薄壁组合（精选4篇）
薄壁组合 篇1
0 引言
我国是一个地震多发国, 近几年更是地震频发, 建筑抗震已经成为结构设计师越来越重视的问题, 更抗震的建筑材料也逐渐被人们青睐。单一的木质结构虽然承载力高抗震性能好, 但耐火性极差, 易腐朽虫蛀, 我国木结构材料主要依赖国外进口, 造价高。 另一方面, 国内住宅主要以多层、高层为主, 木结构住宅难有大规模发展[1]。 单一的钢结构虽然, 具有设计制造周期短、设计生产一体化、抗震性能优越、建筑空间布置灵活、有效使用面积大、综合经济效益好等优点[2,3], 但管壁空钢管承载力低, 用壁厚的钢管又不经济。
将不同材料按最佳几何尺寸制作成型, 使每种材料在所处的特定位置发挥其各自的长处, 这种结构称为组合结构, 组成的单根构件称为组合构件, 组成的结构物, 称为组合结构 (Composite structures) [4]。 因此, 本文考虑将钢材与其他材料两者结合起来, 使用废弃木头和塑料压缩后填充到薄壁空钢管中, 让两者协同工作。 使用废弃木头压缩和废塑料压缩不仅节能环保, 更加经济实用, 还能使该组合结构比薄壁空钢管承载力有所提高, 组合结构的耐火性也能得到改善。 如果能得到广泛应用, 会比单一的建筑材料更经济环保。
1 试件设计及试验装置
本试验所需钢管按照表1 中数据加工, 为了得到各种钢管材料的力学性能, 在试验前进行了金属材料的拉伸试验, 试验按照《金属拉伸试验试样》 (GB6397-86) 取样。 方钢管取矩形试样, 钢管的端部在车床上刨平, 并严格控制方钢管长度。因为管壁较薄, 在焊接时避免满焊而采用点焊的焊接方式, 但焊点不能过少, 以保证一定的稳定性。试件如表1 所示。
试验在西南科技大学结构与力学实验室MTS机上进行。 在试件中部施加集中力, 通过位移计及应变片分别测试试件水平位移及应变。 整个试验装置如图1 所示。
2 试验结果及分析
2.1 试验破坏现象
通过9 个试件的测试发现, 试件的破坏形态基本上一致, 均为压弯破坏。 空钢管中部屈曲现象明显, 且失效过程迅速, 承载力较低, 如图2 所示。 填充废压缩木料和压缩塑料的构件中部仅有微小变形, 承载力较空钢管高, 如图3 所示。 空钢管中部及两端竖直位移距离明显大于填充组合方钢管。
2.2 试件承载力理论计算[5,6,7]
因目前没有对于填充木材及压缩塑料方钢管的理论计算方法, 因此计算参照方钢管混凝土理论计算方法。
(1) LRFD、AIJ规范
LRFD和AIJ规范在计算方钢管混凝土纯弯构件承载力式忽略了混凝土对构件抗弯能力的贡献, 仅考虑钢管的作用, 采用如下计算公式:
式中Z为钢管截面塑性抵抗矩。
(2) EC4规范
EC4 规范按下式计算纯弯构件承载力:
式中dc为截面中和轴距受压区边缘距离,
其中, ρ=0.6fck/fy。
(3) GJB规程
我国GJB规程采用如下方法计算方钢管混凝土纯弯构件承载力:
式中 γm为抗弯承载力计算系数, , Wscm为构件截面抗弯模量, Wscm=B3/6。
3 结论
(1) 填充压缩木方及填充压缩塑料后的方钢管比空钢管抗弯性能有所增强, 集中荷载下承载力上升。
(2) 从塑性角度来看, 填充压缩塑料及压缩木材的组合钢管较空钢管更适合应用于工程实际。
参考文献
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[3]张爱林, 刘学春.工业化装配式高层钢结构建筑探究 (二) [N].中国建设报, 2012-12-27 (008) .
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薄壁钢木组合梁承载力实验研究 篇2
关键词：钢木组合梁,方木,承载力,延性
我国倡导绿色、安全的建筑结构, 以胶合木为主的现代木结构以及适于建造底层建筑的冷弯型钢结构符合政策导向, 更具有发展前景。胶合木抗弯强度相对较低, 材质脆性大, 梁式构件的跨越能力差, 增强木梁是木结构研究的热点。针对木梁的受力特点, 国内外学者提出了对普通木梁进行加强, 以及一些提高其承载力及变形性能的措施, 并进行了相应的研究, 其中主要包括配置钢筋或钢丝和配置纤维材料两方面。在配置钢筋或钢丝方面, 文献[1]在木梁内部进行张弦, 从而形成预应力张弦木梁, 并通过1∶2比例的模型试验, 证实了此种构件比普通木梁在刚度上有较大的提高, 给出了张弦木梁的挠度计算方法并分析了影响刚度的因素;文献[2]~[4]对配置钢丝的预应力木梁和预应力钢木组合结构进行了一系列试验研究和理论分析, 推导了集中荷载作用下上述构件的挠度计算公式, 并分析了腹杆及所施加的预应力值对抵抗弯曲变形的影响。文献[5]提出了一种在胶合木上、下表面开槽, 放入钢筋后灌入树脂胶形成的组合梁, 通过拧紧下部钢筋端部的螺帽来施加预应力, 对胶合木梁、配筋胶合木梁以及配筋并加预应力的胶合木梁进行对比试验, 结果表明配置钢筋后, 梁的强度、刚度和延性都有显著提高, 施加预应力能使梁的刚度和延性进一步提高。
将薄壁钢与方木组合一起形成的组合梁是一种全新的增强木梁的方式, 通过薄壁型钢与方木的截面组合不仅能发挥木材抗压能力强的优势, 还能避免薄壁钢构件局部屈曲和畸变导致的承载能力降低的缺点。但国内外关于上述组合方式的木梁的研究成果尚不明确, 因此, 设计制作了3根薄壁工字钢与方木组合的钢木组合截面梁, 拟通过实验方法对其受弯状态下的变形特点、承载能力进行研究。
1 钢木组合梁及试件
工字型薄壁钢胶接方木的组合截面梁是一种新型的增强木构件, 由工字型薄壁钢、胶合方木、结构胶粘层三部分组成, 其构造如图1所示, 构件组合时将“工”字形薄壁钢上表面涂高强度胶, 将胶合方木材与之粘结为一体, 形成以方木受压、工字钢大部分截面受拉的具有良好经济性能和实用性能组合。
试验梁长3 000 mm。其中, 工字型薄壁钢材质为Q235, 截面尺寸为100×100×2.5, 方木尺寸为100 mm×100 mm, 选用了东北落叶松, 符合《木结构设计规范》的强度等级TC17的要求, 粘结胶采用高强度木工接榫铁胶。构件示意图如图1所示。
2 钢木组合梁承载力试验
2.1 加载设备与测点布置
试验采用反力架配合千斤顶手动加载的方式和对组合木梁进行加载, 分配梁由长度为1 100 mm的工字钢和两个钢轴组成, 钢轴间距1 000 mm, 能将千斤顶施加的荷载以集中分力的形式作用于钢—木组合梁的三分点上, 木梁的两侧支座为钢滚和三角钢固定钢支座, 通过水平位移的控制使之满足铰支撑的条件, 组合木梁下设钢垫板, 钢垫板与组合梁的支承长度为100 mm。
试验时设置了3个位移测点以采集钢木组合梁在加载过程中的竖向变形情况。每个测点均设置一部机械式百分表, 百分表的量程为100 mm, 最小分度值为0.01 mm。测点1位于钢木组合梁的跨中顶部, 测点2和测点3分别位于钢木组合梁两端的顶部。在梁跨中的工字梁的侧面及下部布设3道应变片;方木的上部及侧边同时布设3道应变片, 以采集梁的应变数据。测点的具体位置如图2所示。
2.2 试验过程及现象
设计并制作3根钢木组合梁, 编号分别为ML1, ML2, ML3。每根组合木梁试验前先以20 k N的力加载3 min后卸载至0 k N, 往复三次。然后采用逐级加载的方式对每组梁依次进行试验, 第一级加载为10 k N, 第二级加载为10 k N, 以后每级加载5 k N。每级加载完成后持荷5 min, 逐级加载直至试件失效。
钢木组合梁ML1加载至40 k N时, 上部方木在梁距左侧1 150 mm处出现斜向裂缝, 加载至45 k N时, 发出声响, 斜向裂缝开展至梁底, 裂缝附近出胶合面有脱离, 不适于继续加载, 根据梁破坏的现象判断, 梁的破坏源于分配梁下钢轴的局部挤压导致的剪切破坏。因此在钢木组合梁ML2, ML3试验时, 将钢轴下的垫板加宽至50 mm, 梁ML2, ML3未发生类似的破坏。
梁ML2加载至50 k N时, 组合梁偶然发出“叭”的声响, 经观察未发现组合梁有损坏, 停止加载后, 跨中处的百分表示数稳定, 继续加载至50 k N, 加载中仍有声响间断发出, 持载时观察梁, 发现加载点附近的方木与工字钢的粘结层有裂隙, 停止加载后, 跨中处的百分表示数稳定。继续加载至60 k N, 粘结层的裂隙逐渐出现在梁的纯弯区段, 但未连成片。加载至70 k N时, 能清晰地听到木材劈裂声, 73 k N时在距梁端1 350 mm处木材破坏, 在形态上是压挤状破坏。在加载60 k N至破坏时, 位移测点的百分表读数逐渐增大, 表明梁发生了塑性变形。
梁ML3加载至45 k N时, 组合梁偶然发出声响, 加载至50 k N时, 加载点附近的方木与工字钢的粘结层同样出现了裂隙。继续加载至55 k N, 梁的纯弯区段粘结层的裂隙逐渐显现。加载至60 k N时, 听到木材劈裂声响, 在距梁端1 280 mm处胶接处出现长约30 mm的开裂, 继续加载至65 k N开裂处的裂缝扩展至125 mm, 裂隙处有部分区域粘结胶将方木下边缘撕裂出裂缝。继续加载至68 k N时, 方木与钢材的胶接大幅开裂, 方木沿胶接面的裂缝迅速开展, 直至贯通方木, 加载试验停止。
试验结束后, 观察各个梁试件。其中梁ML1下部的工字钢无明显的形变;ML2, ML3的工字钢发生了整体弯曲的形变, 但工字钢的上、下翼缘以及腹板未发现明显的局部变形。
2.3 组合梁承载能力分析
通过对ML1, ML2, ML3组合木梁的试验, 得到了梁丧失承载力时的极限荷载分别为45 k N, 73 k N和68 k N。3根组合木梁的失效现象中, ML1是由加载方式不合理导致梁的局部损坏, ML2从试验现象上看是组合梁的上部方木达到了受压强度极限值而发生的构件损坏;ML3是胶接面局部开裂导致了胶接面的失效, 同时在开胶区域, 因钢木接触面的变化, 导致了应力集中的现象, 应力较大处的局部木材因受拉破损造成了材料上的缺陷, 随着后续的加载受损处的木材破坏急剧发展而导致了梁构件的损坏。以上实验结果说明, 加强胶合面的胶合质量是保证组合梁承载力的重要因素。
依据文献[6][7]中的相关规定, 对组合梁的承载能力进行估算, 当按弹性状态进行计算分析时, 组合梁的理论极限加载46.8 k N。当按照完全塑性状态进行计算分析时, 组合梁的极限加载为117.5 k N, 而ML2的实际加载为73.0 k N, 是弹性理论估算值的1.56倍。表明组合梁在弯曲状态下能较充分的发挥材料的强度。
通过位移数据和测点应变数据的显示, 表明ML2, ML3在前5级加载过程中呈弹性状态, 当加载超过40 k N时, 梁表现出明显的非线性变形特征, 加载至破坏时梁跨中的变形量达到116 mm, 说明梁具有较好的延性。状态具有明显的塑性变形特征, 试件ML2跨中位移实测数据如图3所示, 工字钢下翼缘处的应变片9和方木上部的应变片1的应变如图4所示。
3 结论及讨论
通过实验方法对3根薄壁工字钢与方木组合的钢木组合截面梁进行了力学性能的研究, 分析结果表明:
1) 钢木组合梁具有良好的承载能力。试件ML3的承载能力是弹性计算方法计算值的1.5倍, 说明组合梁在弯曲状态下能较充分的发挥材料的强度, 经济性良好。
2) 试验数据显示钢木组合梁在达到极限状态时组合梁将发生显著的变形, 改善了普通木梁的脆性破坏的缺点。
3) 试件ML2因胶接部位的胶开裂导致了构件承载能力的降低, 说明钢木组合梁钢与木的胶结层是构件的薄弱部位。保证钢与木的胶结质量是实现组合梁良好承载能力以及变形能力的关键因素。
以上结论初步确定了工字钢与方木相组合的组合梁力学性能, 关于组合梁的承载力计算理论、设计方法以及钢木之间可靠连接的构造措施是有待深入研究的问题。
参考文献
[1]张济梅, 潘景龙, 董宏波.张弦木梁变形特性的试验研究[J].低温建筑技术, 2006 (2) :49-51.
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[6]GB 50005—2003, 木结构设计规范[S].
薄壁组合 篇3
1 试验简述
1.1 试验目的及内容
美国钢铁协会于1997年8月对8组(每组3根计)24根冷弯型钢背靠背双拼卷边槽型组合截面横梁试件进行了承载力试验,主要目的是为冷成型钢框架设计提供经济的横梁尺寸。
1.2 试件及试验装置
所有试件的厚度都不大于2 mm,符合研究对象的要求。现取每组3根试件的平均试验数据进行分析研究,见图1试验加载装置和图2支座约束图。试件的基本尺寸及材料特性(换算成我国常用单位)见表1。
1.3 主要试验结果及结论
试验的主要结果见表2(换算成我国常用单位)。
该试验得到的主要结论有:第一,用单个卷边槽型截面承载力的两倍来设计双拼卷边槽型截面横梁,将会使横梁的跨度非常保守。第二,所有试件加载破坏的模式均由在集中力加载点处受压上翼缘发生局部屈曲引起。试验中没有出现腹板压屈。第三,如果采用更为均匀的加载方式而不是试验中的两点模拟均布加载,试件的承载力会有所提高。第四,所有试件的试验极限承载力均高于计算承载力值,大部分试件是由剪力控制设计的。
2 按我国规范进行理论计算
2.1 试件理论承载力计算原理
首先,试件均按在纯弯段内弯曲破坏计算试件的极限承载力。试件的最大弯矩Mmax=Wex·py。截面的有效宽度按冷弯薄壁型钢结构技术规范中的确定,试件的理论计算荷载Fu1为,
式中:Wex为有效截面模量;py为钢材的屈服强度;l为试件跨度。
其次,按剪力控制计算承载力,试件的最大剪力Fmax≤Ihpv/τ,试件的理论计算荷载Fu2为,
式中:I为毛截面惯性矩;h为腹板厚度之和;pv为钢材抗剪强度设计值;τ为计算剪应力处以上截面对中和轴的面积矩。
比较式(1),式(2)的计算值(取小值)可以得到试件按强度计算的极限承载力。表3为各试件按我国规范理论计算的极限荷载。
2.2 试件的试验和理论承载力比较分析
1)按我国规范计算所有试件的承载力,发现Fu1均小于Fu2,试件的极限承载力由弯矩控制,并且在计算中发现,由于试件腹板有两块,抗剪能力的提高是非常显著的。
2)与美国规范按弯矩控制的承载力计算值Fusa1相比,Fu1与之相差不大,Fusa1/Fu1值在0.9~1.2范围内变化。这说明我国规范中相应的计算条文对计算壁厚t<2 mm的背靠背双拼冷弯薄壁受弯构件是可行的。
3)对于大部分试件,按我国规范计算,承载力Pu1均小于试验值,计算偏安全。C,F和G 3组试件按我国规范理论计算值Fu1均高于试验值,主要原因是:C和G这两组试件高厚比(h/t)比较大;F试件的屈服强度达到466.6,而我国规范中有效宽度计算公式主要针对Q235,Q345钢,计算中可能带有偏差。
4)美国规范计算结果,除了test2以外其余试件的极限承载力均由剪力控制,与试验结果相比相差比较大,偏于保守。而我国规范计算结果与试验符合较好。
3 结论及建议
本文主要结论:一是按GB 50018—2002冷弯薄壁型钢结构技术规范的规定计算壁厚小于2 mm冷弯薄壁型钢受弯构件强度承载能力是可行的。二是壁厚小于2 mm受弯构件承载力研究结果表明:GB 50018—2002冷弯薄壁型钢结构技术规范中的“主要承重结构构件的壁厚不宜小于2 mm”规定是有局限性的。
于炜文先生曾提出,在冷成型钢结构构件设计中,重要的因素是受压板件的宽厚比及使用的单位应力,钢材厚度本身不是关键因素[2]。因此,在对冷弯薄壁型钢构件的研究中强调绝对的壁厚限值是有局限性的,应该注意优化腹板高厚比以获得具有良好承载力的理想截面。
参考文献
[1]中华人民共和国建设部.GB 50018—2002冷弯薄壁型钢结构技术规范[S].北京:中国计划出版社,2002.
薄壁组合 篇4
1连接螺钉间距对组合构件受弯承载力的影响分析
为研究连接螺钉间距对组合构件受弯承载力的影响,本文以125mm为压型钢板单波间距的基本尺寸,取1倍、2倍和4倍三个压型钢板与钢梁的连接螺钉间距,建立编号为sp1、sp2、sp3的三个有限元分析模型,运用周绪红的非线性有限元分析法计算结果见表1、其荷载-钢梁跨中挠度关系见图1。
由表1可知,当连接螺钉间距由125mm提升到250 mm和500mm时,模型sp2、sp3的极限荷载、破坏荷载和屈服荷载均比模型sp1低,三个模型中sp1位移延性系数最大,sp3最小,而sp2最小。同时由图1可知,连接螺钉间距对组合构件受弯承载力的影响显著,且组合构件受弯承载力随着连接螺钉间距的减小而提高。表明连接螺钉间距适当越小,可减小组合构件的连接螺钉间距和改善组合构件的位移延性。
2钢材屈服强度对组合构件受弯承载力的影响分析
由于钢材厚度对屈服强度有着非线性影响,当钢材厚度较薄时,测量到的钢材屈服强度往往比实际强度高,且不同钢材厚度实测到钢材屈服强度提升程度不同[3]。为此,本研究以235Mpa和345Mpa两个钢材屈服强度,建立模型编号为sp4和sp5两个有限元分析模型。运用周绪红的非线性有限元分析法计算结果见表2、其荷载-钢梁跨中挠度关系见图2。
由表2可知,当钢材屈服强度提升到345 Mpa时,sp5试件的极限荷载、破坏荷载相比sp4试件均有所提升,但极限荷载对应的峰点(极限状态)差异不大,而位移延性系数则有所降低。同时由图2可知,sp5试件的屈服挠度增大比sp4试件有所提升,表明随着钢材屈服强度提升,组合构件的承载力将提升,但延伸性会变差。
3混凝土强度对组合构件受弯承载力的影响分析
通常当有竖向荷载作用力时,混凝土翼板在组合构件中处于受压状态。为了解混凝土强度对组合构件受弯承载力的影响,本研究以C20、C30、C40和C50四个混凝土强度,建立模型编号为sp6、sp7、sp8和sp9的四个有限元分析模型。运用周绪红的非线性有限元分析法计算结果见表3、其荷载-钢梁跨中挠度关系见图3。
由表3可知,当混凝土强度等级由C20提升到C50时,试件的极限荷载、破坏荷载和屈服荷载均逐步提升,但组合构件位移延性系数基本没有变化。同时由图3可知,随着混凝土强度等级提升,各试件屈服挠度变化不明显,表明混凝土强度对组合构件的延伸性能和受弯承载力基本没有影响。
4冷弯薄壁型钢钢梁板厚度对组合构件受弯承载力的影响分析
以1.09mm、1.37mm、1.56mm和1.73mm四个冷弯薄壁型钢钢梁板厚度,建立模型编号为sp10、sp11、sp12和sp13的四个有限元分析模型。运用周绪红的非线性有限元分析法计算结果见表4,其荷载-钢梁跨中挠度关系见图4。
由表4可看出,当冷弯薄壁型钢钢梁板厚度提升时,组合构件极限荷载、破坏荷载、屈服荷载以及位移延性系数均逐步提升。同时由图4可知,随着冷弯薄壁型钢钢梁板厚度提升,组合构件受弯承载力也提升。表明冷弯薄壁型钢钢梁板厚度对组合构件受弯承载力和延性影响显著,冷弯薄壁型钢钢梁板厚度越大,组合构件受弯承载力越大和延性越良好。
5、结论
连接螺钉间距、钢材屈服强度、冷弯薄壁型钢钢梁板厚度以及混凝土翼板厚度对冷弯薄壁型钢-混凝土组合构件受弯承载力影响显著,而混凝土强度对冷弯薄壁型钢-混凝土组合构件的受弯承载力基本没有影响。减小压型钢板与钢梁连接螺钉间距,提升钢材屈服强度,增加冷弯薄壁型钢钢梁板厚度以及增加混凝土翼板厚度,可有效提升冷弯薄壁型钢-混凝土组合构件受弯承载力,并且可有效改善冷弯薄壁型钢-混凝土组合构件延伸性能。
参考文献
[1]李喆.双肢拼合冷弯薄壁型钢工字形截面梁受弯承载力研究[D].长安大学,2013
[2]周绪红,贾子文.冷弯薄壁型钢-混凝土组合楼盖受弯承载力试验研究[J].建筑结构学报,2010,31(7):13-22.