型、n型圆管相贯平面相贯节点抗震性能的拟静力法研究

型、n型圆管相贯平面相贯节点抗震性能的拟静力法研究

当面临于地震或整体破坏时，大多数壁岩、钢构件或壁岩连接节点的承载能力取决于结构的强度和变形能力。管结构的大量构件和节点均为薄壁结构,在受到地震荷载时,其局部屈曲和整体稳定相互影响。对于管结构节点的静力特性及高周疲劳特性已有了很多的研究,但对于低周反复荷载结构的循环塑性是结构在罕遇地震下保持良好性能的关键,鉴于此,进行足尺寸的拟静力破坏试验可以对这一问题进行很好的研究[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12]。节点加载的基本方式有两类:第一,以桁架结构整体为加载对象;第二,直接以节点为加载对象。文献采用了第一种方法,其优点是,接近结构节点的实际受力和约束情况,能够较真实的模拟实际结构。第二种加载方式,其优点是节点受力直接,便于采用足尺试件使构造细部接近实际;缺点是试件约束条件与实际结构有一定差别,反复加载的施力方式也较难接近实际工况。但对于采用有限元的模拟和验证来说,目前仍较多地采用以节点为对象的加载[6,7,8,9,10,11,12,13,14,15]。文中试验也是采用的这种加载方式。1实验加载过程试件节点的简图如图1(a)、(b)所示,图1(a)为T型节点,1(b)为N型节点,支管直接由对接焊缝与主管相连接。在实际的结构中,主管不仅要承担轴向荷载,同时承担支管上传来的荷载,因此在此节点范围内,主管受力较为复杂。试验有2个节点试件,一个是T型节点另一个是N型节点分别如图1(a)、(b)所示:图1(a)的T型节点中,主管的直径、壁厚和长度分别为219mm、5.7mm和2030mm,而支管直径、壁厚和长度(到主管中心)分别为102mm、4.03mm和1020mm;图1(b)N型节点中,主管和直向支管的尺寸和位置均与图1(a)的T型节点相同,斜向支管的直径、壁厚和长度分别为102mm,4.03mm和1410mm,2支管之间的间隙为33mm,斜向支管的偏心为55mm。2个节点试件的各部件均由对接焊缝焊接,焊缝等级为2级。两试件安装在实验台上的情况如图2(a)、(b)所示。试件的往复加载是由2台50t的MTS液压千斤顶加于直向支管的一端,主管一端由2个地锚螺栓前后固定在地槽上,不限制端部的转动,另一端由100t液压千斤顶沿轴向加载,为防止拉压倾斜,由于主管同样粗细的钢管撑在反力墙上,同样上端连接不限制转动。对于N型节点的斜支管,以2个锚栓固定在地槽上不限制其转动。主管和支管壁上T型节点试件共有8个应变片测量管径向弹性应变,N型节点有12个,如图2(a)、(b)所示。为了测量主、支管交界处的弹塑性应变,在这个区域布置了11个应变片,其位置如图5所示意。7个位移计用于测量关键点的位移。加载过程:在2个节点实验中,从开始到结束主管的端部由千斤顶施加恒定的轴压力,压力值为588kN(按位移控制)。循环荷载由2台液压伺服千斤顶通过加载梁施加到水平支管上,其加载过程如图4所示。T型节点和N型节点采用了不同的加载过程,在最初的3个循环中(N型节点为6个循环),受拉过程与受压过程采用了同样的位移控制值,但由于连接螺栓之间的间隙,实际的位移和控制位移有所出入,这样实际的受拉循环过程和受压循环过程的位移增量是不相同的。随后的加载过程由于节点受压和受拉的能力不同所采用的控制位移也不相同。2实验过程2.1受拉循环过程分析1)到第4个受压加载循环过程中,位移到达8.9mm时,可以观察到主管壁上产生了明显的局部屈曲。2)同样在第4个加载循环过程中,位移到达9.4mm时,在主管背向加载端一侧的管壁上出现了斜向条纹如图5所示。3)在第8个受拉循环过程中,位移达到33mm时,听到试件发出低沉的噪音,同时液压伺服器由于内部保护停止工作。在主管和支管的焊接部位出现3mm裂缝,如图6所示。2.2主管背向加载端内部的斜向条纹1)第7个受压加载循环过程,位移到达7.3mm时,可以观察到主管壁上产生了明显的局部屈曲。2)同样第7个加载循环过程中,位移到达9mm时,在主管背向加载端一侧的管壁上出现了斜向条纹如图7所示。3)第12个受拉循环过程,位移29.08mm时,在主管和斜支管的焊接部位出现裂纹,继续加载位移由29.08mm增加到39.99mm时裂纹扩展成裂缝如图8所示。3结果3.1加载历史荷载历史由施加于支管端的MTS液压动力伺服器记录,如图9所示。3.1.1主管壁的局部屈曲1)在第3个受拉荷载循环位移达到5.8mm时,荷载位移曲线出现非线性变化,如图9(a)中A点所示,此时施加的荷载为142.18kN。2)在第4个受压荷载循环位移达到8.9mm时,主管壁出现显著局部屈曲时,如图9(a)中B点所示,此时施加的荷载为150.82kN。3)在主管背向加载端一侧的管壁上出现了斜向条纹时,施加的荷载为152.16kN,如图9(a)中C点所示。4)出现如图6所示裂缝时,荷载达到245.83kN,如图9(a)中D点所示。3.1.2主管和斜支管之间出现明显屈曲1)在第6个受拉荷载循环位移达到5.8mm时,荷载位移曲线出现非线性变化,如图9(b)中A点所示,此时施加的荷载为98.4kN。2)在第7个受压荷载循环位移达到7.3mm时,主管壁出现显著局部屈曲时,如图9(b)中B点所示,此时施加的荷载为99.33kN。3)在主管显现明显塑性时,施加的荷载为114.36kN,如图9(b)中C点所示。4)最终,主管和斜支管之间出现裂纹时,荷载为135.64kN,如图9(b)中D点所示。当位移由29.08增加到39.99时荷载由135.64kN增加到141.98kN,如图9(b)中E点所示。3.2能量耗散曲线滞回曲线的荷载值由MTS控制系统读出,杆端位移由加于杆端的位移计测量。分别计算滞回曲线的受压部分、受拉部分的能量耗散,得到如图11所示的能量耗散曲线。对于T型节点在荷载较低时受压的耗能能力与受拉时基本相近,接近破坏,受压时的耗能能力略高于受拉时的耗能能力。对于N型节点受压时的耗能能力始终高于受拉时的耗能能力。3.3半周延性比的确定及恢复力曲线延性是另一个评价抗震性能的指标。延性率定义为μ=δu/δy,其中δu是极限位移,δy是屈服位移,第i受拉或受压循环半周的延性比分别定义为μ=δut/δyt和μ=δuc/δyc。由图10(a)和(b)的滞回曲线形成恢复力曲线,采用作图法确定屈服位移δy,对于采用破坏点处的位移,对于未破坏的半循环,采用恢复力的最大值下降85%作为破坏状态。根据最大受拉延性比和受压延性比对于T型节点为3.71和4.46,N型为3.51和4.38。3.4节点的能量耗散因为主管上有轴向压力作用的原因,节点的承载能力要远低于估计的值。累计能量耗散率用以测量能量的耗散。这个比率定义为ηa=∑i=1Nc(Eti+Eci)/Eyηa=∑i=1Νc(Eit+Eic)/Ey,其中Ey为首次屈服变形δy达到时所吸收的能量,Ey=(1/2)Pyδy,Etiit和Eciic分别为受拉和受压循环半周的能量耗散。T型节点:节点的非弹性变形的能量耗散仅为主管壁局部屈曲发生前总能量耗散的19.2%,主管裂缝形成前总耗能为80.8%。N型节点:节点的非弹性变形的能量耗散仅为主管壁局部屈曲发生前总能量耗散的14.5%,主管裂缝形成前总耗能为80.1%,斜向支管裂缝形成时耗能为5.4%。4主管管路破坏的承载力设计值按照AISC空心管结构设计规范,支管上的设计轴向力φPn是由主管管壁的破坏所决定的。对于T、Y和有间隙的K型节点,支管的设计轴向力φPn应该小于使主管管壁产生塑性变形的荷载,主管管壁冲剪破坏的荷载。T型节点主管管壁塑性破坏的承载力设计值为φPn=0.8×136.96kN=109.57kN,主管管壁剪切破坏的承载力设计值为φPn=0.95×257.41kN=244.54kN,最终的承载力设计值应取小值109.57kN;对于N型节点主管管壁塑性破坏的承载力设计值为φPn=0.8×156.42=125.13kN,主管管壁剪切破坏的承载力设计值为φPn=0.95×257.41=244.54kN,最终的承载力设计值应取小值125.13kN。由文献中几何作图对实验得到恢复力曲线处理,得到两种节点的初始屈服点,对于T型节点受压时最小,为135.71kN;对于N型节点受压时最小,为118.04kN。以