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冷弯薄壁C型钢部分外包混凝土组合短柱（PEC短柱）受力机理及力学性能研究冷弯薄壁C型钢部分外包混凝土组合短柱（PEC短柱）受力机理及力学性能研究摘要：近年来，冷弯薄壁C型钢加固混凝土结构在建筑领域得到广泛应用。
本文以冷弯薄壁C型钢部分外包混凝土组合短柱（PEC短柱）为研究对象，通过力学试验、数值计算等方法，探究了其受力机理及力学性能。
实验结果表明，PEC短柱具有良好的承载能力和变形性能，能够满足工程实际要求。
研究结论可为PEC短柱的设计与应用提供指导。
一、引言冷弯薄壁C型钢作为一种新型轻型钢材，在建筑工程中具有重要的应用潜力。
其形状独特、重量轻、成本低廉等特点，使其成为替代传统钢材和混凝土材料的理想选择。
然而，由于其截面特殊，冷弯薄壁C型钢存在着局部强度不足的问题，进一步研究钢材的受力机理及力学性能对其合理应用具有重要意义。
二、试验方法2.1 试件制备本次试验制备了20个PEC短柱试件，它们的几何参数和材料参数均符合设计要求。
在试件制备过程中，合理控制混凝土的配比、搅拌和浇注工艺，以确保PEC短柱内外层混凝土之间的粘结性能。
2.2 受力试验采用静力加载试验方法，对20个PEC短柱进行了断面受力性能试验。
试验过程中，实时记录PEC短柱的变形情况和承载荷载，以获得其力学性能指标。
三、试验结果与分析3.1 受力机理实验中观察到PEC短柱的受力机理主要有以下几个方面：第一，薄壁C型钢的末段屈曲导致弯曲破坏；第二，混凝土的固结作用能够提高PEC短柱的整体强度和刚度。
第三，混凝土外包层分散钢材受力，并将外部荷载传递到内部薄壁C型钢。
3.2 力学性能试验结果显示PEC短柱在受力过程中具有良好的力学性能。
首先，PEC短柱的承载能力较高，能够满足大部分建筑工程的需求。
其次，PEC短柱的变形性能较好，局部弯曲导致的整体变形较小，使其在地震等自然灾害中具有较好的抗震性能。
四、数值计算与模拟为了更好地理解PEC短柱的受力特性，采用数值计算和模拟方法进行分析。
第27卷 第7期2005年7月武 汉 理 工 大 学 学 报JOURNA L OF WUHAN UNIVERSIT Y OF TECHN OLOG YVol.27 No.7 J ul.2005C 形冷弯薄壁型钢切割短柱轴压试验王小平1,钟国辉2,林少书2(1.武汉理工大学土木工程与建筑学院,武汉430070;2.香港理工大学土木及结构工程系,香港红土勘)摘 要: 把辊轧成型的C 形冷弯薄壁型钢构件切割成若干短柱,在短柱中将产生不同程度的歪曲变形,进而引起附加的初始几何缺陷。
对10个切割而成的C 形冷弯薄壁型钢短柱进行了轴压试验,并根据G B5001822002计算了短柱的轴压承载力。
结果表明:切割短柱在轴压力作用下,两翼缘为内收的歪曲破坏,腹板为局部屈曲破坏模式,短柱极限承载力仅为规范计算值的83%～89%。
关键词: C 形截面; 冷弯薄壁型钢; 切割; 短柱; 轴压试验中图分类号: TQ 142.14文献标志码: A文章编号:167124431(2005)0720057204Axial Compression T est of Cut Cold 2formed Steel StubColumns with C 2sectionW A N G Xiao 2pi ng 1,CHU N G Kw ok 2f ai 2,L A M S i u 2shu2(1.School of Civil Engineering and Architecture ,Wuhan University of Technology ,Wuhan 430070,China ;2.De partment ofCivil and Structural Engineering ,The Hong K ong Polytechnic University ,Hung Hum ,Hong K ong ,China )Abstract : Cutting roll 2formed steel C 2section to stub columns will produce different extent of cross section distortion alon gthe lengths and cause additional initial geometric imperfections.Ten cut stub columns with two rolled 2formed steel C 2section types were tested under the axial com pressive load.The ultimate com pressive strength was calculated for the stub columns base on steel design code G B5001822002.For all the cut stub columns ,the failure modes of the two flan ges were obvious distortional mode ,while the webs were local buckling failure.The testing compressive ultimate strength was only 83%～89%of code cal 2culation value.K ey w ords : C 2section ; cold 2formed steel ; cut ; stub columns ; compressive test收稿日期:2005202221.基金项目:香港特别行政区政府资助(R GC No :PolyU5048/00E ).作者简介:王小平(19652),男,博士,副教授.E 2mail :wangxp @冷弯薄壁型钢的生产工艺有2种:辊轧成型(Rolled 2Formed )和冲压成型(Press 2Braked )。
收稿日期:２０２３￣０３￣２３ꎮ基金项目:云南省科技厅科技计划资助项目(２０２００３ＡＣ１００００１)ꎮ㊀∗通信作者:陶忠(１９６８ )ꎬ男ꎬ教授ꎬ博士ꎬ研究方向为结构工程㊁工程抗震ꎮＥ￣ｍａｉｌ:１６６０６５０１２７＠ｑｑ.ｃｏｍꎮ陶忠ꎬ叶彩凤ꎬ皇甫双娥ꎬ等.冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁的力学性能试验[Ｊ].南昌大学学报(工科版)ꎬ２０２４ꎬ４６(１):２１￣２８.ＴＡＯＺꎬＹＥＣＦꎬＨＵＡＮＧＦＵＳＥꎬｅｔａｌ.Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｔｅｓｔｉｎｇｏｆｃｏｌｄ￣ｆｏｒｍｅｄｔｈｉｎ￣ｗａｌｌｅｄｆｌａｎｇｅｄＣ￣ｓｈａｐｅｄｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｂｅａｍｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｎｃｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ)ꎬ２０２４ꎬ４６(１):２１￣２８.冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁的力学性能试验陶忠１ꎬ２∗ꎬ叶彩凤１ꎬ２ꎬ皇甫双娥１ꎬ２ꎬ燕钊１ꎬ２(１.昆明理工大学建筑工程学院ꎬ云南昆明６５０５００ꎻ２.云南省抗震技术研究中心ꎬ云南昆明６５０５０３)㊀㊀摘要:为了研究冷弯壁薄卷边Ｃ形钢受弯构件的力学性能ꎬ以冷弯薄壁不锈钢梁为研究对象ꎬ重点研究加载条件㊁跨度对构件屈曲模式和受弯承载力的影响ꎮ结果发现:试件的加载条件和跨度对冷弯薄壁卷边Ｃ形钢受弯构件屈曲模式和极限承载力的影响显著ꎬ纯弯加载下的短梁极限承载力高达１６９.１ｋＮꎬ破坏模式为畸变屈曲ꎬ其余试件破坏模式也为畸变屈曲ꎻ腹板Ｖ型加劲能够有效抑制腹板鼓曲的产生ꎬ提高试件的极限承载力ꎮ利用现有直接强度法修正公式的计算结果与试验结果进行对比ꎬ以验证公式的准确性ꎮ关键词:卷边Ｃ形不锈钢梁ꎻ加载条件ꎻ跨度ꎻ直接强度法中图分类号:ＴＵ３９１㊀㊀㊀㊀文献标志码:Ａ㊀㊀㊀㊀文章编号:１００６￣０４５６(２０２４)０１￣００２１￣０８Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｔｅｓｔｉｎｇｏｆｃｏｌｄ￣ｆｏｒｍｅｄｔｈｉｎ￣ｗａｌｌｅｄｆｌａｎｇｅｄＣ￣ｓｈａｐｅｄｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｂｅａｍｓＴＡＯＺｈｏｎｇ１ꎬ２∗ꎬＹＥＣａｉｆｅｎｇ１ꎬ２ꎬＨＵＡＮＧＦＵＳｈｕａｎｇｅ１ꎬ２ꎬＹＡＮＺｈａｏ１ꎬ２(１.ＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＫｕｎｍｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＫｕｎｍｉｎｇ６５０５００ꎬＣｈｉｎａꎻ２.ＹｕｎｎａｎＥａｒｔｈｑｕａｋｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅꎬＫｕｎｍｉｎｇ６５０５０３ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｓｔｕｄｙｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｃｏｌｄ￣ｆｏｒｍｅｄｔｈｉｎ￣ｗａｌｌｅｄＣ￣ｓｈａｐｅｄｓｔｅｅｌｂｅｎｄｉｎｇｍｅｍｂｅｒｓꎬｔｈｅｃｏｌｄ￣ｆｏｒｍｅｄｔｈｉｎ￣ｗａｌｌｅｄｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｂｅａｍｗａｓｔａｋｅｎａｓｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｂｊｅｃｔꎬａｎｄｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｌｏａｄｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓａｎｄｓｐａｎｏｎｔｈｅｂｕｃｋｌｉｎｇｍｏｄｅａｎｄｂｅｎｄｉｎｇｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｃｏｍｐｏｎｅｎｔｓｗａｓｍａｉｎｌｙｓｔｕｄｉｅｄ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｔｈｅｌｏａｄｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓａｎｄｓｐａｎｏｆｔｈｅｓｐｅｃｉｍｅｎｗｅｒｅｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙａｆｆｅｃｔｅｄｂｙｔｈｅｂｕｃｋｌｉｎｇｍｏｄｅａｎｄｕｌｔｉｍａｔｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｂｅｎｄｉｎｇｍｅｍｂｅｒｏｆｔｈｅｃｏｌｄ￣ｆｏｒｍｅｄｔｈｉｎ￣ｗａｌｌｅｄｃｒｉｍｐｅｄＣ￣ｓｈａｐｅｄｓｔｅｅｌꎬｔｈｅｕｌｔｉｍａｔｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｓｈｏｒｔｂｅａｍｓｕｎｄｅｒｐｕｒｅｂｅｎｄｉｎｇｌｏａｄｉｎｇｗａｓｕｐｔｏ１６９.１ｋＮꎬｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｗａｓｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎｂｕｃｋｌｉｎｇꎬａｎｄｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｏｆｔｈｅｒｅｓｔｏｆｔｈｅｓｐｅｃｉｍｅｎｓｗａｓａｌｓｏｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎｂｕｃｋｌｉｎｇ.Ｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｏｆｔｈｅｅｘｉｓｔｉｎｇｄｉｒｅｃｔｓｔｒｅｎｇｔｈｍｅｔｈｏｄｃｏｒｒｅｃｔｉｏｎｆｏｒｍｕｌａｗｅｒｅｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓｔｏｖｅｒｉｆｙｔｈｅａｃｃｕｒａｃｙｏｆｔｈｅｆｏｒｍｕｌａ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:Ｃ￣ｓｈａｐｅｄｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｂｅａｍｗｉｔｈｃｒｉｍｐｅｄｅｄｇｅꎻｌｏａｄｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓꎻｓｐａｎꎻｄｉｒｅｃｔｓｔｒｅｎｇｔｈｍｅｔｈｏｄ 钢结构是目前主要的建筑结构类型之一ꎬ被广泛应用于建筑结构和桥梁结构中ꎮ目前ꎬ随着空气污染的加重ꎬ钢结构的腐蚀速度越来越快ꎬ使得钢构件的承载力降低ꎮ与普通钢材相比ꎬ不锈钢中至少添加１０.５％的铬Ｃｒꎬ钢材的耐腐蚀性可明显提高ꎬ是一种符合可持续发展的绿色环保㊁可循环利用的材料ꎮ开口冷弯薄壁构件破坏模式包括整体屈曲㊁局部屈曲㊁畸变屈曲以及３种屈曲模式的耦合(整体－局部相关屈曲㊁整体－畸变相关屈曲和局部－畸变相关屈曲)ꎮ近年来ꎬ文献[１￣５]对冷弯薄壁不锈钢梁的整体屈曲极限承载力进行了研究ꎬ但构件的研究截面主要集中在闭口和工字形ꎮＮｉｕ等[６￣７]对３种不锈钢材料Ｃ形截面组合成的工字梁开展了受弯试验研究ꎬ并以试验数据为依据进行数值模拟校验ꎮ探讨了材料屈服特性㊁柔度㊁截面及屈曲模态耦合等因素对构件极限承载力的影响ꎬ基于直接强度法提出了不锈钢梁整体－畸变相关屈曲承载力的计算公式ꎮ丁智霞[８]开展了１２项卷边Ｃ形截面不锈钢试件材料力学性能试验ꎬ对６项强轴第４６卷第１期２０２４年３月㊀㊀㊀㊀㊀㊀南昌大学学报(工科版)ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｎｃｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ)Ｖｏｌ.４６Ｎｏ.１Ｍａｒ.２０２４㊀弯曲和６项弱轴弯曲试件的局部屈曲承载力进行了试验研究ꎮＲｏｓｓｉ等[９]对Ｃ形截面不锈钢轴心受压构件开展了试验研究ꎬ通过对试验数据的整理ꎬ提出了直接强度法计算公式ꎬ即畸变－整体相关屈曲承载力的计算ꎮ关于冷弯薄壁不锈钢构件稳定承载力的研究较少ꎬ尤其是关于加劲后构件的承载力问题的研究更少ꎮ赵金友等[１０]对无Ｖ型加劲㊁翼缘Ｖ型加劲和翼缘㊁腹板Ｖ形加劲高强冷弯薄壁槽钢展开了试验研究和有限元参数分析ꎬ发现试件加劲形式是影响受弯试件屈曲模式和承载力的重要因素ꎮ陶忠[１１]进行了腹板纵向中间Ｖ型加劲卷边槽钢柱屈曲性能的理论分析和试验研究ꎬ提出新概念以统一薄板及薄壁板组构件屈曲问题ꎮ叶文华[１２]利用直接强度法㊁有限条原理和遗传算法对Ｖ形加劲Ｃ形钢构件进行研究ꎬ发现Ｖ形交角为９０ʎ时ꎬ加劲Ｃ形钢构件的极限承载力达到最大值ꎮ赵金友等[１３]对翼缘Ｖ形加劲Ｇ５５０高强冷弯薄壁槽钢进行了受弯试验ꎮ结果表明ꎬ翼缘中部的Ｖ形加劲可以更好地提高部件的受弯承载力和稳定性ꎮ对于冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁而言ꎬ试件受弯时截面弹性中和轴以上部分受压ꎬ屈曲变形主要产生于该部分ꎬ进而引起梁的失稳破坏ꎮ因此ꎬ开展冷弯薄壁卷边Ｃ形钢受弯构件力学性能试验研究是有必要的ꎮ本文基于奥氏体不锈钢０２２Ｃｒ１９Ｎｉ１０材料ꎬ针对冷弯薄壁卷边Ｃ形钢受弯构件在不同加载条件㊁不同跨度下的力学性能进行试验研究ꎬ为后续的理论分析提供较为可靠的数据ꎮ随后ꎬ利用修正后的直接强度法计算公式ꎬ与试验结果进行验算ꎮ１㊀试验概述１.１㊀试件的设计与编号图１㊀卷边Ｃ形截面参数定义Ｆｉｇ.１㊀ＤｅｆｉｎｉｔｉｏｎｏｆｐａｒａｍｅｔｅｒｓｆｏｒｒｏｌｌｅｄＣ￣ｓｅｃｔｉｏｎｓ试件截面形式如图１所示(图中Ａ表示剪心㊁Ｏ表示重心)ꎬ选取了３种板件ꎬ分别为非纯弯试验试件㊁纯弯试验短跨梁㊁纯弯试验长跨梁ꎬ共３组试验ꎬ每组试验都有２个完全相同的试件ꎮ其中ꎬ在纯弯试验下试件的跨度有２种ꎬ长度分别为１９００ｍｍ和３４００ｍｍꎬ故将其区分为短跨梁和长跨梁ꎮ试件采用冷弯加工制作而成ꎬ试件名义厚度ｔ＝２ｍｍꎮ因工厂倒角模具只有转角半径为２㊁５㊁１０ｍｍ的规则ꎬ且试件的截面尺寸不大ꎬ故倒角半径ｒ统一取为２ｍｍꎮ试件的腹板高Ｈ＝２５０ｍｍꎬ翼缘宽度Ｂ＝７５ｍｍꎬ卷边宽度ａ＝２０ｍｍꎮＶ形加劲肋两板件间夹角为倒角ꎬ加劲肋宽度Ｂｓ＝２６ｍｍꎬ高度Ｈｓ＝１３ｍｍꎮ试件的编号原则如图２所示ꎮ试验前采用卷尺测量了试件的实际几何尺寸ꎬ试件编号及实测尺寸见表１ꎬ表１中Ｌ为试件的实际长度ꎮB H V a梁试件试件梁试件图２㊀试件编号原则Ｆｉｇ.２㊀Ｐｒｉｎｃｉｐｌｅｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｎｕｍｂｅｒｉｎｇ２２ 南昌大学学报(工科版)２０２４年㊀表１㊀试件实测几何尺寸Ｔａｂ.１㊀Ｍｅａｓｕｒｅｄｇｅｏｍｅｔｒｉｃｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｓ试件编号Ｈ/ｍｍＢ/ｍｍａ/ｍｍｒ/ｍｍｔ/ｍｍＢｓ/ｍｍＨｓ/ｍｍＬ/ｍｍＶ０￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０￣１２５２７７.５２０.８２.３２.１２８.８１４.８２４０２.５Ｖ０￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０￣２２５２７７.９１９.９２.３２.１２８.８１４.９２３９８.０Ｖ１￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０￣１２５３７６.６２０.７２.３２.２２９.０１３.７１９０３.０Ｖ１￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０￣２２５３７６.８１９.６２.３２.６２９.０１４.３１９０１.５Ｖ２￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０￣１２５１７６.１２０.６２.３２.０２９.０１３.５３４０２.０Ｖ２￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０￣２２５３７６.７２０.３２.３２.０２８.５１３.５３３９９.０１.２㊀材料力学性能试验图３㊀材性试验装置Ｆｉｇ.３㊀Ｍａｔｅｒｉａｌｐｒｏｐｅｒｔｙｔｅｓｔｄｅｖｉｃｅ试件采用奥氏体不锈钢０２２Ｃｒ１９Ｎｉ１０材料经冷弯加工制成ꎬ平板区的材料力学性能试验在昆明理工大学试验室完成ꎮ试验仪器为ＣＳＳ４４１００型电子万能试验机(１００ｋＮꎬ０.５％)ꎬ采用引伸计(ＹＪＹ￣１３)及应变采集仪记录实验数据ꎬ装置如图３所示ꎮ根据ＧＢ/Ｔ２２８.１ ２０２１«金属材料㊀拉伸试验㊀第１部分:室温试验方法»[１４]中的规定ꎬ试验加载速率控制为３ｍｍ ｓ－１ꎮ将试件夹在电子万能试验机夹具中间ꎬ加紧后布置引伸计ꎬ按照规定速率进行加载ꎬ同时收集试件的材料属性ꎮ材性试验结果为:名义屈服强度σ０.２＝３１６.７ＭＰａꎬ抗拉强度σｕ＝６０９.７ＭＰａꎬ弹性模量Ｅ＝１８９.０ＧＰａꎬ伸长率δ＝４８.９％ꎮ为后续进行理论分析时ꎬ提供准确的数据ꎮ１.３㊀试验加载装置及测点布置对卷边Ｃ形钢受弯构件ꎬ其剪心位于截面外(如图２所示)ꎮ试验过程中ꎬ为使截面不发生扭转ꎬ将２个截面形式完全相同的试件背靠背拼成双Ｃ形截面(编号为Ａ梁和Ｂ梁)ꎬ3048603410860806030250200图４㊀方矩管截面尺寸Ｆｉｇ.４㊀Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｏｆｓｑｕａｒｅａｎｄｒｅｃｔａｎｇｕｌａｒｓｅｃｔｉｏｎｓ使用Ｍ１６高强度螺栓ꎬ将方矩管与２个Ｃ形截面构件拼接在一起ꎬ在试件支座处和加载处分别设置方矩管ꎬ然后进行强轴受弯试验ꎮ方矩管截面尺寸选择为Ѳ２００ｍｍˑ２５０ｍｍˑ１０ｍｍꎬ如图４所示ꎮ如图５(ａ)所示为采用两点加载的纯弯试验示意图ꎬ为了防止两侧非研究区段对构件的影响ꎬ在两侧非研究区段的受压翼缘处用Ｍ１０高强螺栓与盖板相连ꎮ图５(ｂ)所示为采用跨中单点加载的非纯弯试验示意图ꎬ右支座与跨中加载点之间的区段视为非纯弯试验的研究区段ꎬ同时为了防止非研究区段的影响ꎬ在非研究区段的受压翼缘处也用Ｍ１０高强螺栓与盖板相连ꎮ图５为试验的示意图ꎬ试验时荷载㊁位移和应变的数据通过采集仪进行采集ꎮＡ梁布置４个位移计ꎬ分别布置在受拉翼缘跨中位置(ＤＳ￣１)㊁受拉翼缘加载点位置处(ＤＳ￣３㊁ＤＳ￣４)㊁受拉腹板处(ＤＳ￣５)ꎬ用于测量试件跨中及２个加载点的竖向位移㊁侧向位移ꎮＢ梁布置２个位移计ꎬ分别在受拉翼缘跨中位置处(ＤＳ￣２)㊁受拉腹板处(ＤＳ￣６)ꎬ分别用于测定试件跨中截面的竖向㊁侧向的位移ꎬ测点布置如图５ꎮ在跨中截面卷边㊁上下翼缘㊁腹板处安置纵向应变片ꎬ并在受拉腹板处安置一个横向应变片ꎻ在加载点一侧截面的受压翼缘㊁腹板处安置横向应变片ꎻ在加载点另一侧截面的受压腹板处安置一个纵向应变片和一个横向应变片ꎻ用以观测试件受力过程中应变的变化状况ꎬ试件Ｖ１中轴处的应变片往研究区段偏移ꎬ距离跨中１/６ꎮ３２ 第１期㊀㊀㊀㊀㊀陶忠等:冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁的力学性能试验P PM 1M 1位移计5（6）(ａ)纯弯试验示意图PM 2(ｂ)非纯弯试验示意图图５㊀试验示意图Ｆｉｇ.５㊀Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｔｈｅｔｅｓｔ２㊀试验结果２.１㊀屈曲模式冷弯薄壁卷边Ｃ形钢在非纯弯试验下ꎬ由于盖板与高强螺栓对翼缘发生屈曲的约束作用ꎬ构件畸变屈曲发生在研究区段ꎬ如图６(ａ)所示ꎻ冷弯薄壁卷边Ｃ形钢在纯弯试验下ꎬ由于短跨梁的研究区段很小ꎬ导致在受到荷载时梁的截面出现局部应力集中ꎬ使得该部位的应力超过材料的屈服极限ꎬ从而导致局部屈曲的发生ꎮ继续加载ꎬ构件发生畸变屈曲破坏模式ꎬ如图６(ｂ)㊁(ｃ)所示ꎻ纯弯试验长跨梁受压翼缘与卷边的交线不再保持原有的直线状态ꎬ构件出现畸变屈曲破坏模式ꎬ如图６(ｄ)所示ꎮ２.２㊀抗弯承载力在试验前ꎬ通过有限元ＡＢＡＱＵＳ预估出试件的承载力ꎮ在正式加载时ꎬ首先ꎬ以力控制加载ꎬ按照１ｋＮ ｓ－１的速率将荷载加载至预估承载力的５０％ꎻ然后ꎬ以位移控制加载ꎬ采用１ｍｍ ｍｉｎ－１的速率加载到极限承载力ꎻ最后ꎬ以１ｍｍ ｍｉｎ－１的速率一直加载到试件承载力下降至极限承载力８０％时ꎬ停止加载ꎮ表２为试件抗弯承载力对比表ꎬ可以看出ꎬ在相同截面下ꎬ纯弯试验的长跨梁抗弯承载力低于非纯弯试验和纯弯试验短跨梁ꎮ在不同的加载方式下ꎬ非纯弯试验下的试件抗弯承载力比纯弯试验下的试件高１１.５％ꎻ在相同的加载方式下ꎬ对于不同跨度的试件进行比较ꎬ发现冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢受弯构件短跨梁的抗弯承载力比长跨梁高１２１.９％ꎮ分析认为ꎬ在非纯弯试验中ꎬ除了有弯曲荷载外ꎬ还存在剪力ꎮ剪力的存在可能会导致梁的受力方式㊁试件发生变形特征的改变ꎬ从而影响梁的承载能力ꎬ使其抗弯承载力比纯弯试验的抗弯承载力 ４２ 南昌大学学报(工科版)２０２４年㊀(ａ)畸变屈曲(非纯弯试验试件)(ｂ)局部屈曲(纯弯试验短跨梁)(ｃ)畸变屈曲(纯弯试验短跨梁)(ｄ)畸变屈曲(纯弯试验长跨梁)图６㊀试件屈曲模式Ｆｉｇ.６㊀Ｓｐｅｃｉｍｅｎｂｕｃｋｌｉｎｇｍｏｄｅ表２㊀试件抗弯承载力对比表Ｔａｂ.２㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｔａｂｌｅｏｆｂｅｎｄｉｎｇｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｅｓｔｐｉｅｃｅｓ类型试件编号试验承载力/ｋＮ预估承载力/ｋＮ屈曲模式非纯弯试验试件Ｖ０８５.０７８.０Ｄ纯弯试验短跨梁Ｖ１１６９.１１５５.０Ｄ纯弯试验长跨梁Ｖ２７６.２６８.０Ｄ注:Ｄ表示畸变屈曲ꎮ高ꎻ卷边Ｃ形不锈钢受弯构件的抗弯承载力与梁的长度有关ꎬ短跨梁的长度相对较短ꎬ所以在承受相同弯曲力矩时ꎬ其受弯应力较小ꎬ且两端支承刚度相对较大ꎬ支承作用比较强ꎬ可以更好地限制梁的变形ꎬ从而增加了梁的强度和稳定性ꎮ２.３㊀荷载－挠度曲线图７(ａ)㊁(ｂ)㊁(ｃ)分别为非纯弯试验试件㊁纯弯试验短跨试件和纯弯试验长跨试件的荷载－跨中竖向挠度曲线ꎮ从图７可见ꎬ各构件位移计１与位移计２的荷载－跨中竖向挠度曲线几乎一致ꎬ表明试件通过背靠背连接ꎬ达到了受力同步㊁变形一致的效果ꎮ所有试件在加载初期整体处于弹性阶段ꎬ随着荷载的增加ꎬ荷载－跨中竖向挠度曲线不再呈线性变化ꎮ直至达到试件极限承载力ꎬ荷载才开始下降ꎬ从图中可以看出ꎬ此过程中竖向挠度发展速度越来越快ꎮ荷载下降至试件极限承载力８０％时ꎬ停止试验ꎮ５２ 第１期㊀㊀㊀㊀㊀陶忠等:冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁的力学性能试验W /mmW /mmW /mm F /k NF /k NF /k N 位移计1位移计2位移计1位移计2位移计1位移计2(ａ)Ｖ０￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０(ｂ)Ｖ１￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０(ｃ)Ｖ２￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０图７㊀荷载－跨中竖向挠度曲线Ｆｉｇ.７㊀Ｌｏａｄ￣ｓｐａｎｖｅｒｔｉｃａｌｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎｃｕｒｖｅ图８(ａ)㊁(ｂ)㊁(ｃ)所示分别为非纯弯试验试件㊁纯弯试验短跨试件和纯弯试验长跨试件的荷载－侧向挠度曲线ꎮ从图８可见ꎬ各构件变形情况几乎一致ꎬ表明通过背靠背连接的冷弯薄壁卷边Ｃ形梁可以共同受力ꎮ所有试件在加载初期处于弹性变形阶段ꎬ随着荷载逐渐增加ꎬ当荷载达到试件极限承载力８０％左右时曲线出现拐点ꎬ此点应为畸变屈曲产生时所对应的荷载[１５]ꎮ当达到极限承载力之后荷载开始下降ꎬ此阶段侧向挠度发展较快ꎮ荷载下降到极限承载力８０％时ꎬ结束曲线绘制ꎮW /mmW /mmW /mm F /k NF /k N F /k N 位移计5位移计6位移计5位移计6位移计5位移计6(ａ)Ｖ０￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０(ｂ)Ｖ１￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０(ｃ)Ｖ２￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０图８㊀荷载－侧向挠度曲线Ｆｉｇ.８㊀Ｌｏａｄ￣ｌａｔｅｒａｌｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎｃｕｒｖｅ从图７㊁图８可以得出:１)冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁通过背靠背连接ꎬ可以共同受力ꎬ达到了变形一致的效果ꎮ２)每个试件在加载初期均处于弹性阶段ꎬ随着荷载的增加ꎬ试件发生塑性变形ꎬ直到试件极限承受能力ꎬ荷载则减少到试件极限承受能力的８０％ꎬ停止加载ꎮ３)纯弯试验下ꎬ短跨梁的承载力远高于长跨梁的承载力ꎬ而且所有荷载－跨中竖向挠度曲线的下降段较平缓ꎬ这是由于试验所选奥氏体不锈钢０２２Ｃｒ１９Ｎｉ１０具有强度高㊁延性好的特点ꎮ４)试件Ｖ０的极限承载能力高于试件Ｖ２的极限承载能力ꎬ其原因是:非纯弯试验中ꎬ弯矩和剪力之间可能存在交互作用ꎬ这种交互作用会影响试件的承载能力ꎬ进而导致试件的极限承载力增加ꎮ２.４㊀荷载－应变曲线图９给出了所有试件在受压翼缘和加劲处的荷载－应变曲线ꎮ观察发现:１)冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢短梁在进行纯弯试验时ꎬ试件受压翼缘处的应变值先正后负ꎮ这是因为短梁的加载过程中ꎬ由于梁的长度较短ꎬ受力状态和应变分布会出现局部集中的情况ꎬ导致强烈的非均匀性和应变集中现象ꎮ２)试件Ｖ０和Ｖ２在加劲处为压应变ꎬ试件Ｖ１在加劲处为拉应变ꎬ分别表示鼓曲为向内向外鼓曲ꎬ与试验现象吻合ꎮ３)所有试件加劲处的拉压应变值均较小ꎬ可以有效地限制鼓曲的发展ꎮ４)在不同加载方式下ꎬ试件Ｖ０受压翼缘处的应变值小于试件Ｖ２受压翼缘处的应变值ꎬ且发生畸变屈 ６２ 南昌大学学报(工科版)２０２４年㊀曲时的荷载较大ꎬ如图９(ａ)㊁(ｃ)所示ꎮ在非纯弯试验中ꎬ由于加载方式的不同ꎬ弯矩分布变得不均匀ꎬ且试件同时受到弯矩和剪力的作用ꎬ试件的结构特性可以更好地发挥ꎬ使得试件的极限承载力有所提高ꎮ５)随着跨度的增加ꎬ受压翼缘处应变增大ꎬ且发生屈曲的荷载减小ꎬ如图９(ｂ)㊁(ｃ)所示ꎮ屈曲后试件的变形发展速度越来越快ꎬ长跨梁较短跨梁变形越明显ꎮ(ａ)Ｖ０￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０(ｂ)Ｖ１￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０(ｃ)Ｖ２￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０图９㊀荷载－应变曲线Ｆｉｇ.９㊀Ｌｏａｄ￣ｓｔｒａｉｎｃｕｒｖｅ３㊀基于直接强度法的验算㊀㊀Ｓｃｈａｆｅｒ等[１６]首次提出直接强度法ꎬ并在之后进一步提出了规范版的直接强度法条文ꎻ 北美冷弯型钢构件设计规范 (ＡＩＳＩＳ１００ ２００１)将此方法列入附录１ꎬ澳大利亚/新西兰 冷弯型钢设计规范 (ＡＳ/ＮＺＳ４６００:２００５)也将此方法列入其中ꎮ杜利[１７]利用直接强度法经修正计算了卷边Ｃ形不锈钢梁畸变屈曲承载力ꎮ本文利用张骥[１８]修正的一种基于直接强度法的Ｖ型加劲Ｃ形截面不锈钢梁畸变屈曲承载力计算公式验算试验结果ꎬ公式如下:Ｍｎｄ＝Ｍｙꎬλɤ０.６７３１λ－０.２２λæèçöø÷Ｍｙꎬλ>０.６７３ìîíïïïï(１)式中:Ｍｎｄ为Ｃ形不锈钢梁畸变屈曲承载力ꎻＭｙ为试件受弯部分边缘屈服弯矩ꎻλ为畸变屈曲长细比ꎮ其中λ＝１.０５２－０.２１３６５ｘ＋１.０９３７ｗｔæèçöø÷ｆＥ式中:ｘ为翼缘加劲位置ꎻｗ/ｔ为试件翼缘宽厚比ꎻＥ为不锈钢材料弹性模量ꎻｆ为不考虑安全系数的板件最大受压边缘应力ꎮ卷边Ｃ形不锈钢梁畸变屈曲承载力试验结果与计算结果对比见表３ꎮ对比结果发现ꎬ此公式不能准确预测卷边Ｃ形不锈钢梁畸变屈曲的承载力ꎬ平均偏差达到９３.３％ꎮ表３㊀畸变屈曲承载力试验结果与计算结果对比Ｔａｂ.３㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｕｌｔｉｍａｔｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓａｎｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ试件编号Ｍｔｅｓｔ/(ｋＮ ｍ)Ｍｎｄ/(ｋＮ ｍ)ΔＺ/％Ｖ０￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０２１.２５３９.５０８５.８Ｖ１￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０２１.１４３９.５０８６.８Ｖ２￣Ｈ２５０Ｂ７５ａ２０１９.５０３９.５０１０７.３㊀㊀注:Ｍｔｅｓｔ为卷边Ｃ形不锈钢梁畸变屈曲承载力的试验结果ꎻＭｎｄ为卷边Ｃ形不锈钢梁畸变屈曲承载力使用式(１)的计算结果ꎻΔＺ为卷边Ｃ形不锈钢梁畸变屈曲承载力的式(１)计算数据与试验结果的误差ꎮ４㊀结论㊀㊀１)对３组冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁进行承载力试验ꎬ所有试件的破坏模式均为畸变屈曲ꎮ且Ｖ形加７２ 第１期㊀㊀㊀㊀㊀陶忠等:冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁的力学性能试验８２ 南昌大学学报(工科版)２０２４年㊀劲有效地减少了试件的宽厚比ꎬ有效地限制了鼓曲的发展ꎮ２)加载条件与跨度是影响受弯试件承载能力的重要因素ꎮ在不同的加载条件下ꎬ试件在非纯弯试验下的极限承载力和刚度均比试件在纯弯试验下高ꎮ随着冷弯薄壁卷边Ｃ形不锈钢梁跨度的增大ꎬ试件的受弯极限承载力和刚度均减小ꎮ但是短跨梁在纯弯试验下会产生应力集中ꎬ导致强烈的非均匀性和应变集中现象ꎬ容易发生局部塑性变形㊁裂纹扩展㊁断裂等破坏ꎬ从而降低梁的强度和寿命ꎮ３)基于直接强度法进行验算ꎬ现有的不锈钢梁畸变屈曲承载力修正公式不能准确预测出试件的畸变屈曲承载力ꎬ直接强度法计算公式的修正有待进一步完善ꎮ参考文献:[１]㊀ＢＵＲＧＡＮＢＡꎬＢＡＤＤＯＯＮＲꎬＧＩＬＳＥＮＡＮＫＡ.Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｄｅｓｉｇｎｏｆｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｍｅｍｂｅｒｓ:ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｂｅｔｗｅｅｎＥｕｒｏｃｏｄｅ３ꎬＰａｒｔ１.４ａｎｄｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎａｌＳｔｅｅｌＲｅｓｅａｒｃｈꎬ２０００ꎬ５４(１):５１￣７３.[２]ＨＵＡＮＧＹＥꎬＹＯＵＮＧＢ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｃｏｌｄ￣ｆｏｒｍｅｄｌｅａｎｄｕｐｌｅｘｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｆｌｅｘｕｒａｌｍｅｍｂｅｒｓ[Ｊ].Ｔｈｉｎ￣ＷａｌｌｅｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２０１３ꎬ７３:２１６￣２２８.[３]ＢＲＥＤＥＮＫＡＭＰＰＪꎬＶＡＮＤＥＮＢＥＲＧＧＪ.Ｔｈｅｌａｔｅｒａｌｔｏｒｓｉｏｎａｌｂｕｃｋｌｉｎｇｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｃｏｌｄ￣ｆｏｒｍｅｄｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｂｅａｍｓ[Ｃ]//１２ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＳｐｅｃｉａｌｔｙＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＣｏｌｄ￣ＦｏｒｍｅｄＳｔｅｅｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬＯｃｔｏｂｅｒ１８￣１９ꎬ１９９４.ＳａｉｎｔＬｏｕｉｓꎬＭｉｓｓｏｕｒｉ:ＭｉｓｓｏｕｒｉＵ￣ｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ１９９４.[４]ＭＥＲＷＥＰＶＤꎬＷＹＫＭＶꎬＢＥＲＧＧＪ.Ｌａｔｅｒａｌｔｏｒｓｉｏｎａｌｂｕｃｋｌｉｎｇｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｄｏｕｂｌｙｓｙｍｍｅｔｒｉｃｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｂｅａｍｓ[Ｃ]//１０ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＳｐｅｃｉａｌｔｙＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＣｏｌｄ￣ＦｏｒｍｅｄＳｔｅｅｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬＯｃｔｏｂｅｒ２３￣２４ꎬ１９９０.ＳａｉｎｔＬｏｕｉｓꎬＭｉｓｓｏｕｒｉ:ＭｉｓｓｏｕｒｉＵｎｉｖｅｒ￣ｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ１９９０.[５]王元清ꎬ高博ꎬ戴国欣ꎬ等.焊接不锈钢工字形截面梁整体稳定性试验研究[Ｊ].建筑结构学报ꎬ２０１１ꎬ３２(１１):１４３￣１４８. 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冷弯薄壁卷边C形不锈钢梁的力学性能试验
陶忠;叶彩凤;皇甫双娥;燕钊
【期刊名称】《南昌大学学报（工科版）》
【年(卷),期】2024(46)1
【摘要】为了研究冷弯壁薄卷边C形钢受弯构件的力学性能,以冷弯薄壁不锈钢梁为研究对象,重点研究加载条件、跨度对构件屈曲模式和受弯承载力的影响。
结果发现:试件的加载条件和跨度对冷弯薄壁卷边C形钢受弯构件屈曲模式和极限承载力的影响显著,纯弯加载下的短梁极限承载力高达169.1 kN,破坏模式为畸变屈曲,其余试件破坏模式也为畸变屈曲;腹板V型加劲能够有效抑制腹板鼓曲的产生,提高试件的极限承载力。
利用现有直接强度法修正公式的计算结果与试验结果进行对比,以验证公式的准确性。
【总页数】8页(P21-28)
【作者】陶忠;叶彩凤;皇甫双娥;燕钊
【作者单位】昆明理工大学建筑工程学院;云南省抗震技术研究中心
【正文语种】中文
【中图分类】TU391
【相关文献】
1.锈损冷弯薄壁C形钢梁受弯承载力试验研究
2.高强冷弯薄壁型钢卷边槽形截面轴压构件畸变屈曲控制试验研究
3.高强冷弯薄壁型钢卷边槽形截面轴压构件试验
研究及承载力分析4.高强冷弯薄壁型钢卷边槽形截面偏压构件试验研究及承载力分析5.纵向V型肋卷边C形不锈钢梁抗弯承载力试验研究
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冷弯薄壁C形钢檩条加固承载力试验研究冷弯薄壁型钢作为一种新型的高效型材,因其材料轻质高强,加工设备简单便捷,被广泛应用于工业、农业及民用建筑中。
冷弯薄壁C型钢檩条常作为围护结构应用于钢结构工业厂房中,起到减小屋面跨度且方便屋面板铺设的作用。
由于土地资源有限,近几年数家能源公司在全国多个地方,采用在轻钢结构工业厂房房顶增设光伏设备用以发电,光伏设备造成原厂房超载,需要对C型钢檩条和原钢框架进行加固,本文以河南省焦作市中轴集团东风工业园厂房顶增设光伏设备为例,研究探讨对C型钢檩条的加固方法。
针对冷弯薄壁C型钢檩条的屈曲模式,本文提出了两种加固方案,采用试验和有限元模拟两种方法进行研究。
具体研究内容如下:(1)在冷弯薄壁C型钢檩条的开口侧增设连接缀板。
考虑缀板宽度和缀板间距两个变量进行研究,首先采用试验方法,分析檩条最不利截面处的荷载-位移曲线及荷载-应变曲线。
讨论不同加固方式下檩条的极限承载力提高程度。
其次,考虑材料非线性、几何非线性等因素,选取合理本构关系,建立有效的加固后的C型钢檩条有限元模型,分析不同加固方式的加固效果。
将试验研究与有限元模拟计算结果进行对比分析。
分析结果表明:增设连接缀板加固C型钢檩条卓有成效。
加固后的檩条抗弯刚度与极限承载力均有明显提高,且加固效果随着连接缀板的宽度的增大和缀板间布置间距的减小而提高。
(2)利用C型薄壁钢板将两根简支的冷弯薄壁C型钢檩条连接成为连续檩条。
分别使用自攻螺钉和粘结剂进行连接,首先进行试验研究,对试验结果进行分析,分析檩条最不利截面处的荷载-位移曲线,讨论不同连接方式下加固后檩条的极限承载力提高程度。
其次,建立有限元计算模型,分析不同连接方式下加固后檩条的加固效果。
将试验研究与有限元模拟计算结果进行对比分析,讨论加固的有效性。
分析结果表明:当使用粘结剂对檩条及C型薄壁钢板进行连接时,加固后的连续檩条整体抗弯刚度提升较大,极限承载力表现也较为良好;仅用自攻螺钉对檩条及C 型薄壁钢板进行连接时,自攻螺钉的位置对连续檩条的加固效果影响较大。
冷弯薄壁C型钢梁柱节点试验研究提要：本试验对象为三个冷弯薄壁c型钢梁柱节点，同时采用有限元程序对该类节点的半刚性性能进行分析。
文中介绍了三个试件的试验、破坏形式、有限元分析结果，并阐述了各种因素对节点性能的影响。
关键词：，冷弯薄壁c型钢，梁柱节点，半刚性，有限元
1.引言
冷弯薄壁型c型钢梁柱连接处内力分布复杂、变形或转角易出现突变，其传力性能、稳定性、有效性等都将会影响整个结构的性能。
本文就是以该类梁柱构件的半刚性节点为研究对象，通过对三个不同构造形式的1:1足尺梁柱节点试件的试验，总结此种节点连接在低周循环荷载作用下的破坏机理及其影响因素。
2 试验装置及加载制度
试件的计算简图如图2.1，试验加载装置图详见图2.2，
表2.1 试件设计描述(单位:mm)
试件编号
试件描述 g－1 g－2 g－3
加劲肋(mm) －350×150×5.0 －350×150×5.0 ——
加劲件(mm) ————槽形件342×142×3.0
顶、底连接角钢热轧l75×6.0 热轧l75×6.0 冷弯l105×75×5.0
腹板连接角钢热轧l75×6.0 热轧l75×6.0 冷弯l75×
5.0
螺栓等级普通螺栓 8.8级普通螺栓
螺栓规格 m12 m12 m12
螺栓个数 25 25 39
3. 试件的破坏模式及规律
3.1试验中梁柱节点的破坏现象有以下两类：
1）节点转角过大破坏
试件g-1、g-2为此种破坏模式。
一般半刚性节点的极限转动能力以节点转角超过0.045rad为极限状态，本次试件g-1转角达到了0.0546rad，试件g-2转角达到了0.054rad。
从试验的现象来看，试件g-1、g-2连接还具有很大的转动能力。
但由于加载装置的限制，在转角达到上述值时就中止加载，认为节点破坏。
2）角钢出现裂纹并且裂纹相互贯通破坏
试件g-3为此种破坏模式。
在反复加载多次后，连接角钢在反复拉压作用下，节点的塑性发展很大，产生疲劳裂纹，再继续受拉时裂纹贯通而导致角钢破坏、承载力急剧下降，则节点连接也达到极限情况。
由于节点变形的主要是由角钢引起的，所以角钢的塑性变形性能的好坏直接影响节点的变形、延性和耗能性能。
[6]
3.2试验中梁柱半刚性连接的一些规律:
从以上三个构件的破坏过程分析，体现了钢结构梁柱半刚性连接的一些规律，主要表现在以下几个方面：
1）梁柱半刚性节点的连接有较好的塑性变形能力，未发生过早
脆性破坏的现象。
与螺栓相接触的梁柱翼缘、角钢肢面表面、螺栓孔边缘的应力较大，有一定的起皱现象。
随着荷载的加大，角钢的两端逐渐脱离接触面，角钢产生较大的塑性变形。
2）螺栓等级对节点承载能力、延性有一定的影响，等级越高，承载能力越大、延性越低；等级越低，承载能力越小、延性越高；螺栓基本都出现滑移。
3）连接角钢对节点的影响很大，主要表现在：连接角钢（主要是上下连接的角钢）的刚度越大，则节点的整体刚度随之增大、承载能力越高、节点的变形就越小；连接角钢的刚度小，节点的整体刚度越小、节点变形就越大。
上下角钢的塑性变形能力越大，节点变形增加程度越大、节点的延性越好。
4）本次试验采用两种节点域加劲形式，即横向加劲肋加劲和槽形件加劲。
两种加劲形式各有其特点，横向加劲肋能减小节点域的剪切变形，较好地传递梁端集中力尤其是压力，有效改善柱在节点的刚度，减缓柱翼缘变形，有利于提高节点的承载能力和变形能力，还对梁的平面外稳定和柱翼缘的翘曲有贡献，但没有加强节点域柱腹板抗剪和柱翼缘的局部鼓曲；槽形件有助于节点域抗剪，等于加厚节点域柱腹板，还有助于柱翼缘的局部鼓曲，但对梁的平面外稳定和柱翼缘的翘起贡献很小。
4 有限元分析
4.1 角钢应力、应变分析
顶底角钢的有限元计算结果(见图4.1图4.2)和试验相对比有以
下结果：
1）有限元分析时各点应力发展快慢比较一致。
2）有限元分析时各点屈服前应力值吻合较好，但屈服后的应变值吻合较差，这是因为屈服后模型变形模量与试件的变形模量有差别。
3）试验及模型中均为底角钢最先达到屈服；而且模型中还可以看出时是底角钢靠近柱翼缘的肢背处最先进入塑性区，这与理论分析结果比较一致。
4）腹板角钢在节点的转动过程中屈服晚于顶底角钢，说明腹板角钢对抵抗节点转动的贡献小于顶底角钢。
靠近梁翼缘的应变比在中部的应变要大，表明腹板连接角钢在承受剪力的同时也参与了共同抗弯。
4.2 节点的位移和变形
模拟整个变形过程中，弹性阶段及过渡阶段的变形相对较小，主要位移由屈服区域的塑性变形引起，试件的刚体位移只占很少部分。
最大位移发生在梁的悬臂端；底角钢竖肢螺栓孔附近发生较大变形，底角钢最大的水平位移出现在肢背；腹板连接角钢与梁腹板及柱翼缘连接下部有较大位移；顶角钢水平肢与梁上翼缘连接处变形较大，与柱翼缘连接处变形不明显。
达极限荷载时，底角钢根部应变最大，发生较大转角，角钢未出现表面裂纹。
底角钢与柱连接的螺栓有一定变形。
此结果与真实试验现象相比较，变化趋势比较接近，证明位移
和变形变化结果是可信的。
4.3有限元分析得出的规律
双腹板、顶底角钢半刚性连接的顶底角钢、腹板角钢在单调荷载作用下的应力情况比较复杂，但其变化趋势还是有一定的规律性，即: 整个连接节点的转动以顶角钢水平肢根部为中心，底角钢与柱连接肢、顶角钢水平段和腹板角钢如同悬臂梁工作。
5 结论
带双腹板、顶底角钢的冷弯薄壁c型钢梁柱节点与一般的普钢节点有着不同的破坏特点及转动性能。
通过试验及ansys对节点进行有限元分析，观察各组件的应力、变形和破坏趋势，分析揭示了节点的受力特性，得到如下结论：
1）此种节点的几种失效模式为：(1)连接转角达到0.045rad；
(2)顶底角钢或腹板角钢产生明显的裂纹；(3)高强螺栓产生滑移、梁翼缘或腹板屈服。
2）影响节点的初始刚度和弯矩承载力的因素主要是顶底角钢的刚度和强度，腹板角钢和螺栓强度的贡献较小。
3）顶底角钢是连接最薄弱的部件，其塑性变形是引起梁柱相对转角的主要因素。
所以在设计时应注意角钢的刚度及螺栓的强度；在设计中宜严格控制梁的挠度指标，以抵消角钢连接节点的转动影响。
4）从本次试验可以看出，半刚性节点的刚度小、延性大；而试件中的梁、柱强度都比较充足，尤其是柱基本上没有破坏，显示出
整个构件的薄弱点在顶底角钢。
因此，利用半刚性连接来代替“强柱弱梁”设计是有可能的。
参考文献：
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