稳)性能的初始缺陷主要包括几何初始缺陷(荷载初偏心、几何初弯曲)和残余应力。对于柱端荷载初偏心,试验采用柱两端(图3a中应变测量截面2、3)应变片读数进行计算,即通过应变片读数和材料弹性模量计算得到柱端弯矩,将其除以对应竖向荷载值即可以得到柱底端和顶端的荷载偏心距e0b、e0t;具体计算过程详见文献,试件两端的应变片布置如图4所示。对于几何初弯曲,试验采用光学设备测量每个试件沿柱长度方向四分点处横截面中心在失稳平面内偏离柱两端横截面中心连线的距离(v1、v2及v3),并将最大值作为试件的几何初弯曲值v0,具体测量过程详见文献。表4列出了试件的几何初始缺陷测量结果,其中试件H1-960和B1-960的荷载偏心值偏大是人为设置的结果,目的是为保证其整体稳定承载力低于试验设备所能提供的最大荷载。对于截面残余应力,文献[22-23]测量了试件对应截面的残余应力,如图5所示,并提出了统一分布模型;数值分析将采用此分布模型。1.4测面、柱端转角为测量试件的水平失稳变形,在试件中部布置了3个水平位移计DT1~DT3,如图6和图3a所示。其中DT1和DT2用于测量失稳平面内水平位移,DT3用于测量面外变形。图6中DT4和DT5用于测量竖向变形。为测量柱端转角,试件上下端的单刀铰支座两侧均布置了位移计DT6、DT7和DT8、DT9,通过两侧位移计读数的差值及俩测点间距计算柱端转角,如图7所示。柱中截面通常是两端铰支柱受压整体失稳的临界截面,图8为柱中临界截面的应变片布置,用于研究试件整体失稳过程中柱中截面的应变分布及变化规律。2试验结果及分析2.1工字形截面。请看工字形截面,试件均发生极值点整体弯曲失稳,且没有出现板件局部屈曲现象,其中工字形截面按照设计预期绕截面弱轴失稳。图9为试件失稳模态,由图可以看出,试件长细比越大,弹性失稳变形越大,即卸载后不可恢复的塑性变形越小。2.2试验件截面应变分布规律图10为典型试件的荷载P-柱中截面横向变形Δh曲线,从图中可以看出:测点DT1和DT2的测试结果基本吻合,表明构件没有发生扭转变形;此外,试验过程中测点DT3测得的面外水平位移数值极小,表明试件的失稳模态为整体弯曲失稳。为进一步研究960MPa钢材轴压构件的失稳特征,图11给出了典型试件柱中截面的应变分布规律。从图11可以看出,对于长细比较小的试件H1-960,失稳时(P=Pu)跨中截面最大应变超过钢材屈服应变约1倍,属于塑性失稳;对于长细比较大的试件B3-960,失稳时(P=Pu)截面最大应变远小于钢材屈服应变,属于弹性失稳;这进一步表明长细比大的试件卸载后不可恢复塑性变形较小。图12为典型试件的荷载P-端部转角θ曲线,可以看出,转角曲线光滑,发展平稳,表明试验采用的单刀铰支座转动非常灵活,柱端约束条件可以认为是理想铰接,柱的有效计算长度可以取铰支座转动中心的间距,具体见表1和表2。2.3《规范》第5款—稳定承载力表5给出了试件的整体稳定承载力Pu,t。为便于将试验结果与规范柱子曲线进行对比,表5列出了试件的整体稳定系数φt=Pu,t/(Afy)的计算结果(其中A为试件横截面面积,fy为钢材的屈服强度实测值),并根据表1和表2中有效计算长度L0和截面实测尺寸,给出了试件长细比λ0和正则化长细比的数值。将试件整体稳定系数的试验结果φt与GB50017—2003《钢结构设计规范》［9］采用的柱子曲线进行对比,如图13所示。GB50017—2003［9］中采用b类柱子曲线设计绕弱轴失稳的焰切边工字形截面轴压构件,采用c类柱子曲线设计板件宽厚比不大于20的焊接箱形截面轴压构件。根据图13的对比可以看出,除试件H1-960和B1-960外,其他试件的整体稳定系数明显高于相应的规范柱子曲线,原因是这2个试件荷载初偏心人为设置得偏大,总几何初始缺陷甚至超过柱长的10‰(表4),属于压弯构件。3有限分析模式与验证3.1初始应力的施加有限元分析模型采用ANSYS软件建立。由于试件截面尺寸均设计为厚实类型,试验过程中并未发生局部屈曲,所以有限元分析模型采用BEAM188三维梁单元建模,以避免板件屈曲;截面网格划分如图14所示。模型两端为铰支约束,柱长取试件的有效计算长度L0,截面尺寸取试验实测值(表1和表2)。由于960MPa钢材的应力-应变曲线无明显的屈服平台,有限元分析模型中材料本构模型采用vonMises屈服准则下的三折线随动强化模型,如图2所示,具体参数取值根据材性试验结果均值(表3)确定,抗拉强度fu对应的极限应变εu均值为1.9%;材料泊松比取0.3。尽管三折线模型与试验实测曲线在屈服点附近有一定差别,但对于轴压构件的稳定分析已足够精确［14-15］。试件截面残余应力的施加通过在截面网格的积分点上设置初始应力实现,残余应力的分布参考文献[22-23]提出的分布模型(图5)。试件几何初始缺陷的施加过程参考文献,主要有两种方法:一种是基于一阶特征值整体弯曲屈曲模态和总几何初始缺陷数值e更新模型节点坐标;一种是基于实测的几何初弯曲(v1、v2、v3)和荷载初偏心(e0b、e0t)直接建立带有几何初始缺陷的几何模型。两种方法对应的有限元分析模型分别记为模型I和模型II。在有限元分析模型柱端施加竖向荷载,并采用弧长法进行非线性求解以得到模型的整体稳定承载力Pu，c。3.2稳定承载力和试验结果对比试件整体稳定承载力的有限元分析结果Pu，c与试验结果Pu，t的比较如图15所示。从图15可以看出,采用两种方法考虑几何初始缺陷建立的有限元分析模型得到的稳定承载力与试验结果均吻合良好,平均误差和标准差都较小。此外,图10和图12中变形曲线的有限元分析结果与试验结果基本一致。因此,本文建立的有限元分析模型能够准确模拟960MPa钢材轴压构件的整体稳定承载力和失稳变形特征。4参数分析4.1截面尺寸的有限元分析为进一步研究960MPa钢材焊接工字形和箱形截面轴压构件的整体稳定性能,利用有限元分析模型,计算了220个具有不同截面几何尺寸和长度、两端铰接钢柱的整体稳定承载力。算例包括8种焊接工字形截面尺寸(分两组,截面编号中I表示绕强轴失稳,H表示绕弱轴失稳,见表6)和6种焊接箱形截面尺寸(表7)。每种截面尺寸的构件共包括10种长度,长细比范围为30~135,正则化长细比为0.4~2.0。有限元分析模型中材料本构的参数取值均为名义值:E=2.06×105MPa［9］,fy=960MPa,fu=980MPa,εu=0.055［24］,泊松比为0.3。截面残余应力分布仍采用文献[22-23]的量测成果,几何初始缺陷的施加采用模型I的方法,缺陷取值为柱长的1‰［25］。4.2确定整体稳定承载力图16a为焊接工字形截面绕强轴失稳构件整体稳定系数的有限元分析结果与GB50017—2003［9］柱子曲线的对比。由图16a可见:有限元分析结果平均比相应的b类曲线高15.1%,比a类曲线高4.1%;建议采用a类曲线设计960MPa钢材焊接工字形截面轴压构件绕强轴的整体稳定承载力。图16b为焊接工字形截面绕弱轴失稳构件整体稳定系数的有限元分析结果与规范［9］柱子曲线的对比。由图16b可见,有限元分析结果平均比相应的b类曲线高13.3%,比a类曲线高2.3%;建议采用a类曲线设计此类轴压构件。图16c为焊接箱形截面构件整体稳定系数有限元分析结果与规范［9］柱子曲线的对比。由图16c可见,有限元分析结果平均比规范c类曲线高26.4%,比b类曲线高12.2%,比a类曲线高1.5%;建议统一采用规范a类曲线设计960MPa钢材焊接箱形截面轴压构件的整体稳定承载力。此外,基于本文参数分析结果,利用规范柱子曲线［9］表达式(式(1)),为960MPa钢材焊接工字形和箱形截面轴压构件拟合了统一的柱子曲线。式(1)中缺陷参数的拟合结果为α1=0.92、α2=1.022和α3=0.099,拟合曲线如图17所示。5建立有限元分析模型1)本