張 峰

(中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司,武漢 430063)

1 概述

鋼管相貫節(jié)點是由主管貫通,支管切成相貫線形狀與主管直接焊接而成的節(jié)點,又稱為簡單節(jié)點、無加勁節(jié)點或直接相貫節(jié)點[1～2]。隨著多維數(shù)控切割技術(shù)的發(fā)展和焊接工藝的進步,鋼管相貫節(jié)點已經(jīng)成為大跨度空間鋼結(jié)構(gòu)中常用節(jié)點之一[3]。

某火車站屋面結(jié)構(gòu)為正交正放雙層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu),網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的圓鋼管連接全部采用相貫節(jié)點連接,如圖1所示。其圓鋼管相貫節(jié)點具有多平面、多支管、復(fù)合受力的特點,即支管至少位于兩個平面內(nèi),支管在承受軸力的同時還承受彎矩。經(jīng)統(tǒng)計,屋面相貫節(jié)點中具有8個支管的有133個,具有7個支管的有288個,還有大量的6個支管和5個支管的節(jié)點。此外,相貫節(jié)點的支管不但數(shù)目較多,而且個別節(jié)點的主管與支管,支管與支管夾角較小,節(jié)點區(qū)的焊接工作量較大。相貫節(jié)點的承載力能否滿足設(shè)計要求對于屋面結(jié)構(gòu)的受力性能起著舉足輕重的作用,而主管的材料性能對相貫節(jié)點的受力性能有著直接的影響。因此有必要對多支管相貫焊焊接前后主管的材料性能的變化通過試驗進行分析及驗證。

圖1 某火車站部分結(jié)構(gòu)示意

2 試驗方案

2.1 試件設(shè)計

本次試驗選擇了主拱跨中上方的相貫節(jié)點(圖1),該相貫節(jié)點具有支管多,受力復(fù)雜等特點。該相貫節(jié)點支管數(shù)目為8根,支管分別處于4個平面內(nèi),且個別支管與主管夾角較小,如圖2所示。試驗需要測試相貫節(jié)點的主管在連接支管前后力學(xué)性能,包括屈服強度、極限強度等。若進行模型縮尺有可能改變節(jié)點的受力性能,不便于焊接前后力學(xué)性能的對比,所以試驗采用的比例為1∶1。此節(jié)點試驗共包括兩個試件,試件一為未焊接支管的主管(以下簡稱A管),鋼管型號為φ245 mm×10.8 mm,試件二為焊接8根支管后,然后切割支管(避免支管可能存在的對主管承載力的加強)只剩下主管的鋼管(以下簡稱B管),鋼管型號與前者相同,為了保證兩者材料性能基本一致,要求兩試件所用材料必須為同一批次的鋼管。

圖2 試驗相貫節(jié)點

2.2 試驗加載裝置

理想的試驗裝置,既要能夠充分反映試驗對象的受力特性,滿足試驗?zāi)康男枨?又要能兼顧試驗室的硬件與軟件的條件。本次節(jié)點試驗中的單管拉伸節(jié)點試驗需要加載的拉力約為5 000 kN,選擇臥式反力架作為加載工具(圖3)。該反力架最大拉力為12 000 kN,約為本次拉伸試驗要求的2倍,反力架本身具有足夠的剛度。單管拉伸節(jié)點的加載系統(tǒng)主要由臥式反力架和加載能力達12 000 kN的千斤頂組成。圖4是A管拉伸的試驗裝置圖,B管的拉伸試驗裝置與A管相同。該試驗中,B管由于加工的技術(shù)問題,未徹底切割支管,支管凸出于主管12 mm左右,如圖5所示。

圖3 A管加載裝置(單位：mm)

圖4 A管加載系統(tǒng)

圖5 B管加載系統(tǒng)

2.3 測點布置

圖6為A管和B管的應(yīng)變測點布置圖。在鋼管的四周布置4片單向應(yīng)變片,繞桿件截面外周以90°等間距布置。由于鋼管承受軸心拉力作用,所以全部選擇了單向應(yīng)變片,試驗共布置應(yīng)變片24片。為了測試構(gòu)件的伸長和伸長率,在構(gòu)件一側(cè)做標(biāo)記,標(biāo)記間距20 mm,共45個,以便在試驗完成后測定伸長和伸長率,如圖7所示。位移的測量采用2個位移計進行,位移計成對稱布置,以修正由于拉伸時偏心引起的位移不等現(xiàn)象,位移計的布置如圖7所示。

圖6 應(yīng)變測點布置(單位：mm)

圖7 標(biāo)記點布置(單位：mm)

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 試驗現(xiàn)象

A管在軸向拉力增加下,應(yīng)變和位移也逐漸增加,但在小于2 500 kN的拉力時,所有點均處于彈性狀態(tài),位移很??；在軸向拉力等于2 500 kN時,由于構(gòu)件安裝和加載誤差的影響,存在一定的彎矩作用,有個別點進入了塑性。隨著拉力的增大,塑性區(qū)逐漸發(fā)展,構(gòu)件四周的應(yīng)變片應(yīng)變趨于均勻,在荷載等于3 200 kN時,加載荷載突然出現(xiàn)上下波動。隨著荷載繼續(xù)增加,增加到4 100 kN時,千斤頂荷載增加困難,但位移和應(yīng)變增加較快,開始出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象。當(dāng)拉力增加到4 300 kN時,鋼管一側(cè)出現(xiàn)裂口,停止加載,試驗完成。試件破壞情形如圖8所示。

圖8 A管一側(cè)出現(xiàn)裂口

B管在軸向拉力增加下,應(yīng)變和位移也逐漸增加,但在小于2 250 kN的拉力作用下,所有點均處于彈性狀態(tài),位移很小。在軸向拉力等于2 250 kN時,由于構(gòu)件安裝和加載誤差的影響,存在一定的彎矩作用,有個別點進入了塑性。隨著拉力的增大,塑性區(qū)逐漸發(fā)展,構(gòu)件四周的應(yīng)變趨于均勻,在荷載等于3 120 kN時,荷載突然出現(xiàn)上下波動。隨后荷載繼續(xù)增加,增加到4 200 kN時,千斤頂荷載增加困難,但位移和應(yīng)變增加較快。當(dāng)拉力增加到4 400 kN時,鋼管發(fā)生斷裂,試驗完成,試件破壞情形如圖9所示。

圖9 B管被拉斷

3.2 試驗結(jié)論

3.2.1 A管屈服強度和抗拉強度的測定

圖10是A管、B管荷載-位移曲線,其中位移取兩個位移計測得的位移平均值。在試驗過程中,在荷載等于3 200 kN時,荷載出現(xiàn)波動,可以初步判斷為該荷載作用下A管發(fā)生屈服。該管最大能承受的拉力為4 300 kN。

圖10 A管、B管的荷載-位移曲線

在測定構(gòu)件應(yīng)力時,在構(gòu)件四周共布置了5組應(yīng)變片,如圖6所示。為了減少偏心以及安裝引起的誤差,采用同一截面的4個應(yīng)變片的平均值作為該截面的應(yīng)變,以構(gòu)件的軸心拉力除以構(gòu)件的原始面積得到的名義應(yīng)力,繪出每個測量截面的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖11所示。當(dāng)荷載大于4 000 kN時,部分應(yīng)變片已經(jīng)破壞,所以圖11未給出荷載為4 100 kN和4 200 kN對應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變結(jié)果。根據(jù)圖11應(yīng)力-應(yīng)變曲線及圖10荷載-位移曲線,同時結(jié)合試驗現(xiàn)象,可以認為A管材料的屈服點fy為402 MPa,對應(yīng)于荷載-位移曲線中荷載為3 200 kN時。A管材料的抗拉強度fu為541 MPa,對應(yīng)于加載時的最大拉力4 300 kN,強屈比為1.34,滿足屈強比大于1.2的設(shè)計要求。

圖11 A管應(yīng)力-應(yīng)變曲線

3.2.2 B管屈服強度和抗拉強度的測定

B管在軸向拉力荷載下的荷載-位移曲線,見圖10，圖中位移為兩個位移計測得的位移平均值曲線。在試驗過程中,在荷載等于3 120 kN時,荷載出現(xiàn)波動,可以初步判斷為該荷載下B管發(fā)生屈服。該管最大能承受的拉力為4 400 kN。

將B管的同一截面的4個應(yīng)變片的平均值作為該節(jié)點的應(yīng)變,做出每個測量截面的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖12所示,由于在荷載大于4 100 kN時,部分應(yīng)變片已經(jīng)破壞,所以圖12未給出荷載為4 100～4 400 kN對應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變結(jié)果。根據(jù)圖13以及B管的荷載位移曲線圖10,同時結(jié)合試驗現(xiàn)象,可以認為B管材料的屈服點為393 MPa,對應(yīng)于荷載-位移曲線中荷載為3 120 kN時。B管材料的抗拉強度為553 MPa,對應(yīng)于極限拉力4 400 kN,強屈比為1.4,滿足屈強比大于1.2的設(shè)計要求。

圖12 B管的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

3.2.3 A管、B管的試驗對比

從圖10 A管、B管的荷載-位移曲線中可以看出,兩者的荷載位移曲線基本相同。圖13是A管與B管應(yīng)力-應(yīng)變曲線的對比圖。從圖中可以看出,兩者的應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本重合。兩者的屈服強度分別為402 MPa和393 MPa,僅相差2.23%,抗拉強度分別為541 MPa和553 MPa,相差2.2%。參考《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB228—2002)可以認為兩者的力學(xué)性能未發(fā)生變化。

圖13 A管與B管的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比

3.2.4 斷后伸長率的測定

由于試驗中對B管的支管切割不徹底,殘留支管對主管形成了“加勁肋”的作用。此“加勁肋”使構(gòu)件的頸縮發(fā)生在薄弱部位——主管上無支管連接的位置,由于這部分長度與直徑D相比太小,使頸縮發(fā)展不充分。故試驗未出現(xiàn)明顯的頸縮現(xiàn)象,同時伸長率較短。

4 結(jié)論

通過多管相貫節(jié)點的軸心拉伸試驗,結(jié)合試驗現(xiàn)象和試驗數(shù)據(jù),可以得出以下結(jié)論。

通過拉伸試驗獲得了主管未焊接支管和焊接支管后兩種狀況的材料性能,兩者的屈服強度分別為402MPa和393 MPa,抗拉強度分別為541 MPa和553 MPa。

通過比較可以看出,對于本試件而言,焊接支管前后主管的屈服強度僅相差2.2%,抗拉強度也僅相差2.2%。參考《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB228—2002)可以認為焊接支管前后主管材料性能未發(fā)生明顯改變。

未焊接支管的主管斷后伸長率為20.8%,延性較好,焊接支管的主管由于殘留焊接支管的“肋”的加強作用,使主管頸縮發(fā)生在很小的長度范圍內(nèi),發(fā)展不充分。

綜上所述,焊接支管對主管的材料性能影響較小,多支管焊接并不影響主管結(jié)構(gòu)的受力性能。

[1]羅永赤.鋼管相貫K型節(jié)點焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬與試驗分析[J].鋼結(jié)構(gòu),2006(6)：21-24.

[2]鄭伯興,黃長華.KT型相貫節(jié)點承載力有限元及設(shè)計方法分析[J].鋼結(jié)構(gòu),2008(7)：42-48.

[3]李自林,吳亮秦,朱 斌，等.N型圓鋼管相貫節(jié)點力學(xué)性能的試驗研究[J].土木工程學(xué)報，2008(7)：48-54.

[4]GB228—2002，金屬材料室溫拉伸試驗方法[S].

[5]GB50017—2003，鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[S].