王元清,劉曉玲,劉 明,李文斌,班慧勇,王玉銀

(1.土木工程安全與耐久教育部重點試驗室(清華大學(xué)),北京100084；2.鞍鋼股份產(chǎn)品發(fā)展部,遼寧 鞍山114009；3.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,哈爾濱150090)

翼緣縱向變厚度工型截面梁變形性能試驗

王元清1,劉曉玲1,劉 明2,李文斌2,班慧勇1,王玉銀3

(1.土木工程安全與耐久教育部重點試驗室(清華大學(xué)),北京100084；2.鞍鋼股份產(chǎn)品發(fā)展部,遼寧 鞍山114009；3.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,哈爾濱150090)

為研究翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁的變形性能，對2根翼緣縱向變厚度工型截面梁與2根等厚度梁進(jìn)行靜力加載對比試驗，同時采用有限元軟件ANSYS進(jìn)行數(shù)值模擬.變厚度梁翼緣材料為Q345GJC等級縱向變厚度鋼板，加載方式包括單點加載和兩點加載.試驗結(jié)果表明：試件均發(fā)生明顯的板件局部屈曲；采用翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁，不僅可以在保證承載力的情況下大大減少用鋼量，而且可以獲得更大的強(qiáng)度儲備；也可以達(dá)到密實截面的變形要求，滿足塑性設(shè)計要求.有限元結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好.該試驗結(jié)果可為翼緣縱向變厚度工型截面鋼梁的塑性變形設(shè)計提供依據(jù).

翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁；縱向變厚度鋼板；變形性能；密實截面；試驗研究

中國鋼結(jié)構(gòu)發(fā)展迅速，在民用建筑、工業(yè)廠房以及特種結(jié)構(gòu)當(dāng)中扮演著極為重要的角色.為了實現(xiàn)合理經(jīng)濟(jì)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，眾多研究人員從結(jié)構(gòu)體系和材料性能入手進(jìn)行了深入的研究[1].由于鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件內(nèi)部內(nèi)力分布不均勻，基于最大受力截面設(shè)計的等厚度等截面構(gòu)件是不合理的，因此，基于單個構(gòu)件截面的優(yōu)化設(shè)計即是一種簡單有效的實現(xiàn)途徑.為了滿足設(shè)計強(qiáng)度要求并減少用鋼量，常采用變截面構(gòu)件，即通過截面尺寸變化實現(xiàn)沿構(gòu)件長度(跨度)方向上截面設(shè)計力矩與采用需求力矩大值相同.現(xiàn)階段，國內(nèi)外研究和應(yīng)用較多的是截面高度和寬度變化的構(gòu)件，前者主要運用于輕型門式鋼架鋼梁、吊車梁以及懸臂式雨棚結(jié)構(gòu)當(dāng)中；后者用于鋼框架結(jié)構(gòu)跨度較大的受彎構(gòu)件當(dāng)中[2].近年來，縱向變厚度鋼板的出現(xiàn)，為變截面構(gòu)件的實現(xiàn)提供了新的方法.由于鋼板自身形式的變革，大大節(jié)省了加工安裝費用，使其適用范圍更廣，設(shè)計更加靈活.

縱向變厚度鋼板(longitudinally profiled steel plate，簡稱LP鋼板)[3-4]厚度沿軋制方向連續(xù)變化，用戶可根據(jù)需求定制各種厚度變化形式和范圍，并且在日本和歐洲諸國的造船及橋梁結(jié)構(gòu)中獲得大量應(yīng)用.LP鋼板幾何尺寸變化以及軋制工藝的特殊性，使得各個厚度處材料性能不同于傳統(tǒng)等厚度鋼板[5].材料性能以及厚度變化導(dǎo)致的構(gòu)件各截面慣性矩及強(qiáng)度的不同極大的影響構(gòu)件受力性能，需要進(jìn)行深入研究.國外學(xué)者對LP鋼板的研究開始于20世紀(jì)80年代[3]，文獻(xiàn)[5-6]對LP鋼板材料性能進(jìn)行試驗，得到強(qiáng)度隨厚度增加非線性下降的規(guī)律；文獻(xiàn)[7-8]對使用LP鋼板構(gòu)件的極限承載力及受壓翼緣局部穩(wěn)定問題進(jìn)行了試驗研究，建議在橋梁結(jié)構(gòu)主梁翼緣中使用LP鋼板；文獻(xiàn)[9]采用有限元模擬的方法對三邊簡支邊界條件下單楔形LP鋼板的受力性能進(jìn)行分析，研究其應(yīng)力分布情況；文獻(xiàn)[10]對考慮初始缺陷的LP鋼板作翼緣的工字形截面梁的受力性能進(jìn)行了模擬分析，分析了板件寬厚比變化對極限強(qiáng)度的影響；文獻(xiàn)[11-12]采用翼緣增厚型節(jié)點(使用LP鋼板)與普通節(jié)點和翼緣增強(qiáng)型節(jié)點的對比試驗，對比塑性變形能力；文獻(xiàn)[13-15]對在柱腳使用LP鋼板的箱型柱進(jìn)行了循環(huán)加載試驗，研究厚度變化率及變化長度對抗震性能的影響.目前，國外研究主要由日本學(xué)者進(jìn)行，試驗研究較少，多為有限元分析，且缺少有關(guān)受彎構(gòu)件變形性能的研究.中國有關(guān)LP鋼板的研究仍處于起步階段，限制了LP鋼板的應(yīng)用與推廣.

本文通過對2根LP鋼板作翼緣的焊接工型截面梁和2根等厚度鋼板作翼緣的焊接工型截面梁進(jìn)行變形性能試驗研究，探究簡支邊界條件下翼緣厚度變化和不同內(nèi)力分布對應(yīng)的厚度變化形式(單點加載和兩點加載)對構(gòu)件變形性能的影響，著重研究構(gòu)件荷載-位移關(guān)系.將試驗結(jié)果與ANSYS分析結(jié)果進(jìn)行對比，驗證有限元模型的正確性，為進(jìn)一步參數(shù)化分析和變形設(shè)計提供依據(jù).

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

翼緣縱向變厚度工型截面梁采用LP鋼板作翼緣，根據(jù)梁的內(nèi)力分布，設(shè)計翼緣厚度形狀，單點加載和兩點加載情況下翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁見圖1.

圖1 翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁示意

試件為2根翼緣縱向變厚度工型截面梁(BS-1、BD-1)與2根等厚度工型截面梁(BS-2、BD-2)：BS-1(兩塊單楔形LP板對稱焊接翼緣)和BS-2在跨中施加集中荷載，用鋼量基本相同，BS-1跨中截面全截面屈服荷載提高37.88%；BD-1(梯形LP板翼緣)和BD-2施加兩點對稱集中荷載，最大受力截面尺寸相同，BD-1用鋼量節(jié)省9.59 %.試件編號及實測尺寸如表1所示，其中，L為試件的實際長度，取上下翼緣測量長度的平均值；L0為梁跨度；Lb為兩點加載純彎段長度；B為翼緣寬度，取試件縱向5個測量結(jié)果的平均值；H為截面高度，取左、右兩端測量結(jié)果的平均值；t為板件厚度，取5個測量結(jié)果的平均值；α為翼緣厚度變化率.為保證加載過程中支座夾持穩(wěn)固，在梁跨度方向上兩端各增加200 mm延伸段；在支座及加載點處設(shè)置加勁肋，厚度均為12 mm.

表1 構(gòu)件實測尺寸及用鋼量

1.2 試驗材料

試驗所用材料為鞍鋼生產(chǎn)的Q345GJC等級縱向變厚度鋼板及相同等級的等厚度鋼板，其中所用變厚度鋼板見圖1.根據(jù)GB/T 228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》和GB/T 2975—1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗取樣位置及試樣制備》中的相關(guān)規(guī)定，在清華大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室內(nèi)進(jìn)行常溫拉伸試驗，為了解LP鋼板板件性能隨厚度變化趨勢并確定強(qiáng)度范圍，取3個代表厚度沿垂直于軋制方向取樣(試件本身厚度變化可忽略)，每組取3～4個試件，試驗結(jié)果見表2.LP1為試件BS-1翼緣鋼板，LP2為試件BD-1翼緣鋼板，P1、P2分別為腹板鋼板和等厚度翼緣鋼板，其中，E為彈性模量，fy為屈服強(qiáng)度，fu為抗拉強(qiáng)度；由于試件采用80 mm標(biāo)距非比例試樣，由GB/T 17600.1—1998《鋼的伸長率換算》換算得到比例試樣斷后伸長率A.可以看出，LP鋼板不同厚度處強(qiáng)度不同，隨著厚度增加而減小，且強(qiáng)度高于同等厚度等厚度鋼板；部分試驗值超過YB 4104—2000《高層建筑結(jié)構(gòu)用鋼板》的規(guī)定范圍.

表2 鋼板拉伸試驗結(jié)果

1.3 初始缺陷測定

為了使有限元模型更加接近實際試件，在試驗開始前采用文獻(xiàn)[16-17]中的方法分別測量整體幾何初始缺陷和局部幾何初始缺陷，具體測量結(jié)果如表3所示，符號含義同前.本文均勻選取7個點或者截面進(jìn)行測量，前者取偏離兩端截面中心相連所成縱軸線方向距離的最大值，后者取偏離翼緣和腹板理論平面距離的最大值.可見，幾何初始缺陷滿足GB 50205—2001《鋼結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗收規(guī)范》的要求(翼緣板垂直度≤B/100且不應(yīng)大于3，腹板≤Hw/200，整體彎曲矢高≤L/100且不應(yīng)大于10 mm).

表3 構(gòu)件幾何初始缺陷

1.4 試驗加載方案

試驗在清華大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗室500 t試驗機(jī)上進(jìn)行，采用兩個150 t MTS千斤頂協(xié)同控制加載，見圖2(a).BD-1和BD-2加載時采用分配梁平均分配力于對稱兩點，并在分配梁與試件上翼緣接觸處放置滾軸，以防止摩擦力限制梁的變形.為了避免構(gòu)件發(fā)生側(cè)向整體失穩(wěn)，采用如圖2(b)所示的側(cè)向支撐裝置，約束構(gòu)件上翼緣的側(cè)向位移.為構(gòu)件與設(shè)備安裝方便以及減少摩擦影響，側(cè)向支撐裝置與構(gòu)件之間設(shè)置10 mm以內(nèi)的空隙.由于設(shè)備限制，側(cè)向支撐裝置長度為3 400 mm，用于約束試件跨中對稱部分.支座采用夾支支座，如圖2(b)所示，構(gòu)件與支座底板接觸處設(shè)置滾軸，使梁在主平面內(nèi)可以自由轉(zhuǎn)動，同時限制端部截面扭轉(zhuǎn)變形.

圖2 試驗加載裝置

正式加載前通過施加預(yù)估承載力的5%～10%，以消除試驗裝置之間以及裝置與試件之間的空隙，并檢查測點和通道.加載過程中采用IMP數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄實時荷載、應(yīng)變以及位移數(shù)據(jù)，并由計算機(jī)直接記錄.為研究試驗構(gòu)件的變形性能，本文試件按照GB 50017—201X《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)程》(報批稿)建議的S1級塑性截面進(jìn)行設(shè)計，板件寬厚比滿足S1級截面要求，即可達(dá)全截面塑性，保證塑性鉸具有塑性設(shè)計要求的轉(zhuǎn)動能力，且在轉(zhuǎn)動過程中承載力不降低.因此，本文在構(gòu)件出現(xiàn)明顯局部屈曲時停止加載，均取停止加載點變形為極限變形，對應(yīng)荷載為極限荷載.

1.5 試驗量測方案

本次試驗主要測量內(nèi)容包括：1)構(gòu)件變形性能評價曲線：荷載位移曲線，彎矩轉(zhuǎn)角曲線；2)沿腹板高度方向應(yīng)變分布；3)沿構(gòu)件跨度方向上翼緣應(yīng)變分布.試件荷載通過千斤頂力傳感器進(jìn)行測定，構(gòu)件測點布置如圖3所示.單點加載構(gòu)件，布置11個位移計，編號D1～D11，如圖3(a)所示，D1測量構(gòu)件跨中下翼緣豎向位移，D2和D3測量構(gòu)件四分之一跨度處下翼緣豎向位移，D4和D7分別測量構(gòu)件兩端上翼緣水平位移，D5和D8分別測量構(gòu)件兩端下翼緣水平位移，D6和D9分別測量兩端支座處豎向沉降；此外，由于側(cè)向支撐梁僅可約束梁中部3 400 mm，因此在側(cè)向約束南北兩側(cè)10 mm位置設(shè)置位移計D10和D11，測量上翼緣側(cè)向約束外側(cè)側(cè)向位移，檢驗側(cè)向約束的作用；共布置58個應(yīng)變片，其中，截面1和截面2分別距離跨中150 mm，距加載頭外側(cè)50 mm，為局部屈曲最可能發(fā)生的截面，截面2～7之間500 mm等距分布，截面7距離支座150 mm，以測定沿翼緣厚度變化方向上應(yīng)變分布，見圖3(c).兩點加載測點布置與單點加載相近，將位移計D2和D3調(diào)整得到加載點下方，見圖(b)；因為純彎段內(nèi)力分布相同，僅選擇跨中截面布置應(yīng)變片，共54個應(yīng)變片.

圖3 試件測點布置

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

圖4(a)為全部構(gòu)件的破壞形態(tài)，可以看出4根構(gòu)件在平面外均有一定程度的扭轉(zhuǎn)，但由于側(cè)向支撐的約束未發(fā)生整體失穩(wěn).4根構(gòu)件均發(fā)生明顯的板件局部屈曲，如圖4所示.BS-1加載點北側(cè)(固定端一側(cè))上翼緣發(fā)生明顯屈曲，伴隨腹板鼓突，同時下翼緣跨中焊縫出現(xiàn)約10 mm長裂紋，如若繼續(xù)加載，下翼緣焊縫裂紋將擴(kuò)展至下翼緣斷裂.主要原因是焊縫焊接質(zhì)量較差，實際運用中，如采用單楔形LP鋼板焊接翼緣應(yīng)采用全熔透等強(qiáng)焊縫并保證焊縫質(zhì)量，也可直接采用雙向變厚度LP鋼板.BS-2同樣在加載點北側(cè)發(fā)生明顯局部屈曲，屈曲現(xiàn)象較BS-1更加明顯.BD-1在北側(cè)加載點外側(cè)上翼緣和腹板發(fā)生局部屈曲，BD-2跨中上翼緣出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象.

2.2 荷載-位移曲線

根據(jù)構(gòu)件下翼緣跨中位移計數(shù)據(jù)和試驗加載點總荷載整理得到構(gòu)件跨中下翼緣豎向位移和總荷載的關(guān)系曲線見圖5，水平線代表構(gòu)件根據(jù)實測材性數(shù)據(jù)計算得到的全截面塑性荷載(全截面屈服荷載).根據(jù)構(gòu)件梁端位移計數(shù)據(jù)和試驗加載點總荷載可以得到彎矩-梁端轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，基本形狀和規(guī)律與圖5相同，篇幅限制不再列出.可以看出，曲線較為平穩(wěn)且屈服后承載力持續(xù)上升，圖5(b)中曲線波動是由于加載設(shè)備的不穩(wěn)定性導(dǎo)致，圖5(c)曲線由于北側(cè)加載點附近板件明顯屈曲表現(xiàn)出明顯下降段，曲線整體表現(xiàn)出類似于Q345鋼材本構(gòu)曲線相同的強(qiáng)化特性，且試件實際承載力均超過全截面塑性荷載.

由于不同構(gòu)件實測材料力學(xué)性能和幾何尺寸不同，尤其是變厚度構(gòu)件剛度與等厚度構(gòu)件完全不同，為了更好說明構(gòu)件的荷載-位移關(guān)系相對于構(gòu)件本身性能的關(guān)系，將荷載P和位移Δ均轉(zhuǎn)化為無量綱量.其中，標(biāo)準(zhǔn)化荷載=P/Pp，標(biāo)準(zhǔn)化位移=Δ/Δp，Pp為理論計算得到的全截面屈服荷載，Δp為假定剛度與初始剛度相同計算得到的塑性位移，其中翼緣縱向變厚度構(gòu)件位移采用文獻(xiàn)[18-19]中的理論公式進(jìn)行計算.

圖4 試件破壞形態(tài)

圖5 構(gòu)件荷載-位移曲線

延性在結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計中是一個非常重要的指標(biāo)，通常使用延性系數(shù)來表示，本文采用位移延性系數(shù)RΔ=Δu/Δp作為構(gòu)件延性的宏觀表達(dá).由表4可以看出，所有構(gòu)件跨中豎向位移均達(dá)到了塑性位移，且位移延性系數(shù)RΔ均達(dá)到5倍以上.試驗終止時刻變厚度構(gòu)件延性相對較差，單點加載和兩點加載情況下，相比等厚度構(gòu)件位移延性系數(shù)RΔ降低22.47%和26.63%.

表4 構(gòu)件極限荷載及變形能力

由于加載裝置限制，單點加載構(gòu)件最終跨中位移為200 mm左右，兩點加載構(gòu)件最終跨中位移為300 mm左右，除BD-1外其余構(gòu)件承載力未出現(xiàn)明顯下降段，說明構(gòu)件實際具有更大變形能力.綜上，可以認(rèn)為試驗構(gòu)件變形能力已達(dá)到密實截面的要求.

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

2.3.1 沿截面高度腹板應(yīng)變分布

根據(jù)構(gòu)件腹板應(yīng)變片數(shù)據(jù)和荷載數(shù)據(jù)整理得到構(gòu)件在荷載分別為Py/3、2Py/3、Py、(Py+Pp)/2、Pp、(Pp+Pu)/2、Pu時的應(yīng)變分布(Py、Pp、Pu分別為屈服荷載、塑性荷載和極限荷載)，選取每個構(gòu)件屈曲明顯腹板應(yīng)變隨截面高度分布如圖6所示，其中，橫坐標(biāo)為應(yīng)變片所測應(yīng)變；縱坐標(biāo)為應(yīng)變片測點到橫截面強(qiáng)軸的距離，單位為mm.

可以看出構(gòu)件腹板應(yīng)變分布隨加載過程的變化，屈服荷載前完全為直線，滿足平截面假定，達(dá)到塑性荷載時直線開始出現(xiàn)彎折，達(dá)到極限荷載之前和達(dá)到極限荷載時，已不滿足平截面假定.

圖6 沿截面高度腹板應(yīng)變分布(BS-2)

2.3.2 沿梁跨度方向翼緣應(yīng)變分布

根據(jù)沿梁跨度方向布置的應(yīng)變片，同樣可以整理得到構(gòu)件在荷載分別為Py/3、2Py/3、Py、(Py+Pp)/2、Pp、(Pp+Pu)/2、Pu時的應(yīng)變分布，見圖7.其中，橫坐標(biāo)為應(yīng)變片測點到跨中的距離，單位為mm；縱坐標(biāo)為應(yīng)變片所測應(yīng)變.

可以看出，沿梁跨度方向翼緣應(yīng)變隨荷載增加的變化過程，當(dāng)荷載小于屈服荷載之前，應(yīng)變基本上呈線性分布，隨著荷載增加，應(yīng)變分布脫離線性，單點加載跨中部分和兩點加載純彎段部分，應(yīng)變極大，形成了明顯塑性鉸，且發(fā)生局部屈曲板件處應(yīng)變較大.除此之外，由于上翼緣受壓導(dǎo)致局部屈曲的存在，使得上下翼緣應(yīng)變分布并不完全對稱.

圖7 沿梁跨度方向翼緣應(yīng)變分布(BD-1)

2.4 無約束段面外位移

由側(cè)向支撐外側(cè)布置的位移計測量數(shù)據(jù)可以看出，由于試件與側(cè)向支撐之間的間隙，使得構(gòu)件無約束部分在加載過程中并非沒有加載面外的位移，且隨加載過程不斷變化，但是變化范圍很小，基本上在±10 mm范圍內(nèi)，與側(cè)向支撐與構(gòu)件之間所留間隙范圍相同，說明側(cè)向支撐對全構(gòu)件起到了約束作用，有效防止了整體失穩(wěn)的發(fā)生.

3 有限元驗證

3.1 有限元模型

本文采用通用有限元軟件ANSYS對4根試驗構(gòu)件進(jìn)行數(shù)值模擬，模型模擬構(gòu)件、夾支支座、墊板以及側(cè)向支撐梁，通過點-面接觸單元模擬構(gòu)件上翼緣與側(cè)向支撐板之間的摩擦關(guān)系，均采用SOLID185實體單元，并采用位移加載，加密跨中網(wǎng)格，見圖8.

由于LP鋼板強(qiáng)度沿縱向變化，將翼緣劃分為長度為200 mm的小段，分別輸入基于實際數(shù)據(jù)線性插值得到各段材性數(shù)據(jù).采用一階特征值屈曲模態(tài)對理想模型節(jié)點坐標(biāo)進(jìn)行更新，變化幅值為實測初始缺陷值.殘余應(yīng)力模型采用文獻(xiàn)[20]中的統(tǒng)一分布模型，截面殘余應(yīng)力分布見圖8.

圖8 有限元模型

3.2 與試驗結(jié)果對比分析

有限元計算得到的荷載-位移關(guān)系曲線見圖5，對比承載力結(jié)果如表5所示，其中Ftest為試驗極限承載力，F(xiàn)FEA為有限元計算得到的試驗極限位移Δu對應(yīng)承載力.

表5 試驗值與有限元分析結(jié)果對比

可以看出，在達(dá)到理論塑性荷載前及超過塑性荷載一定范圍時，有限元試驗結(jié)果與試驗結(jié)果基本一致，但是由于試驗中構(gòu)件變形較大時會發(fā)生側(cè)向支撐允許范圍內(nèi)的扭轉(zhuǎn)，并與側(cè)向支撐接觸，在構(gòu)件繼續(xù)向下變形的過程中產(chǎn)生摩擦，而且摩擦力隨著荷載的增大而增大，且對接觸面積十分敏感，因此，曲線強(qiáng)化段模擬略差，但相對誤差不超過5 %.建議在進(jìn)一步參數(shù)化分析中，采用理想側(cè)向約束邊界條件.

4 結(jié) 論

本文對2根翼緣縱向變厚度工型截面梁和2根等厚度工型截面梁進(jìn)行了靜力加載試驗，研究了單點加載和兩點加載情況下翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁的變形性能，與等厚度梁進(jìn)行了對比，并采用ANSYS進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得以下結(jié)論：

1)在有效側(cè)向支撐約束條件下，按照GB 50017—201X《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中S1級塑性截面設(shè)計的翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁與等厚度工型截面梁一樣，且均在極大變形情況下，發(fā)生局部屈曲.

2)4根構(gòu)件均達(dá)到了全截面屈服荷載Pp，且全截面屈服后進(jìn)入強(qiáng)化階段.由于材料強(qiáng)度提高使得翼緣縱向變厚度梁不僅可以在保證承載力的情況下大大減少用鋼量，而且可以獲得更大的強(qiáng)度儲備；在材料強(qiáng)度和最大受力截面相同的情況下，可保證構(gòu)件承載力不降低.

3)4根構(gòu)件跨中豎向位移均達(dá)到了塑性位移，且位移延性系數(shù)RΔ均達(dá)到5倍以上.雖然試驗終止時刻翼緣縱向變厚度構(gòu)件的延性與等厚度梁相比較差，但是也可以達(dá)到密實截面的變形要求，滿足塑性設(shè)計要求.

4)考慮側(cè)向支撐摩擦的有限元模型與試驗曲線吻合良好，但建議在進(jìn)一步參數(shù)分析中使用理想側(cè)向約束.

[1] 沈祖炎, 溫東輝, 李元齊. 中國建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀及展望[J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2009, 39(9): 15-25.

SHEN Zuyan, WEN Donghui, LI Yuanqi. State-of-the-art: Technical progress of steel building structures in China [J]. Building Structure, 2009, 39(9):15-25.

[2] 姚文聰. 梭形變截面工字形簡支鋼梁的整體穩(wěn)定分析[D]. 長沙: 湖南大學(xué), 2010.

YAO Wencong. Overall stability analysis of tapered simply-supported I-beams[D]. Changsha: Hunan University, 2010.

[3] 劉曉玲, 王元清, 王玉銀, 等. 縱向變厚度(LP)鋼板的工程應(yīng)用和研究進(jìn)展[J]. 工業(yè)建筑2015, 45(增刊)：1027-1035.

LIU Xiaoling, WANG Yuanqing, WANG Yuyin, et al. Review of structural application and research of longitudinally profiled steel plate (LP steel plate) [J]. Industrial building, 2015, 45(S): 1027-1035.

[4] OKANO S. High performance steels for bridge construction and examples of their application [J]. Welding International, 2008, 22(11): 746-754.

[5] 王元清, 劉曉玲, 劉明, 等. 縱向變厚度鋼板力學(xué)性能試驗研究[J]. 鋼結(jié)構(gòu), 2017, 32(4): 16-21.

WANGYuanqing, LIU Xiaoling, LIU Ming, et al. Experimental research of mechanical properties of longitudinally profiled steel plate[J]. Steel Structure, 2017, 32(4): 16-21.

[6] RICHTER K, SCHMACKPFEFFER H. Longitudinally profiled plates cut costs [J]. Joining & Materials, 2008, 11: 270-273.

[7] MURAKAMI S,NOBUO N. Ultimate strength evaluation of tapered plate in compression[C]//Proc. 5th International Colloquium on Stability and Ductility of Steel Structures. Nagoya:[s.n.], 1997: 133-140.

[8] 村上茂之,西村宣男,崛田毅. 自由突出テーパープレートの圧縮強(qiáng)度[J]. 構(gòu)造工學(xué)論文集, 1997, 34: 107-116.

MURAKAMI S, NISHIMURA N, HOTTA T. Ultimate strength of outstanding tapered plates incompression [J]. Journal of Structural Engineering, 1997, 34: 107-116.

[9] 村山峻一朗, 大谷禮央, 永藤壽宮. LP鋼板における力學(xué)的挙動特性について: 中部支部研究発表會I-031 [R]. [S.l.]: 日本土木學(xué)會, 2009.

[10]松野健太, 永藤壽宮. 初期不整を有する LP 鋼板のI 形斷面における挙動特性: 中部支部研究発表會I-019 [R]. [S.l.]:日本土木學(xué)會, 2012.

[11]井川大裕, 坂井悠佑, 吹田啓一郎, 等. 変厚鋼板の材料特性と柱梁接合部試験體について: 変厚鋼板を梁フランジに用いた増厚梁端接合部の塑性変形能力 その1: 學(xué)術(shù)講演梗概集22527 [R]. 関東:日本建築學(xué)會, 2011.

IKAWA D, SAKAI Y, SUITA K, et al. Plastic deformation capacity ofmoment frame connection with the thickness of beam flanges increased near the connection region Part 1-Mechanical properties of steel plate with variable thickness: Collection of Academic Dissertation 22527 [R]. Kanto: Architectural Institute of Japan, 2011.

[12]井川大裕, 坂井悠佑, 吹田啓一郎, 等. 柱梁接合部の載荷実験: 変厚鋼板を梁フランジに用いた増厚梁端接合部の塑性変形能力 その 2: 學(xué)術(shù)講演梗概集22527 [R]. 関東:日本建築學(xué)會, 2011.

IKAWA D, SAKAI Y, SUITA K, et al. Plastic deformation capacity ofmoment frame connection with the thickness of beam flanges increased near the connection region Part 2-Loading test of beam to column connection: Collection of Academic Dissertation 22528 [R]. Kanto: Architectural Institute of Japan, 2011.

[13]AOKI T, TAKAKU T, FUKUMOTO Y, et al. Experimental investigation for seismic performance of framed structures having longitudinally profiled plates[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2008, 64(7): 875-881.

[14]FUKUMOTO Y, UENOYA M, NAKAMURA M, et al. Cyclic performance of stiffened square box columns with thickness tapered plates[J]. Journal of Steel and Structures, 2003,3(2):107-15.

[15]王星堯. LP鋼板柱耐震行為之研究[D]. 臺北: 國立臺灣科技大學(xué), 2013.

WANG Xingyao. Steel bridge columns with longitudinally profiled steel plate for seismic resistance [D]. Taipei: National Taiwan University of Science and Technology, 2013.

[16]施剛, 班慧勇, 石永久, 等. 結(jié)構(gòu)構(gòu)件整體幾何初始缺陷測量方法: CN102288081A[P]. 2011-12-21.

SHI Gang, BAN Huiyong, SHI yongjiu, et al．Overall geometric imperfection measuring method of structure members: CN102288081A[P]. 2011-12-21.

[17]王元清, 袁煥鑫, 石永久. 一種連續(xù)量測結(jié)構(gòu)構(gòu)件局部幾何初始缺陷的裝置:CN103063172A[P]. 2013-04-24.

WANG Yuanqing, YUAN huanxin, SHI yongjiu. A device for local geometric imperfection measurement of structure members: CN103063172A[P]. 2013-04-24.

[18]王元清, 劉曉玲, 王玉銀, 等. 單點加載翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁變形解析解法[J]. 沈陽建筑大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2016, 32(4): 577-583.

WANG Yuanqing, LIU Xiaoling, WANG Yuyin, et al. Theoretical deformation solution of I-section beam with longitudinally variable thickness flanges under single point loading[J]．Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science), 2016, 32(4): 577-583.

[19]王元清, 劉曉玲, 王玉銀, 等. 兩點加載翼緣縱向變厚度工型截面簡支梁變形的解析解法[J]. 應(yīng)用力學(xué)學(xué)報, 2016, 33(6): 976-981.

WANG Yuanqing, LIU Xiaoling, WANG Yuyin, et al. Theoretical deformation solution of I-section beam with longitudinally variable thickness flanges under two point loading[J].Chinese Journal of Applied Mechanics, 2016, 33(6): 976-981.

[20]班慧勇,施剛, 石永久. 高強(qiáng)鋼焊接構(gòu)件工字形橫截面殘余應(yīng)力試驗及同一分部模型研究[J]. 工程力學(xué), 2014, 31(8): 83-91.

BAN Huiyong, SHI Gang, SHI Yongjiu．Experimental and unified model investigations on residual stress within high strength steel welded I-sections [J]．Engineering Mechanics, 2014,31(8):83-91.

(編輯趙麗瑩)

ExperimentalstudyondeformationperformanceofI-sectionbeamwithlongitudinallyvariablethicknessflanges

WANG Yuanqing1, LIU Xiaoling1, LIU Ming2, LI Wenbin2, BAN Huiyong1, WANG Yuyin3

(1.Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability (Tsinghua University), Ministry of Education, Beijing 100084, China; 2.Product Development Department, Anshan Iron & Steel, Anshan 114009, Liaoning， China; 3.School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150090, China)

To study the deformation performance of I-section beam with longitudinally variable thickness flanges, 2 welded I-section variable thickness steel beams and 2 normal beams under static loading were conducted, and corresponding numerical simulation was performed using the ANSYS. The special material of the flanges was longitudinally profiled steel plates of Q345GJC, and single point loading and two point loading were adopted respectively. All of the four specimens occurred local buckling when the lateral displacement was constrained. The results show that the beam could not only ensure the bearing capacity with less steel but also safety margin, and also can meet the deformation requirements of compact cross section, compared with the beam with uniform thickness. The finite element results are in good agreement with the test results. The test results can be used for the plastic design of I-section beam with longitudinally variable thickness flanges.

I-section beam with longitudinally variable thickness flanges; longitudinally profiled steel plate; deformation performance; compact cross section; experimental investigation

10.11918/j.issn.0367-6234.201612103

TU391

A

0367-6234(2017)12-0024-08

2016-12-19

國家自然科學(xué)基金重點項目(51038006)

王元清(1963—)，男，教授，博士生導(dǎo)師

劉曉玲，liuxiaoling950718@163.com