Q460高强角钢轴心受压构件极限承载力试验研究

2018-11-13曹现雷徐勇郝际平

土木与环境工程学报 2018年6期

曹现雷，徐勇，郝际平

(1.安徽工业大学建筑工程学院，安徽马鞍山 243032； 2.江苏省结构工程重点实验室，江苏苏州 215011；3.西安建筑科技大学土木工程学院，西安 710055)

现代结构工程对结构材料高强化的要求日益显著，随着冶炼技术的不断提高，生产出强度高、质量稳定的高强度钢材已不再困难，这就使得高强角钢运用于输电铁塔成为可能。中国输电线路铁塔大多使用235、345 MPa等普通热轧角钢，相比日本、美国，品种单一且强度较低[1]，因此，高强度角钢的推广很有必要。

已有不少学者对角钢受压构件开展了相关研究[2-7]。Usami等[8]完成两种等级等边角钢试验，表明小长细比杆件极限荷载与美国ASCE-1997导则[9]计算值稳合较好，大长细比试验值则大于ASCE值。Adluri等[10]研究角钢受压构件的屈曲模式，发现86版美国钢结构规范AISC-LRFD设计偏安全，拟合出角钢构件修正柱子曲线。曹现雷等[11]研究了Q460单角钢一端轴心一端偏心加载杆件破坏形态和受力性能，表明中国DL/T 5154—2002规范[12]计算方法偏保守，提出改良ASCE后的设计方法。班慧勇等[13-14]对高强角钢轴压柱受力性能进行研究，给出的建议稳定系数明显超出GB 50017—2003规范[15]中的b类曲线，并基于数值分析提出涉及相关屈曲的设计方法。

鉴于Q460角钢广阔的运用前景，相关规范有待完善，笔者对轴压构件承载能力进行了试验研究。

1 试验概况

1.1 材性试验

试件制作与试验过程均满足中国规范[16-17]相关规定，取样位置如图1所示，结果如表1、图2所示。其中：b为等边角钢肢宽度;fy为钢材的屈服强度；fu为钢材的抗拉强度；δ为钢材伸长率；E为钢材弹性模量；fu/fy为钢材强屈比；εy为屈曲应变；εst为初始强化应变；εu为极限应变。

图1 材性试件取样位置Fig.1 Location of specimens for tensile coupon

规格E/ 105MPafy/MPafu/MPaδ/%fu/fyQ460L125081.9953071522.01.35Q460L125102.2052568521.01.30Q460L160102.0251568025.01.32Q460L160122.0653068520.01.29Q345B钢板2.0244058027.01.32

图2 试件应力-应变曲线Fig.2 Stress-strain curve of

1.2 试件概况

共设置48根轴压试件，相同试件设置3组，包括4种角钢规格和4种长细比，两端支座采用球铰、单刀口和双刀口。为避免接触面摩擦力过大导致球铰不能正常转动，将球铰凹底座进行剖面加工，使底座球面半径扩大。各试件实测尺寸如表2所示。表中:l为试件平均实测高度，取角钢两肢的平均值，l=l0+t0，l0为角钢纵向长度，t0为端板厚度；B为角钢肢平均宽度；t为角钢肢平均厚度；A为实测角钢肢宽度和厚度对应的截面面积。除球铰支座试件，试件计算长度需考虑支座高度，其构造如图3所示。

图3 试件构造图Fig.3 Diagrammatic sketch of

试件编号l/mmB/mmt/mmA/mm2PE/kN试件编号l/mmB/mmt/mmA/mm2PE/kNL12508-30-1753.3125.08.22024.8845L12508-60-11503.7125.28.12004.7610L12508-30-2753.7125.08.12 001.5850L12508-60-21 503.7125.08.12 001.5725L12508-30-3754.0125.08.22 024.8825L12508-60-31 505.0125.08.12 001.5620L12510-30-1748.3125.09.92 419.11 175L12510-60-11 492.7125.010.02 440.0670L12510-30-2748.3125.210.02 446.11 190L12510-60-21 490.7125.210.02 446.1705L12510-30-3747.0125.09.92 419.11 165L12510-60-31 493.7125.410.02 450.1715L16010-30-1962.7159.010.03 122.11 260L16010-60-11 926.3158.810.03 118.11 120L16010-30-2964.3158.49.93 080.41 230L16010-60-21 921.7159.210.03 138.91 145L16010-30-3963.3159.410.03 130.11 260L16010-60-31 922.0158.410.03 122.91 075L16012-30-1956.0159.011.93 697.51 875L16012-60-11 915.3158.611.93 688.01 315L16012-30-2956.7159.211.83 672.81 920L16012-60-21 913.0159.211.93 702.31 350L16012-30-3958.0158.811.93 692.81 860L16012-60-31 913.7158.811.93 692.81 460L12508-45-11 127.7125.08.12 001.5785L12508-80-12 003.3125.28.01 981.3360L12508-45-21 127.0125.08.12 001.5760L12508-80-22 004.0125.08.01 970.0410L12508-45-31 128.0125.28.12 004.7815L12508-80-32 002.7125.08.12 001.5530L12510-45-11 119.0125.29.92 423.01 145L12510-80-11 988.3125.09.92 419.1500L12510-45-21 120.0125.09.92 419.11 200L12510-80-21 987.3125.09.92 419.1540L12510-45-31 121.3125.09.92 419.11 145L12510-80-31 987.0125.010.02 440.0505L16010-45-11 442.7159.210.03 126.11 240L16010-80-12 563.3158.410.03 122.9805L16010-45-21 445.7158.610.03 114.11 205L16010-80-22 563.0158.610.03 126.9810L16010-45-31 442.0158.810.03 118.11 220L16010-80-32 563.3158.410.03 122.9740L16012-45-11 432.3159.012.03 726.91 830L16012-80-12 549.3158.412.13 741.8940L16012-45-21 437.0158.811.93 692.81 830L16012-80-22 547.3159.212.13 761.2895L16012-45-31 436.3159.211.93 702.31 450L16012-80-32 548.0158.811.93 692.8910

注：PE为极限荷载；“ ”单划线表示试件两端为单刀口支座；“ ”双划线表示试件两端为双刀口；其余为球铰支座。

1.3 试验装置

试验采用YES-500长柱试验机对受压试件进行竖向静力加载，轴压柱上、下两端板中线对应角钢几何中心，保证试件轴心加载。如图4所示，试件采用球铰、单刀口铰和双刀口铰3种支座形式。为接近实际输电线路铁塔结构约束条件，在球铰处设置4根丝杠，防止加载过程中球铰发生绕试件纵轴扭转；双刀口支座两刀口与角钢两肢平行，垂直通过角钢形心；单刀口支座刀口正对角钢最小几何轴。刀口支座端板设有调平螺栓，方便试件放置。

图4 试验装置

1.4 测试方案及加载制度

为测量各截面横向位移、研究试件变形特征和分析截面应力-应变关系，在角钢截面布置位移计和应变片，位置如图5所示。

图5 测点位置示意图Fig.5 The diagrammatic sketch of measuring point

试验参考承载力根据美国输电铁塔设计导则ASCE 10-1997[9]估算而得。将构件安装于试验机，几何对中后施加3%的预加荷载，通过应变片读数调整试件位置，保证平均差值在5%内。当施加荷载小于50%极限承载力时，每级荷载取极限荷载的10%;施加荷载在极限荷载的50%～80%范围内，每级取5%;达80%后，取2%，直至试件破坏。级间持载1 min，用TDS602采集仪记录各应变片和仪表读数。观察卸载后试件形态，对大长细比试件压力值卸至极限荷载的80%，小长细比试件卸至50%。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

仅对具有代表性的长细比为30的L12510-30-1和长细比为80的L12510-80-1两个试件试验现象进行描述。

2.1.1 L12510-30-1试件现象图6为杆件破坏形态、中截面荷载-位移和应变关系。图中：Δ为纵向位移，δ为横向位移，ε为截面应变。

图6 试件L12510-30-1试验结果Fig.6 Testing results of specimen

加载初期，试件无明显变形；临近试件破坏，荷载-位移关系斜率减小，试件处于弹塑性阶段，角钢端部两肢绕纵轴同向转动，一肢向外鼓曲变形，另一肢向内鼓曲，在荷载-应变曲线上，1、2号百分表针向内压缩，3、4号百分表向外伸长，中截面应变片为正值，说明此测点受压力作用；继续增加荷载，试件端部变形加快，很快达到极限荷载1 175 kN，无法继续承载，超过此荷载，随着压力减小，试件轴向位移、角钢扭转变形反而加速，试件发生以局部屈曲为主的弯扭失稳破坏。

2.1.2 L12510-80-1试件破坏现象图7为试件破坏形态、中截面荷载-位移和应变关系。

图7 试件L12510-80-1试验结果Fig. 7 Testing results of specimen

加载初期，试件无明显变形；压力达到200 kN后，试件向角钢肢背有弯曲变形趋势；在临近极限破坏前，各百分表读数变化缓慢，试件弯曲变形均匀，中截面6号和7号测点应变值大于5号和8号应变值，说明发生绕最小几何轴弯曲变形，角钢肢背处所受压力较肢尖处大。荷载继续增加，肢尖处5号、8号应变由正值变为负值，肢尖应力由压转为拉，且6号、7号应变值持续增加，直至试件达到荷载极限500 kN，百分表读数迅速增大，试件发生绕最小几何轴的弯曲失稳破坏。

2.2 试验结果分析

Q460高强角钢构件轴压试验结果见图8，数值均取同类构件的平均值。同组试件结果相差不大，说明在同等条件下试验效果良好，能够在该条件下较准确地表达试件受力现象。同类杆件双刀口支座承载力与单刀口试件相差不大。

图8 承载力试验结果Fig. 8 Test results of bearing

2.2.1 试验值与规范计算值比较长细比为30和45的试件两端采用球铰支座，在试验中发现，经剖面加工的球铰未能达到预期效果，仍无法自由转动，如同固定条件，需采用等效计算长度来表示杆实际长度，根据约束条件将其简化为两端铰接的杆，对于两端固定的轴心压杆，计算长度系数为0.5，建议值为0.65[18]。PA1和PA2为ASCE按照上述两种取值的荷载计算值，两值相差在-0.3%～+2.3%范围内。

由表3可知，长细比等于30和45的Q460高强角钢杆件，其承载力分别比GB50017规范、ASCE导则和DL/T 5154规范计算值高出+52.09%～+92.27%、+2.8%～+22.8%和-0.48%～+36.99%；对于大长细比试件，其试验值分别高+13.35%～+76.88%、-19.2%～+29.1%和+14.39%～+103.84%。可见，GB 50017规范较ASCE导则和DL/T 5154规范过于保守，难以达到安全性与经济性的协调统一，原因在于，中国规范所采用的稳定系数小于美国ASCE导则中的稳定系数，且中国钢结构设计规范并未规定宽厚比超限构件相关承载力计算方法。相比其他两种规范，美国ASCE导则理论计算值与试验结果差值在可接受范围内。综上可见，对于Q460高强角钢轴心受构件的极限承载力计算方法，不适用直接套用GB 50017—2003和DL/T 5154—2002规范中用于计算低强度角钢构件的设计理论。

表3 试验值与理论值比较Table 3 Comparison of test results and theoretical calculation results

注：PE为极限荷载；PG为按GB 50017—2003规范计算的理论值，采用b类截面轴压柱子曲线；PA2为按ASCE-1997导则对球铰支座取0.65计算长度系数计算的理论值；PD为按DL/T 5154—2002规范计算的理论荷载，稳定系数由b类柱子曲线得出。

2.2.2 GB 50017—2003与ASCE 10-1997计算值比较美国ASCE导则计算值明显高于GB 50017规范值，原因在于，中国规范GB 50017—2003是以普通碳素钢Q235为基础的理论推导，考察缺陷拟合成佩里形式的柱子曲线表达式；而ASCE则按类同于中国Q345钢，采用试验方法拟合成抛物线形式的计算公式。两者所适用钢材的范围不同，且理论方法难以精确描述与实际构件相符的边界约束条件。

2.2.3 长细比对试验结果的影响由图8可知，同类截面承载力随长细比的增大而减小，长细比等于30和45的杆件以局部破坏为主，大长细比等于60和80的杆件以弯扭失稳为主。达到极限荷载时，小长细比试件中截面受压力作用，大长细比不仅有压力作用，还有受压区域。除个别试件，杆件随长细比增大，承载力下降幅度增大。名义长细比等于30和45的同截面试件承载力相差不大，原因在于，其实际长细比则分别小于20和30，此时由强度控制试件承载力，长细比的改变对杆件影响很小。