反復(fù)荷載下圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)承載力特性試驗(yàn)及理論分析

王 貴， 張大長， 王龍飛

(南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 211816)

近年來鋼管塔由于有明顯的經(jīng)濟(jì)、環(huán)保和社會效益等優(yōu)點(diǎn)，在特高壓輸電線路工程、大跨越輸電線路以及城市輸電線路工程中鋼管塔結(jié)構(gòu)逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位。目前鋼管塔上的節(jié)點(diǎn)主要有相貫節(jié)點(diǎn)和插板節(jié)點(diǎn)。相貫節(jié)點(diǎn)是先通過機(jī)械加工，制成預(yù)定的鋼管形狀，然后拼接，鋼管沿著相貫線焊接而成。相貫節(jié)點(diǎn)造型美觀、結(jié)構(gòu)簡單，但是施工比較麻煩，所以導(dǎo)致成本比較高。插板節(jié)點(diǎn)可以分為Y形插板節(jié)點(diǎn)、T形插板節(jié)點(diǎn)、K形插板節(jié)點(diǎn)、N形插板節(jié)點(diǎn)以及單插板節(jié)點(diǎn)。其中，單插板節(jié)點(diǎn)因其結(jié)構(gòu)簡單、受力性能好、施工方便和施工時(shí)間短，廣泛應(yīng)用于大跨越輸電塔、特高壓輸電塔以及各種信號塔。目前，對N形插板節(jié)點(diǎn)[1]、T形插板節(jié)點(diǎn)[2]、K形插板節(jié)點(diǎn)[3～5]和鋼管相貫節(jié)點(diǎn)[6,7]的研究較為完善。對于單插板節(jié)點(diǎn)，陳志煜等[8]通過試驗(yàn)研究，分析了T型單插板節(jié)點(diǎn)的拉壓極限承載力，并探討了承載力的相關(guān)計(jì)算方法。栗新然[9]根據(jù)試驗(yàn)和有限元的結(jié)果，分析了鋼管-插板節(jié)點(diǎn)的受壓性能，明確了節(jié)點(diǎn)破壞主要為整體屈曲破壞和局部屈曲破壞兩者形式。此外，對于單插板節(jié)點(diǎn)的連接形式及相應(yīng)承載力特性也有一定的研究[10～12]。但對于反復(fù)荷載作用下的單插板節(jié)點(diǎn)承載力性能的研究相對較少。我國發(fā)生地震比較頻繁，圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)因承載力較高、截面抗彎剛度大和較好的結(jié)構(gòu)整體性等優(yōu)點(diǎn)，較為廣泛地應(yīng)用于輸電線路桿塔結(jié)構(gòu)中。因此，需開展圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)抗震性能的研究，為輸電桿塔結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

本文以某輸電桿塔工程為實(shí)例，開展反復(fù)荷載作用下圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，研究反復(fù)荷載作用下45°單插板節(jié)點(diǎn)荷載-位移滯回特性、拉壓承載力特性、應(yīng)變發(fā)展規(guī)律、破壞模式，分析反復(fù)荷載作用下45°單插板節(jié)點(diǎn)的首次屈服位移和荷載、延性、骨架曲線以及耗能性能。同時(shí)，建立圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)的有限元模型，開展反復(fù)荷載下鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)的滯回特性模擬。通過有限元與試驗(yàn)結(jié)果對比，分析鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)滯回性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)

根據(jù)實(shí)際工程中圓鋼管單插板節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)方法，對鋼管45°單插板足尺節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行設(shè)計(jì)。節(jié)點(diǎn)包含兩種規(guī)格圓鋼管，45°單插板節(jié)點(diǎn)構(gòu)造和連接形式如圖1(圖中：hf為焊縫的焊腳尺寸；D和L見表1)所示，節(jié)點(diǎn)的尺寸參數(shù)如表1所示。

圖1 插板節(jié)點(diǎn)尺寸/mm

編號主管節(jié)點(diǎn)板直徑D壁厚t長度L厚度H寬度BJ-12196221010101J-22737281010101

1.2 加載方法

圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)通過螺栓固定在鋼支座上，支座與鋼梁固定，作動器一端與反力墻固定。通過作動器對節(jié)點(diǎn)板施加拉壓交變反復(fù)荷載，加載方式為變幅加載。利用應(yīng)變片與位移計(jì)數(shù)據(jù)進(jìn)行應(yīng)變和位移的測量，觀測不同加載階段節(jié)點(diǎn)的變形特征，研究反復(fù)拉壓加載下節(jié)點(diǎn)的受力特性。試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。

圖2 加載裝置

由作動器控制加載位移，對節(jié)點(diǎn)沿45°的節(jié)點(diǎn)板方向進(jìn)行反復(fù)加載。受壓以每分鐘1.5 mm的速度加載，當(dāng)加載到7.5 mm，之后的每個(gè)循環(huán)受壓都保持7.5 mm。受拉則以1.5 mm逐級遞增，前兩個(gè)幅度循環(huán)加載一次，當(dāng)拉壓幅度達(dá)到4.5 mm時(shí)，開始每種幅值循環(huán)兩次。當(dāng)受拉幅度達(dá)到13.5 mm后，每種幅值循環(huán)一次，直至節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)停止加載。節(jié)點(diǎn)的加載制度如圖3所示。

圖3 加載制度

1.3 測試方法

為考察反復(fù)荷載作用下鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)應(yīng)變發(fā)展的特點(diǎn)和規(guī)律，在節(jié)點(diǎn)中主管的典型部位設(shè)置應(yīng)變片，應(yīng)變片布置如圖4所示。

圖4 應(yīng)變片布置

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 失效模式

(1)單插板節(jié)點(diǎn)J-1

節(jié)點(diǎn)J-1的節(jié)點(diǎn)變形及失效模式如圖5所示。反復(fù)加載初期，節(jié)點(diǎn)處于彈性階段，節(jié)點(diǎn)變形較?。划?dāng)加載達(dá)到屈服承載力后，節(jié)點(diǎn)板一端的主管管壁發(fā)生凹陷，節(jié)點(diǎn)發(fā)生塑性變形。隨著反復(fù)荷載增大，主管局部塑性變形逐漸增大，節(jié)點(diǎn)板與鋼管焊縫處首先出現(xiàn)細(xì)小裂紋。當(dāng)反復(fù)荷載繼續(xù)增大，節(jié)點(diǎn)板與鋼管焊縫邊緣發(fā)生裂縫。在反復(fù)荷載作用下，裂縫沿節(jié)點(diǎn)板長度方向進(jìn)一步發(fā)展，最終節(jié)點(diǎn)發(fā)生撕裂破壞。

圖5 節(jié)點(diǎn)J-1變形及失效模式

(2)單插板節(jié)點(diǎn)J-2

反復(fù)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)J-2的節(jié)點(diǎn)變形及失效模式如圖6所示。

圖6 節(jié)點(diǎn)J-2變形及失效模式

在反復(fù)加載初期，節(jié)點(diǎn)無明顯變形。當(dāng)加載達(dá)到屈服承載力后，鋼管的側(cè)表面發(fā)生向外凸出，節(jié)點(diǎn)板一側(cè)的鋼管發(fā)生內(nèi)凹。當(dāng)節(jié)點(diǎn)受拉時(shí)，主管向上突起，節(jié)點(diǎn)局部發(fā)生塑性變形。隨著反復(fù)荷載逐步增大，主管變形逐漸增加，鋼管沿節(jié)點(diǎn)板焊縫處產(chǎn)生裂縫，最終主管沿節(jié)點(diǎn)板焊縫發(fā)生撕裂破壞。

2.2 應(yīng)變發(fā)展

隨著反復(fù)荷載逐漸增大，節(jié)點(diǎn)J-1的各個(gè)測點(diǎn)的應(yīng)變均先后到達(dá)屈服應(yīng)變。節(jié)點(diǎn)受拉時(shí)測點(diǎn)2的橫向壓應(yīng)變發(fā)展較快，節(jié)點(diǎn)受壓時(shí)測點(diǎn)3的橫向壓應(yīng)變發(fā)展較快，表明測點(diǎn)2，3處的鋼管變形較大，與試驗(yàn)發(fā)生的現(xiàn)象相吻合，且測點(diǎn)2，3處主管先發(fā)生塑性變形。測點(diǎn)4～6的應(yīng)變隨著荷載增長而逐漸增大，荷載與應(yīng)變呈近似線性變化，表明測點(diǎn)4～6處主管的變形處于彈性階段內(nèi)。

隨著反復(fù)荷載增大，節(jié)點(diǎn)J-2中各測點(diǎn)的應(yīng)變先后達(dá)到屈服應(yīng)變。當(dāng)壓力達(dá)到160 kN時(shí)，主管在測點(diǎn)4處發(fā)生局部受壓凹陷，測點(diǎn)4的橫應(yīng)變突然增大，試驗(yàn)現(xiàn)象與測量結(jié)果相吻合。在整個(gè)加載過程中，測點(diǎn)5，6處的拉壓應(yīng)變均較小，表明測點(diǎn)5，6處的主管基本未發(fā)生變形。

3 節(jié)點(diǎn)荷載-變形特性的模擬分析

3.1 分析模型

圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)的有限元分析模型中，鋼材的本構(gòu)模型選擇混合強(qiáng)化模型，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如圖7所示。鋼材的屈服強(qiáng)度為345 MPa，鋼管、節(jié)點(diǎn)板和端板的彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3。連接螺栓為8.8級高強(qiáng)螺栓，建模過程中忽略焊縫和殘余應(yīng)力的影響。

圖7 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

分析模型的網(wǎng)格劃分如圖8所示。在節(jié)點(diǎn)板與主管的連接區(qū)域適當(dāng)提高網(wǎng)格劃分密度，適當(dāng)降低主管兩端的網(wǎng)格劃分密度，以提高計(jì)算分析效率。節(jié)點(diǎn)板與鋼管、端板以及鋼管之間的連接均采用綁定連接。在螺栓、端板和支座之間定義接觸對，根據(jù)施加荷載和臨界滑移荷載，定義螺栓連接的接觸面的摩擦系數(shù)為0.4，法向接觸為硬接觸，避免螺栓連接滑移對節(jié)點(diǎn)有限元模擬的影響。

圖8 分析模型

3.2 變形特性

為分析節(jié)點(diǎn)在反復(fù)荷載作用下的變形分布特點(diǎn)，提取有限元模擬中節(jié)點(diǎn)J-1和節(jié)點(diǎn)J-2的拉、壓極限狀態(tài)的變形分布如圖9，10所示。

圖9 極限狀態(tài)時(shí)節(jié)點(diǎn)J-1的變形分布

在反復(fù)加載作用下，節(jié)點(diǎn)J-1，J-2的主管與插板的連接處產(chǎn)生凸出和內(nèi)凹的局部變形。隨著拉伸和壓縮荷載的增加，主管塑性變形不斷發(fā)展。在拉壓極限狀態(tài)時(shí)，節(jié)點(diǎn)中主管的變形集中在主管與單插板的連接處。有限元中節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限承載力狀態(tài)時(shí)主管變形分布與試驗(yàn)中主管的破壞形態(tài)基本一致。

3.3 荷載-位移特性對比

試驗(yàn)與有限元模擬得到的滯回曲線的對比如圖11所示，模擬曲線與試驗(yàn)曲線較為吻合，其極限承載力和滯回環(huán)的發(fā)展趨勢與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。

在反復(fù)加載初期，節(jié)點(diǎn)J-1處于彈性階段，加載曲線與卸載曲線基本重合，承載力隨位移呈線性增長，滯回曲線所圍面積較小，節(jié)點(diǎn)耗能不明顯。隨著反復(fù)荷載的增大，由于主管受壓區(qū)域發(fā)生屈曲變形，節(jié)點(diǎn)的受壓位移減小，節(jié)點(diǎn)的受壓承載力下降。節(jié)點(diǎn)受拉側(cè)和受壓側(cè)曲線所圍面積不同，受拉側(cè)曲線更為飽滿，即節(jié)點(diǎn)的受拉耗能性能大于節(jié)點(diǎn)受壓耗能性能。

圖11 試驗(yàn)與模擬分析的荷載-位移滯回特性對比

節(jié)點(diǎn)J-2在反復(fù)加載初期的加載曲線與卸載曲線基本重合，節(jié)點(diǎn)處于彈性階段，承載力隨位移線性增長，滯回環(huán)所圍面積較小，節(jié)點(diǎn)耗能不明顯。隨著反復(fù)荷載的增加，節(jié)點(diǎn)板與鋼管已經(jīng)發(fā)生裂紋，裂紋不斷發(fā)展，螺栓連接處發(fā)生滑移，導(dǎo)致受壓位移減小，節(jié)點(diǎn)的受壓承載力降低。節(jié)點(diǎn)的受拉承載力仍緩慢增加。此時(shí)，節(jié)點(diǎn)J-2的滯回環(huán)較為飽滿，滯回環(huán)的面積逐漸增大，節(jié)點(diǎn)的受拉耗能性能略優(yōu)于受壓耗能性能。

3.4 荷載-位移骨架曲線對比

骨架曲線是將滯回曲線中每一循環(huán)加載的最大荷載和相應(yīng)位移連接獲得的曲線。從兩節(jié)點(diǎn)的滯回曲線中提取骨架曲線，分析節(jié)點(diǎn)的變形發(fā)展規(guī)律、拉壓承載力特性以及各階段荷載-位移曲線的變化特點(diǎn)。45°單插板節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)與有限元模擬的骨架曲線如圖12所示。

圖12 試驗(yàn)與模擬分析的骨架曲線對比

節(jié)點(diǎn)J-1，J-2的受力過程可分為彈性階段、屈服階段、承載力穩(wěn)定增長階段和承載力下降等四個(gè)階段。兩節(jié)點(diǎn)的骨架曲線試驗(yàn)值與模擬值彈性階段基本重合，各階段的承載力數(shù)值和曲線發(fā)展趨勢基本相同。在受壓加載后期，主管在與節(jié)點(diǎn)板的連接處出現(xiàn)凹陷和裂紋。隨著主管凹陷程度的增加和裂紋的發(fā)展，在受壓加載達(dá)到5.5 mm后，節(jié)點(diǎn)的受壓承載力逐漸下降。

3.5 延性系數(shù)

在結(jié)構(gòu)抗震中，延性是結(jié)構(gòu)或者節(jié)點(diǎn)的一個(gè)非常重要的變形指標(biāo)，表示結(jié)構(gòu)或節(jié)點(diǎn)非彈性變形能力的大小。延性通常采用節(jié)點(diǎn)位移延性系數(shù)μΔ來表示：

μΔ=Δu/Δy

(1)

式中：Δu為結(jié)構(gòu)破壞時(shí)的極限位移；Δy為結(jié)構(gòu)屈服時(shí)的位移。

有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比如表2所示，節(jié)點(diǎn)位移延性基本相等，有限元模擬較為精確。結(jié)構(gòu)的延性越大，其塑性變形能力越強(qiáng)，但結(jié)構(gòu)的塑性變形過大會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)安全性降低。因此，結(jié)構(gòu)對延性的要求具有一定范圍。兩個(gè)節(jié)點(diǎn)的位移延性系數(shù)在3.10～3.51之間，兩節(jié)點(diǎn)的延性均較好，具有較好的塑性變形能力和耗能能力。

表2 節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)

4 節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算及設(shè)計(jì)建議

4.1 節(jié)點(diǎn)極限承載力

根據(jù)試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果，進(jìn)行鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)極限承載力對比分析，具體如表3所示。

表3 節(jié)點(diǎn)極限承載力的對比

注：誤差=(模擬值-試驗(yàn)值)/試驗(yàn)值

兩節(jié)點(diǎn)在受壓荷載作用下，其受壓極限承載力的模擬值與試驗(yàn)值誤差很小，有限元能很好地模擬節(jié)點(diǎn)的受壓承載。受拉極限狀態(tài)時(shí)節(jié)點(diǎn)的破壞主要由于主管沿焊縫周圍撕裂，有限元模擬過程中忽略了焊縫影響，模擬結(jié)果較為理想。因此，兩節(jié)點(diǎn)受拉極限承載力的有限元模擬值比試驗(yàn)值誤差較大，受拉承載力較小的試驗(yàn)值較小。

4.2 節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算及設(shè)計(jì)建議

(1)焊縫強(qiáng)度

反復(fù)荷載作用下鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)，由節(jié)點(diǎn)板傳遞至焊縫的合力作用于焊縫形心位置，按對焊縫的作用效果可分為軸心拉壓和軸心受剪。因此，復(fù)合受力狀態(tài)下焊縫的強(qiáng)度驗(yàn)算公式為：

(2)

圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)中焊縫形心的拉力和剪力值相等，拉伸荷載Ft或壓縮荷載Fc作用時(shí)焊縫失效所能承受的最大承載為164.6 kN。該值小于試驗(yàn)的抗拉極限承載力，但與抗壓極限承載力接近。

(2)鋼管局部變形的承載力

圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)在節(jié)點(diǎn)板平面內(nèi)的拉伸和壓縮的承載力Py按式(3)計(jì)算：

(3)

式中，D為圓鋼管的直徑；B為圓鋼管與單插板的連接寬度；t為圓鋼管的壁厚；f為鋼管材料的屈服強(qiáng)度。

節(jié)點(diǎn)J-1，J-2的鋼管局部變形承載力為79.7，104.8 kN，其值均小于試驗(yàn)的抗拉或抗壓極限承載力。在反復(fù)加載過程中，試驗(yàn)鋼管均發(fā)生凹陷或外凸的局部變形，與計(jì)算結(jié)果相一致。

(3)設(shè)計(jì)建議

45°單插板節(jié)點(diǎn)在反復(fù)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)板與鋼管焊縫處可能出現(xiàn)微小裂紋，進(jìn)而發(fā)展為節(jié)點(diǎn)板與鋼管焊縫邊緣發(fā)生裂縫。因焊縫失效的承載力與節(jié)點(diǎn)的受壓極限承載力相近，在驗(yàn)算連接焊縫綜的強(qiáng)度時(shí)，應(yīng)適當(dāng)留有一定富余，避免受壓過程中因焊縫處撕裂導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)失效。

45°單插板節(jié)點(diǎn)在反復(fù)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)板一側(cè)的鋼管發(fā)生內(nèi)凹，鋼管的側(cè)表面發(fā)生向外凸出，節(jié)點(diǎn)局部產(chǎn)生塑性變形。因此，在節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)過程中，可適當(dāng)增加節(jié)點(diǎn)連接寬度，提高鋼管的局部變形承載力，或采取加勁肋等構(gòu)造措施，減少反復(fù)荷載作用下鋼管的局部變形。

5 結(jié) 論

基于上述試驗(yàn)研究、理論分析以及有限元模擬，可以得出以下結(jié)論：

(1)試驗(yàn)與模擬結(jié)果中各測點(diǎn)的應(yīng)變發(fā)展趨勢相一致，兩節(jié)點(diǎn)極限狀態(tài)下的拉壓變形云圖與試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)最終失效現(xiàn)象基本吻合，有限元能較為準(zhǔn)確地模擬圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)的變形和失效模式。

(2)試驗(yàn)與模擬分析的骨架曲線各階段曲線的發(fā)展趨勢基本相同，拉壓極限承載力接近250，150 kN，具有較高的承載能力。反復(fù)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)的拉壓位移超過15.0，5.0 mm時(shí)，兩節(jié)點(diǎn)的位移延性系數(shù)在3.10～3.51之間，圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)具有較好的塑性變形能力和耗能能力。

(3)對比分析了反復(fù)荷載作用下圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)和模擬的滯回曲線，兩節(jié)點(diǎn)的變形能力和耗能性能均較好，節(jié)點(diǎn)具有較好的滯回性能。兩節(jié)點(diǎn)滯回曲線的受拉側(cè)比受壓側(cè)更為飽滿，節(jié)點(diǎn)的受拉比受壓的耗能性能更好。

(4)基于反復(fù)荷載作用下圓鋼管45°單插板節(jié)點(diǎn)焊縫強(qiáng)度和鋼管的局部承載力的分析，提出了相應(yīng)的設(shè)計(jì)建議，可為輸電線路工程的圓鋼管插板節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)提供參考。