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    均勻銹蝕后網架結構桿件軸壓承載力試驗研究及數值模擬

    發布時間:2022-11-18人氣:25075
    均勻銹蝕后網架結構桿件軸壓承載力試驗研究及數值模擬

    網架結構是常見的空間結構形式,被廣泛用于游泳館、煤棚的屋蓋結構。這些建筑內的環境通常是高腐蝕性的,鋼材多發生均勻銹蝕,因此需要關注鋼構件銹蝕對承載力的影響。鋼構件的有效承載截面會因銹蝕而減小,研究表明:鋼材發生銹蝕后,彈性模量、屈服強度、極限強度均會下降,甚至會出現屈服平臺消失的現象,這會導致鋼構件承載力下降,從而對結構安全產生威脅。雖然空間網格結構的冗余度較高,但當其中的關鍵構件和敏感構件失效后,仍會導致顯著的內力重分布,極端情況下甚至會引起連續倒塌,因此有必要重視銹蝕對構件力學性能的影響。

    國內外學者已對各類鋼構件銹蝕的影響做了很多研究。Han等對鋼材腐蝕對鋼管混凝土構件力學性能的影響進行了研究,Li等對雙層鋼管混凝土短柱在外層鋼管腐蝕情況下的力學性能進行了研究,發現銹蝕顯著降低了此類構件的承載力和變形能力。此外,陳夢成等發現銹蝕會降低鋼管混凝土構件的抗震性能。王霄翔等發現在含拉索的結構中若拉索因銹蝕斷裂,可能會對結構產生動力沖擊。劉紅波等的研究表明銹蝕還會降低沿海鋼結構橋梁的承載力。很多關于銹蝕對鋼梁力學性能影響的研究發現:銹蝕位置、銹蝕形式、銹蝕程度等因素均會對鋼梁的力學性能產生不同程度的不利影響。

    類似地,鋼管桿件作為網架結構的主要構件,銹蝕也會對其力學性能產生影響,甚至對結構整體安全產生威脅,危害性很大。目前,對于銹蝕網架桿件的試驗研究還較少,基于此,本文對18根長細比、銹蝕程度不同的網架桿件進行了軸心受壓試驗,分析研究均勻銹蝕對網架桿件力學性能的影響,同時使用ABAQUS軟件建立有限元模型,與試驗結果進行對比校核并且進行參數化分析,研究均勻銹蝕的程度對桿件承載力的影響。

    01

    試驗概況

    1.1 試件設計

    試驗的試件為網架結構中的焊接圓鋼管桿件,桿件長度為2000mm。共設計有6種不同截面規格的桿件,每種規格3根,在高濕度、高鹽度的自然環境中發生了不同程度的均勻銹蝕,共有試件18個。

    試驗的主要參數有桿件規格、銹蝕后壁厚、銹蝕率。銹蝕率β是反映桿件銹蝕程度的指標,用式(1)計算:

    (1)

    式中:t為銹蝕前壁厚;tc為銹蝕后的壁厚。

    各試件的具體參數如表1所示,構件編號S后的數字表示不同的桿件截面規格,C后的數字表示銹蝕程度,數字增大表示銹蝕程度增大。D為桿件銹蝕前外徑,λ為銹蝕前長細比。

    1.2 試驗方法

    軸心受壓試驗在天津大學結構試驗室壓力試驗機上進行,試件兩端均與試驗機鉸接連接,具體實現方法為用光滑的銷軸連接試件和加載端上焊接的耳板,如圖1所示,圖中端板與構件連接焊腳尺寸為6mm。試件安裝到試驗機后,使用激光垂準儀從多個角度檢查桿件垂直度,保證軸壓加載。

    試驗時首先進行預加載,以使試件空隙閉合,桿件進入正常承壓工作狀態,預加荷載值為預估極限荷載的20%。然后卸載,采用荷載-位移混合控制正式單調分級加載,每級加載值取為預估極限荷載的10%,持荷時間2min。在試件達到預估極限荷載的70%后,每級加載值取為預估極限荷載的5%,持荷時間3 min。試件達到極限荷載后,采用位移控制繼續增大軸向位移。當試件荷載下降到極限荷載的85%時,結束試驗。

    表1 試件參數

    Table 1 Specimens parameters

    a—加載裝置;b—中截面應變片布置。

    圖1 試驗裝置

    Fig.1 Test device

    1.3 試驗數據量測

    試驗中需要量測的數據包括鋼管材料力學性能、軸壓力、軸向位移、應變等。材性試件取自批次相同、銹蝕程度相同的構件,進行表面除銹并且勿損傷鋼材基質,每種規格的桿件加工3個標準拉伸試件。材性試驗部分在試驗機上進行。

    桿件軸壓力由壓力試驗機端部的壓力傳感器直接測得。試驗時在試件兩側對稱布置兩個位移計,測量試件軸向變形,取兩個位移計平均值作為軸向位移以減小誤差。在構件中間截面處,以90°間隔布置四個沿桿件長度方向的應變片,如圖1所示,以測量中間截面處鋼材的應變變化。試驗中的位移和應變數據由計算機靜態測試采集系統自動采集和保存。

    02

    試驗結果

    2.1 材性試驗結果

    每種規格的桿件除銹后加工三個標準拉伸試件,按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》規定的方法得到材性結果,每種規格的桿件取三個試件平均值作為結果,如表2所示。

    表2 材性試驗結果

    Table 2 Material tests results

    國內外研究顯示銹蝕會導致鋼材的彈性模量有所下降,本試驗的材性測得的結果與此相符。

    2.2 試驗現象

    試驗加載結束后,觀察試件的破壞形態,如圖2所示。試件在約束較弱的鉸接平面內發生彎曲,破壞模式表現為典型的受壓彎曲屈曲的失穩破壞。此外,在試件中部,材料應變較大,可以觀察到鋼材局部鼓曲,出現銹層剝落現象,如圖3所示。

    2.3 中間截面應變

    試驗中采用電阻應變片對中間截面鋼材的軸向應變進行了測量,以更全面分析試件的受壓破壞過程。本文選取了三個典型的不同規格的試件,對彎曲屈曲破壞方向的凸側(彎離側)和凹側(彎向側)的鋼材應變進行了分析,繪制了荷載-應變曲線,如圖4所示。

    a—S1;b—S2;c—S3;d—S4;e—S5;f—S6。

    圖2 各規格試件破壞形態

    Fig.2 Failure modes of specimens with different specifications

    圖3 局部鼓曲和銹層剝落

    Fig.3 Local buckling and rust layer peeling

    a—S1-C3;b—S2-C2;c—S3-C3。

    圖4 荷載-應變曲線

    Fig.4 Load-strain curves

    可見:不同規格、不同銹蝕程度的試件的荷載-應變變化規律是相似的。在加載初期,即將彎向的一側和即將彎離的一側均為壓應變,因為此時試件受到軸向壓力作用并且彎曲尚不明顯;凹側的壓應變近似隨荷載線性增加,而凸側的壓應力始終很小,因為試件彎曲在該側產生的拉應變會抵消一部分軸壓力產生的壓應變。荷載增大到一定程度后,凹側壓應變隨荷載增大而較快增大,且試件率先進入塑性,而凸側已經表現為拉應力,說明在接近極限荷載瀕臨失穩時,試件已經發生了較大程度的彎曲,導致凸側的彎曲拉應力快速增大。最終到達極限荷載后,兩側壓應變和拉應變迅速增大,兩側均進入塑性,試件發生破壞。

    2.4 極限承載力

    根據18個試件的軸壓力和位移量測數據,得到各個試件的軸壓極限承載力P對應的軸向變形Δu,結果如表3所示??梢钥闯觯轰P蝕率β的增大會導致試件極限承載力的下降,即銹蝕會導致鋼管桿件軸壓承載能力的下降,且銹蝕越嚴重,承載力喪失越多??傮w上看,長細比較小的試件,其軸向變形Δu有一定程度增大,代表其具有較強變形能力。而達到更大承載力時的Δu與銹蝕程度無明顯關聯。

    表3 試驗結果

    Table 3 Test results

    繪制各個試件的軸向荷載-位移曲線,如圖5所示。在加載初期,各位置材料均為彈性,且彎曲尚不明顯,荷載隨位移線性增大。隨著荷載增大,部分截面進入塑性,桿件的彎曲程度也逐漸增大,荷載不再隨位移線性增加,曲線逐漸變得平緩,隨著塑性區不斷擴展,最終達到極限荷載后曲線出現下降。根據曲線可以看出,銹蝕越嚴重,構件的極限承載力就越低。從總體上來看,銹蝕越嚴重,試件的剛度也越小,但也有個別試件不滿足這個規律,分析原因可能為個別試件的初始缺陷與其他試件差異較大。

    a—S1;b—S2;c—S3;d—S4;e—S5;f—S6。

    圖5 軸向荷載-位移曲線

    Fig.5 Axial load-displacement curves

    另外,由曲線可以看出:長細比較大的構件在達到極限承載力后荷載下降較快;而截面較大、長細比較小的試件,其曲線的下降段也變得較為平緩,構件在達到極限承載力后,荷載下降較慢。這說明長細比較小的構件,軸壓承載時具有更佳的延性,在破壞后還具有更好的變形能力。

    03

    有限元模擬

    3.1 有限元模型建立

    本文采用有限元軟件ABAQUS建立銹蝕后桿件的有限元模型。

    桿件采用殼單元建立(S4R),建模時利用桿件對稱,只建模桿件一半長度(1 000 mm),對稱面一端的邊界條件設置為對稱邊界條件(U3=UR1=UR2=0),另一端為自由邊界條件。有限元模型中考慮了1/1 000桿長的初始彎曲缺陷。為了便于加載和輸出反力,在桿件自由端設置一個參考點,將該點與該端鋼管端面進行耦合。對模型進行網格收斂分析,確定合理的網格尺寸,保證模型計算的準確。

    為了將有限元分析的結果與試驗結果進行對比,鋼材材料的本構關系根據上文材性試驗的結果輸入。

    3.2 有限元與試驗結果的對比

    應用上文建立的有限元模型,分別采用與試驗中的18個試件相同的參數進行數值模擬計算。桿件有限元模擬的破壞形態如圖6所示,可以看出,有限元模擬的破壞形態及應變分布與試驗中試件的破壞形態和應變情況相同,破壞模式均為彎曲失穩破壞。

    a—S1;b—S2;c—S3;d—S4;e—S5;f—S6。

    圖6 有限元模擬桿件破壞形態

    Fig.6 The failure mode of bars in finite element simulation

    同時,將各個試驗試件參數下的有限元模型計算得到的極限承載力與試驗結果對比,如表4所示??梢姡河邢拊M的極限承載力結果和試驗得到的極限承載力相近,變化規律也相同。將各個試件的有限元模擬結果和試驗結果繪于圖7,可以清晰地看出兩者結果基本符合。因此,認為采用的有限元建模的方法是準確有效的。

    表4 有限元結果與試驗結果對比

    Table 4 Comparison of finite element simulation results with experimental results

    圖7 有限元與試驗結果對比

    Fig.7 Comparison of finite element simulation results with experimental results

    3.3 參數化分析

    運用上文的有限元模型繼續進行參數化分析,主要研究銹蝕程度對于網架結構桿件承載力的影響。對上文試驗中對應的S1(外徑60mm,壁厚3.5mm,長細比99.9)、S3(外徑88.5mm,壁厚4mm,長細比66.9)、S5(外徑140mm,壁厚5mm,長細比41.9)三種不同規格的桿件進行了分析。在參數化分析中,保持有限元模型中材料本構關系等參數不變,改變桿件的壁厚(相當于改變銹蝕率β),觀察桿件極限承載力P和承載力比γ隨銹蝕率β的增大而變化的情況。承載力比γ按照式(2)定義,其中P0為未銹蝕桿件(β=0)的極限承載力,P為一定銹蝕率β下桿件的極限承載力:

    (2)

    此外,本文還采用GB 50017—2017《鋼結構設計標準》給出的方法和軸心受壓柱子曲線,計算了網架結構桿件壁厚削弱(銹蝕率β增大)對于桿件極限承載力的影響,以便為工程設計和評價提供參考。將以上參數化分析的結果匯總如圖8和圖9所示。

    a—D=60 mm,t=3.5 m;b—D=88.5 mm,t=4 m;c—D=140 mm,t=5 mm。

    圖8 極限承載力P隨銹蝕率β的變化

    Fig.8 The change of ultimate bearing capacity P with corrosion ratio β

    a—D=60 mm,t=3.5 mm;b—D=88.5 mm,t=4 mm;c—D=140 mm,t=5 mm。

    圖9 承載力比γ隨銹蝕率β的變化

    Fig.9 The change of bearing capacity ratio γ with corrosion ratio β

    可見:無論是采用有限元模擬方法還是采用GB 50017—2017計算,對于不同長細比的桿件,得到的軸壓極限承載力均近似表現為隨銹蝕率β的增大而線性降低。分析這一現象的原因為壁厚減小對于桿件長細比的影響很小,因此對穩定系數的影響很小,主要是導致截面面積的線性減小,故承載力隨壁厚減小而近似線性減小。采用有限元模擬方法得到的承載力比采用GB 50017—2017方法計算的承載力大15%~30%,且GB 50017—2017方法計算的承載力隨銹蝕率β的增加下降得更快,分析原因為GB 50017—2017的方法保證了一定的可靠度,且考慮了殘余應力的不利影響。

    基于此,可以認為對于銹蝕后的網架結構桿件,使用銹蝕后的實際壁厚,按照GB 50017—2017方法計算其承載力,仍然是偏于安全的。但是需要注意的是:鋼材的銹蝕還可能會導致其材料力學性能的劣化,在銹蝕后網架結構桿件承載力評估中也需要考慮。

    04

    結束語

    1)網架結構桿件受軸壓多發生失穩破壞,均勻銹蝕會對其力學性能產生不利影響。均勻銹蝕的程度越嚴重,極限承載力下降越多,剛度也越小。但桿件達到極限承載力時的軸向變形與銹蝕程度無明顯關聯。

    2)長細比較大的桿件,在達到極限承載力后其承載能力隨變形增大而較快下降;長細比較小的桿件具有較好的變形能力和延性,在達到極限承載力后,其承載力隨變形下降較平緩。

    3)在鋼材本構不變的情況下,無論是采用有限元模型計算還是采用GB 50017—2017計算,桿件軸壓極限承載力隨壁厚削弱均近似線性減小,且按照GB 50017—2017方法計算的承載力仍然是偏于安全的。故可以按均勻銹蝕后的實際壁厚采用GB 50017—2017方法計算桿件軸壓承載力,但在實際應用中尚需考慮銹蝕導致的鋼材材性劣化。


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