角钢防屈曲加固措施试验与模拟研究

2023-01-25菅明健张华恺张都清张广成

山东电力技术 2022年12期

菅明健，张华恺，，田利，张都清，张广成

（1.国网山东省电力公司电力科学研究院，山东济南 250001；2.山东电力工业锅炉压力容器检验中心有限公司，山东济南 250001；3.山东大学土建与水利学院，山东济南 250061）

0 引言

等边角钢具有承载性能良好、连接便捷和制作简单等优势，被广泛应用于输电铁塔、海洋平台和各种钢结构中［1-2］。地震作用或风荷载下，钢结构中的角钢构件遭受循环拉压荷载，由于屈曲效应呈现出不对称的受拉和受压行为，空间钢结构的局部区域传力路径改变且应力重分布，更多角钢构件失效，最终导致空间钢结构发生倒塌破坏［3-6］。采取可靠的加固措施，改善角钢构件的滞回行为，对于预测钢结构的振动响应具有重要意义［4］。

近年来，国内外学者为了改善角钢构件的受压承载性能，研究了不同形式的角钢加固措施。Mills等［7］研究了角钢构件的多种加固型式（一字型、双角钢和十字型）对角钢加固效果的影响，发现不同加固型式均能够显著提高角钢的受压承载性能。Lu 等［8］并联附加角钢提出了角钢加固措施，通过开展试验和数值模拟，研究了加固措施的传力机理，结果表明螺栓滑移和连接件刚度对其加固效果有很大影响。李振宝等［9］附加相同规格角钢将原角钢构造十字型截面，发现十字型截面加固方法的承载性能提升率达70%以上。刘树堂［10］研究了抱箍夹持角钢加固措施的加固效果，结果表明该加固措施能够有效提高原角钢的极限承载力，且夹具数量和长细比是影响其承载性能的关键因素。姚瑶等［11］通过开展加载试验和数值模拟，研究了角钢并联加固方式的承载力影响规律，表明该并联加固法提升率达40%。孙启刚等［12］针对角钢的受力特点，提出了一种角钢原位加固方法，通过理论和试验验证，讨论了该加固方法的可行性。张翼飞等［13］为了改善单角钢的受压稳定性，研究了防屈曲加固方法的参数影响，确定了间隙、间距和宽厚比最优值。代紫兰等［14］针对一种新型夹具式加固方案，研究其破坏形式和承载能力，并对加固件和原角钢构件的摩擦系数和传力效率进行研究。Lu［15］采用螺栓连接设计了一种十字型角钢加固措施，对其承载性能进行分析，结果表明，螺栓预紧力和滑移力对加固效果具有显著影响。张戬等［16］提出了一种T 形组合角钢加固方法，基于加载试验和数值模拟，验证了该加固方法能够显著提高角钢的承载能力。苏子威等［17］针对角钢输电塔的受力特点，提出了一种新型夹具式角钢加固方法，研究了夹具数量和布置方式、螺栓预紧力等对加固方法传力效率和承载力的影响，表明夹具数量和螺栓预紧力对加固后构件承载力有很大的影响。熊国文［18］为了提高输电塔的抗灾变能力，采用钢板、抱箍夹具和高强度螺栓组成加固装置对薄弱角钢进行加固，通过开展加载试验和有限元模拟，研究了加固钢板尺寸、屈服强度和初始间隙等对加固效果的影响规律。董义义等［19-20］提出了一种新型无损加固措施，即采用夹具将原角钢和加固构件形成组合截面，采用数值模拟研究了加固后构件的受力和变形特征，结果表明该加固措施的加固效果良好，可以广泛应用于输电铁塔的维修和加固工程中。综上可以看出，目前已经提出了多种改善单角钢受压承载性能的加固方式。然而，循环荷载下角钢的滞回特性非常复杂，受压承载力和刚度变化显著，目前研究鲜少涉及角钢加固措施的滞回性能分析。

基于此，为了改善单角钢的承载性能和滞回性能，提出了一种装配式组装角钢防屈曲加固措施。通过开展加载试验和数值模拟，研究了防屈曲加固措施的加固效果，并验证有限元模型的正确性。采用已经验证的有限元模型，研究了防屈曲加固措施的滞回特性，进一步评估了角钢的加固效果。

1 角钢防屈曲加固措施

目前，对角钢构件进行加固时，辅助材与原角钢的连接方式多为螺栓打孔连接，采用该种连接方式会对原角钢自身承载力造成不利影响。为了改善等边角钢的受压稳定性和承载能力，提出一种装配式组装、工程应用便捷且加固效果显著的角钢防屈曲加固措施。该角钢防屈曲加固措施无需对原角钢进行打孔，保障了原角钢自身承载力不受影响，同时为角钢提供约束，防止角钢过早屈曲，有效提升角钢构件的受压承载力。该加固措施适用于已有钢结构的加固改造，当钢结构因功能改变或者外部环境变化导致负载增加，已有角钢构件的受压承载力无法满足要求时，通过采用该防屈曲加固措施提升原角钢的受压承载力，满足结构的安全性需要。角钢防屈曲加固措施的构造如图1 所示。在被加固角钢的两侧设置外约束角钢和内约束角钢，外加固角钢的内侧进行切割加工，内加固角钢的外侧进行倒角处理，内加固角钢外侧与被加固角钢内侧打磨并贴合，外加固角钢内侧与被加固角钢外侧打磨并贴合；外加固角钢和内加固角钢的对应部位进行打孔并通过螺栓连接，在内、外加固角钢之间设置多个垫圈，可根据加固要求合理确定螺栓孔和螺栓数量。该角钢防屈曲加固措施加固形式简单，能够有效改善角钢的受压承载力。

图1 防屈曲加固措施构造

2 防屈曲加固措施试验概况

2.1 防屈曲加固措施设计

选取两种规格的原角钢构件，即Q1 和Q2，对应的防屈曲加固措施为BRB-Q1和BRB-Q2，试验构件的具体尺寸信息列于表1。原角钢和加固角钢均采用Q235 钢材制作而成。Q1 构件的截面尺寸为L100 mm×8 mm、长细比为90；BRB-Q1 构件的内、外加固角钢截面尺寸分别为L135 mm×8 mm和L150 mm×10 mm，长度均为1 000 mm，采用10 个M16 螺栓连接。Q2 构件的截面尺寸为L90 mm×8 mm、长细比为75；BRB-Q2 构件的内、外加固角钢截面尺寸分别为L120 mm×8mm和L135 mm×8 mm，长度均为800 mm，采用8 个M16 螺栓连接。原角钢两端采用2 个高强螺栓与连接板连接，连接板焊接到底板上。

表1 试验构件尺寸信息

2.2 单调受压试验概况

采用2 000 kN 四立柱压力机对原角钢构件和防屈曲加固措施进行单调受压加载试验，角钢试件放置于压力机底座上，上部直接与压力机加载端接触，加载装置如图2 所示。整个加载过程采用位移控制，当角钢构件受压承载力达到峰值，降低到最大受压承载力的80%或角钢呈现较大变形后停止加载，试验数据由四立柱压力机直接采集和输出。为保证试验数据的准确性，采用万能试验机开展材性试验，测试同一批次钢材的屈服强度、抗拉强度和伸长率等参数，角钢构件Q1 和Q2 所用钢材的屈服强度、抗拉强度和伸长率分别为276.66 MPa 和272.34 MPa、398.25 MPa和405.74 MPa、26.53%和24.61%。

图2 试验安装示意图

2.3 有限元模型建立

在有限元软件ABAQUS 中采用实体单元建立原角钢构件和加固措施有限元模型，如图3 所示。所有部件均采用双折线弹塑性材料模型，并采用中心轴算法对各个部件进行划分六面体网格，沿截面厚度的网格尺寸为板件厚度的1/3，沿构件长度的网格尺寸为构件长度的1/60。底板与连接板采用TIE 约束，角钢与连接板、角钢与螺栓和连接板与螺栓的相互作用采用摩擦接触和硬接触。角钢两端的底板中心设有耦合点，耦合点与底板采用Coupling 约束，一个耦合点设置固定约束，另一个耦合点仅释放沿轴线方向的自由度，并施加指定的位移荷载。

图3 有限元模型

2.4 结果分析与验证

原角钢和防屈曲加固措施受压承载力对比如图4 所示。可以看出，通过试验得到的原角钢Q1 和Q2的受压承载力分别为217.5 kN和268.5 kN，对应的防屈曲加固措施BRB-Q1 和BRB-Q2 的受压承载力分别为276.6 kN 和309.1 kN，承载性能分别提升了27.2%和15.1%，表明该防屈曲加固措施具有良好的加固效果。加载试验和有限元模拟结果吻合较好，最大误差均在4%以内，验证了有限元模拟的正确性。

图4 受压承载力对比

原角钢的受压屈曲模式如图5 和图6 所示。可以看出，当原角钢受压承载力达到峰值后，原角钢发生整体屈曲，跨中出现明显的横向变形，有限元模拟中原角钢两端也发生局部变形，原角钢跨中和两端的应力分布集中。由图7和图8可以看出，防屈曲加固措施改变了原角钢的屈曲模式，加固后原角钢的两端发生明显局部变形，且应力分布较为集中。有限元模拟的原角钢和防屈曲加固措施屈曲模式与试验结果基本一致，表明有限元模拟能够准确地呈现其变形模式和应力分布。

图5 Q1变形模式

图6 Q2变形模式

图7 BRB-Q1变形模式

图8 BRB-Q2变形模式

通过构件的单调受压试验和模拟结果可以发现，该防屈曲加固措施对该两种构件受压承载力的提升效果显著，承载力提升率最小为15.1%。当采用该加固措施提升角钢构件的受压承载力时，须首先针对结构增加的负载计算相应角钢构件需要的承载力，从而确定采用该种加固方式能否满足结构的需要。该加固措施与传统的加固措施相比，构件制作简单，现场安装方便，具有较好的经济性。

3 防屈曲加固措施滞回特性分析

如前所述，地震作用或风荷载下，钢结构中杆件遭受循环拉压荷载，成为杆件发生塑性变形时钢结构耗散能量的主要途径。当杆件受压达到屈曲临界承载力时，杆件发生屈曲，角钢在循环荷载下呈现出复杂的滞回行为，包括受压屈曲和后屈曲行为、受压卸载并反向受拉加载的刚度退化现象、塑性伸长现象以及屈曲承载力退化现象。对原角钢构件采取防屈曲加固措施后，其是否能改善原角钢构件在循环荷载下的滞回行为需要进一步明确。

采用2.3 节中已经验证的有限元模型，研究循环荷载下原角钢构件和防屈曲加固措施的滞回特性。图9 和图10 给出了两种规格原角钢和防屈曲加固措施滞回曲线对比。可以看出，由于屈曲效应，原角钢在循环荷载下呈现出不对称的受压和受拉行为。当原角钢受压发生失稳时，受压承载力达到最大，但是均不同程度地小于原角钢的受拉承载力。在后续的循环加载中，原角钢的受压屈曲承载力逐渐降低；在受压卸载并反向受拉加载阶段，由于原角钢跨中仍存在显著的横向变形，原角钢的刚度明显降低。另一方面，于原角钢构件Q2 相比，原角钢Q1 的力-位移滞回曲线较狭窄，刚度退化现象更明显且受压承载力降低更显著，这主要因为原角钢Q1 的长细比大于Q2 的长细比，分别为90 和75，表明长细比对角钢滞回特性有较大的影响。

图9 Q1和BRB-Q1滞回曲线对比

图10 Q2和BRB-Q2滞回曲线对比

表2 列出了不同循环次数下原角钢和防屈曲加固措施滞回耗能量对比。可以看出，随着循环次数增加，原角钢和防屈曲加固措施的滞回耗能量逐渐累积，每次循环下防屈曲加固措施的滞回耗能量比原角钢的滞回耗能量多，表明防屈曲加固措施改善了原角钢的滞回特性。不同循环次数下承载力变化列于表2。可以看出，当循环次数小于4 时，原角钢和防屈曲加固措施的受压承载力逐渐增加到屈曲强度，受拉承载力增加到屈服强度，随后受压承载力逐渐退化，且受拉承载力保持不变。当循环次数为7 时，对于原角钢Q1，受压承载力从-195.7 kN 降低到-139.5 kN，减小了28.7%，而相应的防屈曲加固措施Q1-BRB，受压承载力从-258.7 kN 降低到-213.8 kN，减小了17.4%，表明防屈曲加固措施提高了原角钢的受压承载性能。另一方面，对于原角钢Q1 和Q2 以及防屈曲加固措施Q1-BRB 和Q2-BRB，受拉承载力分别近似260 kN 和290 kN 以及280 kN 和290 kN 时基本保持不变，表明防屈曲加固措施对原角钢的受拉承载力影响不大。

表2 滞回耗能量和承载力对比

两种规格原角钢和防屈曲加固措施在循环荷载的最后时刻的变形模式如图11 和图12 所示。可以看出，当循环荷载结束后，原角钢和防屈曲加固措施均发生了永久变形。原角钢跨中出现了明显的横向变形，而防屈曲加固措施中原角钢的两端发生了局部变形，而内、外加固角钢仍完好且没有出现明显变形，表明防屈曲加固措施改变了原角钢的屈曲模式，由角钢整体屈曲变形改变成局部变形。