双肢冷弯C形钢门式刚架抗震性能

摘要： 冷弯C形钢在轻钢结构中应用广泛，采用垫板加高强螺栓的连接方式，拼合形成双轴对称截面，构建了一种组合截面门式刚架结构。对5榀平面刚架试件进行拟静力试验，分析其破坏特征、耗能能力、抗侧承载力等力学性能，探究柱腹板高度及刚架跨度对此类刚架结构抗震性能的影响。研究发现：该类门式刚架结构抗震性能良好，具有较好的耗能能力，抗侧力能力满足规范要求；节点传力可靠，可实现“强节点弱构件”和“强柱弱梁”的抗震设计要求；设计时可根据荷载情况增加柱腹板高度，但对刚架跨度一定要综合考虑梁柱线刚度比的大小，避免出现斜梁约束不足无法有效传力的情况。

关键词： 冷弯C形钢；门式刚架；拟静力试验；抗震性能；刚度比

Abstract: Cold-formed C-shaped steel is widely used in light steel structures. The connection mode of plates using high-strength bolts is adopted to form a biaxial symmetrical section, and a composite section portal frame structure is constructed. A quasi-static test is carried out on five trusses of planar rigid frame specimens to study their failure characteristics, energy dissipation capacities, lateral bearing capacities and other mechanical properties. The influence of column web height and span on the seismic behavior of such rigid frame structures is investigated. The results show that this type of portal rigid frame structure has a good seismic behavior, good energy dissipation capacity and the ability to resist lateral force. It satisfies the requirements that the specification and its force transfer by node is reliable. It also satisfies  the seismic design requirement of "strong node and weak component" and "strong column and weak beam". The height of the web may be increased according to the design load conditions, but the stiffness ratio of beam-column must be considered comprehensively for the span of the rigid frame, in order to avoid the situation that the inclined beam cannot effectively transmit force due to insufficient constraints.

Keywords: cold-formed C-shaped steel; portal frame; quasi-static test; seismic behavior; stiffness ratio

冷弯型钢与门式刚架的结合使得钢结构轻量化、装配便捷化成为可能。KWON等 ^[1] 、LIM等 ^[2] 最早开始对冷弯薄壁型钢门式刚架进行了试验研究和有限元模拟分析，梁柱采用卷边槽钢背靠背组合截面，通过节点板和普通螺栓连接防止节点处侧向失稳。研究结果发现：螺栓孔变形使节点具有半刚性特征，给出了节点转动刚度计算模型。LIM等 ^[3] 选取哑铃状截面构件的足尺冷弯薄壁型门式刚架开展试验研究，证明了该结构具有较高的承载力和刚度，分析了节点板厚度和柱脚约束的影响，得出了非线性的节点弯矩-转角数学函数关系式。DUNDU等 ^[4-6] 对单肢冷弯C形钢背靠背连接的门式刚架进行了试验与理论分析，发现其最终破坏状态为节点变形和应力集中，提出了该类结构的设计方法。董刘方 ^[7] 、卢林枫等 ^[8-9] 、李坤 ^[10] 以梁柱腹板高度、柱脚连接方式、节点板厚度、C形钢梁柱翼缘宽度及刚架斜梁坡度等为参数探究了冷弯薄壁型钢门式刚架的受力性能，发现前3个参数的影响较大，并针对不同的破坏形态给出了工程设计建议。陈明等 ^[11-12] 通过试验和有限元模拟分析了双肢冷弯C形钢门式刚架节点的抗震性能，得到了相关参数下节点的破坏模式及抗震指标，证明了其良好的抗震性能。

本文基于对已有研究的总结，采用螺栓连接的双肢C形钢构件，形成门式刚架结构，以实现单肢构件的轻量化和螺栓装配的便捷化，有利于在草原等偏远地区的运输和安装。在国内首次进行该类结构的拟静力试验，分析其抗震性能，为实际工程提供参考和建议。

1　试验概况

1.1　试件设计

试件以跨度为12m、檐口高度为5.4m的原型门式刚架按相似比关系确定尺寸和加载制度。双肢冷弯C形钢梁柱截面采用8.8级M20摩擦型高强螺栓与8mm厚垫板连接，选取腹板高度和刚架跨度作为试件设计参数，具体如图1和表1所示。为限制刚架在加载过程中出现平面外变形，设置了平面外侧向支撑，支撑与刚架之间保留5mm间隙，并设置滑动接触，保证加载正常进行。

图1　试件GJ-1设计构造（单位：mm）

Fig.1　Design details of specimen GJ-1（Unit：mm）

1.2　试验加载

采用MTS伺服试验系统，通过加载板施加水平低周往复荷载 ^[13] 。为反映结构实际荷载工况，通过定滑轮装置在柱顶部施加2kN竖向集中力。水平荷载采用荷载位移混合加载制度，初期荷载控制每级5kN，循环1次；出现屈服后以0.25倍屈服位移为增量加载，循环3次。刚架试件在垫板上及节点边缘位置构件上粘贴应变片，在梁端和柱脚放置大量程的位移计，测量试件的变形。

1.3　材料属性测定

按照相关规范要求对试验原材料进行力学性能试验，高强螺栓的材性参数如表2所示。

2　试验现象

各试件均未出现节点区域的螺栓孔变形或节点板扭曲，说明内插垫板使塑性变形发生在节点以外区域，保证了节点具有一定的刚度。试件中GJ-1、GJ-2、GJ-3和GJ-4破坏现象基本一致，表现为两侧梁端、柱脚局部屈曲引起的平面内弯曲失稳；两侧梁端腹板鼓曲，翼缘撕裂；加载远端柱脚腹板鼓曲，翼缘鼓曲；加载近端柱脚腹板鼓曲，翼缘撕裂。典型试件GJ-1加载至74kN时，滞回曲线出现拐点，说明试件开始进入弹塑性阶段，此时的屈服位移为7.36mm。当加载至1.25倍屈服位移时，加载近端梁端前、后两肢腹板均出现鼓曲，如图2a）所示，上、下两侧翼缘向内侧凹陷，随后加载远端梁端也出现鼓曲，如图2b）所示。当加载至1.5倍屈服位移时，加载近端柱脚腹板前、后两肢向外张开约8mm，腹板两侧均出现鼓曲，如图2c）所示。当加载至1.75倍屈服位移时，加载远端柱脚开始屈服，柱脚腹板两肢向外鼓曲，两侧翼缘变形明显，如图2d）所示。当加载至2.0倍屈服位移时，试件整体位移逐步增大，承载力逐渐降低，两侧的梁端和柱脚变形增大。当加载至2.5倍屈服位移时，加载端梁端上部腹板与翼缘交界处的C形钢出现撕裂，如图2e）所示，加载近端柱脚翼缘撕裂，如图2f）所示。当荷载增至3.5倍屈服位移时，加载结束，试验终止，整体破坏现象如图2g）所示。

图2　试件GJ-1破坏现象

Fig.2　Failure phenomena of specimen GJ-1

试件GJ-5由于跨度较大，梁柱线刚度比较低，致使水平荷载主要由加载近端的梁柱承担，使得加载近端梁上翼缘撕裂严重，几乎贯穿整个翼缘，近端柱脚腹板与节点板交界处变形严重，加载远端梁端与柱脚变形较小。破坏现象如图3所示。

图3　试件GJ-5破坏现象

Fig.3　Failure phenomena of specimen GJ-5

3　抗震性能分析

3.1　滞回性能分析

各试件的滞回曲线如图4所示。除试件GJ-5外其他试件的滞回曲线均呈现梭形，滞回环比较饱满，说明该刚架结构具有良好的塑性变形能力。试件GJ-5的滞回曲线有轻微捏缩现象。主要是因为其梁柱线刚度比过小，严重影响弯矩的传递，梁构件的变形较大，产生了类似滑移的试验现象。

图4　试件滞回曲线

Fig.4　Hysteretic curves of specimens

3.2　骨架曲线分析

各试件的骨架曲线如图5所示，骨架曲线特征值列于表3中。可以看出：试件骨架曲线形状有着相同的趋势，各阶段边界清晰，对称性良好；可以看到试件GJ-5的类似滑移现象。各试件屈服侧移在h/122~h/105之间，均小于规范规定的h/60 ^[14] ，说明此类刚架抗侧能力较强。位移延性系数在2.42~2.91之间，平均值为2.63，说明此类刚架塑性变形能力较好。从试件参数分析来看，柱腹板高度增大能够提升位移延性系数，但幅度并不明显；跨度增大使得梁柱线刚度比减小，削弱了梁对柱的约束作用，变形随之变大。

试件GJ-3、GJ-1和GJ-2刚架柱腹板高度依次相差20mm；逐级增加时，试件的初始刚度分别提高5.1%、4.8%，屈服荷载分别提高3.5%、7.4%，极限荷载分别提高1.3%、17.5%，说明柱腹板高度对试件的承载力和初始刚度影响较大。在循环荷载作用下，刚架柱提供刚架的承载力和抗侧刚度，增加柱腹板高度实际上提高了截面惯性矩，说明腹板高度对门式刚架的初始刚度和承载力的影响较大。

试件GJ-4、GJ-1和GJ-5刚架跨度依次增加600mm；逐级增加时，试件的初始刚度分别降低18.25%、8.7%，极限荷载分别降低4.5%、2.2%。增加刚架的跨度（减小梁柱线刚度比）时，使得刚架梁柱弯矩传递效率下降，梁对柱的约束作用减弱，进而由整个刚架承担的承载力和刚度逐渐转变为由加载近端的梁柱承担，致使刚架的承载力和刚度下降明显，随着刚度的下降，刚架的侧移增加明显。

图5　试件骨架曲线

Fig.5　Skeleton curves of specimens

3.3　刚架屈服机理分析

观察试验现象，结合关键位置应变测试结果，分析刚架整体屈服顺序，以材性试验C形钢屈服应变1,342με、垫板屈服应变1,513με为基准对比垫板与构件应变值进而得出此类刚架结构的屈服机理。因为在非线性变形发展阶段，容许受弯承载力下降是冷弯薄壁C形钢的特点之一。试件的非线性变形主要集中在弯矩最大梁端和柱脚部位，刚架自由端的侧移随着梁端和柱脚的局部失稳而发生弯曲转动，所以形成了屈曲铰。试件GJ-1、GJ-2、GJ-3屈服的先后顺序均为加载近端梁端→加载远端梁端→加载近端柱脚→加载远端柱脚，试件GJ-1关键节点应变发展如图6所示；试件GJ-4屈服的先后顺序为加载远端梁端→加载近端梁端→加载近端柱脚→加载远端柱脚；试件GJ-5屈服的先后顺序为加载近端梁端→加载近端柱脚→加载远端梁端→加载远端柱脚。从屈服顺序可以看出：除试件GJ-5外其他试件均满足“强柱弱梁”的抗震设计要求，柱腹板高度变化对屈服顺序无影响，刚架跨度变大改变了刚架的破坏形态；设计时应考虑梁柱线刚度比的取值，验证了陈明等 ^[15] 关于框架结构梁柱线刚度比研究结论的正确性。

图6　试件GJ-1荷载-应变曲线

Fig.6　Load-strain curves of specimen GJ-1

试验中所记录的垫板应变最大值为1,125με（图7），小于屈服应变值，整个试验过程中各垫板始终处于弹性状态，符合“强节点弱构件”的设计初衷。

图7　试件GJ-2远端垫板荷载-应变曲线

Fig.7　Distal base plate load-strain curves of specimen GJ-2

3.4　承载力退化分析

本文采用λ _i 来表示承载力退化，按式（1）计算得出的结果如图8所示。可见各试件承载力退化系数均大于0.94，说明该类刚架结构具有一定的持荷能力。

图8　承载力退化系数

Fig.8　Degradation coefficients of bearing capacity

3.5　刚度退化分析

割线刚度-位移曲线如图9所示。可以看出：试件GJ-4初始刚度最大，其次为GJ-2、GJ-1、GJ-3、GJ-5，说明改变刚架跨度对试件初始刚度影响较大。试件屈服前，刚度退化速度较快，其中GJ-4最为明显；加载后期，刚度退化速度趋于平缓。

图9　割线刚度-位移曲线

Fig.9　Secant stiffness-displacement curves

3.6　耗能性能分析

各试件的能量耗散系数E和等效黏滞阻尼系数he计算结果列于表4中。在极限阶段和破坏阶段能量耗散系数均在0.80~1.57之间，等效黏滞阻尼系数在0.13~0.25之间。与热轧H形钢门式刚架结构基本持平，说明这种轻量化组合截面的门式刚架结构具有较好的耗能性能。

4　结  论

本文通过5榀双肢冷弯型钢门式刚架拟静力试验，分析了该类刚架结构的抗震性能与破坏机理。可以得出以下主要结论：

（1）5榀门式刚架能量耗散系数在0.80~1.57之间，耗能能力良好；初始刚度在9.4~12.6kN·mm ^-1 之间，延性系数在2.42~2.91之间，承载力退化系数均大于0.94。该结构具有良好的承载能力、初始刚度和变形能力。

（2）内插垫板螺栓连接的节点连接方式传力可靠，5个试验中垫板最大应变为1,125με，具有较高的承载力和刚度，可满足“强柱弱梁”、“强节点弱构件”的抗震设计要求。本文所涉及的C形钢匹配6mm厚垫板即可。

（3）该类门式刚架破坏过程为近端梁端→远端梁端→近端柱脚→远端柱脚，最后刚架平面内失稳，符合“强柱弱梁”的抗震设计要求。增大柱腹板高度可以有效提高刚架承载力、初始刚度和延性。

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