双相型不锈钢焊接箱形截面轴压构件整体稳定性能试验研究

杨 璐 徐东辰 尚 帆 王元清 张 勇

(1北京工业大学建筑工程学院, 北京 100124)(2北京交通大学土木建筑工程学院, 北京 100044)(3清华大学土木工程系, 北京 100084)

双相型不锈钢焊接箱形截面轴压构件整体稳定性能试验研究

杨 璐1徐东辰2尚 帆1王元清3张 勇2

(1北京工业大学建筑工程学院, 北京 100124)(2北京交通大学土木建筑工程学院, 北京 100044)(3清华大学土木工程系, 北京 100084)

为了研究双相型不锈钢材在轴心受压下的整体稳定性能,对6根双相型不锈钢焊接箱形截面柱进行了轴心受压试验.在试验前对试件的几何初弯曲进行了测量,在试验过程中对荷载初偏心进行了量测.根据试验数据,分析了构件的失稳变形特征和整体稳定承载力,并与欧洲钢结构规范(EN 1993-1-4)和中国钢结构规范(GB50017—2003)的计算结果进行了对比.结果表明,试验数据均高于欧洲规范计算值,但整体低于中国钢结构规范方法的计算值;同时说明欧洲规范采用的设计曲线偏保守,而中国钢结构规范所采用的设计曲线应做相应的调整.

双相型不锈钢;焊接箱形截面;轴压柱;整体稳定;承载性能

不锈钢结构具有造型美观、耐腐蚀性好、易于维护和全寿命周期成本低等优点,因而在建筑结构中有广阔的适用性[1],特别是在海洋平台、跨海桥梁、储备抗腐蚀性介质的厂房和仓库等特殊环境下,采用不锈钢材将显著降低结构的维护费用,延长结构使用寿命年限,降低结构的全寿命周期成本[2].

近年来,国外研究学者对不锈钢材料进行了深入的研究,并修订了相关设计规范.主要研究的领域集中在不锈钢的材料性能[3-6]、不锈钢钢材的截面残余应力[7-9]、不锈钢材料构件的局部稳定[10-14]等方面.Young等[15]对冷弯成型的不锈钢材料圆管柱进行了试件稳定性试验研究,得到了局部屈曲、整体屈曲以及整体和局部的相关屈曲等失效模态,并结合试验数据评估了当前应用的规范设计公式.Gardner等[16]进行了不锈钢的短柱试验,并对现行欧洲规范的计算结果进行了对比,提出了设计建议和新的方法.

目前我国在不锈钢结构领域的研究尚处于起步阶段,王元清等[17-18]对焊接不锈钢梁的整体稳定性能进行了试验研究以及有限元分析,并对钢结构设计规范提出了修正设计建议公式.郑宝峰[19]对冷弯薄壁不锈钢材料试件开展了轴心受压试验研究,并结合试验数据和有限元参数分析结果提出了不锈钢承载能力的建议计算公式.然而目前国内外开展的相关研究大部分只局限在冷成型的不锈钢构件部分,还没有针对不锈钢焊接截面轴压构件进行相关的研究.与此同时,国内还没有制定相关的结构设计规范,这极大地制约了不锈钢结构在我国的推广与应用.

为了研究双相型不锈钢材轴心受压构件的整体稳定性能,本文对6根双相型不锈钢焊接箱形截面试验柱进行了轴心受压试验研究.重点考察了此类构件的失稳形式、整体稳定承载力以及截面应力的发展,加深对此类轴压杆的失稳模态和稳定承载力的认识,并将实验值与现行规范进行对比,结果可供相关研究参考.

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验的研究对象为6根双相型不锈钢焊接箱形截面轴压试件,采用E308型焊条对双相型不锈钢进行焊接,翼缘和腹板之间采用全焊透的对接焊缝连接,焊脚尺寸hb=5 mm,如图1所示.

图1 箱形截面尺寸符号

试件的实测的几何尺寸见表1,表中,L为试件几何长度;Lt为钢柱两端单刀铰支座转动中心间距(Lt=L+340).所有构件的设计均经过初始计算和数值模拟,尽量确保试件在试验过程中发生整体失稳和避免发生局部屈曲.考虑到不锈钢材料有一定程度的各向异性,构件加工时确保长度方向与轧制方向一致.

表1 试件实测几何尺寸 mm

1.2 材性试验

试验开始前,对双相型不锈钢进行材料性能试验,测得了双相型不锈钢轧制方向的材料属性,如表2所示.将材料性能试验结果与现行欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-4中的应力-应变模型曲线进行对比,结果如图2所示.

表2 轧制方向材料属性

图2 应力-应变试验曲线

1.3 试验装置

试验过程中使用的加载装置如图3所示,采用

图3 试验加载装置

500 t液压式长柱压力试验机进行加载.加载过程中,试件两端各布置一个单刀铰,使得加载装置与柱子端部实现单向铰接,单刀铰的转动轴线与试件弯曲失稳平面垂直;单刀铰转动中心至柱端面距离为170 mm,因此试件的铰接长度Lt=L+340.

1.4 测量

位移计架设如图4所示,位移计LVDT-5和LVDT-6用于测量试件失稳平面内的水平位移,同时在柱中失稳平面外设置一个位移计LVDT-7用于测量试件失稳时失稳平面外柱中截面的水平位移,位移计LVDT-3 和LVDT-4 用于测量试件的竖向变形,即柱底端千斤顶的加载点位移;上、下两端单刀铰两侧的位移计LVDT-1,LVDT-2 以及LVDT-8,LVDT-9 用于测量柱端的转角.

图4 位移计架设示意图

对于两端铰接轴压钢柱,通常情况下,柱中截面是失稳临界截面,因此试验过程中,在所有试件的柱中截面布置了8个应变片，用于分析该临界截面的应变分布;在柱两端截面各布置4个应变片,用于推算试件在弹性受力阶段端部截面应变分布的荷载初

偏心值,应变片布置如图5所示.

(a) 柱端截面

在试验开始前,对每个试件的整体几何初始弯曲进行了测量,采用光学测量设备测量沿柱长方向四分点位置处截面中心偏离柱两端截面中心连线的距离(d1,d2及d3),并取最大值作为试件的几何初始弯曲值d0.

由于实际操作过程中无法直接测量试件截面中心的偏离值,因此测量过程中取钢柱四条棱边在同一截面位置处沿某一方向偏离值的平均值，以此值作为截面中心线的偏离值.对每个试件平面内的初弯曲值均进行了测量,结果见表3.

表3 试件平面内几何初始缺陷测量结果

在表3中,eot,eob表示由柱端应变片数据反算得出的顶端和柱子底端的荷载偏心值;e为总的几何初始缺陷长度,按照e=d0+(e0b+e0t)/2进行计算;符号相反的几何初始缺陷测量结果表示其在竖向荷载作用下产生的附加弯矩方向相反.

2 试验结果及分析

2.1 失稳模态及变形分析

试验结果表明,所有试件均发生整体弯曲失稳,图6为典型失稳模态.

为了研究不锈钢试件的失稳变形发展规律及截面应变发展情况,图7给出了焊接箱形截面全部构件荷载位移曲线(包括荷载-竖向位移曲线、荷载-柱中水平位移曲线).图8给出了试件S2205-4000-B的荷载-柱端转角曲线及柱中截面应变分布曲线;其余试件的变形应力发展规律与该试件相似.

(a) S2205-2000

(b) S2205-1500

图8(a)为试件的柱端转角曲线,曲线较为平滑,表明柱两端的单刀铰较为理想,能够灵活转动.从图8(b)中可以看出,试件S2205-4000-B失稳时,柱中截面最大应变均未超过屈服应变,截面未达到屈服,属于弹性失稳,失稳后部分截面屈服.试件S2205-4000和S2205-3500的失稳模态与试件S2205-4000-B的失稳模态相同,但其余试件却展现了另外2种失稳模态,如图9所示.从图9(a)可以看出,试件S2205-1500发生失稳现象时,柱中截面应变几乎全部超过了屈服应变,因此试件S2205-1500的失稳模态属于塑性失稳.如图9(b)所示,试件S2205-3000发生失稳现象时,柱中部分截面应变超过了屈服应变,部分截面应变还未达到屈服应变,因此试件S2205-3000的失稳模态属于弹塑性失稳.试件S2205-2000失稳模态与试件S2205-3000相同.所有试件均没有出现板件局部屈曲的现象.

(a) 荷载-竖向位移曲线

(b) 荷载-柱中截面水平位移曲线

(a) 荷载-柱端转角曲线

(b) 柱中截面应变分布及发展

(a) S2205-1500

(b) S2205-3000

2.2 稳定承载力

按照极限承载力理论确定构件的极限承载力.受压柱的整体稳定承载力Pu根据压力试验机的力传感器读数得到(见表4).采用下式计算整体稳定系数φ:

(1)

式中,A为试件截面面积;fy为钢材的屈服强度实测值.

表4也给出了其他相关的计算结果,包括构件计算长度Lt、长细比λ以及截面分类、整体稳定系数试验值φ及屈曲折减系数试验值χ、欧洲钢结构规范中的稳定承载力计算值P1、中国钢结构规范中的稳定承载力计算值P2等.

表4 构件稳定承载力及长细比λn

在欧洲钢结构规范EN 1993-1-4中,受压构件的整体稳定承载力为

(2)

式中,γM1为针对构件稳定而设计的抗力分项系数,对于建筑结构取1.1.对不锈钢材料,可采用σ0.2来替代屈服强度fy.

采用下式计算屈曲折减系数χ:

(3)

在中国钢结构规范[21]中,受压构件的整体稳定承载力为

P2=φAfy

(4)

针对不锈钢材料,采用σ0.2替代fy.本次试验中采用的焊接箱形截面构件的板件宽厚比大于20,因而根据中国钢结构规范规定,采用b类曲线.

根据试验结果将每个试件算得正则化长细比，并与采用欧洲规范EN 1993-1-4设计曲线和中国钢结构设计规范设计曲线进行对比,结果如图10所示.可以看出,所有试件的试验值均高于欧洲规范曲线中的设计值；除个别值低于中国规范设计曲线中的设计值外，其余试验值与中国规范曲线的设计值接近.表明欧洲规范EN 1993-1-4采用的设计曲线较为合理,能较为准确地反映试件承载力和屈曲折减系数之间的变化规律,而中国钢结构规范所采用的设计曲线可能高于构件的实际稳定承载力,这样易导致设计不安全,不能满足工程设计与实际的要求,应做相应的调整和修正.

(a) 与欧洲规范设计曲线比较

(b) 与中国规范设计曲线比较

3 结论

1) 对于双相型不锈钢焊接箱型截面轴压构件,试件的失稳模态分为弹性失稳、弹塑性失稳和塑性失稳3种失稳模态,试验过程中试件没有发生板件的局部屈曲现象.

2) 通过试验数据与欧洲EN 1993-1-4和中国钢结构规范比较的结果可以看出,本文试验的试件试验数据均高于欧洲规范中相应的设计曲线,而试件试验数据则个别低于中国规范中的相应的设计曲线.表明欧洲规范EN 1993-1-4中采用的c类曲线较为保守,而中国钢结构规范采用的设计曲线则不适用,需要进一步调整和修正.

3) 本文试验结果表明,现行中国钢结构规范不能满足不锈钢构件的设计要求,因而，本文工作对未来我国不锈钢钢结构设计规范的编制工作有一定的推动作用.同时本文试验所得的数据也为未来不锈钢材料的整体稳定的数值计算模型验证以及相关设计方法的提出提供了相关的试验依据.

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Experimental study on overall buckling behavior of duplex stainless steel welded box columns under axial compression

Yang Lu1Xu Dongchen2Shang Fan1Wang Yuanqing3Zhang Yong2

(1School of Civil Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)(2School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China)(3Department of Civil Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China)

In order to investigate the overall buckling behaviour of duplex stainless steel columns under axial compression, the axial compression tests of six full-scale welded box-section specimens were carried out. The initial geometric imperfection of each specimens and the loading eccentricity were measured before and during the tests, respectively. Based on the test data, the overall buckling deformation characteristics and the buckling capacity of the specimens were analyzed, and compared with the calculation results of the European steel standard EN 1993-1-4 and the Chinese steel standard GB50017—2003. The results show that the test data is higher than the calculation results in EN 1993-1-4, but generally lower than those in GB50017—2003.Therefore, the design curves in EN 1993-1-4 are generally conservative, and the curve in GB50017—2003 should be adjusted correspondingly.

duplex stainless steel; welded box section; axial compression column; overall buckling; load capacity

10.3969/j.issn.1001-0505.2015.02.029

2014-09-06. 作者简介: 杨璐(1982—), 男,博士, 副教授, lyang@bjut.edu.cn.

国家自然科学基金资助项目(51108007)、中国博士后科学基金特别资助项目(2014T70020).

杨璐,徐东辰,尚帆,等.双相型不锈钢焊接箱形截面轴压构件整体稳定性能试验研究[J].东南大学学报:自然科学版,2015,45(2):364-369.

10.3969/j.issn.1001-0505.2015.02.029

TU391

A

1001-0505(2015)02-0364-06