過渡平板支座節(jié)點在超低周疲勞試驗中錨栓的損傷累積試驗研究

王 強， 李海旺， 宋夏蕓， 王興宇

(太原理工大學土木工程學院,太原 030024)

時至今日,地震依然是人們無法預(yù)告、控制和避免的最殘酷的自然災(zāi)害之一,災(zāi)難性地震發(fā)生時常常會造成無法估量的巨大損失。網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的建筑在震后通常可作為臨時的應(yīng)急避難場所[1],因此確保網(wǎng)格結(jié)構(gòu)在災(zāi)難地震作用下的安全性能成為防災(zāi)減災(zāi)領(lǐng)域的重要研究課題[2-3]。支座節(jié)點作為網(wǎng)格結(jié)構(gòu)中上部網(wǎng)架和下部支承體系的連接部位,在地震中受力復(fù)雜,它的破壞將直接影響到整體結(jié)構(gòu)的安全性及震后繼續(xù)使用的功能。目前,中國學者對鋼結(jié)構(gòu)以及平板支座的超低周疲勞破壞的研究已經(jīng)取得了一定的成果。羅云蓉等[4]對Q235鋼結(jié)構(gòu)材料進行超低周疲勞性能研究,得出材料超低周疲勞循環(huán)響應(yīng)特征,建立了試驗鋼的超低周疲勞應(yīng)變-壽命計算模型；王志宇等[5]對鋼框架梁柱節(jié)點在地震荷載作用下的低周疲勞損傷積累的分析方法和損傷積累分析模型進行了綜述性介紹；崔瑤等[6]主要針對砂漿層厚度對平板支座的抗震性能的影響開展了有限元參數(shù)研究,在平板支座抗震性能的受力機理及錨栓的傳力機制等方面取得了成果；廖芳芳等[7]主要對方鋼管柱與H型鋼梁直接焊接節(jié)點在往復(fù)荷載下進行試驗與有限元分析，并采用兩種模型進行了斷裂預(yù)測,得出微觀斷裂判據(jù)對鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點的超低周疲勞斷裂預(yù)測有較好的適用性；石永久等[8]針對擴大型梁柱節(jié)點進行反復(fù)荷載下破壞試驗,得出焊接質(zhì)量是防止節(jié)點脆性破壞的首要保證的結(jié)論；熊俊[9]對鋼框架焊接節(jié)點焊縫區(qū)域和節(jié)點整體進行了試驗研究,分析了節(jié)點焊縫開裂和整體性能損傷的物理機理,研究了適用于焊接節(jié)點開裂和損傷分析的有限元方法及損傷演化方程,并提出了考慮損傷過程的焊接節(jié)點簡化計算模型。然而目前有關(guān)災(zāi)難地震作用下鋼結(jié)構(gòu)的超低周疲勞研究仍主要集中在材料本構(gòu)及鋼框架節(jié)點上,關(guān)于整體支座節(jié)點的超低周疲勞研究仍然很少。

基于此,以用于中小跨度網(wǎng)架的過渡平板支座為研究對象,對其開展超低周疲勞試驗,主要研究支座節(jié)點在不同的豎向力、水平方向大位移往復(fù)加載下錨栓及底板傾角變化規(guī)律,進而研究整體支座節(jié)點中錨栓的損傷累積過程,為震后平板支座節(jié)點剩余承載力評估提供參考。

1 試驗概況

1.1 試驗加載裝置

為模擬試件實際受力狀況，設(shè)計了雙向加載裝置，整體布置如圖1所示。通過FCS(fieldbus control system,現(xiàn)場總線控制系統(tǒng))電液伺服加載系統(tǒng)對網(wǎng)架過渡平板支座施加水平往復(fù)荷載,作動器基座位置通過連接板錨固于實驗室大型剪力墻上,機身上部設(shè)置兩道可調(diào)拉索錨固于剪力墻上。加載過程中為防止作動器發(fā)生平面外擺動,在作動器前身左右兩側(cè)與反力架之間設(shè)置可調(diào)拉索,同時為防止作動器加載時機身上抬設(shè)置可調(diào)高強螺母螺栓組件卡入作動器機身與上部反力架短梁間，如圖1所示,使用千斤頂施加豎向荷載,千斤頂基座錨固于平板滑移小車上,平板滑移小車固定于反力架上部橫梁上,以保證水平加載過程中豎向力可隨支座進行水平移動,不致發(fā)生過大偏心。千斤頂活塞與法蘭盤通過高強度螺栓連接,法拉盤與球鉸相連,球鉸可抗拔并承壓,用以釋放加載過程中平板支座可能產(chǎn)生的過大傾角。安裝實物圖如圖2所示。

圖1 加載裝置整體布置Fig.1 Overall layout of loading device

圖2 安裝實物圖Fig.2 Actual installation drawing

1.2 試驗試件設(shè)計

針對用于中小跨度為30～40 m的螺栓球網(wǎng)架的支座節(jié)點,依據(jù)《空間網(wǎng)格技術(shù)規(guī)程》(JGJ 7—2010)[10]設(shè)計了足尺的支座節(jié)點。試驗試件所用肋板、底板、過渡板及4根錨栓均采用Q235B級鋼,螺栓球直徑為180 mm,材料為45號鋼。錨栓與過渡板采用塞焊連接,并將過渡板上焊接的錨栓編號為錨栓1、2、3、4,過渡板與底柱柱面使用8個M16定位螺栓及4個沉頭螺栓連接。試件尺寸及構(gòu)造如表1及圖3所示。

單位：mm圖3 試件尺寸及構(gòu)造Fig.3 Specimen size and structure

表1 試件基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of specimen

在實際工程中為釋放溫度應(yīng)力產(chǎn)生的水平位移,常在支座底板開長圓孔,但由于安裝過程中的一系列原因,長圓孔并不能發(fā)揮作用。為保證支座節(jié)點在一定范圍內(nèi)能自由水平滑動,在支座底板與過渡板之間加鋪聚四氟乙烯板,減小過渡板與支座底板間的摩擦力。

1.3 試驗加載及量測

試驗采用雙向加載方案,豎向力恒定,橫向采用增幅位移控制加載,以螺栓球沿加載正方向移動時為加載正向,反之為負向。加載位移幅值從2 mm開始,每級增幅2 mm,每級幅值循環(huán)3次,水平位移加載頻率為0.1 Hz,直至試件破壞,如圖4所示。

圖4 加載方案Fig.4 Loading plan

錨栓傾角和支座整體傾角作為支座節(jié)點損傷累積最直觀的的表現(xiàn)形式,因此主要針對錨栓傾角及支座整體轉(zhuǎn)角進行研究,需在4個錨栓上分別布置4個SVT626T雙軸數(shù)字型傾角計,實時跟蹤測量支座錨栓傾角的變化,得出不同豎向力下錨栓傾角的變化規(guī)律；借助Artec EVA 3D掃描儀對試驗前后的試件模型重塑對比后發(fā)現(xiàn),試件在加載前后底板、肋板以及螺栓球均無明顯塑性變形,故可認為支座底板傾角即為整個支座的轉(zhuǎn)角,需在支座底板東西兩側(cè)布置兩個傾角儀,得出加載過程中整體支座節(jié)點隨加載循環(huán)過程的傾角變化規(guī)律。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 試件破壞過程

試驗過程中試件S01～S04破壞過程及結(jié)果基本相似,圖5僅示出試件S01的破壞過程。試件在初始小位移加載時底板不會移動,隨著加載位移增大,支座底板開始平移,隨后錨栓根部與長圓孔孔壁接觸,底板開始上抬,繼續(xù)循環(huán)加載后底板傾角及錨栓傾角越來越大,卸載后錨栓殘余變形顯著。由于豎向力不同,試件S01和S03在底板滑移、抬起等時刻循環(huán)次數(shù)有所差異,試件S01在第13次、S03在10第次正向加載時克服摩擦力開始移動,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,S01在第22次、S03在第19次正向加載時底板抬起,后續(xù)循環(huán)加載底板抬起高度明顯增加,S01在正向加載32 mm第47次時、S03在正向加載34 mm第51次時錨栓1斷裂,之后的循環(huán)加載中S01在49次時錨栓2、3斷裂,S03在負向加載第51次錨栓3、4斷裂,負向加載第52次時錨栓2斷裂,支座完全失效。表2所示為試件S01～S04在失效過程中各狀態(tài)與循環(huán)次數(shù)的結(jié)果。

圖5 試件S01破壞過程Fig.5 Failure process of specimen S01

表2 支座特征狀態(tài)與循環(huán)次數(shù)Table 2 Bearing characteristic state and cycle times

試驗表明在往復(fù)荷載作用下過渡平板支座節(jié)點中錨栓的斷口截面具有明顯的超低周疲勞破壞特征。如圖6所示,兩試件的斷口截面均明顯可分為3個區(qū)域:裂縫起源區(qū)、裂縫擴展區(qū)及瞬斷區(qū)。斷裂后的錨栓均產(chǎn)生了不可恢復(fù)的彎曲變形,錨栓根部也發(fā)生了頸縮現(xiàn)象。

圖6 試件錨栓斷口Fig.6 Specimen anchor bolt fracture

2.2 錨栓傾角隨循環(huán)次數(shù)變化規(guī)律

4根錨栓的傾角在往復(fù)加載的過程中表現(xiàn)出明顯的規(guī)律變化。圖7和圖8所示為試件S01和S03的4根錨栓傾角變化曲線,兩試件錨栓傾角均隨循環(huán)次數(shù)呈現(xiàn)“階梯式”增長趨勢,但因豎向力的不同而有所差異。試件S01的4根錨栓傾角在正負向加載及卸載均保持較一致變化,隨著加載幅值的增加,錨栓傾角均呈現(xiàn)“階梯式”增長趨勢,表明錨栓在往復(fù)荷載作用下由于受到的水平力及上拔力增加導致錨栓根部軟化使得錨栓傾角增加。當正向加載時,錨栓1承受的上拔力最大,反之為錨栓2。錨栓1在正向位移加載、錨栓2在負向位移加載時傾角變化更為明顯,增長速率也更快,表明錨栓1在正向位移作用下和錨栓2在負向位移作用下?lián)p傷積累比較快,當損傷積累到一定程度時錨栓1根部左側(cè)和錨栓根部右側(cè)首先出現(xiàn)裂縫,隨后錨栓根部另一側(cè)也產(chǎn)生裂縫,錨栓1、2傾角在加載第44次時急劇變大說明此時兩錨栓損傷嚴重,即將失效。錨栓3和錨栓4在正負向加載時受到的力基本相同,二者的傾角變化在正負向加載基本呈現(xiàn)對稱式增加,錨栓3和錨栓4在正負向加載及卸載過程中傾角均隨著加載幅值的增加而緩慢增加,表明兩錨栓損傷緩慢積累,當損傷累積到一定程度時錨栓根部左側(cè)在正向加載時產(chǎn)生裂縫,錨栓根部右側(cè)在負向加載時開裂。

試件S03在加載過程中的錨栓傾角變化趨勢基本與S01相近,但豎向力的不同導致整體支座節(jié)點的水平剛度有所差異,錨栓在同一加載位移下受到的力不同使得錨栓在同一循環(huán)次數(shù)時損傷累積程度有所不同。與S01相比,S03錨栓1、2的傾角變化更為平緩,最后急劇增大,斷裂更為突然,說明適當?shù)募哟筘Q向力會對錨栓的損傷累積起到保護作用,會增加錨栓的疲勞壽命。

圖7 試件S01錨栓傾角變化趨勢Fig.7 The inclination trend of anchor bolt of sample S01

圖8 試件S03錨栓傾角變化趨勢Fig.8 The inclination trend of anchor bolt of sample S03

2.3 支座整體轉(zhuǎn)角隨循環(huán)次數(shù)變化規(guī)律

加載過程中支座節(jié)點整體會發(fā)生傾轉(zhuǎn),錨栓受到上拔力的作用,節(jié)點整體轉(zhuǎn)角越大，錨栓受到的上拔力也會增加,錨栓受到的損傷越嚴重,說明支座整體轉(zhuǎn)角即底板傾角也可作為一個評估錨栓損傷嚴重程度的指標。圖9所示為試件S01和S03支座整體轉(zhuǎn)角隨循環(huán)次數(shù)變化規(guī)律,兩試件的支座傾角變化因豎向力的不同而差異顯著。試件S01在加載位移為16 mm(第24次)之前,水平力產(chǎn)生的彎矩還不足以平衡豎向力產(chǎn)生的抵抗彎矩,底板傾角基本維持在0左右,此過程中錨栓主要承受剪力,可認為其損傷輕微；隨后在加載過程中底板傾角呈“階梯式”增長,可見加載幅值的增加會使得底板傾角增大,卸載后底板傾角也呈現(xiàn)緩慢增加的趨勢,此過程中錨栓受到剪力與上拔力的組合作用,可認為錨栓受到的損傷在緩慢積累；往復(fù)加載至43次時恒幅循環(huán)3次時支座整體轉(zhuǎn)角也隨循環(huán)次數(shù)有所增加,該階段錨栓損傷快速累積；往復(fù)加載至錨栓斷裂,錨栓損傷嚴重,限制底板上抬的約束有所減弱,使得底板傾角繼續(xù)增加；4根錨栓全部斷裂后,整個支座在過渡板上水平移動,底板傾角為0。

圖9 支座節(jié)點整體轉(zhuǎn)角變化趨勢Fig.9 Change trend of overall corner of bearing node

試件S03循環(huán)前20次支座轉(zhuǎn)角小于0.5°,表明錨栓損傷輕微；循環(huán)加載至35次期間轉(zhuǎn)角增長緩慢；循環(huán)35次以后,加載幅值的增大使得底板上抬更為明顯,在此階段錨栓彎曲形態(tài)肉眼可見,錨栓受到的損傷也在快速累積；繼續(xù)循環(huán)加載至錨栓斷裂階段,支座轉(zhuǎn)角進一步加大,支座整體轉(zhuǎn)角在第51次時突然減小,此時4根錨栓損傷已非常嚴重,不能對底板形成約束,使其繼續(xù)傾轉(zhuǎn)。

全過程中兩支座的整體轉(zhuǎn)角呈現(xiàn)明顯的階段性變化:平穩(wěn)發(fā)展、緩慢增加、忽然減小,表明損傷在循環(huán)加載全過程也呈現(xiàn)出3階段變化:損傷輕微、塑性穩(wěn)定發(fā)展損傷逐漸積累、損傷極為嚴重。

3 結(jié)論

對過渡平板支座節(jié)點在大位移往復(fù)荷載試驗中錨栓的損傷累積進行了研究,得到以下結(jié)論。

(1)過渡平板支座節(jié)點中的錨栓傾角及整體轉(zhuǎn)角變化規(guī)律可反映支座節(jié)點的錨栓在往復(fù)荷載作用下的損傷累積程度,也能較好地反映試件損傷過程,可通過這兩類變化指標為震后網(wǎng)架結(jié)構(gòu)支座節(jié)點的工作狀態(tài)提供參考。

(2)適當?shù)丶哟筘Q向力會對錨栓的損傷累積起到一定的保護作用,有助于提高錨栓的疲勞壽命。

(3)錨栓斷口截面形狀有明顯的超低周疲勞破壞特征,斷裂后的錨栓有明顯的彎曲變形和頸縮現(xiàn)象。