負(fù)載下T形圓鋼管外加勁肋加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)軸向受壓承載性能試驗(yàn)研究*

黃山山 白 楊 郭天裕 孫海林 祝 磊

(1.北京未來(lái)城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心,北京 100044;2.工程結(jié)構(gòu)與新材料北京市高等學(xué)校工程研究中心,北京 100044;3.北京市建筑結(jié)構(gòu)與環(huán)境修復(fù)功能材料重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100044;4.北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院,北京 100044;5.中國(guó)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司,北京 100044)

0 引 言

負(fù)載下加固即結(jié)構(gòu)在加固的過(guò)程中,原有構(gòu)件仍然承擔(dān)原本所承受的荷載狀態(tài)并在結(jié)構(gòu)中發(fā)揮作用。負(fù)載下鋼結(jié)構(gòu)加固具有工期短、人工少、費(fèi)用低的特點(diǎn),可以大大縮短建筑物的停用時(shí)長(zhǎng),保證社會(huì)生產(chǎn)生活的正常有序進(jìn)行。

近年來(lái),蔣立等系統(tǒng)研究了型鋼結(jié)構(gòu)壓彎構(gòu)件在負(fù)載下的加固建議與加固試驗(yàn)[1-2];祝瑞祥等綜合概括了負(fù)載下鋼結(jié)構(gòu)的應(yīng)用工程情況[3];Marzouk等提出良好的焊接工藝可以在柱截面上產(chǎn)生對(duì)柱極限承載力有利的殘余應(yīng)力分布[4];Brown等利用模型分析表明柱的初始荷載的大小和加固方式對(duì)加固后的鋼柱承載力影響顯著[5];Cannon[6]和Liu 等[7]的試驗(yàn)研究表明,初始荷載的大小對(duì)梁彎曲失效的極限荷載影響較小,對(duì)彎扭失效模式下的極限荷載影響較大。

負(fù)載下加固技術(shù)已在工程中得到廣泛應(yīng)用。郭寓岷等探討了處于高荷載作用下,拉、壓試件結(jié)構(gòu)焊接加固的極限荷載及變形,并找出控制焊接變形的加固技術(shù)保證結(jié)構(gòu)安全的前提下進(jìn)行了工程實(shí)踐[8]。某單層門式剛架輕鋼結(jié)構(gòu)工業(yè)廠房因使用功能改變等不滿足現(xiàn)存設(shè)計(jì)要求進(jìn)行鋼梁及梁柱節(jié)點(diǎn)的加固[9]。類似的負(fù)載下焊接加固工程實(shí)例還有很多[10-20]。

圓鋼管結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于大跨度空間結(jié)構(gòu)中,鋼管在節(jié)點(diǎn)處相貫焊接,受力狀態(tài)復(fù)雜。研究表明,節(jié)點(diǎn)破壞模式分為兩種：塑性破壞和沖剪破壞,如圖1所示。這兩種破壞模式發(fā)生時(shí),支管和弦管均未達(dá)到極限承載力,實(shí)際上是“強(qiáng)構(gòu)件弱節(jié)點(diǎn)”而不是“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”。目前,圓鋼管大部分的研究都集中于非負(fù)載下受壓承載力的探究。節(jié)點(diǎn)軸向受拉的研究?jī)H有小部分學(xué)者涉及,而對(duì)于負(fù)載下的受壓承載力探究目前暫為空白。因此有必要探究負(fù)載下的節(jié)點(diǎn)受壓承載性能,這對(duì)圓鋼管結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步推廣應(yīng)用具有重要意義。

a—塑性破壞;b—沖剪破壞。圖1 弦管壁橫向變形示意Fig.1 Schematic diagram of transverse deformation of chord

通過(guò)3組在負(fù)載狀態(tài)下采用焊接外加勁肋加固T形圓鋼管節(jié)點(diǎn)的承載性能對(duì)比試驗(yàn),探究不同初始負(fù)載系數(shù)下焊接外加勁肋加固對(duì)鋼管節(jié)點(diǎn)承載性能影響,研究這種加固方式對(duì)節(jié)點(diǎn)承載性能的影響。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件尺寸設(shè)計(jì)

負(fù)載下T形圓鋼管加勁肋試驗(yàn)一共包含有3組6根試驗(yàn)構(gòu)件,構(gòu)件幾何參數(shù)見(jiàn)圖2。3組構(gòu)件對(duì)應(yīng)不同的支主管外徑之比β值分別為0.25、0.50和0.73,同一組對(duì)比試驗(yàn)的兩根構(gòu)件對(duì)應(yīng)不同的初始負(fù)載。其中,每根構(gòu)件有相同的主管直徑d0(300 mm)和主管長(zhǎng)度l0(1 800 mm),即每個(gè)構(gòu)件的主管長(zhǎng)度與半徑之比α的設(shè)計(jì)值均為12,避免由于主管過(guò)短而對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力產(chǎn)生的影響。同一個(gè)對(duì)照組的兩個(gè)節(jié)點(diǎn)的加勁肋長(zhǎng)度和高度相同,都被設(shè)計(jì)為支管直徑的2倍,并且厚度ts均為8 mm。為使加載過(guò)程中受力均勻,在支管端部設(shè)置加勁肋,支管端部的加勁肋長(zhǎng)度、高度均為100 mm,厚度為8 mm。支管厚度為工程常用厚度,且能保證支管在節(jié)點(diǎn)破壞前不發(fā)生破壞。所有主管和支管均進(jìn)行拋光后,取3次不同位置的測(cè)點(diǎn)進(jìn)行厚度測(cè)量,并取3個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均值。試件所涉及的幾何參數(shù)(α、β、γ和τ)都是前人試驗(yàn)以及工程中的常見(jiàn)數(shù)值,從而確保試驗(yàn)結(jié)果的實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。所有鋼材都是熱軋無(wú)縫低碳鋼管,且6個(gè)節(jié)點(diǎn)的主管均由1根長(zhǎng)鋼管截取而來(lái),保證每個(gè)節(jié)點(diǎn)的主管材料性能一致。非負(fù)載下T形外加勁肋節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)試件的幾何參數(shù)見(jiàn)表1,表中30表示負(fù)載系數(shù)為0.3的試驗(yàn)構(gòu)件,60表示負(fù)載系數(shù)為0.6的試驗(yàn)構(gòu)件。

表1 負(fù)載下T形加勁肋節(jié)點(diǎn)試件幾何參數(shù)Table 1 Specimen geometric parameters of external stiffener T-joint under load

d1為支管直徑;l1為支管長(zhǎng)度;t0為主管厚度;t1為支管厚度;ts為加勁肋厚度;ls為加勁肋長(zhǎng)度;hs為加勁肋高度;γ為主管半徑與壁厚之比d0/(2t0);τ為支管壁厚與主管壁厚之比t1/t0。圖2 負(fù)載下T形節(jié)點(diǎn)外加勁肋構(gòu)件幾何參數(shù)參考Fig.2 Schematic arrangement of T-joints with external stiffener under load

1.2 試件預(yù)加力設(shè)計(jì)

節(jié)點(diǎn)負(fù)載大小參考CECS 77—96《鋼結(jié)構(gòu)加固技術(shù)規(guī)范》、YB 9257—1996《鋼結(jié)構(gòu)檢驗(yàn)評(píng)定及加固技術(shù)規(guī)范》,設(shè)置為兩個(gè)級(jí)別：30%和60%的支管屈服承載力,這兩個(gè)級(jí)別基本屬于2本規(guī)范的允許范圍之內(nèi),其中,CECS 77—96的允許范圍為55%的屈服承載力。則主管預(yù)緊力取值為：

N=Anfy0

(1)

式中：An為主管截面積;fy0為主管屈服強(qiáng)度。

計(jì)算得,在30%屈服承載力下N03為310 kN;在60%屈服承載力下N06為620 kN。

支管預(yù)壓力取值公式與主管公式相同,但當(dāng)支管取0.3和0.6的屈服承載力時(shí),支管所預(yù)加的壓力將超過(guò)節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)所能承受的軸心受壓力的大小。因此支管所施加的預(yù)加壓力取《鋼管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)》[21]中支管軸心受壓節(jié)點(diǎn)的破壞時(shí)承載力的30%和60%。各支管、主管的初始負(fù)載見(jiàn)表2。

表2 負(fù)載下T形加勁肋節(jié)點(diǎn)試件主管、支管的初始預(yù)加力Table 2 The pre-applied force of chord and brace of external stiffener T-joint specimens under load kN

破壞時(shí)承載力為：

(2)

1.3 試件準(zhǔn)備

為了避免負(fù)載過(guò)程下焊接產(chǎn)生的電流對(duì)采集器產(chǎn)生干擾,每個(gè)支管的端板上均粘接5 mm厚的絕緣樹脂,如圖3所示。每一個(gè)節(jié)點(diǎn)的主管端部和支管端部都焊接一塊45 mm厚鋼板作為端板,為了避免主管端板在預(yù)應(yīng)力作用下產(chǎn)生變形,對(duì)所有節(jié)點(diǎn)的主管兩端焊接2根400 mm×50 mm×20 mm肋條,參考圖4。由于不同預(yù)加荷載系數(shù)下主管所承受的預(yù)加荷載不同,在0.3負(fù)載系數(shù)下,T1-30、T2-30和T3-30的主管端部沿端板形心位置開30 mm×60 mm矩形孔;在0.6負(fù)載系數(shù)下,T1-60、T2-60和T3-60的主管端部沿端板形心位置開直徑為700 mm的圓形孔,如圖5所示。為了使端部預(yù)應(yīng)力均勻擴(kuò)散,防止出現(xiàn)端部預(yù)應(yīng)力集中,以圓形開孔圓心為形心,焊接內(nèi)直徑為700 mm、外直徑為1 500 mm、厚40 mm的圓環(huán)墊板,如圖4所示。

圖3 支管端部絕緣樹脂F(xiàn)ig.3 Insulating resin on the brace end

圖4 主管端板附加肋及圓環(huán)墊板Fig.4 External stiffeners and ring plate on the chord end

圖5 不同尺寸的主管端板開孔Fig.5 Trepanning on the chord end plate with different sizes

用型號(hào)為YCN25的液壓千斤頂對(duì)主管兩端施加預(yù)壓應(yīng)力,并用壓力表在預(yù)應(yīng)力施加過(guò)程中進(jìn)行預(yù)加力校核。其中,負(fù)載系數(shù)為0.3的T1-30、T2-30和T3-30的主管端部預(yù)加2根預(yù)拉力為150 kN的預(yù)應(yīng)力鋼筋;負(fù)載系數(shù)為0.6的T1-60、T2-60和T3-60的主管端部預(yù)加4根預(yù)拉力為150 kN的預(yù)應(yīng)力鋼筋。又因主管的長(zhǎng)度僅有1 800 mm,預(yù)應(yīng)力施加過(guò)程中、施加完成后的預(yù)緊力損失均很小,故不考慮預(yù)應(yīng)力松弛。

1.4 材性試驗(yàn)

選取試驗(yàn)構(gòu)件剩余的材料,根據(jù)GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》,對(duì)主管、支管、肋板的材料進(jìn)行金屬材性的試驗(yàn)。所有材性試樣都滿足GB/T 2975—1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》的要求。材性試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)實(shí)驗(yàn)室完成,其中每個(gè)材料各取3個(gè)試件進(jìn)行單向軸拉測(cè)試,材性結(jié)果選取3次試驗(yàn)的平均值,所得試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

表3 負(fù)載下T形加勁肋節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)構(gòu)件材性強(qiáng)度Table 3 Material properties of external stiffener T-joint under load

1.5 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在北京建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室完成,圖6展示了T形節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)裝置的整體情況。外加主管預(yù)應(yīng)力作用下的T形節(jié)點(diǎn)主管端部垂直放于兩剛性支座上,剛性支座對(duì)節(jié)點(diǎn)提供豎向反力,無(wú)水平方向上的約束作用。整個(gè)裝置共設(shè)置6個(gè)位移計(jì),分別放置于支管端板(LVDT1、LVDT2)用于測(cè)量支管端部的位移、主管中軸線下方(LVDT3、LVDT4)用于監(jiān)控主管中部橢圓化情況、剛性支座處(LVDT5、LVDT6)判斷下部剛性支座的實(shí)際位移情況。千斤頂?shù)箳煸陂T式剛架上,試驗(yàn)所采用的千斤頂量程為1 000 kN、靈敏度為1%。荷載傳感器位于千斤頂?shù)恼路?其中心點(diǎn)與支管中心點(diǎn)對(duì)齊。千斤頂?shù)闹芯€與荷載傳感器的中線和T形圓鋼管的支管中線三線對(duì)齊,保證荷載的加載方式為支管軸心受壓。龍門架吊裝的千斤頂通過(guò)位移限制裝置固定,防止試件失穩(wěn)破壞時(shí)千斤頂突然彈出。

圖6 試驗(yàn)裝置Fig.6 Experimental equipment

1.6 試驗(yàn)加載方案

本試驗(yàn)采取“預(yù)加荷載—持載—焊接—冷卻—復(fù)加載至破壞”的加載方式,選用型號(hào)為JSFⅢ-01高精度靜態(tài)伺服液壓設(shè)備,選用最大量程為1 000 kN液壓千斤頂,可以實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)過(guò)程中的靜力加載為力控制。

在正式試驗(yàn)之前,先對(duì)試驗(yàn)儀器進(jìn)行調(diào)試,試加10 kN的荷載,觀察位移采集器、千斤頂力傳感器,保證試驗(yàn)過(guò)程中數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。在預(yù)加載過(guò)程中,手動(dòng)控制高精度靜態(tài)伺服液壓設(shè)備至0.1 kN/s的速率進(jìn)行單調(diào)加載。當(dāng)荷載值達(dá)到支管計(jì)算預(yù)加載力時(shí),停止加載并保持力的大小不變。

1.7 焊接加固

由于在焊接外加勁肋之前,節(jié)點(diǎn)已經(jīng)完成了預(yù)加載,支管與主管之間產(chǎn)生微小變形,并且試件在工廠制作加工時(shí)采用的連接方式為焊接。因此直角三角形加勁肋板不能完全貼合于支管與主管之間。為了使三角形加勁肋板與主管、支管之間能在負(fù)載下焊接緊密,在焊接前對(duì)直角三角形加勁肋板的頂點(diǎn)進(jìn)行了去頂角切割處理,切除頂角尺寸為兩邊長(zhǎng)10 mm的直角三角形。在三角形加勁肋劃分出長(zhǎng)度為70 mm的網(wǎng)格,并通過(guò)點(diǎn)焊以圖7中方式將加勁肋進(jìn)行初步的固定。

圖7 焊接順序Fig.7 Welding sequence

焊接加固過(guò)程中要遵循分散、短段、短時(shí)、多段的原則且嚴(yán)格按照焊接工藝進(jìn)行。外加勁肋與支管、弦管采用雙面角焊縫連接。焊腳尺寸按GB 50661—2011《鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范》,焊接順序按照YB 9257—96的要求,按照先支管后弦管的順序,從遠(yuǎn)離節(jié)點(diǎn)區(qū)域向靠近節(jié)點(diǎn)區(qū)域?qū)ΨQ施焊,以T1-30節(jié)點(diǎn)為例,焊接順序如圖7按照1,2,3,…,16的序號(hào)順序,共16道焊縫,每道焊縫長(zhǎng)度70 mm,在焊接過(guò)程中每道焊縫焊接完成后冷卻至室溫再進(jìn)行下一道焊接?，F(xiàn)場(chǎng)焊接過(guò)程中采用紅外線測(cè)溫儀對(duì)焊縫處焊接及冷卻過(guò)程進(jìn)行溫度測(cè)試,獲得溫度的變化數(shù)據(jù)。

負(fù)載作用下T形圓鋼管加勁肋的6個(gè)節(jié)點(diǎn)試件如圖8所示。

a—T1-30;b—T1-60;c—T2-30;d—T2-60;e—T3-30;f—T3-60。圖8 節(jié)點(diǎn)試件Fig.8 Joint specimens

焊接加固需要按照一定的工藝與次序進(jìn)行負(fù)載下的焊接,并在焊接過(guò)程中盡量減少焊接熱的輸入,減少溫度效應(yīng)對(duì)節(jié)點(diǎn)材料承載力的影響。焊接時(shí)遵循的主要原則如下：1)對(duì)于負(fù)載下的成對(duì)加固焊接,應(yīng)按節(jié)點(diǎn)兩面對(duì)稱施焊;2)對(duì)于兩側(cè)均有焊接加固的節(jié)點(diǎn),應(yīng)按照兩加勁肋平行施焊;3)對(duì)于主管、支管均有焊接的部位,應(yīng)先進(jìn)行支管處的焊接,再進(jìn)行主管處的焊接;4)所有負(fù)載下的焊接,焊縫長(zhǎng)度均不得超過(guò)70 mm。

焊接參數(shù)與工藝見(jiàn)表4。

表4 負(fù)載下T形加勁肋焊接工藝Table 4 Welding technological parameters of external stiffener T-joint under load

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 破壞模式

試驗(yàn)出現(xiàn)兩種破壞模式：

1)節(jié)點(diǎn)破壞,T1-30、T1-60兩節(jié)點(diǎn)均發(fā)生節(jié)點(diǎn)破壞,并且節(jié)點(diǎn)處加勁肋與主管的相貫處發(fā)生局部屈曲,如圖9所示,卸載后試件相貫節(jié)點(diǎn)的殘余變形明顯。由此可以判斷,當(dāng)β為0.25時(shí),對(duì)于負(fù)載下加勁肋的軸壓性能來(lái)說(shuō),隨著軸向壓力的增大發(fā)生加勁肋處節(jié)點(diǎn)屈服。

圖9 加勁肋處屈服破壞Fig.9 Local buckling of external stiffeners

2)平面外傾斜,在試驗(yàn)過(guò)程中,由于在負(fù)載下進(jìn)行了高溫焊接,使構(gòu)件產(chǎn)生應(yīng)力重分布,造成殘余應(yīng)力分布不均勻,在T2-30、T2-60、T3-30、T3-60四個(gè)節(jié)點(diǎn)中,在復(fù)加載的過(guò)程中,都在節(jié)點(diǎn)屈服前發(fā)生明顯的平面外傾斜的現(xiàn)象,如圖10所示。由此可以推斷,當(dāng)β為0.50、0.73時(shí),對(duì)于負(fù)載下軸壓受力的T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)來(lái)說(shuō),最需要關(guān)注的破壞模式是平面外傾斜失穩(wěn)。

圖10 平面外傾斜Fig.10 Inclination out of plane

2.2 荷載-位移曲線

試驗(yàn)中的6個(gè)試件的荷載-位移曲線見(jiàn)圖11。其橫坐標(biāo)取支管頂部的兩個(gè)位移計(jì)的平均值與剛性支座處位移計(jì)的平均值的差值,縱坐標(biāo)取荷載傳感器的讀數(shù)。荷載-位移曲線包含初始加載、持載、焊接、復(fù)加載四個(gè)階段。焊接過(guò)程中節(jié)點(diǎn)受溫度場(chǎng)的作用發(fā)生微小變形,從而產(chǎn)生小范圍的位移荷載波動(dòng)。

a—T1-30、T1-60;b—T2-30、T2-60;c—T3-30、T3-60。圖11 試驗(yàn)荷載-位移曲線Fig.11 Experimental load-displacement curves

通過(guò)對(duì)比不同初始負(fù)載下的外加勁肋圓鋼管節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線,可以看出：當(dāng)β為0.25時(shí),初始荷載越大,極限承載力出現(xiàn)滯后,結(jié)構(gòu)總位移加大,但承載力的大小沒(méi)有明顯的變化,從250.7 kN提升為250.9 kN;當(dāng)β為0.50時(shí),初始荷載越大,極限承載力從350.3 kN降低到324.6 kN,降低了7.3%,節(jié)點(diǎn)剛度變小;當(dāng)β為0.73時(shí),由于T3-60的平面外傾斜過(guò)大,試驗(yàn)提前停止,但可以看出,初始荷載越大,極限承載力從499.7 kN增大到566.2 kN,增大了13.3%,節(jié)點(diǎn)剛度無(wú)明顯變化。

3 結(jié) 論

通過(guò)介紹T形圓鋼管外加勁肋加強(qiáng)的負(fù)載下擬靜力試驗(yàn),研究了負(fù)載下焊接外加勁肋加固過(guò)程的位移情況、加固后加載的平面外傾斜及承載力變化,得到結(jié)論如下：

1)6個(gè)負(fù)載下的T形圓鋼管外加勁肋軸壓構(gòu)件中,當(dāng)β為0.25時(shí),負(fù)載下2個(gè)加勁肋的軸壓節(jié)點(diǎn),隨著軸向壓力的增大發(fā)生加勁肋處節(jié)點(diǎn)屈服;當(dāng)β為0.50、0.73時(shí),負(fù)載下4個(gè)加勁肋的軸壓節(jié)點(diǎn)都出現(xiàn)不同程度上的平面外傾斜,對(duì)于負(fù)載下軸壓受力的T形圓鋼管節(jié)點(diǎn)來(lái)說(shuō),需要在加固時(shí)注意平面外支護(hù),防止平面外傾斜失穩(wěn)。

2)焊接加固順序?qū)τ谪?fù)載下T形圓鋼管的溫度作用變形發(fā)展具有重要影響,焊接熱作用時(shí),桿件的豎向位移增大,千斤頂力的作用相對(duì)減少;焊接冷卻后,桿件的豎向位移出現(xiàn)回彈,千斤頂荷載傳感器顯示的作用力增加。

3)初始荷載對(duì)于節(jié)點(diǎn)承載性能的影響隨β值的不同產(chǎn)生不同的影響。當(dāng)β為0.25時(shí),初始荷載增大,極限承載力出現(xiàn)滯后,結(jié)構(gòu)總位移加大,但承載力的大小沒(méi)有明顯的變化,從250.7 kN提升為250.9 kN;當(dāng)β為0.50時(shí),初始荷載越大,極限承載力變小,從350.3 kN降低到324.6 kN,降低了7.3%,節(jié)點(diǎn)剛度變小;當(dāng)β為0.73時(shí),由于T3-60的平面外傾斜過(guò)大,試驗(yàn)提前停止,但可以看出,初始荷載越大,極限承載力變大,從499.7 kN增大到566.2 kN,增大了13.3%,節(jié)點(diǎn)剛度無(wú)明顯變化。