型、n型圓管相貫平面相貫節(jié)點(diǎn)抗震性能的擬靜力法研究

型、n型圓管相貫平面相貫節(jié)點(diǎn)抗震性能的擬靜力法研究

當(dāng)面臨于地震或整體破壞時(shí)，大多數(shù)壁巖、鋼構(gòu)件或壁巖連接節(jié)點(diǎn)的承載能力取決于結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和變形能力。管結(jié)構(gòu)的大量構(gòu)件和節(jié)點(diǎn)均為薄壁結(jié)構(gòu),在受到地震荷載時(shí),其局部屈曲和整體穩(wěn)定相互影響。對(duì)于管結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的靜力特性及高周疲勞特性已有了很多的研究,但對(duì)于低周反復(fù)荷載結(jié)構(gòu)的循環(huán)塑性是結(jié)構(gòu)在罕遇地震下保持良好性能的關(guān)鍵,鑒于此,進(jìn)行足尺寸的擬靜力破壞試驗(yàn)可以對(duì)這一問題進(jìn)行很好的研究[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12]。節(jié)點(diǎn)加載的基本方式有兩類:第一,以桁架結(jié)構(gòu)整體為加載對(duì)象;第二,直接以節(jié)點(diǎn)為加載對(duì)象。文獻(xiàn)采用了第一種方法,其優(yōu)點(diǎn)是,接近結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的實(shí)際受力和約束情況,能夠較真實(shí)的模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)。第二種加載方式,其優(yōu)點(diǎn)是節(jié)點(diǎn)受力直接,便于采用足尺試件使構(gòu)造細(xì)部接近實(shí)際;缺點(diǎn)是試件約束條件與實(shí)際結(jié)構(gòu)有一定差別,反復(fù)加載的施力方式也較難接近實(shí)際工況。但對(duì)于采用有限元的模擬和驗(yàn)證來說,目前仍較多地采用以節(jié)點(diǎn)為對(duì)象的加載[6,7,8,9,10,11,12,13,14,15]。文中試驗(yàn)也是采用的這種加載方式。1實(shí)驗(yàn)加載過程試件節(jié)點(diǎn)的簡圖如圖1(a)、(b)所示,圖1(a)為T型節(jié)點(diǎn),1(b)為N型節(jié)點(diǎn),支管直接由對(duì)接焊縫與主管相連接。在實(shí)際的結(jié)構(gòu)中,主管不僅要承擔(dān)軸向荷載,同時(shí)承擔(dān)支管上傳來的荷載,因此在此節(jié)點(diǎn)范圍內(nèi),主管受力較為復(fù)雜。試驗(yàn)有2個(gè)節(jié)點(diǎn)試件,一個(gè)是T型節(jié)點(diǎn)另一個(gè)是N型節(jié)點(diǎn)分別如圖1(a)、(b)所示:圖1(a)的T型節(jié)點(diǎn)中,主管的直徑、壁厚和長度分別為219mm、5.7mm和2030mm,而支管直徑、壁厚和長度(到主管中心)分別為102mm、4.03mm和1020mm;圖1(b)N型節(jié)點(diǎn)中,主管和直向支管的尺寸和位置均與圖1(a)的T型節(jié)點(diǎn)相同,斜向支管的直徑、壁厚和長度分別為102mm,4.03mm和1410mm,2支管之間的間隙為33mm,斜向支管的偏心為55mm。2個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的各部件均由對(duì)接焊縫焊接,焊縫等級(jí)為2級(jí)。兩試件安裝在實(shí)驗(yàn)臺(tái)上的情況如圖2(a)、(b)所示。試件的往復(fù)加載是由2臺(tái)50t的MTS液壓千斤頂加于直向支管的一端,主管一端由2個(gè)地錨螺栓前后固定在地槽上,不限制端部的轉(zhuǎn)動(dòng),另一端由100t液壓千斤頂沿軸向加載,為防止拉壓傾斜,由于主管同樣粗細(xì)的鋼管撐在反力墻上,同樣上端連接不限制轉(zhuǎn)動(dòng)。對(duì)于N型節(jié)點(diǎn)的斜支管,以2個(gè)錨栓固定在地槽上不限制其轉(zhuǎn)動(dòng)。主管和支管壁上T型節(jié)點(diǎn)試件共有8個(gè)應(yīng)變片測量管徑向彈性應(yīng)變,N型節(jié)點(diǎn)有12個(gè),如圖2(a)、(b)所示。為了測量主、支管交界處的彈塑性應(yīng)變,在這個(gè)區(qū)域布置了11個(gè)應(yīng)變片,其位置如圖5所示意。7個(gè)位移計(jì)用于測量關(guān)鍵點(diǎn)的位移。加載過程:在2個(gè)節(jié)點(diǎn)實(shí)驗(yàn)中,從開始到結(jié)束主管的端部由千斤頂施加恒定的軸壓力,壓力值為588kN(按位移控制)。循環(huán)荷載由2臺(tái)液壓伺服千斤頂通過加載梁施加到水平支管上,其加載過程如圖4所示。T型節(jié)點(diǎn)和N型節(jié)點(diǎn)采用了不同的加載過程,在最初的3個(gè)循環(huán)中(N型節(jié)點(diǎn)為6個(gè)循環(huán)),受拉過程與受壓過程采用了同樣的位移控制值,但由于連接螺栓之間的間隙,實(shí)際的位移和控制位移有所出入,這樣實(shí)際的受拉循環(huán)過程和受壓循環(huán)過程的位移增量是不相同的。隨后的加載過程由于節(jié)點(diǎn)受壓和受拉的能力不同所采用的控制位移也不相同。2實(shí)驗(yàn)過程2.1受拉循環(huán)過程分析1)到第4個(gè)受壓加載循環(huán)過程中,位移到達(dá)8.9mm時(shí),可以觀察到主管壁上產(chǎn)生了明顯的局部屈曲。2)同樣在第4個(gè)加載循環(huán)過程中,位移到達(dá)9.4mm時(shí),在主管背向加載端一側(cè)的管壁上出現(xiàn)了斜向條紋如圖5所示。3)在第8個(gè)受拉循環(huán)過程中,位移達(dá)到33mm時(shí),聽到試件發(fā)出低沉的噪音,同時(shí)液壓伺服器由于內(nèi)部保護(hù)停止工作。在主管和支管的焊接部位出現(xiàn)3mm裂縫,如圖6所示。2.2主管背向加載端內(nèi)部的斜向條紋1)第7個(gè)受壓加載循環(huán)過程,位移到達(dá)7.3mm時(shí),可以觀察到主管壁上產(chǎn)生了明顯的局部屈曲。2)同樣第7個(gè)加載循環(huán)過程中,位移到達(dá)9mm時(shí),在主管背向加載端一側(cè)的管壁上出現(xiàn)了斜向條紋如圖7所示。3)第12個(gè)受拉循環(huán)過程,位移29.08mm時(shí),在主管和斜支管的焊接部位出現(xiàn)裂紋,繼續(xù)加載位移由29.08mm增加到39.99mm時(shí)裂紋擴(kuò)展成裂縫如圖8所示。3結(jié)果3.1加載歷史荷載歷史由施加于支管端的MTS液壓動(dòng)力伺服器記錄,如圖9所示。3.1.1主管壁的局部屈曲1)在第3個(gè)受拉荷載循環(huán)位移達(dá)到5.8mm時(shí),荷載位移曲線出現(xiàn)非線性變化,如圖9(a)中A點(diǎn)所示,此時(shí)施加的荷載為142.18kN。2)在第4個(gè)受壓荷載循環(huán)位移達(dá)到8.9mm時(shí),主管壁出現(xiàn)顯著局部屈曲時(shí),如圖9(a)中B點(diǎn)所示,此時(shí)施加的荷載為150.82kN。3)在主管背向加載端一側(cè)的管壁上出現(xiàn)了斜向條紋時(shí),施加的荷載為152.16kN,如圖9(a)中C點(diǎn)所示。4)出現(xiàn)如圖6所示裂縫時(shí),荷載達(dá)到245.83kN,如圖9(a)中D點(diǎn)所示。3.1.2主管和斜支管之間出現(xiàn)明顯屈曲1)在第6個(gè)受拉荷載循環(huán)位移達(dá)到5.8mm時(shí),荷載位移曲線出現(xiàn)非線性變化,如圖9(b)中A點(diǎn)所示,此時(shí)施加的荷載為98.4kN。2)在第7個(gè)受壓荷載循環(huán)位移達(dá)到7.3mm時(shí),主管壁出現(xiàn)顯著局部屈曲時(shí),如圖9(b)中B點(diǎn)所示,此時(shí)施加的荷載為99.33kN。3)在主管顯現(xiàn)明顯塑性時(shí),施加的荷載為114.36kN,如圖9(b)中C點(diǎn)所示。4)最終,主管和斜支管之間出現(xiàn)裂紋時(shí),荷載為135.64kN,如圖9(b)中D點(diǎn)所示。當(dāng)位移由29.08增加到39.99時(shí)荷載由135.64kN增加到141.98kN,如圖9(b)中E點(diǎn)所示。3.2能量耗散曲線滯回曲線的荷載值由MTS控制系統(tǒng)讀出,桿端位移由加于桿端的位移計(jì)測量。分別計(jì)算滯回曲線的受壓部分、受拉部分的能量耗散,得到如圖11所示的能量耗散曲線。對(duì)于T型節(jié)點(diǎn)在荷載較低時(shí)受壓的耗能能力與受拉時(shí)基本相近,接近破壞,受壓時(shí)的耗能能力略高于受拉時(shí)的耗能能力。對(duì)于N型節(jié)點(diǎn)受壓時(shí)的耗能能力始終高于受拉時(shí)的耗能能力。3.3半周延性比的確定及恢復(fù)力曲線延性是另一個(gè)評(píng)價(jià)抗震性能的指標(biāo)。延性率定義為μ=δu/δy,其中δu是極限位移,δy是屈服位移,第i受拉或受壓循環(huán)半周的延性比分別定義為μ=δut/δyt和μ=δuc/δyc。由圖10(a)和(b)的滯回曲線形成恢復(fù)力曲線,采用作圖法確定屈服位移δy,對(duì)于采用破壞點(diǎn)處的位移,對(duì)于未破壞的半循環(huán),采用恢復(fù)力的最大值下降85%作為破壞狀態(tài)。根據(jù)最大受拉延性比和受壓延性比對(duì)于T型節(jié)點(diǎn)為3.71和4.46,N型為3.51和4.38。3.4節(jié)點(diǎn)的能量耗散因?yàn)橹鞴苌嫌休S向壓力作用的原因,節(jié)點(diǎn)的承載能力要遠(yuǎn)低于估計(jì)的值。累計(jì)能量耗散率用以測量能量的耗散。這個(gè)比率定義為ηa=∑i=1Nc(Eti+Eci)/Eyηa=∑i=1Νc(Eit+Eic)/Ey,其中Ey為首次屈服變形δy達(dá)到時(shí)所吸收的能量,Ey=(1/2)Pyδy,Etiit和Eciic分別為受拉和受壓循環(huán)半周的能量耗散。T型節(jié)點(diǎn):節(jié)點(diǎn)的非彈性變形的能量耗散僅為主管壁局部屈曲發(fā)生前總能量耗散的19.2%,主管裂縫形成前總耗能為80.8%。N型節(jié)點(diǎn):節(jié)點(diǎn)的非彈性變形的能量耗散僅為主管壁局部屈曲發(fā)生前總能量耗散的14.5%,主管裂縫形成前總耗能為80.1%,斜向支管裂縫形成時(shí)耗能為5.4%。4主管管路破壞的承載力設(shè)計(jì)值按照AISC空心管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范,支管上的設(shè)計(jì)軸向力φPn是由主管管壁的破壞所決定的。對(duì)于T、Y和有間隙的K型節(jié)點(diǎn),支管的設(shè)計(jì)軸向力φPn應(yīng)該小于使主管管壁產(chǎn)生塑性變形的荷載,主管管壁沖剪破壞的荷載。T型節(jié)點(diǎn)主管管壁塑性破壞的承載力設(shè)計(jì)值為φPn=0.8×136.96kN=109.57kN,主管管壁剪切破壞的承載力設(shè)計(jì)值為φPn=0.95×257.41kN=244.54kN,最終的承載力設(shè)計(jì)值應(yīng)取小值109.57kN;對(duì)于N型節(jié)點(diǎn)主管管壁塑性破壞的承載力設(shè)計(jì)值為φPn=0.8×156.42=125.13kN,主管管壁剪切破壞的承載力設(shè)計(jì)值為φPn=0.95×257.41=244.54kN,最終的承載力設(shè)計(jì)值應(yīng)取小值125.13kN。由文獻(xiàn)中幾何作圖對(duì)實(shí)驗(yàn)得到恢復(fù)力曲線處理,得到兩種節(jié)點(diǎn)的初始屈服點(diǎn),對(duì)于T型節(jié)點(diǎn)受壓時(shí)最小,為135.71kN;對(duì)于N型節(jié)點(diǎn)受壓時(shí)最小,為118.04kN。以