q235焊接工形鋼支撐低周疲勞性能試驗(yàn)研究

q235焊接工形鋼支撐低周疲勞性能試驗(yàn)研究

在地震的作用下，鋼框架中心支的支撐結(jié)構(gòu)對(duì)地震的響應(yīng)包括拉張、壓裂、屈曲、性能退化、橫向變形、低周疲勞和開裂。到目前為止，國(guó)內(nèi)外對(duì)角鋼、箱形和填充混凝土箱形截面鋼的低周疲勞性能進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)研究，但對(duì)背景下拱鋼的低周疲勞性能的研究較少。目前，我國(guó)多、高拱鋼結(jié)構(gòu)中使用的q35鋼支撐沒有進(jìn)行過多的研究。因此，有必要對(duì)q35鋼支撐的低周疲勞性能進(jìn)行試驗(yàn)研究。本文在28根繞弱軸失穩(wěn)的兩端鉸接ST12材質(zhì)焊接工字形鋼支撐等幅軸向反復(fù)循環(huán)位移荷載低周疲勞性能試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上,對(duì)19根Q235材質(zhì)焊接工字形鋼支撐的低周疲勞性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究.對(duì)47根試件,考察了支撐的最大橫向變形、最大抗壓承載力特性,同時(shí)較系統(tǒng)地分析并歸納了試件的加載幅值、幾何特征以及鋼材屈服強(qiáng)度(假設(shè)三者相互獨(dú)立)對(duì)鋼支撐低周疲勞性能的影響.1試驗(yàn)總結(jié)1.1鋼支撐試驗(yàn)為了得出試件的幾何特征以及加載幅值對(duì)鋼支撐低周疲勞性能的影響規(guī)律,試驗(yàn)選取Q235材質(zhì)工字形截面鋼支撐繞弱軸的長(zhǎng)細(xì)比λ、翼緣寬厚比b/t、腹板寬厚比ho/tw及加載幅值Δδ/δy四個(gè)主要因素,按照均勻設(shè)計(jì)法設(shè)計(jì)試驗(yàn).考慮到試驗(yàn)(Q235材質(zhì)和ST12材質(zhì)工字形鋼支撐試驗(yàn))中所選板材厚度較小,焊縫高度與名義板厚同高,焊縫對(duì)翼緣以及腹板都有足夠的約束作用,因此翼緣寬度及腹板高度的選取參照歐洲EC3標(biāo)準(zhǔn),取至焊縫邊緣,鋼支撐試件參數(shù)如表1所示.試驗(yàn)中所用Q235鋼材實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度f(wàn)y=372MPa;2.92mm厚ST12鋼材實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度f(wàn)y=205MPa;2.50mm厚ST12鋼材實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度f(wàn)y=207MPa.試驗(yàn)在哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)中心的250tMTS電液伺服加載系統(tǒng)上完成.試驗(yàn)裝置如圖1所示,8個(gè)M22高強(qiáng)螺栓將支撐端板與單向鉸接端座連接起來(lái),鉸接端座通過銷與銷板連接,銷板夾持在MTS上下2個(gè)工作臺(tái)面上.試驗(yàn)時(shí)在鋼支撐構(gòu)件中部布置2個(gè)張弦式位移計(jì),實(shí)時(shí)測(cè)量構(gòu)件中部沿強(qiáng)軸與弱軸方向的橫向變形.通過放大鏡監(jiān)測(cè)裂紋的萌生和發(fā)展,翼緣穿透裂紋出現(xiàn)后,采用精度為0.01mm的游標(biāo)卡尺測(cè)量裂紋長(zhǎng)度.1.2反復(fù)位移加載階段正式試驗(yàn)前,預(yù)加軸向反復(fù)位移荷載?0.3mm,循環(huán)2次,用以測(cè)量鋼銷與銷孔之間的間隙ˉδ*,使得試驗(yàn)時(shí)可以對(duì)加載曲線進(jìn)行間隙補(bǔ)償.正式試驗(yàn)時(shí),首先預(yù)加軸向反復(fù)位移荷載?δy/4,?δy/2,?3δy/4(δy為鋼支撐軸向受拉屈服位移),各循環(huán)1次,之后進(jìn)入彈塑性等幅軸向反復(fù)循環(huán)位移加載階段,如圖2所示(受拉為正).裂紋出現(xiàn)后,采用整數(shù)次循環(huán)的間斷加載,以便隨時(shí)觀測(cè)裂紋的發(fā)展.2試驗(yàn)結(jié)果及分析2.1橫向變形試驗(yàn)圖3給出了典型試件P7-2的P/Py-δ/δy以及P/Py-δx/δy關(guān)系曲線,其中P為支撐桿件實(shí)測(cè)承載力水平;Py為支撐桿件全截面屈服承載力;δ為支撐端部軸向位移(受拉為正);δx為由張弦式位移計(jì)(圖1中編號(hào)8)測(cè)得支撐中部沿x方向橫向變形.可以看出,第1個(gè)彈塑性循環(huán)中,試件第1次受壓時(shí)發(fā)生整體失穩(wěn)(繞弱軸);達(dá)到最大受壓軸向位移后受壓卸載并逐步進(jìn)入受拉加載至最大受拉軸向位移后,試件產(chǎn)生軸向殘余伸長(zhǎng)且基本被重新拉直,由于應(yīng)變硬化的存在,最大抗拉承載力要高于屈服承載力;再受拉卸載至P=0時(shí),殘余伸長(zhǎng)的存在導(dǎo)致δ仍大于0;隨著δ逐漸變小,支撐進(jìn)入反向受壓加載階段,包辛格效應(yīng)的存在以及跨中橫向殘余變形導(dǎo)致此時(shí)的抗壓承載力低于第1次受壓時(shí)的最大承載力.第2個(gè)彈塑性循環(huán)中,δ達(dá)到最大受壓位移時(shí),支撐中部沿x方向橫向變形δx較第1個(gè)循環(huán)時(shí)明顯變大;δ達(dá)到最大受拉位移時(shí),支撐中部仍保持著較大的橫向殘余變形,最大抗拉、抗壓承載力較第1個(gè)循環(huán)也有比較明顯的降低.從第3個(gè)循環(huán)開始,支撐中部的殘余變形趨于穩(wěn)定,抗壓、抗拉承載力進(jìn)入穩(wěn)定退化階段.2.1.1材料向變形預(yù)測(cè)公式試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn),支撐繞弱軸失穩(wěn)時(shí)跨中沿強(qiáng)軸方向產(chǎn)生了較大的側(cè)移(見圖3(b)).設(shè)計(jì)時(shí)若沒有考慮側(cè)移,罕遇地震下支撐失穩(wěn)時(shí)可能會(huì)對(duì)其圍護(hù)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生損壞.文獻(xiàn)給出了兩端鉸接支撐最大橫向變形預(yù)測(cè)公式,即δmax=0.707√Lt(Δδt+Δδc-δy)(1)式中,Lt為鉸接點(diǎn)之間距離;Δδt為最大軸向受拉位移;Δδc為最大軸向受壓位移.圖4為δmax,E/δmax,F-Nf1關(guān)系曲線,其中δmax,E為試驗(yàn)測(cè)得值,δmax,F為式(1)預(yù)測(cè)值,Nf1為裂紋萌生壽命.試驗(yàn)測(cè)得值一般小于式(1)預(yù)測(cè)值(Q235材質(zhì)支撐δmax,E/δmax,F均值ˉx=0.93,標(biāo)準(zhǔn)差D(x)=0.008;ST12材質(zhì)支撐δmax,E/δmax,F的ˉx=0.92,D(x)=0.010),但都相當(dāng)接近,且偏于安全.2.1.2最大抗壓承載力試驗(yàn)值pma/py試驗(yàn)中所有支撐均在首次循環(huán)受壓失穩(wěn)時(shí)達(dá)到最大抗壓承載力.根據(jù)文獻(xiàn),試件截面繞弱軸失穩(wěn)時(shí)屬c類截面.圖5(a)給出了試驗(yàn)最大抗壓承載力Pmax/Py與ˉλ(ˉλ=λ/(π√E/fy))的關(guān)系曲線,可以看出,絕大多數(shù)試件的Pmax/Py值位于c類截面曲線上方,這也驗(yàn)證了對(duì)c類截面采用c類柱子曲線計(jì)算靜力抗壓承載力是足夠安全的.圖5(b)給出了最大抗壓承載力試驗(yàn)值Pmax與各規(guī)程計(jì)算值Pca的對(duì)比關(guān)系,可以看出,試驗(yàn)值基本要高于規(guī)程計(jì)算值,但并不能充分表明規(guī)程計(jì)算值過于保守.這可能是因?yàn)閱蜗蜚q接端座、銷、銷板之間存在摩擦,推遲試件失穩(wěn)時(shí)間,進(jìn)而提高了最大抗壓承載力;也可能是因?yàn)橐?guī)程中考慮的初始缺陷要大于試件實(shí)際的初始缺陷.相對(duì)來(lái)說(shuō),試驗(yàn)最大抗壓承載力與文獻(xiàn)吻合程度較好.2.2低每周疲勞性能2.2.1局部屈曲問題.第1個(gè)彈塑性循環(huán)中,試件受壓時(shí)均發(fā)生繞弱軸的整體失穩(wěn);隨著循環(huán)次數(shù)的增多,絕大部分試件跨中附近彎曲受壓側(cè)翼緣(Ⅰ側(cè))因尖端高應(yīng)變出現(xiàn)多波局部屈曲(見圖6(a)),相應(yīng)地,跨中附近受拉側(cè)翼緣(Ⅱ側(cè))產(chǎn)生較大的塑性拉伸變形;桿件受拉時(shí),Ⅱ側(cè)翼緣因鋼支撐偏心受拉產(chǎn)生的壓應(yīng)力作用也出現(xiàn)多波局部屈曲.在往復(fù)荷載作用下,兩側(cè)翼緣尖端的多波局部屈曲逐漸集中于某一單波位置發(fā)展,形成單波局部屈曲,并最終在該位置產(chǎn)生低周疲勞破壞(見圖6(b)).但也有部分試件的屈曲發(fā)展過程不符合上述規(guī)律.如試件P4-2在受壓失去整體穩(wěn)定的同時(shí),Ⅰ側(cè)翼緣直接出現(xiàn)單波局部屈曲,這是由于試件P4翼緣以及腹板寬厚比均較大,容易出現(xiàn)單波局部屈曲;對(duì)翼緣寬厚比較小的P1,P5,P6個(gè)別試件,Ⅱ側(cè)翼緣始終未出現(xiàn)明顯的局部屈曲,最終被直接拉裂(見圖6(c)).ST12材質(zhì)焊接工字形鋼支撐低周疲勞裂紋發(fā)展呈階段性特征,即裂紋萌生(Ⅰ階段)、裂紋沿厚度方向穿透(Ⅱ階段)、穿透裂紋擴(kuò)展至翼緣根部(Ⅲ階段)3個(gè)階段.Q235材質(zhì)焊接工字形鋼支撐Ⅰ側(cè)翼緣裂紋發(fā)展過程也可按上述劃分,但Ⅱ側(cè)翼緣裂紋萌生無(wú)明顯規(guī)律.對(duì)翼緣寬厚比較小的P1,P5,P6個(gè)別試件,Ⅱ側(cè)翼緣無(wú)裂紋萌生階段,而是在跨中附近翼緣尖端處直接形成沿厚度方向貫通的穿透裂紋,并逐漸向翼緣根部擴(kuò)展.試件P6-2在Ⅱ側(cè)翼緣沒有明顯局部屈曲的情況下,在該側(cè)直接出現(xiàn)穿透的疲勞裂紋.這是由于開裂位置翼緣尖端有初始缺口缺陷,循環(huán)載荷下,在該位置產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中,致使其首先出現(xiàn)低周疲勞裂紋.2.2.2環(huán)次數(shù)對(duì)階次的影響根據(jù)焊接工字形支撐翼緣低周疲勞裂紋發(fā)展過程,將支撐在循環(huán)荷載下的低周疲勞壽命(各階段結(jié)束時(shí)的循環(huán)次數(shù))分為可見裂紋萌生壽命Nf1(階段Ⅰ)、形成穿透裂紋時(shí)壽命Nf2(階段Ⅰ+階段Ⅱ)、穿透裂紋擴(kuò)展至翼緣根部時(shí)壽命Nf3(階段Ⅰ+階段Ⅱ+階段Ⅲ).本文根據(jù)46根試件(不包含試件P6-2)的試驗(yàn)結(jié)果,在假設(shè)加載幅值、試件的幾何特征以及鋼材屈服強(qiáng)度對(duì)支撐各階段結(jié)束時(shí)循環(huán)次數(shù)影響相互獨(dú)立的基礎(chǔ)上,通過最優(yōu)子集法篩選出對(duì)各階段結(jié)束時(shí)循環(huán)次數(shù)影響顯著的因素,并建立下述回歸算式,用于估算4≤Δδ/δy≤12,205MPa≤fy≤327MPa時(shí),支撐在等幅軸向反復(fù)循環(huán)載荷下各階段結(jié)束時(shí)的循環(huán)次數(shù)及其影響規(guī)律.可見裂紋萌生壽命(階段Ⅰ):Νf1=C1(Δδδy)-1.1824λ1.6239(b/t)1.7962(fy235)-0.8658(2)式中,C1為常數(shù),經(jīng)回歸得C1=25.8167.式(2)的決定系數(shù)R2=85.8%,F=21.07>F0.001(4,14)=8.62.形成穿透裂紋時(shí)壽命(階段Ⅰ+階段Ⅱ):Νf2=C2(Δδδy)-1.2092λ1.4562(b/t)1.8211(fy235)-1.1855(3)式中,C2為常數(shù),經(jīng)回歸得C2=77.2486.式(3)的決定系數(shù)R2=85.5%,F=20.66>F0.001(4,14)=8.62.本文并沒有找到Nf3的明顯規(guī)律,甚至可能出現(xiàn)回歸壽命低于Nf2的情況,原因在于階段Ⅲ的壽命一般較小,而且更容易受到觀測(cè)誤差、焊接缺陷以及鋼材加熱冷卻過程中組織轉(zhuǎn)變等復(fù)雜因素的影響.可以看出,其余影響因素不變的情況下,b/t越小,循環(huán)位移荷載下支撐翼緣板件越不容易出現(xiàn)局部屈曲,各階段結(jié)束時(shí)的循環(huán)次數(shù)也越多;λ越小,Δδ/δy越大,鋼支撐受壓整體失穩(wěn)時(shí),易引發(fā)跨中翼緣板件出現(xiàn)大應(yīng)變的塑性局部屈曲,各階段結(jié)束時(shí)循環(huán)次數(shù)就越少;fy越大,板件的延性越差,相應(yīng)的疲勞壽命也就越低.總體上說(shuō),b/t和λ對(duì)支撐各階段結(jié)束時(shí)循環(huán)次數(shù)的貢獻(xiàn)要高于Δδ/δy和fy.2.2.3階段結(jié)束時(shí)累積能耗及其影響規(guī)律文獻(xiàn)給出了累積耗能因子計(jì)算公式,即WΝ=1wy∑i=1Νwi(4)式中,wy=0.5δyPy為桿件最大彈性應(yīng)變能;wi為第i個(gè)滯回環(huán)耗能.本文根據(jù)46根試件(不包含試件P6-2)的試驗(yàn)結(jié)果,在假設(shè)加載幅值、試件的幾何特征以及鋼材屈服強(qiáng)度對(duì)支撐低周疲勞壽命(各階段結(jié)束時(shí)的累積耗能)影響相互獨(dú)立的基礎(chǔ)上,通過最優(yōu)子集法篩選出對(duì)各階段結(jié)束時(shí)累積耗能影響顯著的因素,并建立下述回歸算式,用于估算4≤Δδ/δy≤12,205MPa≤fy≤327MPa時(shí),支撐在等幅軸向反復(fù)循環(huán)載荷下各階段結(jié)束時(shí)的累積耗能及其影響規(guī)律.階段Ⅰ結(jié)束時(shí)累積耗能因子為WΝf1=Κ1(Δδδy)-0.3351λ0.4913(b/t)2.1293(fy235)-1.6111(5)式中,K1為常數(shù),經(jīng)回歸得K1=5.410×103.式(5)的決定系數(shù)R2=87.8%,F=25.17>F0.001(4,14)=8.62.階段Ⅱ結(jié)束時(shí)累積耗能因子為WΝf2=Κ2(Δδδy)-0.3479λ0.3913(b/t)2.1740(fy235)-1.7869(6)式中,K2為常數(shù),經(jīng)回歸得K2=1.134×104.式(6)的決定系數(shù)R2=89.0%,F=28.24>F0.001(4,14)=8.62.本文并沒有找到WNf3的明顯規(guī)律,甚至可能出現(xiàn)回歸壽命低于WNf2的情況,原因同式(3).可以看出,影響支撐各階段結(jié)束時(shí)累積耗能的因素和規(guī)律與影響各階段結(jié)束時(shí)循環(huán)次數(shù)的因素和規(guī)律完全一致.圖7給出了階段Ⅰ結(jié)束時(shí)累積耗能因子(不包含試件P6-2)與階段Ⅲ結(jié)束時(shí)總累積耗能因子之比的分布規(guī)律,可以看出,當(dāng)Nf1≥50時(shí),階段Ⅰ結(jié)束時(shí)累積耗能占總耗能的比例基本保持在80%～92%之間,統(tǒng)計(jì)后發(fā)現(xiàn)平均比例為84.6%.出現(xiàn)這種情況的原因在于試驗(yàn)中除A1系列部分試件外,階段Ⅰ的循環(huán)次數(shù)均高于階段Ⅱ、階段Ⅲ;另外在階段Ⅱ、階段Ⅲ時(shí)支撐的彈塑性局部屈曲已經(jīng)發(fā)展得非常嚴(yán)重,支撐的耗能能力已經(jīng)退化到較低水平,這2個(gè)因素導(dǎo)致Nf1較大時(shí),階段Ⅰ結(jié)束時(shí)的累積耗能在總耗能中所占比例也較大.因此設(shè)計(jì)支撐時(shí)在盡量使其具有較高低周疲勞壽命的前提下,可以采用階段Ⅰ結(jié)束時(shí)的壽命估算公式來(lái)預(yù)測(cè)支撐的低周疲勞壽命,這樣既保留了一定的安全儲(chǔ)備,又避免過分低估支撐的低周疲勞壽命.3局部屈曲特性1)試驗(yàn)測(cè)得支撐最大平面外變形略小于式(1)預(yù)測(cè)值,但總體吻合程度較好,可以采用式(1)預(yù)測(cè)兩端鉸接支撐(不限截面形式)的最大平面外變形.2)試驗(yàn)測(cè)得支撐最大抗壓承載力與文獻(xiàn)進(jìn)行了對(duì)比,結(jié)果表明,試驗(yàn)值基本上要高于規(guī)程計(jì)算值.相對(duì)來(lái)說(shuō),試驗(yàn)測(cè)得最大抗壓承載力與文獻(xiàn)的吻合程度較好.3)所有試件均在跨中附近Ⅰ側(cè)翼緣出現(xiàn)了局部屈曲,且除試件P6-2外,其余試件均在Ⅰ側(cè)翼緣局部屈曲位置首先開裂,最終導(dǎo)致試件低周疲勞破壞.說(shuō)明僅通過限制翼緣板件寬厚比并不能完全避免支撐在較大循環(huán)位移荷載下的低周疲勞破壞.4)根據(jù)焊接工字鋼支撐翼緣的疲勞損傷發(fā)展歷程,在假設(shè)加載幅值、試件幾何特征以及屈服強(qiáng)度對(duì)低周疲勞壽命影響相互獨(dú)立的基礎(chǔ)上,基于試