徐詠雷，石永久，吳一然

(清華大學(xué)土木工程系土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084)

為了滿足鋼結(jié)構(gòu)工程向更大跨度、更高高度不斷發(fā)展的要求，同時(shí)減少火災(zāi)與銹蝕對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的不利影響，武漢鋼鐵集團(tuán)研究院研究開發(fā)了新型高性能鋼材，牌號(hào)為WGJ510C2(下文簡(jiǎn)稱WGJ)，并已開始在建筑工程中應(yīng)用，如中國國家大劇院及中國殘疾人體育藝術(shù)培訓(xùn)基地的建設(shè)[1]．WGJ高性能鋼材兼具強(qiáng)度高、耐火、耐候的特性，在建筑結(jié)構(gòu)中具有廣泛的應(yīng)用前景．

截至目前，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼材軸心受壓構(gòu)件整體穩(wěn)定的研究較為充分．文獻(xiàn)[2-5]對(duì)工字形與箱形截面Q460鋼構(gòu)件進(jìn)行了殘余應(yīng)力研究．文獻(xiàn)[6-8]對(duì)工字形與箱形截面 Q460軸心受壓構(gòu)件進(jìn)行了理論與試驗(yàn)研究．對(duì)于屈服強(qiáng)度在460,MPa以上的鋼材，班慧勇[9]提出了適用于不同強(qiáng)度等級(jí)鋼材焊接工字形和焊接箱形截面的殘余應(yīng)力統(tǒng)一分布模型．然而，對(duì)于受彎構(gòu)件，尤其是高性能鋼材受彎構(gòu)件的整體穩(wěn)定性能研究較少[10]．

受彎構(gòu)件整體穩(wěn)定性能的研究比軸壓構(gòu)件更為復(fù)雜．早在上世紀(jì)80年代，Kubo等[11]就對(duì)普通結(jié)構(gòu)鋼工字形截面鋼梁進(jìn)行了相關(guān)穩(wěn)定試驗(yàn)研究．Sause等[12-13]對(duì)屈服強(qiáng)度分別為685,MPa與550,MPa的高性能鋼材受彎構(gòu)件進(jìn)行了面內(nèi)抗彎試驗(yàn)研究．Yang等[14]開展了 GJ鋼受彎構(gòu)件在跨中集中力加載狀態(tài)下的整體穩(wěn)定性能試驗(yàn)研究．熊剛等[15]設(shè)計(jì)了新型試驗(yàn)裝置，對(duì) Q460GJ鋼焊接 H形梁在跨中受到側(cè)向約束的條件下進(jìn)行整體穩(wěn)定試驗(yàn)研究．曾有學(xué)者提出，現(xiàn)行《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50017—2003)[16]中對(duì)受彎構(gòu)件整體穩(wěn)定性能的設(shè)計(jì)方法存在缺陷．陳紹蕃[17]根據(jù)理論分析與Fukumoto等[18]的試驗(yàn)研究成果提出，由于 GB50017—2003在受彎構(gòu)件整體穩(wěn)定設(shè)計(jì)中，所采用的彈塑性穩(wěn)定系數(shù)b?′是基于 18根普通軋制型鋼進(jìn)行的彎扭失穩(wěn)試驗(yàn)[19]，因此對(duì)焊接截面受彎構(gòu)件的適用性需要進(jìn)一步研究．

目前國內(nèi)外對(duì)高性能鋼材受彎構(gòu)件整體穩(wěn)定性能的試驗(yàn)與理論研究較少．本文在已有文獻(xiàn)研究的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了 WGJ高性能鋼材的基本力學(xué)材性試驗(yàn)，以及焊接工字形受彎構(gòu)件整體穩(wěn)定性能試驗(yàn)研究，并將試驗(yàn)結(jié)果與相關(guān)規(guī)范進(jìn)行比較分析．

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)的6根WGJ鋼材焊接工字形受彎構(gòu)件由武漢鋼鐵建工集團(tuán)金屬結(jié)構(gòu)有限公司負(fù)責(zé)加工，截面尺寸標(biāo)注如圖1所示，實(shí)測(cè)尺寸見表1．表中L為構(gòu)件實(shí)測(cè)長(zhǎng)度，Lt為支座間跨度．

試驗(yàn)所用鋼材來源于同一批軋制鋼，因此翼緣與腹板厚度均等(10,mm)．構(gòu)件的翼緣寬厚比和腹板高厚比經(jīng)GB 50017—2003驗(yàn)算，滿足受彎構(gòu)件局部穩(wěn)定性寬厚比限值要求，保證構(gòu)件在發(fā)生整體彈塑性失穩(wěn)前不會(huì)出現(xiàn)局部失穩(wěn)現(xiàn)象．

圖1 工字形梁截面示意Fig.1 Schematic diagram of I-section beam

表1 工字形構(gòu)件實(shí)測(cè)尺寸Tab.1 Measured dimensions of I-section specimens

1.2 試驗(yàn)裝置與加載方案

所有受彎構(gòu)件均在清華大學(xué)結(jié)構(gòu)工程試驗(yàn)室進(jìn)行試驗(yàn)，采用 100,t液壓試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)布置如圖2所示．加載過程中，千斤頂荷載通過分配梁傳遞到受彎構(gòu)件跨度的三等分點(diǎn)，模擬兩點(diǎn)集中荷載．分配梁與受彎構(gòu)件之間、受彎構(gòu)件與支座間均采用輥軸與刀鉸，模擬簡(jiǎn)支支座．受彎構(gòu)件的支座位置在構(gòu)件兩端的內(nèi)側(cè)100,mm處(因此構(gòu)件跨度Lt比構(gòu)件長(zhǎng)度L小200,mm，如表 1所示)，同時(shí)構(gòu)件受到集中荷載的位置均設(shè)置焊接加勁肋．支座處架設(shè)側(cè)向位移計(jì)，量測(cè)加載過程中支座處截面上翼緣發(fā)生的側(cè)向位移．

圖2 100,t液壓試驗(yàn)機(jī)Fig.2 100,t hydraulic compression testing machine

受彎構(gòu)件位移計(jì)及應(yīng)變片的布置如圖3所示.跨中及三等分點(diǎn)處布置豎向位移計(jì)(DS-1，DS-2，DS-3)用以測(cè)量其撓度；端部截面上下翼緣處布置水平位移計(jì)(DS-4，DS-5)用以測(cè)定計(jì)算其端部轉(zhuǎn)角；支座處上翼緣布置水平位移計(jì)(DS-6)用以測(cè)量支座截面的平面外側(cè)向位移；跨中上下翼緣布置水平位移計(jì)(DS-8，DS-9)，以拉絲的方式測(cè)量跨中截面的平面外側(cè)向位移；支座處布置豎向位移計(jì)(DS-7)測(cè)量支座沉降．

圖3 試驗(yàn)裝置中位移計(jì)與應(yīng)變片布置Fig.3 Layout of displacement transducers and strain gauges

在試驗(yàn)開始前需對(duì)受彎構(gòu)件進(jìn)行對(duì)中及找平，裝置如圖4所示．在架設(shè)構(gòu)件時(shí)，使用激光投線儀，確保千斤頂在豎直方向上對(duì)中，如圖4(a)所示，避免加載時(shí)出現(xiàn)荷載偏心．當(dāng)在加載點(diǎn)(三等分點(diǎn))上翼緣設(shè)置墊板時(shí)，為了避免水泥砂漿造成的墊板傾斜，使用水準(zhǔn)尺為墊板找平，如圖4(b)所示．

圖4 試件對(duì)中與找平裝置Fig.4 Auxiliary instruments for centering and leveling

1.3 初始缺陷

鋼構(gòu)件的幾何初始缺陷對(duì)整體穩(wěn)定性能有重要影響．本文試驗(yàn)中，幾何初始缺陷的測(cè)量采用施剛等[20]推薦的試驗(yàn)方法，同時(shí)測(cè)定初始彎曲和初始扭轉(zhuǎn)．測(cè)量示意見圖5．圖5中，1為構(gòu)件，即為WGJ鋼材焊接工字形截面構(gòu)件；2為光學(xué)經(jīng)緯儀；3為游標(biāo)卡尺；4為經(jīng)緯儀十字叉絲交點(diǎn)．

圖5 初始缺陷測(cè)量示意Fig.5 Schematic diagram of measuring initial geometrical imperfections

測(cè)量方法為：①將構(gòu)件水平放置于地面，并將光學(xué)經(jīng)緯儀安裝在三腳架上，調(diào)平并固定豎軸；②轉(zhuǎn)動(dòng)經(jīng)緯儀水平軸，使鏡筒內(nèi)十字叉絲掃出一個(gè)虛擬平面位于構(gòu)件一側(cè)并盡量平行于構(gòu)件長(zhǎng)度方向；③將游標(biāo)卡尺的一個(gè)卡頭緊貼構(gòu)件某個(gè)被測(cè)量橫截面處的棱邊上，另一卡頭與經(jīng)緯儀十字叉絲交點(diǎn)重合，即測(cè)量構(gòu)件棱邊到虛擬平面的距離；④每條棱邊測(cè)量 5個(gè)點(diǎn)，包括2個(gè)端點(diǎn)、2個(gè)1/4點(diǎn)以及中點(diǎn)；⑤利用幾何關(guān)系計(jì)算每條棱邊的 1/4點(diǎn)及中點(diǎn)偏離端點(diǎn)連線的距離，該距離即為該測(cè)點(diǎn)在水平方向上的偏移量．

初始彎曲和初始扭轉(zhuǎn)的實(shí)測(cè)數(shù)值如表2所示，表2中各數(shù)值的幾何意義如圖6所示．初始扭轉(zhuǎn)定義為截面上下翼緣的初始水平偏移量的差值，與《鋼結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗(yàn)收規(guī)范》(GB 50205—2001)[21]一致．?dāng)?shù)值ei和vi(i＝1，2，3)分別為構(gòu)件四等分點(diǎn)截面處的初始彎曲和初始扭轉(zhuǎn)；e0和 v0分別為各構(gòu)件 ei和 vi(i＝1，2，3)的最大值；φ 是截面扭轉(zhuǎn)角，φ＝v0/H，換算為角度制列于表2．

圖6 初始彎曲與初始扭轉(zhuǎn)Fig.6 Initial bending and torsion

1.4 材性試驗(yàn)

WGJ鋼材是武漢鋼鐵(集團(tuán))公司研究院最新研發(fā)的高性能耐火耐候鋼材，目前尚無專門適用于WGJ高性能耐火耐候鋼材的產(chǎn)品標(biāo)準(zhǔn)，或相關(guān)實(shí)驗(yàn)報(bào)告、學(xué)術(shù)論文等．下文將參照國家標(biāo)準(zhǔn)《建筑結(jié)構(gòu)用鋼板》(GB/T 19879—2015)[22]對(duì) WGJ鋼材的性能進(jìn)行相關(guān)分析．WGJ鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系可能與普通鋼材、高強(qiáng)度鋼材存在差異，目前暫無 WGJ高性能耐火耐候鋼材的材料性能理論數(shù)值，故需實(shí)測(cè)其材料力學(xué)性能．本文從同批次的板件中切割材性試件，對(duì)4根10,mm厚的材性試件進(jìn)行試驗(yàn)研究．試件尺寸按照《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第 1部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)[23]，取測(cè)量段寬度為12,mm，標(biāo)距長(zhǎng)度為 65,mm(＞5.65S01/2，S0為原始截面面積)，平行段長(zhǎng)度為 80,mm，過渡弧半徑為25,mm，夾持端長(zhǎng)度為30,mm，夾持端寬度為24,mm.

表2 幾何初始缺陷實(shí)測(cè)值Tab.2 Measured results of initial geometric imperfections

采用清華大學(xué)力學(xué)系WDW-100E電子萬能試驗(yàn)機(jī)(如圖7所示)對(duì)WGJ高性能鋼材試件進(jìn)行常溫拉伸材性試驗(yàn)，并使用 YYU-10/50高精度引伸計(jì)測(cè)定構(gòu)件標(biāo)距的變形，從而精確地得到材料的初始彈性模量．

圖7 WDW-100E電子萬能試驗(yàn)機(jī)Fig.7 WDW-100E universal testing machine

引伸計(jì)標(biāo)距 50,mm、受拉加載量程 10,mm、測(cè)量精度為讀數(shù)的±5/1,000，加載過程采用位移控制，加載速率為2,mm/min．

WGJ高性能鋼材在標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)中發(fā)生頸縮，隨后迅速發(fā)生破壞，破壞形態(tài)如圖8所示．圖9中給出了 4根標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件的實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變曲線(見實(shí)線)．從圖9可以看到，WGJ高性能鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系沒有明顯的屈服平臺(tái)，與普通鋼材有明顯差異．本文采用Ramberg-Osgood模型[24]進(jìn)行擬合．

式中：E為初始彈性模量；f0.2為規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度[23]，即規(guī)定塑性延伸率為0.2%,時(shí)的拉應(yīng)力；n為材料本構(gòu)系數(shù)．

材性試驗(yàn)結(jié)果如表3所示．其中，fu為材料的抗拉極限強(qiáng)度，δ為斷后伸長(zhǎng)率．材料本構(gòu)系數(shù) n根據(jù)Ramberg-Osgood模型[24]的形式，采用 Origin 8.5軟件非線性擬合得到．根據(jù)表3中各試驗(yàn)數(shù)據(jù)的均值，在圖 9中表示出了應(yīng)力-應(yīng)變曲線的擬合結(jié)果(見虛線)．由圖9可以看到，采用Ramberg-Osgood模型的擬合結(jié)果良好．

圖8 拉伸試件破壞形態(tài)Fig.8 Tensile specimens after failure

圖9 應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curves

表3 材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Test results of material properties

將 WGJ鋼材的實(shí)測(cè)性能指標(biāo)與 GB/T 19879—2015規(guī)定的性能要求進(jìn)行比較，見表4．

表4 試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范的對(duì)比Tab.4 Comparison of test results and code

由表4可知，WGJ鋼的各項(xiàng)力學(xué)指標(biāo)滿足GB/T 19879—2015對(duì)于 Q420GJ鋼的性能要求，即滿足了420,MPa高性能建筑結(jié)構(gòu)用鋼的性能要求．值得一提的是，WGJ鋼材的屈強(qiáng)比和斷后伸長(zhǎng)率相比 GB/T 19879—2015的指標(biāo)要求有較大富余，表明鋼材強(qiáng)化程度高并有較強(qiáng)的變形能力．此外，經(jīng)后續(xù)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證，WGJ鋼在高溫下表現(xiàn)出良好的耐火特性，高溫下的強(qiáng)度與初始彈性模量高于普通結(jié)構(gòu)鋼．

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與試件破壞形式

受彎構(gòu)件加載發(fā)生破壞時(shí)，構(gòu)件發(fā)生彎扭整體失穩(wěn)，構(gòu)件跨中至三等分點(diǎn)區(qū)段向面外傾倒，分配梁隨構(gòu)件一并側(cè)扭，球鉸發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，如圖10所示．

圖10 試件典型失穩(wěn)模態(tài)(I5-3000)Fig.10 Typical buckling patterns of specimens(I5-3000)

100,t液壓試驗(yàn)機(jī)采用位移控制的加載制度，加載速率控制為 1,mm/min．試驗(yàn)初期，隨著荷載的增大，構(gòu)件主要發(fā)生豎向彎曲變形，產(chǎn)生平面內(nèi)豎向位移，上翼緣側(cè)向位移不顯著．隨著荷載增大，跨中上翼緣側(cè)向位移加速增大，而荷載上升緩慢．直至荷載增大到某臨界值時(shí)(即構(gòu)件的極限承載力)，構(gòu)件連同分配梁突然發(fā)生側(cè)向扭轉(zhuǎn)．構(gòu)件發(fā)生側(cè)扭時(shí)，構(gòu)件上翼緣跨中位置的側(cè)向位移突增而荷載不變，可認(rèn)為構(gòu)件發(fā)生彎扭失穩(wěn)，此時(shí)試驗(yàn)機(jī)記錄的荷載確定為構(gòu)件的極限荷載．與此同時(shí)，反力架與絲杠也隨著構(gòu)件與分配梁一起產(chǎn)生側(cè)向位移(表現(xiàn)為絲杠側(cè)向彎曲)，位移方向與梁的側(cè)扭方向一致．在試驗(yàn)操作中，為保護(hù)試驗(yàn)設(shè)備，一旦構(gòu)件發(fā)生突然的側(cè)扭，即刻停止加載并開始卸載．

卸載后，構(gòu)件的殘余變形很小，表明構(gòu)件塑性發(fā)展程度較低．整個(gè)加載過程中，梁在支座處無可見的側(cè)向位移．

2.2 荷載-位移曲線

圖11給出了各試件荷載與構(gòu)件跨中下翼緣豎向位移的關(guān)系曲線．曲線的末端是構(gòu)件突然發(fā)生彎扭失穩(wěn)、立即停止加載并開始卸載時(shí)的豎向位移．構(gòu)件I4-4400、I5-3000和 I6-4000的荷載位移曲線在失穩(wěn)前的整個(gè)加載過程中幾乎保持線性，表明 I4～I(xiàn)6構(gòu)件基本保持彈性．構(gòu)件 I1-2400、I2-3400和 I3-3400的荷載位移曲線在加載前期保持線性，加載后期出現(xiàn)一定的非線性，表明進(jìn)入了彈塑性．

圖11 荷載-跨中豎向位移曲線Fig.11 Curves of load-mid-span vertical displacement

圖12給出了各試件荷載與構(gòu)件跨中上翼緣側(cè)向位移的關(guān)系曲線．除了構(gòu)件 I4-4400以外，所有構(gòu)件的荷載位移曲線均存在平臺(tái)段(關(guān)于構(gòu)件 I4-4400的現(xiàn)象將在第 3節(jié)說明)．曲線的末端是構(gòu)件突然發(fā)生彎扭失穩(wěn)、立即停止加載并開始卸載時(shí)的側(cè)向位移．由圖12可見，在加載前期，各構(gòu)件的側(cè)向位移較??；隨著荷載增大，位移加快發(fā)展，荷載位移曲線表現(xiàn)為非線性；當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力時(shí)，位移突然增大，構(gòu)件發(fā)生失穩(wěn)，曲線變?yōu)樗剑?/p>

圖12 荷載-跨中上翼緣側(cè)向位移曲線Fig.12 Curves of load-mid-span lateral displacement of top flange

此外，I1～I(xiàn)6構(gòu)件發(fā)生的最大側(cè)向位移為21.398,mm(I5-3000構(gòu)件)．因此，本文試驗(yàn)中，構(gòu)件發(fā)生彎扭失穩(wěn)時(shí)的側(cè)向位移并不很大．原因是在試驗(yàn)中，構(gòu)件一旦達(dá)到極限承載力、發(fā)生彎扭失穩(wěn)，就停止加載并開始卸載．

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

圖13給出了試件I5-3000的荷載與構(gòu)件跨中截面上、下翼緣的應(yīng)變關(guān)系曲線．6條曲線分別代表了上、下翼緣上布置的 6個(gè)應(yīng)變片，各應(yīng)變片位置如圖13所示．

圖13 荷載-應(yīng)變曲線(I5-3000)Fig.13 Load-strain curves(I5-3000)

在荷載達(dá)到極限承載力之前，構(gòu)件跨中截面上、下翼緣對(duì)稱位置的應(yīng)變片所測(cè)得的荷載-應(yīng)變曲線關(guān)于 y軸對(duì)稱，即上、下翼緣的應(yīng)變對(duì)稱發(fā)展，可見此時(shí)的構(gòu)件以受彎為主，上、下翼緣分別受到彎曲引起的壓應(yīng)力與拉應(yīng)力．

當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力時(shí)，1號(hào)應(yīng)變片所表示的受壓翼緣邊緣應(yīng)變突然增大至-3,687,με，而3號(hào)應(yīng)變所表示的受壓翼緣另一側(cè)邊緣的應(yīng)變突然減小至-1,431,με，1號(hào)應(yīng)變及3號(hào)應(yīng)變的數(shù)值不再與4號(hào)應(yīng)變及6號(hào)應(yīng)變的數(shù)值關(guān)于y軸對(duì)稱．但是2號(hào)應(yīng)變的數(shù)值始終與 5號(hào)應(yīng)變的數(shù)值保持對(duì)稱．綜上所述，當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力時(shí)，構(gòu)件發(fā)生了側(cè)向彎扭失穩(wěn)，導(dǎo)致上下翼緣的應(yīng)變不再關(guān)于y軸對(duì)稱發(fā)展．

對(duì)于圖13所示的 I5-3000構(gòu)件，試驗(yàn)測(cè)得的下翼緣最大拉應(yīng)變?yōu)?3,442,με，上翼緣最大壓應(yīng)變?yōu)?3,687,με．根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得的名義應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，下翼緣對(duì)應(yīng)的最大拉應(yīng)力為 416.6,MPa，上翼緣對(duì)應(yīng)的最大壓應(yīng)力為422.8,MPa．可見，該構(gòu)件的最大拉、壓應(yīng)力均接近但未超過規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度 f0.2，構(gòu)件在整個(gè)試驗(yàn)過程中均保持輕微塑性．

各構(gòu)件跨中實(shí)測(cè)應(yīng)變值以及對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值如表5所示．除I1-2400與I3-3400以外，所有構(gòu)件的最大拉應(yīng)力與壓應(yīng)力均未超過 f0.2．同時(shí)，除 I3-3400以外，所有構(gòu)件的殘余拉應(yīng)變與殘余壓應(yīng)變均未超過2,000,με．綜上所述，構(gòu)件的失穩(wěn)破壞表現(xiàn)為輕微塑性的彎扭失穩(wěn)．這一點(diǎn)與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合，因?yàn)樾遁d后構(gòu)件殘余變形很小．

表5 跨中應(yīng)變及應(yīng)力Tab.5 Strain and stress at mid-span

3 穩(wěn)定承載力分析

在試驗(yàn)中，將構(gòu)件發(fā)生突然側(cè)扭時(shí)的臨界荷載記為構(gòu)件的極限承載力 Fexp，F(xiàn)exp即是試驗(yàn)傳感器讀取到的整個(gè)加載過程中的最大荷載．

表6中列出了實(shí)測(cè)極限承載力 Fexp和相應(yīng)的極限彎矩 Mexp(Mexp＝FexpLt/6)．表中，λy為構(gòu)件的弱軸長(zhǎng)細(xì)比．本文借鑒歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范 Eurocode 3[25]，對(duì)受彎構(gòu)件引入正則化長(zhǎng)細(xì)比．λlt,,EC為根據(jù)Eurocode 3計(jì)算的正則化長(zhǎng)細(xì)比，λlt,,GB為參照Eurocode 3規(guī)范的形式、沿用 GB,50017—2003[16]的計(jì)算方法，計(jì)算得到的構(gòu)件的正則化長(zhǎng)細(xì)比，λlt,,EC與λlt,,GB統(tǒng)一的計(jì)算公式見式(2)，其中 My、Mcr分別為邊緣屈服彎矩與彈性臨界彎矩．

兩個(gè)規(guī)范對(duì)邊緣屈服彎矩與彈性臨界彎矩的計(jì)算方法有所區(qū)別，見式(3)～式(5)．

表6 試件極限承載力及其與規(guī)范的比較Tab.6 Ultimate capacities of specimens and its comparison with codes

式中：Wx與 Wel是彈性抵抗矩；Wpl是塑性抵抗矩；fy是鋼材的屈服強(qiáng)度，在本文試驗(yàn)中，WGJ高性能鋼材沒有明顯屈服平臺(tái)，采用試驗(yàn)測(cè)得的 f0.2代替 fy；Mcr,,GB與Mcr,,EC分別為根據(jù)GB 50017—2003與歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范 Eurocode 3計(jì)算得到的彈性臨界彎矩；C1是荷載不均勻系數(shù)[26]，對(duì)于跨中集中力加載，C1＝1.365[26]，對(duì)于三等分點(diǎn)集中力加載，C1＝1.111[27]．除 C1以外，Mcr,,GB與 Mcr,,EC涉及到的部分變量符號(hào)不在此處贅述，可參見相關(guān)規(guī)范．

表6中，MGB與 MEC分別為根據(jù) GB 50017—2003與 Eurocode 3計(jì)算得到的極限彎矩，可見除構(gòu)件 I4-4400以外，試驗(yàn)得到的極限彎矩遠(yuǎn)高于根據(jù)規(guī)范計(jì)算得到的結(jié)果．與此同時(shí)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的整體穩(wěn)定系數(shù) φexp(根據(jù)式(6)計(jì)算得到)也幾乎均接近甚至大于1.0．

文獻(xiàn)[14]對(duì) GJ鋼受彎構(gòu)件在跨中集中力加載狀態(tài)下的整體穩(wěn)定性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究．本文試驗(yàn)與文獻(xiàn)[14]所得到的試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較如圖14所示，其中，圖例所示的 DS構(gòu)件即為文獻(xiàn)[14]中的 DS1-1、DS1-2、DS2-1、DS2-2共 4個(gè)雙軸對(duì)稱焊接工字形受彎構(gòu)件．

本文將試驗(yàn)結(jié)果與GB 50017—2003、Eurocode 3以及受彎構(gòu)件彈性穩(wěn)定曲線(通常稱為受彎構(gòu)件的歐拉曲線，如文獻(xiàn)[14]與文獻(xiàn)[28]均將試驗(yàn)結(jié)果與歐拉曲線比較)進(jìn)行比較，如圖14所示．

從圖14可以看出，對(duì)于本文試驗(yàn)所涉及的 6個(gè)構(gòu)件中，除 I4-4400構(gòu)件以外，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的整體穩(wěn)定系數(shù)φexp高于GB 50017—2003的穩(wěn)定曲線，以及Eurocode 3的全部4類曲線(6個(gè)構(gòu)件截面的高寬比H/B均小于2.0，應(yīng)采用c類曲線進(jìn)行設(shè)計(jì))．由此可見，6個(gè)構(gòu)件的實(shí)測(cè)極限承載力遠(yuǎn)高于規(guī)范計(jì)算結(jié)果．根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象分析，原因主要是在加載過程中，受彎構(gòu)件受到了由反力架的側(cè)向剛度和球鉸的摩擦引起的側(cè)向約束．

圖14 試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范曲線的比較Fig.14 Comparison of test results with design curves

反力架與絲杠存在側(cè)向剛度，對(duì)構(gòu)件形成側(cè)向約束，限制構(gòu)件發(fā)生扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)．反力架的側(cè)向約束通過千斤頂球鉸產(chǎn)生的摩擦力傳遞到分配梁上，并傳遞到構(gòu)件上翼緣．因此摩擦力的大小與反力架產(chǎn)生的恢復(fù)力相等．當(dāng)荷載較小時(shí)，構(gòu)件的扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)效應(yīng)小于側(cè)向約束效應(yīng)，因此構(gòu)件的側(cè)向位移較?。S著荷載的增大，扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)效應(yīng)逐漸增大，當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力時(shí)，扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)效應(yīng)大于側(cè)向約束效應(yīng)，構(gòu)件克服球鉸的摩擦力并發(fā)生扭轉(zhuǎn)．此時(shí)，構(gòu)件突然發(fā)生彎扭失穩(wěn)破壞．荷載達(dá)到極限承載力后不再增大，即球鉸受到正壓力不再增大，因此球鉸摩擦力也保持不變．

綜上所述，可采用彈簧單元模擬球鉸對(duì)構(gòu)件上翼緣產(chǎn)生的側(cè)向約束，簡(jiǎn)化力學(xué)模型如圖15所示．與文獻(xiàn)[8]采用相似的方法，彈簧單元的本構(gòu)模型可采用雙線性模型，如圖16所示．

圖15 側(cè)向約束簡(jiǎn)化力學(xué)模型Fig.15 Simplified mechanical model for specimens with lateral restraints

圖16 側(cè)向彈簧本構(gòu)模型Fig.16 Constitutive model of lateral springs

文獻(xiàn)[14]中，采用特殊試驗(yàn)裝置，盡可能減少側(cè)向約束，并確保荷載豎直向下．從圖14中可以看出，對(duì)于DS構(gòu)件，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的整體穩(wěn)定系數(shù)φexp略高于GB 50017—2003的穩(wěn)定曲線，以及歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode 3的a類曲線．同時(shí)，根據(jù) DS構(gòu)件試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的整體穩(wěn)定系數(shù) φexp遠(yuǎn)低于6個(gè)構(gòu)件的相應(yīng)數(shù)值，該現(xiàn)象進(jìn)一步驗(yàn)證了側(cè)向約束提升了6個(gè)構(gòu)件穩(wěn)定承載力的觀點(diǎn)．

對(duì)于構(gòu)件I4-4400，實(shí)測(cè)極限荷載相對(duì)較小，因此球鉸的摩擦力也相應(yīng)較小，同時(shí)由表2可知，構(gòu)件I4-4400的初始扭轉(zhuǎn)v0為2.825,mm，是所有構(gòu)件中最大的．因此，構(gòu)件 I4-4400相比其他構(gòu)件更易于發(fā)生彎扭失穩(wěn)，加載點(diǎn)的側(cè)向約束效應(yīng)對(duì)構(gòu)件扭轉(zhuǎn)的限制較小．由此可見，在側(cè)向約束較弱的情況下，根據(jù) I4-4400構(gòu)件試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的整體穩(wěn)定系數(shù) φexp低于 GB 50017—2003的穩(wěn)定曲線，同時(shí)，略高于歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode 3的c類曲線．可以推論，對(duì)于 WGJ焊接工字形受彎構(gòu)件，在沒有側(cè)向約束的情況下施加豎直向下荷載，實(shí)測(cè)整體穩(wěn)定系數(shù)將低于GB 50017—2003的設(shè)計(jì)值，而歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode 3偏于安全．此外，由于加載點(diǎn)的側(cè)向約束效應(yīng)對(duì)構(gòu)件I4-4400的扭轉(zhuǎn)限制較小，圖11中，構(gòu)件I4-4400的荷載-位移曲線并未像其他構(gòu)件一樣出現(xiàn)平臺(tái)段，而是類似無約束構(gòu)件的彎扭失穩(wěn)，側(cè)向位移逐漸發(fā)展．

文獻(xiàn)[29]詳細(xì)探討了側(cè)向約束對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定承載力的影響，建立有限元模型并引入彈簧單元對(duì)6個(gè)構(gòu)件以及DS構(gòu)件進(jìn)行模擬計(jì)算，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好．

綜上所述，并根據(jù)陳紹蕃[17]的理論分析以及Fukumoto等[18]的試驗(yàn)研究成果，可以進(jìn)一步推論，GB 50017—2003不完全適用焊接工字形受彎構(gòu)件的穩(wěn)定承載力設(shè)計(jì)，尤其是 WGJ高性能受彎構(gòu)件．以上推論尚需進(jìn)一步試驗(yàn)與理論驗(yàn)證，在文獻(xiàn)[29]中詳細(xì)闡述．

4 結(jié) 論

本文對(duì) WGJ高性能鋼材進(jìn)行了材性試驗(yàn)，并對(duì)焊接工字形受彎構(gòu)件進(jìn)行了整體穩(wěn)定性能試驗(yàn)研究．得到了如下結(jié)論．

(1) WGJ高性能鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系沒有明顯的屈服平臺(tái)，非線性程度較明顯，可采用規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度 f0.2表征其屈服強(qiáng)度．鋼材屈強(qiáng)比較小，斷后伸長(zhǎng)率較大．Ramberg-Osgood模型對(duì)材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線擬合良好．

(2) 受彎構(gòu)件在試驗(yàn)中均發(fā)生彎扭整體失穩(wěn)．當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力時(shí)，構(gòu)件突然發(fā)生側(cè)向扭轉(zhuǎn)．卸載后各個(gè)構(gòu)件的殘余變形較?。畼?gòu)件翼緣的應(yīng)變發(fā)展程度較低，構(gòu)件在整個(gè)加載過程中表現(xiàn)為輕微塑性．

(3) 受彎構(gòu)件受到了由反力架的側(cè)向剛度和球鉸的摩擦所引起的側(cè)向約束，極限承載力大幅上升．根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的整體穩(wěn)定系數(shù)φexp遠(yuǎn)高于我國規(guī)范與歐洲規(guī)范給出的穩(wěn)定系數(shù)曲線．對(duì)于側(cè)向約束較弱或不存在側(cè)向約束的受彎構(gòu)件，承載力大幅下降，并低于我國規(guī)范的設(shè)計(jì)結(jié)果．我國現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范關(guān)于受彎構(gòu)件整體穩(wěn)定的計(jì)算公式是否適用于計(jì)算WGJ高性能鋼材焊接工字形受彎構(gòu)件的整體穩(wěn)定承載力，尚需更深入試驗(yàn)與理論研究．

致 謝

感謝武漢鋼鐵集團(tuán)和武漢鋼鐵建工集團(tuán)金屬結(jié)構(gòu)有限公司在試驗(yàn)材料準(zhǔn)備和試件加工中提供的支持，以及北京城市交通協(xié)同創(chuàng)新中心的資助．