冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)低周往復(fù)荷載試驗研究

陳 明，邵斐璠

(內(nèi)蒙古科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010)

蒙古包是中國具有民族文化的傳統(tǒng)民居房屋，遷移性是蒙古族生活的特點，是蒙古包建筑的精髓。蒙古包主要由哈那(圍壁)、烏尼(頂桿)、陶腦(天窗)、烏德(門)和巴根(柱)等組成，如圖1所示。傳統(tǒng)的蒙古包主要靠哈那和烏尼來提供承載力，當(dāng)開間跨度較大時可適當(dāng)增加巴根，而傳統(tǒng)蒙古包的結(jié)構(gòu)基本上是柳木質(zhì)結(jié)構(gòu)，容易受潮變形腐爛，而且原料來源也越來越受限[1]。在現(xiàn)代，新型蒙古包建筑結(jié)構(gòu)類型層出不窮[2-4]，例如玻璃鋼結(jié)構(gòu)蒙古包、混凝土結(jié)構(gòu)蒙古包、鋼管焊接式等。隨著草原文化旅游的盛行，這些結(jié)構(gòu)不能滿足當(dāng)前草原旅游地區(qū)房屋大跨度、大空間、高承載力、可遷移改造的需求[5]以及國家綠色發(fā)展的要求。因此，基于冷彎型鋼的材料特性，提出了由冷彎薄壁C型鋼節(jié)點和單榀剛架組成的蒙古包結(jié)構(gòu)。在不改變蒙古族房屋造型特色的基礎(chǔ)上，通過熱軋鋼板和高強(qiáng)螺栓將冷彎薄壁型鋼建成性能更優(yōu)的空間鋼框架結(jié)構(gòu)，可提高傳統(tǒng)草原地區(qū)房屋抗震性能、內(nèi)部使用空間以及建造改造效率等。國內(nèi)外學(xué)者對冷彎薄壁雙肢型鋼截面梁柱及節(jié)點進(jìn)行了大量的試驗研究和理論分析，周緒紅[6-8]采用試驗和有限元方法分析了不同影響因子對冷彎薄壁卷邊槽鋼組合工字梁的受彎性能的影響，并提出了計算冷彎薄壁卷邊槽鋼組合工字梁極限承載力的有效寬度法和折減強(qiáng)度法。李元齊等[9-10]通過振動臺試驗發(fā)現(xiàn)冷彎薄壁型鋼低層住宅能夠滿足抗震設(shè)防要求，并結(jié)合有限元模擬對結(jié)構(gòu)阻尼比的參數(shù)進(jìn)行分析認(rèn)為，多遇地震作用下阻尼比取0.03較為合適，罕遇地震作用下取0.03～0.05較為合適。CHUNG et al[11-12]對螺栓連接的冷彎C型鋼節(jié)點進(jìn)行了力學(xué)性能試驗研究，認(rèn)為螺栓-鋼板連接形式具有較高的彎矩傳遞效率，并且可以在雙肢冷彎薄壁C型鋼節(jié)點中實現(xiàn)。陳明等[13-15]對帶墊板的雙肢冷彎薄壁C型鋼節(jié)點和單榀蒙古包剛架用試驗和有限元模擬分析的方法分別進(jìn)行了承載力及抗震性能分析，得出該類節(jié)點和單榀蒙古包剛架具有良好的抗震性能，且單榀蒙古包剛架陶腦處的構(gòu)造形式可以有效地傳遞荷載。

圖1 傳統(tǒng)蒙古包

國內(nèi)外已有的研究成果為冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)的提出與研究奠定了基礎(chǔ)。本文在之前研究的基礎(chǔ)上，將提出的結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行擬靜力試驗研究，并評價其受力性能，以期為該結(jié)構(gòu)體系的工程應(yīng)用和理論分析提供可靠依據(jù)。

1 試件概況

1.1 試件設(shè)計

研究為對冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)施加水平低周往復(fù)荷載作用下的擬靜力試驗。試件為由三榀門式剛架組成的六邊形蒙古包，門式剛架中間用新型陶腦連接，每榀之間由冷彎C型鋼作圈梁通過節(jié)點板和高強(qiáng)螺栓連接，梁梁之間設(shè)有檁條，柱柱之間設(shè)有墻梁，柱腳處設(shè)有底板，底板與鋼地梁連接固定，地梁通過地腳螺栓與混凝土地面固定。試件梁柱均采用冷彎雙肢C型鋼背靠背組合形式，梁柱連接處節(jié)點板均按照規(guī)范[16]設(shè)置四個螺栓孔，檁條、墻梁均通過節(jié)點板與梁柱連接，節(jié)點板焊縫按規(guī)范要求施工。構(gòu)件設(shè)計參數(shù)見表1，試件幾何尺寸以及三維構(gòu)造分別如圖2及圖3所示。

表1 試件設(shè)計參數(shù)

1.2 試件材料

試件的所有鋼材均采用Q235B；螺栓均采用10.9級摩擦型高強(qiáng)螺栓，進(jìn)行材性試驗的材料均為同批次出產(chǎn)的鋼材。冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)的基本材料性能見表2.

1.3 試件裝置

試驗加載裝置的設(shè)計如圖4所示。將500 kN液壓伺服作動器的一端固定在剪力墻上，另一端通過螺栓將特制的加載端和柱頂節(jié)點板相連。為防止水平作動器發(fā)生上下以及左右的移動，作動器前端用槽鋼約束住。蒙古包的六個柱腳分別用高強(qiáng)螺栓將柱腳底板連在六個地梁上，地梁兩端分別由一個直徑為55 mm的地腳螺栓固定。在安裝蒙古包時，將陶腦的中心與水準(zhǔn)儀的中心嚴(yán)格對中，每榀框架的中心都在一個平面內(nèi)，每根柱子都可以與地面保持相對的垂直，從而保證試驗的準(zhǔn)確性。

1.4 加載制度

加載方案為單點水平低周往復(fù)加載。由于冷彎薄壁C型鋼腹板薄承載力不高，結(jié)構(gòu)屈服荷載可能

圖2 試件幾何尺寸(單位：mm)

圖3 試件三維詳圖

表2 材料性能參數(shù)

圖4 加載裝置圖示

出現(xiàn)在加荷步數(shù)內(nèi)，以致很難得到結(jié)構(gòu)承載能力極限值的準(zhǔn)確范圍，從而導(dǎo)致實驗結(jié)果不準(zhǔn)確。為避免這樣情況的出現(xiàn)，采用位移控制加載方案，如圖5所示，分為兩個階段。第一階段直接以小位移方式加載結(jié)構(gòu)，起始位移為1 mm，步數(shù)間隔為1 mm，每步循環(huán)1次，每次循環(huán)時間為2 min；待結(jié)構(gòu)達(dá)到屈服時，記錄此時屈服荷載和屈服位移。第二階段采用位移分級控制加載，以屈服位移為基礎(chǔ)進(jìn)行循環(huán)加載，加載間隔和加載速率根據(jù)試驗實際情況進(jìn)行調(diào)整，每級循環(huán)3次，直到荷載值降到極限荷載的80%以下，終止試驗。

1.5 測量方案

試驗數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由傳感器、數(shù)據(jù)采集儀和計算機(jī)三部分組成。試件為空間結(jié)構(gòu)，試驗過程中，首先考慮試件的整體變形，然后考慮試件的局部變形。為了解不同階段不同位置的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，對核心構(gòu)件及其關(guān)鍵區(qū)域進(jìn)行應(yīng)變片的粘貼，應(yīng)變片粘貼的位置主要集中在節(jié)點板邊緣處的C型鋼腹板、翼緣處、陶腦處以及各個連接板上。在加載端柱頂內(nèi)側(cè)布置2個200 mm的大量程位移計，以測量柱頂位移及偏移；在其余5個柱頂及陶腦處各布置1個200 mm的大量程位移計，用來測試剛架的協(xié)同變形情況。測點布置如圖6所示。

圖5 加載制度

圖6 測試方案布置圖

2 試驗現(xiàn)象

為方便描述試驗現(xiàn)象，把蒙古包結(jié)構(gòu)的梁、柱等進(jìn)行編號，其中柱1-1、1-2與梁1-1、1-2組成第1榀剛架，蒙古包試件主體由三榀剛架組成。編號如圖7所示。

圖7 試件組成編號

首先進(jìn)行第一階段的加載。當(dāng)位移為12 mm時，加載平面柱1-1上端腹板和梁1-2端腹板均出現(xiàn)鼓曲，如圖8(a)、(b)，結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度出現(xiàn)明顯下降。此時通過計算機(jī)測得的施加荷載為31.8 kN，試驗實時記錄的荷載-位移曲線開始由線性轉(zhuǎn)為非線性，認(rèn)定結(jié)構(gòu)屈服。以Δy=12 mm為試件3次循環(huán)位移加載的初始位移。

在2.0Δy加載過程中，整體結(jié)構(gòu)出現(xiàn)連續(xù)的巨大響動，比30°試件響動更加劇烈。梁柱節(jié)點、梁梁節(jié)點均有螺栓滑移以及柱1-1上端腹板和梁1-2端腹板出現(xiàn)鼓曲，如圖8(c).

在3.0Δy加載過程中，推過程在梁梁之間的鋼帶檁條和柱柱之間的鋼帶墻梁上均出現(xiàn)明顯的拉壓變形，如圖8(d)，而拉過程檁條和墻梁先恢復(fù)原形后出現(xiàn)反向拉壓變形。梁柱節(jié)點、梁梁節(jié)點均有螺栓滑移以及柱1-1上端腹板和梁1-2端腹板鼓曲加劇，加載近端柱1-1底腹板出現(xiàn)鼓曲，如圖8(e).整個推拉過程伴隨著巨大響動。

在4.0Δy加載過程中，鼓曲部位形變加劇，但未出現(xiàn)裂紋，加載平面近端柱1-1底鼓曲形變大于柱頂，柱1-2頂腹板出現(xiàn)輕微鼓曲，如圖8(f).

在5.0Δy加載過程中，加載平面柱1-1上、下端腹板和梁1-2端腹板鼓曲處均出現(xiàn)裂紋且梁端處更為明顯一些，而在第二、三次循環(huán)中，出現(xiàn)了小裂縫且發(fā)生了擴(kuò)展，而梁端產(chǎn)生的裂縫比柱更加明顯，如圖8(g)、(h).整個過程伴隨著巨大響動，檁條、墻梁均發(fā)生可恢復(fù)變形，平面外兩榀形變比較大，但梁端、柱頂尚未出現(xiàn)鼓曲。

在6.0Δy加載過程中，裂縫加劇撕裂，柱2-1和柱3-2的柱頂腹板均出現(xiàn)輕微鼓曲現(xiàn)象，柱1-1頂腹板和翼緣已經(jīng)大面積撕裂，柱底撕裂程度小于柱頂，如圖8(i)、(j).

在7.5Δy加載過程中，加載近端柱頂腹板已完全撕裂，翼緣和腹板產(chǎn)生的裂縫有貫通的趨勢，梁1-2裂縫加劇但未貫通。柱1-1底鼓曲處出現(xiàn)裂紋，但并未開裂。

在8.5Δy加載過程中，加載近端柱底鼓曲出現(xiàn)裂縫并展開，柱1-1頂和梁1-2端翼緣和腹板裂縫已貫穿，如圖8(k)、(l).此時推方向荷載加至49.4 kN，對應(yīng)位移為102 mm，拉方向荷載加至49.6 kN，對應(yīng)位移為102 mm.此時的推拉方向的荷載均低于極限荷載的85%.終止加載。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 破壞模式

試件在加載平面內(nèi)梁柱呈彎曲失穩(wěn)破壞，平面外結(jié)構(gòu)彎扭變形比較大，但沒有失穩(wěn)。節(jié)點板處的螺栓在試驗過程中產(chǎn)生不同程度的滑移，結(jié)構(gòu)最終由于平面內(nèi)局部破壞而導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)失穩(wěn)。在加載過程中，發(fā)現(xiàn)平面外剛架保持相同程度的形變，這在一定程度上提高了結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，可認(rèn)為結(jié)構(gòu)加載平面內(nèi)剛架與平面外剛架具有良好的協(xié)同作用。從試驗結(jié)果來看，冷彎薄壁型鋼六邊形蒙古包結(jié)構(gòu)具有較高的承載力、抗側(cè)剛度。其承載力在推、拉兩個方向基本對稱，新型陶腦結(jié)構(gòu)傳力良好。

3.2 滯回曲線

圖9為試件在水平低周往復(fù)荷載作用下的滯回曲線，曲線有明顯的荷載上升和下降段，有螺栓滑移的影響，形狀為“弓”形，曲線飽滿，結(jié)構(gòu)在試驗中的應(yīng)力應(yīng)變狀況可在滯回曲線圖上清晰地看出。通過觀察整體曲線可看出整個結(jié)構(gòu)的塑性變形能力比較強(qiáng)，結(jié)構(gòu)在低周反復(fù)荷載作用下研究性能較好，耗能能力強(qiáng)。

3.3 骨架曲線及延性

圖10為試件在水平低周往復(fù)荷載作用下的骨架曲線。觀察骨架曲線，可以看到構(gòu)件正負(fù)加載方向骨架曲線對稱性良好，具有明顯的屈服點、極限點和破壞點，具體數(shù)據(jù)如表3所示。在低周往復(fù)加載試驗過程中，在加載初期力和位移的曲線關(guān)系呈線性變化，試件基本處于彈性階段；隨著加載的深入，試件的切線剛度逐漸減小，荷載增長緩慢。當(dāng)試件達(dá)到極限承載力后，由于柱1-1型鋼腹板和梁1-2型鋼端腹板的完全屈服及翼緣邊緣出現(xiàn)大面積撕裂，破壞變形隨著位移的增加也越來越大，承載力下降，構(gòu)件剛度下降。結(jié)構(gòu)在破壞階段時有很大的層間位移，但結(jié)構(gòu)仍沒有倒塌，說明結(jié)構(gòu)抗倒塌能力強(qiáng)。

根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》[17]的規(guī)定，試件的位移延性系數(shù)μ可按下式計算:

μ=Δu/Δy.

(1)

圖8 試件試驗現(xiàn)象

式中:Δu為骨架曲線下降至極限荷載的85%時的水平位移；Δy為由通用屈服彎矩法確定的試件屈服時頂點水平位移。由式(1)計算得試件的位移延性系數(shù)為8.35.說明蒙古包結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展比較充分，塑性變形能力強(qiáng)。

圖9 滯回曲線

圖10 骨架曲線

3.4 剛度退化

圖11為試件在水平低周往復(fù)荷載作用下的剛度退化曲線，初始剛度見表3。試驗在初始加載時剛度下降較快，是因為材料已經(jīng)屈服，隨著加載循環(huán)位移的不斷增大，試件的剛度在不斷減小，后期外荷載作用產(chǎn)生的能量在被試件塑性變形逐級消耗，剛度退化速度趨于平緩。

表3 試件試驗結(jié)果特征值

圖11 剛度退化曲線

3.5 承載力退化分析

圖12為承載力退化曲線。試件從屈服階段到破壞階段，同一加載級別下各個循環(huán)的承載力退化均比較穩(wěn)定，退化系數(shù)值都在0.97以上，在各個加載循環(huán)階段均具有較為穩(wěn)定的承載力退化，循環(huán)承載力退化系數(shù)未出現(xiàn)明顯的波動，仍具有一定的承載能力，說明試件在同級加載下循環(huán)次數(shù)對結(jié)構(gòu)承載力的退化基本沒有影響，結(jié)構(gòu)的持荷能力強(qiáng)。

圖12 承載力退化曲線

圖13 耗能曲線

3.6 耗能能力

圖13為試件各個加載等級第一次循環(huán)的能量耗散值隨加載位移比(Δ/Δy)的變化曲線。在彈性階段，即加載位移比小于1時，滯回耗能能力較低。進(jìn)入屈服階段后，試件能量耗散值隨位移比線性增加，破壞荷載時試件能量耗散值為5 858.24 kN·mm.

采用等效阻尼系數(shù)(he)對試件進(jìn)行進(jìn)一步結(jié)構(gòu)抗震性能評價。圖14為各級加載第一循環(huán)的等效阻尼系數(shù)隨加載位移比(Δ/Δy)的變化曲線。加載過程中等效阻尼系數(shù)先減小后增大。屈服時等效阻尼系數(shù)為0.087，破壞時等效阻尼系數(shù)為0.242，而普通鋼混結(jié)構(gòu)破壞時等效阻尼系數(shù)介于 0.1～0.2之間，可見冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)具有良好的耗能能力。

圖14 等效阻尼系數(shù)變化曲線

3.7 屈服機(jī)制

為發(fā)現(xiàn)在水平低周往復(fù)荷載作用下試件各關(guān)鍵位置屈服的先后順序，對蒙古包試件陶腦、梁柱以及節(jié)點板處測點進(jìn)行分析。圖15(a)和(b)分別給出了柱1-2柱頂與柱腳腹板測點荷載與應(yīng)變的關(guān)系。試驗結(jié)果表明，柱1-2柱頂腹板仍處于彈性工作階段，柱1-2柱腳腹板塑性發(fā)展充分，并達(dá)到破壞階段。

節(jié)點板其他應(yīng)變測點量測結(jié)果表明，在結(jié)構(gòu)進(jìn)入屈服之前，節(jié)點附近的某些截面已經(jīng)進(jìn)入屈服，且有較大程度發(fā)展。圖16為節(jié)點板1-2的測點應(yīng)變圖，仍處于彈性階段，圖17梁1-2處測點應(yīng)變分析表明此處已屈服。說明節(jié)點設(shè)計傳力可靠，滿足“強(qiáng)節(jié)點，弱構(gòu)件”的設(shè)計要求，是一種較為理想的節(jié)點形式。

新型鋼結(jié)構(gòu)陶腦是冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)的傳力樞紐，圖18為陶腦測點荷載應(yīng)變關(guān)系曲線。結(jié)果分析表明，環(huán)板的應(yīng)變小于內(nèi)填板的應(yīng)變，這說明了陶腦最主要是通過填板傳力，環(huán)板只是起到防止填板發(fā)生平面外失穩(wěn)的作用。

結(jié)合試驗現(xiàn)象以及其他測點綜合分析得出，試件的屈服以及破壞先后順序為：主剛架梁1-2右端→主剛架柱1-1柱頂→主剛架柱1-1柱腳→主剛架柱1-2柱腳。由于試件平面外受力較小，第二、三榀剛架僅由于層間位移過大而出現(xiàn)柱頂腹板輕微鼓曲，其他構(gòu)件、節(jié)點均沒有明顯現(xiàn)象。該蒙古包符合“強(qiáng)柱弱梁，強(qiáng)節(jié)點，弱構(gòu)件”的抗震設(shè)防要求，是一種較為理想的建筑結(jié)構(gòu)形式。

圖15 柱1-2測點應(yīng)變曲線

圖16 節(jié)點板1-2測點應(yīng)變

圖17 梁1-2右端腹板測點應(yīng)變

圖18 陶腦測點應(yīng)變曲線

4 結(jié)論

通過對冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)水平低周往復(fù)荷載作用下受力性能的試驗研究，得到以下結(jié)論:

1) 采用雙肢C型鋼通過高強(qiáng)螺栓連接形成的空間蒙古包結(jié)構(gòu)具有良好的承載能力，延性好，耗能能力強(qiáng)，具有良好的塑性變形能力。

2) 此類構(gòu)建方式具備良好的裝配性，新型陶腦剛度大，傳力可靠；其他連接節(jié)點具有明顯的半剛性，能夠有效傳遞彎矩。

3) 冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)加載平面內(nèi)與平面外剛架具有良好的協(xié)同作用。

試驗研究表明，完全由熱軋鋼板和高強(qiáng)螺栓連接的裝配式冷彎薄壁型鋼蒙古包結(jié)構(gòu)，既能滿足承載力和剛度要求，有良好的抗震性能，又能提高施工效率和避免焊接產(chǎn)生的殘余變形。研究結(jié)果可為草原地區(qū)新型房屋結(jié)構(gòu)和冷彎薄壁型鋼房屋結(jié)構(gòu)進(jìn)一步的工程應(yīng)用和理論研究提供參考。