双拼热轧槽钢柱的受力性能有限元研究

王鹏鹏，郁有升，张子露

(青岛理工大学 土木工程学院，青岛 266525)

组合截面钢构件与其他截面形式相比，具有材料利用合理、刚度大、抗扭性能好的优点。在这种组合截面构件中，通过限制单肢构件的长细比，使得整个构件的屈服要先于单肢构件的屈服，从而使整个结构有更好的承载能力[1]。根据组合构件的材料类型，一般分为冷弯型钢和热轧槽钢。对于冷弯薄壁型钢拼合构件，国内外学者采用试验以及有限元方法主要研究了拼合构件的极限承载力。聂少锋等[2]通过试验和有限元软件对由自攻自钻螺钉连接C 形和U形冷弯薄壁型钢而拼合成的箱形柱进行了分析。崔瑶等[3]研究了由C形和U形截面组合而成的双肢和四肢截面冷弯薄壁型钢柱的极限承载力，结果表明长细比是影响试件破坏形态以及承载力的主要因素。乔文涛等[4]提出一种由C形拼合而成的新型十字截面冷弯薄壁型钢柱，并通过有限元软件研究了此类双拼柱在轴压受力下的承载力。对于热轧槽钢组合构件的研究，主要集中于双槽钢拼合构件在延性交错桁架钢框架中[5-9]的运用，冉红东等[5]在研究双槽钢组合截面悬臂构件的过程中，主要分析了填板间距、支撑间距、腹板高厚比以及加劲肋对于构件滞回性能的影响，减小填板间距能够保证单肢槽钢之间的协同工作作用，防止单肢槽钢出现弯扭失稳现象。梁文龙[7]进行了延性交错桁架组合H形截面构件在往复弯曲下的滞回性能试验，研究了填板间距、侧向支撑长度、塑性铰区域加劲肋设置、腹板高厚比等参数对双槽钢组合H形截面滞回性能的影响。

目前对于由螺栓连接的双拼热轧槽钢柱受力性能的研究处于起步阶段。本文建立了考虑材料、几何非线性和初始缺陷的有限元分析模型，对由螺栓连接组合而成的双拼热轧槽钢柱进行模拟分析，研究单肢长细比、柱长度、加劲肋设置对于双拼柱极限承载力和破坏模式的影响。

1 双拼柱设计以及有限元模型的建立

1.1 试件设计

图1为某集装箱装配式建筑设计方案，每个集装箱(图2)建筑框架柱采用带孔槽钢柱作为框架柱，采用螺栓将带孔槽钢柱拼接成双肢热轧槽钢柱，实现集装箱在横向上的组合，如图3所示。

图1 某集装箱装配式建筑外形(单位：mm)

图2 单个集装箱框架(单位：mm)

图3 集装箱框架拼接(单位：mm)

根据上述某集装箱装配式建筑设计方案，选用20a[200 mm×73 mm×7 mm×11 mm]的热轧槽钢作为双拼柱的单肢槽钢。试件长度根据上述建筑层高设置为3300，3900以及4500 mm，螺栓采用10.9级M30摩擦型高强螺栓，螺栓沿试件纵向按照一定距离排列，并在两端50 mm处加强。试件截面形式和尺寸如图4所示，螺栓布置形式如图5所示。

图4 双拼热轧槽钢柱截面(单位：mm)

图5 螺栓布置(单位：mm)

为研究单肢长细比、柱长度、加劲肋设置对双肢槽钢双拼柱极限承载力和破坏模式的影响，本文设计3组共计24个试件进行对比研究。A组试件研究单肢长细比对双拼柱受力性能的影响，单肢长细比分别为10i，20i，30i，40i，50i(i为单肢槽钢的回转半径，i=iy)；B组试件研究柱长度对双拼柱受力性能的影响，试件长度分别为3300，3900，4500 mm；C组试件研究加劲肋设置对双拼柱受力性能的影响，在螺栓两侧或在两排螺栓中间腹板位置设置加劲肋。图6为试件命名规则，图7为典型试件结构布置及尺寸。

图6 试件命名规则加劲肋设置类型分为三类：(1)未设置加劲肋；

图7 典型试件结构布置及尺寸(单位：mm)

1.2 有限元模型的建立

利用有限元分析软件ABAQUS建立有限元分析模型如图8所示，钢材选用Q355钢，弹性模量Es=2.06×105N/mm2，泊松比为0.35，屈服应力为σy=355 N/mm2，材料本构关系服从随动强化法则中的理想弹塑性模型。两肢槽钢腹板背靠背处设置面-面接触，根据《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)[10]摩擦系数为0.4；螺栓杆与槽钢接触面设置面-面接触，设置无摩擦；螺栓帽与槽钢的接触面设置面-面接触，摩擦系数设置为0.4；螺栓采用高强螺栓，高强螺栓预紧力设计值为355 kN，在螺杆上施加螺栓荷载模拟螺栓预紧力。为了实现受压构件下端固定、上端铰接的边界条件，在有限元分析中，约束底端面上所有节点沿x，y，z方向上的平动自由度和转动自由度，约束上端面沿x，y轴方向上的平动自由度U1，U2，如图9所示。划分网格时选取实体单元C3D8R。利用有限元软件对双拼热轧槽钢柱试件进行分析时，将分析步骤分为三步，先对双拼柱试件进行特征值屈曲分析；然后选用1阶模态中的L/1000[11](L为柱长度)屈曲变形为下一步的初始缺陷，施加在模型上；最后采用位移控制的弧长法对双拼柱进行非线性屈曲分析。

图8 有限元分析模型

图9 网格划分以及边界条件

2 双拼热轧槽钢柱受力性能的影响因素

2.1 单肢长细比的影响

设计A组试件研究单肢长细比对于双拼热轧槽钢柱受力性能的影响。表1为A组试件的参数和极限承载力，图10为试件的整体破坏形态，图11为不同长细比情况下双拼柱荷载-竖向位移曲线，图12为横向位移(取试件上横向变形最大的位置)随单肢长细比变化规律，试件承载力随单肢长细比变化规律如图13所示。

图13 A组试件的荷载-单肢长细比曲线

表1 A组试件的基本参数和极限承载力

由模拟分析、图10和图11可知，试件A-3900-50i-(1)在加载初期无明显变形现象，荷载-竖向位移曲线呈线性增长；荷载不断增加，试件在第一排螺栓和第二排螺栓中间出现两肢槽钢分离现象，分离程度随着荷载的增加不断加剧，直至试件破坏，试件最终的破坏形式为单肢槽钢弯曲失稳。试件A-3900-40i-(1)，A-3900-30i-(1)，A-3900-20i-(1)，A-3900-10i-(1)在加载初期，试件未见变形情况，荷载-竖向位移呈线性增长；荷载进一步增加，第一排和第二排螺栓处的翼缘出现屈曲现象，第一排和第二排螺栓中间出现两肢槽钢分离现象，荷载-竖向位移曲线增长关系由线性转为非线性；荷载持续增加，在第二排螺栓处出现整体弯曲现象，荷载-竖向位移曲线增长到最大值，试件最后的破坏形式为整体弯曲失稳破坏。

图10 A组试件的整体破坏形态

由表1、图12和图13可知，双拼热轧槽钢柱极限承载力随着单肢长细比的减小而增大，试件A-3900-50i-(1)，A-3900-40i-(1)，A-3900-30i-(1)，A-3900-20i-(1)，A-3900-10i-(1)的极限承载力均达到同截面H形钢柱承载力的70%以上，其中A-3900-10i-(1)达到了80%以上；单肢长细比由50i逐次降低到10i，试件的极限承载力分别提高了3.0%，2.8%，2.6%，5.0%，单肢长细比由20i降低到10i时，如图13所示，极限承载力提升明显。由图10和图12可知，试件单肢长细比由50i降低到40i时，横向位移明显减小；单肢长细比由40i逐次降低到10i时，横向位移降低幅度未见明显差异。分析对比可知，试件A-3900-10i-(1)两肢槽钢未见明显分离现象，两肢槽钢横向变形位移均在20 mm以内，说明两肢槽钢拼合效应良好。

试件A-3900-50i-(1)单肢长细比过大，单肢槽钢的稳定性较弱，双拼柱的整体性差，导致试件两肢槽钢分离严重，横向位移较大，破坏模式为单肢槽钢弯曲破坏，对比同组其他试件，过早达到屈曲状态，承载力较低。试件A-3900-40i-(1)，A-3900-30i-(1)，A-3900-20i-(1)，A-3900-10i-(1)单肢长细比逐渐减小，单肢槽钢的稳定性增强，使得整个构件的整体弯曲失稳要先于单肢构件的弯曲失稳，极限承载力增加，双拼柱的整体性提升，两肢槽钢分离现象减弱，横向位移随着长细比的减少而变小。

综上所述，双拼热轧槽钢柱的单肢长细比过大，两肢槽钢之间分离严重，极限承载力较低；单肢长细比为10i时，试件未见明显两肢分离现象，承载力明显提升，承载力达到同截面H形钢柱承载力的80%以上，考虑构件受力安全是最重要的因素，建议单肢长细比的取值小于10i。

2.2 柱长度的影响

设计B组试件分析柱长度对于双肢槽钢双拼柱受力性能的影响。表2为B组试件的参数和极限承载力，图14为B组试件的荷载随柱长度变化规律，图15为B组试件的横向位移随柱长度变化规律。

由表2和图14可知，双拼热轧槽钢双拼柱在相同单肢长细比、不同柱长度的作用下，极限承载力变化很小。单肢长细比分别为30i，20i，10i的试件，柱长度由3300 mm增大到3900 mm再增大到4500 mm，极限荷载变化幅度均在1%以内，荷载-柱长度曲线斜率随着柱长度的增大未见明显变化，可见柱长度的变化对双拼柱极限承载力的影响很小。由图15可知，不同长细比的横向位移随着柱长度的增大，均有增大和减小的变化，但变化幅度较小。可见柱长度的变化对双拼柱的破坏形态影响不大。

表2 B组试件的参数和极限承载力

柱长度增加，试件的整体长细比增大，整体稳定性降低，但是双拼柱的承载力和破坏模式未见明显变化，结合2.1节所述，试件发生破坏的位置集中在第一排螺栓和第二排螺栓之间，可见单肢长细比是影响双拼柱承载力和破坏模式的主要因素，柱长度对于双拼热轧槽钢柱的极限承载力和破坏模式影响不明显。

2.3 加劲肋设置的影响

设计C组试件研究加劲肋设置对于双拼柱受力性能的影响。C组试件的参数和极限承载力见表3，试件承载力随加劲肋位置改变的变化规律如图16所示，图17为C组试件横向位移随加劲肋设置的变化规律。

由表3和图16可知，单肢长细比为30i，20i，10i的双拼热轧槽钢柱在螺栓两侧设置加劲肋，试件的极限承载力均明显提高，分别增加了8.3%，8.1%，7.3%；在两排螺栓中间设置加劲肋对于极限承载力均未见明显提升，增加幅度在1%以内。由图17可知，在双拼热轧槽钢柱上设置加劲肋，横向位移变小，说明设置加劲肋能减小试件的变形程度；长细比为10i的双拼柱在两排螺栓中间位置设置加劲肋，对比未设置加劲肋的双拼柱，横向位移在X+方向上减小了77%，说明试件的整体性有显著提升。双拼柱的应力集中位置主要在第一排螺栓和第二排螺栓处，在螺栓两侧设置加劲肋能够提高螺栓处构件的强度，承载力增加明显；双拼柱的破坏位置集中在第一排螺栓和第二排螺栓的中间位置，在两排螺栓中间处设置加劲肋，增加中间位置的强度，并且加劲肋对于单肢槽钢的变形具有约束作用，对比未设置加劲肋的双拼柱横向位移明显减小。

表3 C组试件的参数和极限承载力

综上所述，在双拼热轧槽钢柱的螺栓两侧设置加劲肋能明显提高极限承载力；在两排螺栓中间处设置加劲肋能约束双拼柱的变形程度。考虑构件受力安全是最重要的因素，增加过多加劲肋会造成装配复杂、造价过高等不利因素，建议在螺栓两侧设置加劲肋。

3 结论

1) 单肢长细比由50i降低到10i，双拼柱的极限承载力不断提高，两肢槽钢拼合效应不断增强，单肢长细比是影响双拼热轧槽钢柱极限承载力和破坏模式的关键因素。考虑构件受力安全是最重要的因素，建议单肢长细比的取值小于10i。

2) 双拼热轧槽钢柱受力部位和破坏位置集中在第一排螺栓和第二排螺栓的中间位置，改变柱长度对于双拼柱的极限承载力和破坏模式影响不大。

3) 在双拼热轧槽钢柱的螺栓两侧设置加劲肋能明显提高极限承载力；在两排螺栓中间处设置加劲肋能约束双拼柱的变形程度。考虑构件受力安全是最重要的因素，增加过多加劲肋会造成装配复杂、造价过高等不利因素，建议在螺栓两侧设置加劲肋。