高性能钢hps5w工字形钢梁抗弯性能试验研究

高性能钢hps5w工字形钢梁抗弯性能试验研究

0混合设计试验研究hps于1992年开始研究。联邦税务局、美国海军和美国钢铁协会（hps）联合开发。其目标是发展比正常结构钢更强、更耐、更焊接的木材。美国最先开发了屈服强度为485MPa的高性能钢,即ASTMA709中规定的HPS485W。与传统桥梁用钢相比,高性能钢在抗拉强度、韧性、可焊性、冷加工和抗腐蚀等方面都比常用低碳钢有着更优越的性能,对促进桥梁向大跨度和节约型发展有重要意义。高性能钢的高强性能可减轻主梁自重,减少下部结构造价;高性能钢的高焊接性可消除氢致裂缝、减少预热,从而降低制造成本,改善焊接质量;高性能钢的高断裂韧性,大大降低了在低温条件下钢桥发生脆断和突然失效的可能,同时为桥梁出现严重断裂失效之前进行检测和修复争取到更多时间;高性能钢的高耐候性,大大提高了桥梁在大气环境中的抗腐蚀能力,降低了整个服役期内的养护维修费用。优越的材料性能加上科学合理的设计方法,极大推动了高性能钢在桥梁工程中的应用。美国对公路桥梁设计规范(AASHTO)做了很大的改进,引入了高性能钢桥的设计规定并提出了混合设计的概念。据统计,目前美国有40个州超过200座桥梁采用了高性能钢,日本高性能钢占所有桥梁用钢量的22%,其中抗腐蚀钢材占高性能钢的将近70%(占全部钢铁产量的15%)。据日本国土交通省公布的信息,日本新建的东京港临海大桥(160m+440m+160m钢桁架连续梁桥)在关键部位采用17000t高性能钢后,节约用钢量3%,因施工效率提高等原因降低建设费用12%,此外由于用钢量减少还减轻了环境负荷。在各国研究成果的基础上,本文中主要对中国产HPS485W(名义屈服强度为485MPa)混合设计工字形梁的抗弯强度和延性进行研究。现将与工字形高性能钢梁相关的研究工作综述如下:(1)文献中为了研究由高性能钢材制作的工字形梁的抗弯强度和延性,对HPS70W(名义屈服强度为485MPa)工字形钢梁进行了试验测试,研究截面几何参数和材料特性对试验梁的影响,并将试验测得的弯矩-转角曲线与AASHTO规范的计算结果进行对比。(2)里海大学对高性能钢梁进行了试验测试,研究高性能钢HPS100W(名义屈服强度为690MPa)工字形梁的抗弯性能和延性,2片试验梁均根据AASHTOLRFD1996规范暂行版进行设计,这一公式已写入AASHTOLRFD2001规范中。(3)内布拉斯加大学林肯分校对4片工字形梁进行了试验测试,以确定AASHTOLRFD规范中关于ASTMA709HPS70W高性能钢工字形梁抗弯强度的限值条文,试验结果表明用于ASTMA572Grade50钢工字形梁的计算公式同样适用于A709HPS70W工字形梁。(4)为了确定AASHTOLRFD2004规范中关于ASTMA709HPS100W高性能钢工字形等强梁抗弯强度的限制条文,Salem对5片高性能钢HPS100W制作的工字形试验梁进行了试验测试,试验结果表明:局部屈曲时受压翼缘内的横向应力和剪切应力,以及翼缘与腹板之间的剪切力和弯矩是试验梁局部屈曲和承载力下降的主要影响因素。迄今为止,中国对HPS材料及结构性能的试验研究较少。随着高性能钢在公路桥梁中的应用与发展,对现行公路桥梁设计规范中钢材种类和条文的适用性进行更新已迫在眉睫。本文中以中国舞阳钢厂生产的HPS485W钢为研究对象,基于混合设计的理念,设计并加工制造了6片高性能钢梁,研究中国产高性能钢HPS485W和传统钢材混合设计的焊接工字形钢梁抗弯强度及延性,以推动HPS在中国桥梁工程中的应用。1混合钢梁的抗弯性能为了实现资源利用优化和结构性能设计优化,可在钢桥设计中引入混合设计的理念。混合设计的主要特点在于根据结构受力情况配置不同型号(一般不超过2种)的钢材,以便充分发挥材料特性,提高经济效益。本文中研究的工字形混合设计抗弯试验梁的翼缘板采用强度等级较高的高性能钢材HPS485W,腹板采用普通结构钢Q235。与全截面采用HPS的钢梁相比,混合设计的钢梁具有材料利用率高、工程造价低等优点。对比等强梁与混合钢梁的抗弯性能,主要区别在于等强梁是翼缘先屈服,而混合梁的腹板先屈服。混合设计钢梁的抗弯过程可分为4个阶段(图1)。图1中,bf与tf分别为翼缘的宽度和厚度,hw和tw分别为腹板的高度和厚度,fyf和fyw分别为翼缘和腹板的屈服强度。阶段Ⅰ:弹性阶段,应力在截面上线性分布,梁的弯矩和曲率成正比。该阶段受力与等强钢梁没有区别。阶段Ⅱ:腹板部分屈服,而翼缘未屈服,应力非线性分布。该阶段腹板为弹塑性状态,翼缘板仍保持弹性状态,梁的刚度下降不多。阶段Ⅲ:翼缘开始屈服到翼缘完全屈服,腹板只有靠近中性轴的小部分保持弹性。设参数k=fyw/fyf,翼缘完全屈服时的弯矩Mep2见式(1),其中腹板塑性弯矩Mpw=(1/4)twhw2fyw,翼缘板塑性弯矩Mpf=tfbf(h-tf)fyf,其中,h为横截面高,腹板弹性区高度ys=khw。阶段Ⅳ:截面全部屈服,钢梁达到极限承载力。全截面塑性弯矩Mp为2结构的延性分析根据《钢结构设计规范》(GB50017—2003)塑性设计的要求,钢材的力学性能应满足以下条件:钢材极限强度fu与屈服强度fy之比不小于1.2(fu/fy≥1.2),伸长率δs≥15%,相应于fu的应变εu不小于20倍屈服点应变εy。基于钢材室温拉伸试验的结果,高性能钢HPS485W不满足上述塑性设计的使用条件。为了推广HPS在中国桥梁结构中的有效应用,有必要研究基于混合设计的高性能钢梁的受力性能,致力于建立中国高性能钢桥设计规范。延性指构件不丧失承载能力前提下的塑性变形能力。对于抗弯构件,结构的延性用转动能力R来衡量,如图2所示,R=θu/θp-1,其中,θp和θu分别为塑性转角和极限转角,M为弯矩,θ为转角。在钢结构的塑性设计中,一般认为抗弯构件在弯矩大于等于塑性弯矩Mp的同时,应该有足够的塑性变形能力。现行AISCLRFD规范要求:非抗震区的厚实截面梁构件的转动能力R最小为3(R≥3),抗震区的厚实截面梁构件的转动能力必须达到7~9。混合设计结构合理延性标准的存在,使得塑性分析技术可用,从而可以使设计更为经济。AISCLRFD规范根据长细比对钢梁的失稳破坏状态进行了分类。长细比参数λ,对于翼缘局部屈曲而言,指翼缘的长细比bf/(2tf);对于腹板局部屈曲而言,指的是受压区腹板的高厚比hc/tw,其中hc指受压区腹板高度;对于侧向扭转失稳而言,指的是横向长细比Lb/ry,其中Lb指侧向无支撑长度段,ry指绕截面弱轴的回转半径。文献中将钢梁的截面分为3类:厚实截面、非厚实截面与纤细截面。对于厚实截面,受压部分的长细比不得超过厚实截面长细比限值λp。如果工字形钢梁采用厚实腹板、厚实受压翼缘且满足对受压翼缘的侧向约束,那么钢梁可以达到塑性弯矩Mp且能在非弹性变形过程中保持抗弯承载能力。对于非厚实截面,受压部分的长细比均介于λp与非厚实截面长细比限值λr之间。如果工字形钢梁采用非厚实腹板和非厚实翼缘,那么钢梁的极限抗弯强度可以达到屈服弯矩My。对于纤细截面,截面受压区的任一部分长细比均大于λr。如果工字形钢梁采用纤细腹板或纤细受压翼缘,那么钢梁不能达到屈服弯矩My。3试验梁材料特性参数设计在材料性能方面,与传统钢种相比,HPS485W的屈强比fy/fu较高,应变延性εu/εy较低,初始弹性模量Est较低。HPS的这些材料特性会减小梁的延性,容易发生非弹性局部屈曲破坏。因此,有必要对高性能钢梁进行抗弯性能及延性研究。除了材料特性,对于受面内弯曲的焊接工字形钢梁,几何参数也影响高性能钢梁的抗弯延性,如翼缘宽厚比bf/(2tf)、腹板高厚比hw/tw、以及侧向长细比Lb/ry。针对以上关键参数,设计并加工制造了6片简支工字形钢梁,研究HPS材料效应和几何参数对高性能钢梁抗弯性能及延性的影响。基于混合设计的理念,对承载能力贡献大的翼缘采用高性能钢HPS485W。距离中性轴较近的腹板对承载能力贡献相对较小,故腹板采用传统的低强度钢种,如Q235或Q345。试验中腹板材料选用Q235,使翼缘和腹板存在更显著的强度差异,强化材料匹配效应对混合设计试验梁抗弯性能的影响。试验梁均为对称截面的简支工字形钢梁,翼缘采用名义厚度为12mm的高性能钢板,腹板采用名义厚度为8mm的Q235或HPS485W钢板。由于实际高性能钢板存在厚度正公差,Q235钢板存在厚度负公差,加工后实测试验梁几何尺寸见表1和图3。为了防止侧倾失稳的过早发生,保证试验梁破坏时达到全截面塑性,必须设置侧向约束。侧向约束的程度与约束的位置是影响试验梁抗弯性能的关键因素。试验中,1号到3号试验梁采用了两道侧向约束的方式,约束位置在试验梁的2个四分点处。4号至6号试验梁采用五道侧向约束的方式,约束位置在试验梁的跨中,距跨中1倍梁高处及支点处。试验在长安大学桥梁结构实验室进行,试验装置如图4所示。采用跨中单点加载的方式对试验梁进行加载,可模拟简支梁在集中荷载作用下的抗弯性能,也可模拟连续梁中支点的负弯矩区域。图5为连续梁桥中支点负弯矩区的模型,图5中,Lcon为连续梁单跨跨径;P为跨中截面所施加的荷载;L相当于试验梁的计算跨径。4试验结果及钢梁抗弯试验4.1试验梁的破坏模式正式加载前,先对试验梁进行若干次预加载,以检验试验设备是否正常工作,消除应变片机械滞后性等。正式加载采用分级加载,弹性范围内每级荷载为20kN,当试验梁翼缘达到屈服点后,每级荷载约为10kN,每级荷载的持续时间约为1min。接近破坏时缓慢连续加载,数据连续采集荷载、应变及变形等信息。试验后,得到了6片试验梁的屈服荷载Py及对应的跨中挠度Δy、截面屈服弯矩My,极限荷载Pu及对应的跨中挠度Δu、截面极限弯矩Mu等指标,见表2。1号至3号试验梁在2个四分点处设有侧向支撑。对1号梁和3号梁,在跨中施加集中荷载直到最终破坏。在加载初期试验梁的挠度随荷载基本呈线性变化,直到试验梁跨中翼缘屈服。试验梁进入屈服阶段后,荷载与挠度呈非线性变化,试验梁跨中挠度随着荷载的增大而快速增长。试验梁在达到极限荷载后,挠度继续增加而承受荷载却缓慢下降,跨中区域形成塑性铰。当完全卸载后,试验梁的弹性变形恢复,只剩下不可恢复的塑性变形。1号和3号试验梁的最终破坏模式是跨中附近上翼缘的局部屈曲,见图6。与3号梁相比,1号梁有更显著的受压翼缘屈曲,这是由于1号梁的翼缘宽厚比较大。2号试验梁的加载分2个阶段:第1阶段,在不设置侧向限位体系的情况下进行加载,模拟无横向支撑体系的钢梁受力性能和破坏模式;第2阶段,在试验梁的2个四分点处设置侧向限位约束上翼缘的侧向变形,模拟有横向支撑体系的钢梁受力性能和破坏模式。在第1阶段中,从开始试验到加载至330kN,钢梁的上、下翼缘均未屈服,试验梁呈现出很好的向内弯曲工作性能。随后,下翼缘接近屈服平台,侧倾的程度愈来愈明显。当荷载达到458.4kN时,钢梁出现整体向北侧倾失稳趋势,试验停止。在第2阶段,在2号梁的四分点处增加侧向支撑体系,对带有侧向变形缺陷的试验梁进行抗弯承载能力试验。当荷载达到430kN时,下翼缘达到屈服应变。由于试验梁在第1阶段已经屈服,第2阶段上、下翼缘屈服平台不明显。当加载至475.6kN时,2号试验梁跨中挠度为2.9cm,跨中受压翼缘发生局部屈曲,试验梁卸载。由于2号梁在第1阶段的加载中未设置侧向约束,其刚达到塑性弯矩Mp后就发生了侧倾失稳;而在第2阶段的加载中,2号梁在保持承载能力的前提下具有塑性变形的能力。可见,为了达到全截面塑性并满足试验梁的抗弯延性,必须对试验梁设置必要的侧向约束。由1号至3号钢梁的试验过程发现,1号至3号试验梁所采用的侧向约束能力不够足。因此,对随后的4号至6号试验梁设置5道侧向约束,在更有效的侧向约束下进行抗弯试验。4号至6号试验梁在加载初期,截面处于弹性阶段,试验梁的挠度随荷载呈线性变化。随着荷载的增加,试验梁进入了屈服阶段,荷载缓慢增长,挠度不断增长。随后试验梁达到承载能力极限状态。在达到最大承载能力时,试验梁的承载能力基本保持不变,挠度继续增加,最后试验梁缓慢卸载。4号至6号试验梁的最终破坏模式为跨中附近受压翼缘的局部屈曲与腹板的局部屈曲。试验前后测量跨中下翼缘的宽度,发现试验后跨中下翼缘均出现颈缩现象。图7给出了4号至6号试验梁腹板屈曲范围。由于腹板高厚比大,6号试验梁跨中附近的腹板屈曲范围较大。对比4号梁与5号梁,5号梁的跨径较大,塑性扩展范围大,故5号梁的腹板屈曲范围较大,且受压翼缘屈曲更显著。对5号和6号试验梁在跨中、跨中附近及支点处共设置5道侧向约束,试验结果表明,侧向限位约束效果良好,试验梁表现出足够的塑性变形能力,在跨中形成塑性铰,且塑性区沿着跨径向两侧充分扩展。对比试验结果得出:有效的侧向约束对抗弯试验梁的承载能力及延性有显著的影响,侧向支撑的位置和数量是影响侧向约束能力的关键因素,跨中及跨中附近区域是侧向约束最有效的设置位置。4.2试验梁的弯矩-转角曲线6片抗弯试验梁有一些共同的变形特征,可用弯矩-转角曲线(M-θ)来说明,见图8。在P作用下,图8中的曲线可以划分为4个部分:OA为弹性阶段,在达到屈服弯矩前,试验梁截面呈弹性状态,M-θ曲线呈线性关系;弹塑性阶段AB,此时截面部分屈服,试验梁的刚度有所下降;BC为强化阶段,跨中全截面屈服,屈服区段沿着梁跨径方向不断扩展,C点为峰值点,达到极限弯矩Mu,之后试验梁刚度明显下降,试验梁的承载能力基本保持不变,挠度显著增加;CD为卸载段,M再次降至M=Mp,此时可以观察到明显的塑性区域,试验梁承受荷载的能力明显下降。1号至3号试验梁的抗弯过程用弯矩-转角曲线来表示,见图9。图9中2号试验梁的曲线为第2阶段布置侧向约束时的抗弯性能。与2号试验梁相比,1号和3号试验梁的跨中弯矩M在达到塑性弯矩Mp后,仍具有塑性变形能力,表明侧向约束是试验梁充分发挥抗弯承载能力和保证塑性变形的必要条件。3片试验梁均达到了全截面塑性,由于侧向约束条件的不同,达到全截面塑性后,跨中塑性区域有不同程度的扩展。2号试验梁在第1阶段加载中发生侧倾失稳,产生了不可恢复的塑性变形,故在2号试验梁第2阶段的加载中达到全截面塑性荷载之后(P>Pp)塑性扩展的范围最小。1号试验梁翼缘宽厚比较大,更容易发生受压翼缘的局部屈曲,非弹性阶段变形较小。由于试验梁的翼缘和腹板均在厚实截面范围,在设置侧向限位约束的条件下,试验梁有很好的延性,转动能力R>3,高性能钢梁满足设计规范的要求。4号至6号试验梁的抗弯过程用荷载-跨中挠度曲线和弯矩-转角曲线来表示,见图10,11。这3片试验梁均属于厚实截面范围,在有效的侧向约束下进行抗弯试验,试验梁的跨中截面均达到了全截面塑性状态,且塑性范围沿跨中向两侧扩展,体现了充分的延性,满足R>3。对比最终的破坏模态,5号试验梁跨中附近受压腹板的屈曲范围较大,受压翼缘屈曲更显著。对比5号与6号试验梁,由图11的弯矩-转角曲线可知,较大的腹板高厚比(hw/tw)减小了钢梁的抗弯强度,也降低了试验梁在非弹性变形阶段的变形能力。采用较高的腹板高厚比,跨中受压区腹板更容易发生局部屈曲,所以6号试验梁的转动能力R较小。4.3试验梁的破坏模式在试验梁跨中附近的受压翼缘上、下表面及腹板两侧布置应变测点,以捕捉翼缘和腹板的屈曲信息。试验后,分析应变测点的测试结果,发现6片试验梁有共同的受力特征:开始加载到翼缘屈服之前,上、下翼缘同一位置上、下表面测点应变变化一致;一旦翼缘屈服,受压区翼缘和腹板上同一位置2个表面的应变开始出现不同程度的差异,且差值随荷载的增加显著增大,这表明此时受压区的翼缘或腹板开始出现局部屈曲的趋势;在M大于Mp阶段,试验梁在不丧失承载能力的情况下塑性变形不断增加,直到达到最大承载能力,受压翼缘和腹板局部屈曲变形不断增加,最终试验梁因受压翼缘或腹板的局部屈曲破坏而结束试验。以4号试验梁为例,通过应变分析对试验梁的受力进行说明。距离跨中100mm的东侧截面处,在上翼缘的上表面中心与下翼缘的下表面中心分别布置应变测点SU2(EM)和SB1(EM);距离跨中100mm的西侧截面处,在上翼缘的上表面中心和下翼缘的下表面中心分别布置应变测点SU2(WM)和SB1(WM)。从图12给出的荷载-翼缘应变曲线可知,跨中两侧的下翼缘测点SB1(EM)与SB1(WM)关于跨中截面对称受力,试验梁在M>Mp阶段在跨中两侧形成了对称的塑性范围。但上翼缘受力在试验过程中并不对称。从开始加载至420kN,试验梁受压翼缘应变值一致,此时上翼缘未屈服。当荷载从420kN继续加载至极限荷载579kN,试验梁翼缘屈服,此时东西两侧上翼缘测点SU2(EM)与SU2(WM)的应变差异越来越显著。荷载达到极限荷载之后,塑性变形不断增加,但西侧受压翼缘应变测点SU2(WM)的应变值反而减小,说明西侧上翼缘此时发生了显著的局部屈曲。4号试验梁试验后破坏模式如图13所示。图13中,跨中受压翼缘发生了局部屈曲,且西侧的局部屈曲更加明显,应变分析结果与试验结果一致。在4号试验梁跨中附近的上翼缘上、下表面布置应变测点,以准确捕捉翼缘的屈服和屈曲。以距跨中100mm处的东西两侧截面为分析对象,荷载与翼缘应变曲线见图14。由图14(a)可知,从试验开始到加载至400kN时,受压翼缘的上、下表面测点应变数值一致,此时受压翼缘尚未屈服。当加载至420kN后,东南侧的受压翼缘上、下表面测点数值一致,东北侧受压翼缘相同位置的上、下表面测点开始出现差异,且随着荷载的增加差异越来越显著。由图14(b)可知,上翼缘屈服之后,西侧受压翼缘的上、下表面应变差异显著,说明翼缘屈服之后,西侧受压翼缘就开始出现局部屈曲,且随着塑性变形的增加,屈曲变形增加,直到试验梁达到极限荷载,受压翼缘的局部屈曲控制最终破坏。与4号试验梁的试验破坏形态对比,应变测点捕捉到屈曲范围与试验后观测到的受压翼缘屈曲范围一致。在4号试验梁下翼缘跨中附近布置应变片,来测量屈服范围。图15为下翼缘各测点的荷载-应变曲线。SB1(MM)为跨中应变片,SB1(EM)与SB1(WM)测点分别位于距跨中10cm的东侧和西侧下翼缘下表面中心,SB2(EM)与SB2(WM)测点分别位于距跨中30cm的东侧和西侧下翼缘下表面中心。由试验结果可知,跨中两侧的受力对称且变形对称。加载至447kN时,跨中下翼缘屈服。加载至469.8kN时,下翼缘的屈服区域从跨中扩展到距跨中两侧10cm处。随后试验梁在保持承载能力的前提下,屈服范围从跨中向两侧不断扩展。试验后,试验梁下翼缘屈服范围为跨中两侧30cm范围内。为了捕捉腹板局部屈曲出现的阶段和位置,在腹板同一位置的两面同时布置应变测点。在抗弯试验中,1号至3号梁均达到了全截面塑性,在跨中形成了塑性铰,但腹板没有出现明显的局部屈曲变形,主要有2个原因:一方面因为采用了较小的腹板高厚比;另一方面,1号至3号梁仅在1/4跨径处采用了两道侧向约束,且最先出现侧倾趋势的跨中截面处并没有设置侧向约束,侧向约束的力度不足,侧倾位移缩短了试验梁非弹性变形阶段。在有效的侧向限位约束下,4号至6号试验梁的最终破坏形态为跨中受压翼缘的局部屈曲和