環(huán)口板加強型T型管節(jié)點滯回性能的試驗研究

岳永生， 邵永波， 蔡燕青

(煙臺大學 土木工程學院， 山東 煙臺 264005)

由于鋼管結構輕巧美觀、造型簡捷等優(yōu)點，在火車站、體育場、機場、海洋平臺等場所應用廣泛。在鋼管結構中，不同管徑的空心圓管通過焊接形成相貫節(jié)點結構。由于空心圓管的徑向剛度較小，而且節(jié)點部位又存在著較大的應力集中現(xiàn)象，因此主管靠近節(jié)點部位容易發(fā)生局部屈曲或屈服破壞，所以管節(jié)點是鋼管結構中重點研究的方向。對于管節(jié)點結構的靜力特性及高周疲勞強度已有很多研究。最近幾年國內(nèi)外地震的頻繁發(fā)生讓我們不得不越來越重視結構的抗震性能，海洋平臺的惡劣環(huán)境對鋼管結構的抗震性能要求也十分高，而鋼管結構的抗震性能很大程度上反映在管節(jié)點的滯回性能。

管節(jié)點及加強型管節(jié)點在低周循環(huán)荷載作用下的滯回性能研究較少，文獻[1]對T型方鋼管節(jié)點進行了滯回性能的試驗研究，研究發(fā)現(xiàn)T型方鋼管節(jié)點的延性較好，但焊縫尺寸對節(jié)點的滯回性能影響較大；文獻[2]對K型間隙方管節(jié)點的滯回性能進行了有限元分析，研究發(fā)現(xiàn)間隙K型方鋼管滯回環(huán)飽滿，有著良好的耗散性能。文獻[3]～[6]對圓鋼管節(jié)點的滯回性能進行了試驗測試和相關有限元分析，發(fā)現(xiàn)圓鋼管的耗能性能較好，但破壞均為焊縫附近區(qū)域的脆性斷裂破壞。文獻[7]～[9]對主管加厚的T型方鋼管和主管加厚的T型圓鋼管節(jié)點的滯回性能進行了試驗測試和相關的有限元分析，發(fā)現(xiàn)破壞部位轉移到主管不同厚度連接處，并且發(fā)生的是具有延性特征的剪切屈服破壞; 文獻[10]提出了一種貼板加強鋼管模型，通過實驗發(fā)現(xiàn)，采用貼板加強后，可以有效地改善節(jié)點的延性。

環(huán)口板加強是一種優(yōu)良的加強方式，既可以在設計期間進行操作，也可以在管節(jié)點的使用期間進行操作，加強方式十分靈活，而且效率還十分高,文獻[11]～[12]對環(huán)口板加強型管節(jié)點的靜力強度進行了試驗研究和相關的數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)其靜力強度明顯高于普通管節(jié)點，對這種加強后的管節(jié)點的滯回性能需要通過試驗進行深入研究。

1 試驗設置

1.1 環(huán)口板加強型T節(jié)點幾何參數(shù)

環(huán)口板加強型T型圓鋼管節(jié)點的幾何形狀如圖1所示。

圖1 環(huán)口板加強型管節(jié)點

對于T型管節(jié)點試件，支管和主管之間的相貫焊縫采用坡口熔透焊形式，如圖2所示。

圖2 支管和主管之間的焊縫連接形式

環(huán)口板與主管，環(huán)口板與支管之間都為角焊縫，如圖3所示。

圖3 環(huán)口板與主管、支管的焊接形式

1.2 試件尺寸和材料特性

試驗的T型管節(jié)點的外形及幾何尺寸如圖4所示。

圖4 試件的幾何外形及參數(shù)

為了進行對比，對一個未加強的T型圓鋼管節(jié)點和一個采用環(huán)口板加強的T型圓鋼管節(jié)點進行了試驗測試。這兩個T型節(jié)點試件的幾何尺寸如表1所列，表1中的各個符號的意義如圖4所示。從表1可以看出，除了環(huán)口板部分外，兩個試件的其它尺寸完全相同，以便對兩個試件的性能進行對比研究。

表1 T節(jié)點試件尺寸 mm

在進行試驗測試之前，對鋼管的材料特性進行了測試，通過對標準拉伸試件的單向拉伸試驗，測得數(shù)據(jù)如表2。外徑相同，厚度相同的管來自同一批鋼材，所以它們的材料特性一樣。因此加強試件的主管、支管和未加強試件的主管、支管材料特性一樣，只是加強試件多出了一個環(huán)口板材料特性。

表2 材料特性

使用煙臺大學實驗室的PWS-500電液伺服動靜萬能試驗機對試件進行加載，如圖5所示。主管的兩個端部采用插銷連接，嚴格符合鉸接的邊界條件。試驗機在支管端部施加往復軸向荷載，所能施加的最大軸向荷載為500 kN，位移的最大幅值為±75 mm。萬能試驗機有兩種加載方式，一種是負荷控制，另一種是位移控制。試件在彈性階段中既可以用負荷控制，也可以用位移控制。試件在進入屈服階段后承載力可能會下降，使用負荷控制模式可能會導致無法持續(xù)加載，容易失控，因此在屈服階段之后采用位移控制模式對試件進行加載。本論文試驗中兩個試件加載前兩個循環(huán)都為負荷控制，之后所有的循環(huán)都是位移控制。PWS-500電液伺服動靜萬能試驗機配置了專門的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，可以實時采集所施加的荷載以及支管端部軸向位移的大小。

圖5 試驗裝置

試驗開始后，在試驗機的激勵下使支管端部首先發(fā)生豎向向上位移，達到控制荷載后再反向壓縮，按照預定的加載制度(圖6)反復加載直到試件發(fā)生破壞。圖6中同時標定了幾個特殊的加載點，以便進行試驗結果分析。

圖6 T節(jié)點試件的加載過程

3 試驗結果

3.1 試驗過程及破壞現(xiàn)象

圖7 未加強試件的變形與破壞圖形

(1)對于未加強T型圓鋼管試件，為了測得滯回之前冠點處和鞍點處的應力集中系數(shù)，在試件上留下了標簽和應變片的痕跡，因為在很小的彈性范圍內(nèi)，所以對滯回試驗沒有影響。進行滯回之后，在加載到A點時，在鞍點處首先出現(xiàn)微裂縫，見圖7(a)；加載到B點時可以明顯地看到節(jié)點的主管在靠近焊縫部位發(fā)生了局部屈曲,見圖7 (b), 這反映了未加強T節(jié)點試件的主管徑向剛度要小于支管的軸向剛度。加載到C點和D點時裂縫繼續(xù)不斷擴展，直至加載到E點時大部分裂縫貫通，支管被整體從主支管交匯處拉出，試件發(fā)生明顯的脆性斷裂破壞，如圖7(c)所示，此時卸載試件結束試驗。

(2)對于環(huán)口板加強型管節(jié)點圓鋼管在加載到F點時，環(huán)口板和主管的交接處出現(xiàn)微裂紋，見圖8(a)；在加載到G點時，主管上表面靠近環(huán)口板處出現(xiàn)鼓曲，見圖8(b)；在接下來的循環(huán)加載過程中主管局部鼓曲進一步加劇，加載到H點時裂縫進一步增大。加載到K點時環(huán)口板和主管的交接處的裂縫更加明顯，見圖8(c)。同時發(fā)現(xiàn)過了K點后承載力急劇下降，此時卸載試件退出試驗。

圖8 加強試件的變形與破壞圖形

3.2 滯回性能

用試驗機測得的負荷P和端頭位移u畫出兩個試件的滯回曲線，如圖9所示。可以發(fā)現(xiàn)加強后試件的承載力和變形能力都得到了很大的提高，所以加強試件的滯回曲線包圍的面積明顯大于未加強試件的曲線包圍的面積，所以在抗震中加強試件吸收能量的能力大于未加強試件。

圖9 T節(jié)點試件的滯回曲線

3.3 骨架曲線與延性比

在抗震設計中，延性和強度具有同等重要的地位，結構或構件的延性越大，表明其承受非彈性變形的能力和耗散地震能量越強。延性比是衡量結構或構件抗震性能的一個主要指標，其定義是結構或構件的極限位移與屈服位移之間的比值，反應了結構或構件進入屈服后以及到達破壞之前的變形能力。用μ表示延性系數(shù)，則其計算方法為：μ=δu/δy。其中δu和δy分別為極限位移和屈服位移。極限位移和屈服位移的大小可以通過滯回環(huán)的骨架曲線確定。未加強試件與加強試件的骨架曲線如圖10所示。

圖10 T節(jié)點試件的骨架曲線

由圖10可以看出，對于未加強試件的受壓延性比為3.32，受拉延性比4.02，而加強試件的受壓延性比為4.3，受拉延性比為5.71。加強試件的受壓與受拉延性比均大于未加強試件的受拉與受壓延性比，所以加強試件具有更好的延性。

3.4 能量耗散能力

能量耗散比率定義為:

表3 滯回曲線能量耗散比

從表3可以發(fā)現(xiàn)，未加強圓鋼管和環(huán)口板加強后的圓鋼管的能量耗散比率都比較大，加強后的圓鋼管的非彈性階段耗能更多,這說明兩者都主要是靠非彈性階段變形消耗能量，所以構件的非彈性特性是衡量抗震性能的主要指標。

4 結 論

基于對未加強和采用環(huán)口板加強的兩個T節(jié)點試件的試驗測試，可以得出以下兩個結論：(1)由于環(huán)口板增加了主管在焊接部位的剛度，因此改變了管節(jié)點的破壞模式，將未加強節(jié)點在焊縫周圍的破壞轉移到環(huán)口板周圍的破壞；(2) 環(huán)口板加強試件既可以提高節(jié)點的靜力強度，又能增大破壞前的變形能力，其滯回曲線比未加強試件的滯回曲線更加飽滿，延性系數(shù)更大，耗能能力更強，具有更好的抗震性能。

以上結論是基于對兩個試件的比較試驗得出的，對于環(huán)口板的長度，厚度到底多大才更有效，需要進行更多的試驗測試和有限元模擬，這將在以后的工作中進一步研究。

[1] 武振宇, 陳 鵬, 王淵陽. T型方鋼管節(jié)點滯回性能的試驗研究[J]. 土木工程學報, 2008, 41(12): 8-13.

[2] 武振宇, 高 洋. K型間隙方管節(jié)點滯回性能的有限元分析[J]. 低溫建筑技術, 2009, (1): 32-34.

[3] 陳以一, 沈祖炎, 翟 紅，等. 圓鋼管相貫節(jié)點滯回性能的實驗研究[J]. 建筑結構學報, 2003, 24(6):57-62.

[4] Wang W, Chen Y Y. Hysteretic behaviour of tubular joints under cyclic loading[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2007, 63(10): 1384-1395.

[5] 何遠賓, 郝際平, 曾 珂. T型、N型圓管相貫節(jié)點滯回性能實驗[J]. 重慶大學學報, 2008, 31(7):730-734.

[6] 秦 飛, Gho W M, Fung T C, 等. 完全疊接管節(jié)點在低周循環(huán)荷載下的破壞模式研究[J]. 海洋工程, 2002, 20(1):29-35.

[7] 邵永波,主管管壁加厚的T型方鋼管節(jié)點的滯回性能研究[C]//崔京浩.第18屆全國結構工程學術會議論文集.廣州:工程力學雜志社,2009: 634-637.

[8] Shao Y B, Li T, Jin Y F, et al. Experimental test on hysteretic behavior of tubular joints with chord reinforcement under cyclic loading[C]// Lin-Hai Han. 4th International Conference on Protection of Structures against Hazards. Beijing, 2009:319-324.

[9] Shao Y B, Li T, Jin Y F, et al. Hysteretic analysis of a full-scale square tubular-joints under axial cyclic loading[C]//Lin-Hai Han. 4th International Conference on Protection of Structures against Hazards. Beijing: CI Premier PTE Ltd, 2009:325-330.

[10] 刑 麗, 趙 陽, 傅學怡, 等. 改進貼板加強的鋼管受彎連接節(jié)點試驗研究[J]. 土木工程學報, 2007, 40(12): 1-7.

[11] Choo Y S, Van der Vegte G J, Zettlemoyer N, et al. Static strength of T-joints reinforced with doubler or collar plates-part I: experimental investigations[J]. Journal of Structural Engineering, ASCE, 2005, 131(1): 119-128.

[12] Van der Vegte G J, Choo Y S, Liang J X, et al. Static strength of T-joints reinforced with doubler or collar plates, II: numerical simulations[J]. Journal of Structural Engineering, ASCE, 2005, 131(1): 129-139.