陳焱彬， 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)

在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和使用中，節(jié)點(diǎn)的可靠性至關(guān)重要，往往牽扯到整個結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。目前，單插板節(jié)點(diǎn)因其結(jié)構(gòu)簡單、傳力明確及安裝便捷的優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于大跨越、特高壓輸電塔及信號塔中[1,2]。插板節(jié)點(diǎn)可以分為Y形、T形、K形以及N形插板節(jié)點(diǎn)等，如圖1所示。

圖1 插板節(jié)點(diǎn)連接形式

國內(nèi)外對于插板節(jié)點(diǎn)的靜力單調(diào)加載的研究日趨成熟[3～7]，同時對相貫鋼管節(jié)點(diǎn)的滯回性能也有部分研究[8～10]，但對反復(fù)荷載作用下的鋼管單插板節(jié)點(diǎn)承載力特性的研究還比較少。因此針對反復(fù)荷載下插板節(jié)點(diǎn)的承載力性能的研究，對減少大風(fēng)、地震等因素造成結(jié)構(gòu)損傷和提高輸電塔的可靠性具有重要意義。

本文通過2個主管不同規(guī)格的鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行反復(fù)荷載加載試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析，研究節(jié)點(diǎn)在反復(fù)荷載作用下的承載力-變形滯回特性、破壞模式及耗能能力。通過對節(jié)點(diǎn)拉壓承載力的理論分析，提出合理的設(shè)計(jì)建議，為今后的研究和設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)

參照實(shí)際工程中鋼管單插板節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)方法，同時結(jié)合試驗(yàn)場地大小，設(shè)計(jì)出兩種幾何尺寸的鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)試件。試件的幾何尺寸如表1所示。鋼管兩端連接在固定支座上，將插板通過螺栓固定在MTS作動器加載端，利用計(jì)算機(jī)控制施加拉壓交變反復(fù)荷載，試件外形及試件加載如圖2(圖中，hf為焊腳尺寸；L為主管長度；e為偏心距)所示。試件選用Q345鋼材，通過材性試驗(yàn)得到6，7 mm鋼材的屈服強(qiáng)度fy分別為375.0，381.5 Mpa，極限強(qiáng)度fu分別為496.4，518.5 Mpa。

表1 鋼管單插板節(jié)點(diǎn)尺寸 mm

圖2 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)及試驗(yàn)加載

1.2 加載制度

鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)反復(fù)加載試驗(yàn)按照J(rèn)GJ/T 101-2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[11]規(guī)定的擬靜力加載，通過MTS加載端控制位移實(shí)現(xiàn)。加載時拉壓幅度相同，均以1.5 mm/min的速度加載，逐級遞增；當(dāng)幅度達(dá)到6.0 mm時，開始每種幅值循環(huán)兩次，直到節(jié)點(diǎn)破壞時停止加載，加載制度如圖3所示。

圖3 加載制度

1.3 測點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)使用電阻應(yīng)變片測量鋼管單插板節(jié)點(diǎn)典型位置處的應(yīng)變，考察反復(fù)荷載作用下T型節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變發(fā)展特點(diǎn)及規(guī)律。節(jié)點(diǎn)處主管表面粘貼應(yīng)變片的位置如圖4所示，共有6個測點(diǎn)位置，測點(diǎn)1，2粘貼在節(jié)點(diǎn)兩端，測點(diǎn)3，4在節(jié)點(diǎn)兩側(cè)，測點(diǎn)5在離節(jié)點(diǎn)焊接位置稍遠(yuǎn)的側(cè)面，測點(diǎn)6在鋼管底部。

圖4 典型部位應(yīng)變片布置

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1.1節(jié)點(diǎn)T1的破壞過程

在反復(fù)加載初期，節(jié)點(diǎn)受力較小，鋼管無明顯變形；隨著反復(fù)荷載逐漸增大，螺栓出現(xiàn)輕微滑移，節(jié)點(diǎn)板兩側(cè)鋼管表面發(fā)生變形，節(jié)點(diǎn)板與鋼管焊接處出現(xiàn)反復(fù)內(nèi)凹外凸，并在焊縫處產(chǎn)生裂紋；隨著反復(fù)荷載進(jìn)一步增大，節(jié)點(diǎn)板與鋼管間的裂紋逐漸加重，直至節(jié)點(diǎn)破壞。節(jié)點(diǎn)T1的變形及失效模式如圖5所示。

圖5 T1插板節(jié)點(diǎn)變形及失效模式

2.1.2節(jié)點(diǎn)T2的破壞過程

在反復(fù)加載初期，節(jié)點(diǎn)處于彈性階段，幾乎沒有變形；當(dāng)加載達(dá)到屈服荷載后，節(jié)點(diǎn)板與主管焊縫周圍管壁出現(xiàn)反復(fù)外凸和凹陷，鋼管產(chǎn)生比較明顯的變形；隨著反復(fù)荷載逐漸增大，最后沿節(jié)點(diǎn)板焊縫產(chǎn)生裂縫，且裂縫沿節(jié)點(diǎn)板不斷發(fā)展，直至節(jié)點(diǎn)破壞。節(jié)點(diǎn)T2的變形及失效模式如圖6所示。

圖6 節(jié)點(diǎn)T2變形及失效模式

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

2.2.1應(yīng)變發(fā)展

根據(jù)試驗(yàn)測得節(jié)點(diǎn)T1各測點(diǎn)荷載-應(yīng)變關(guān)系及其發(fā)展情況可知：反復(fù)加載過程中，測點(diǎn)1應(yīng)變發(fā)展較快，變形比較明顯，應(yīng)變隨著荷載的增加急劇增大；測點(diǎn)3的應(yīng)變在受壓時變化比較明顯；隨著反復(fù)荷載逐漸增大，各個測點(diǎn)先后到達(dá)屈服應(yīng)變；當(dāng)壓力達(dá)到120 kN時，在每一個荷載循環(huán)，測點(diǎn)5的應(yīng)變均增長比較明顯，表明在測點(diǎn)5處局部變形的發(fā)展十分迅速，塑性變形較大；隨后每一循環(huán)荷載達(dá)到120 kN時，局部變形均比較明顯，且荷載增加較小。試驗(yàn)測得節(jié)點(diǎn)T2各測點(diǎn)的荷載-應(yīng)變發(fā)展規(guī)律與節(jié)點(diǎn)T1一致，受拉時節(jié)點(diǎn)板兩端的鋼管變形比較明顯，首先達(dá)到屈服；隨著反復(fù)荷載增大，受壓時節(jié)點(diǎn)板焊縫熔合處附近鋼管縱向變形較大；測點(diǎn)5處受壓局部變形發(fā)展迅速，節(jié)點(diǎn)板兩側(cè)遠(yuǎn)離焊縫處的鋼管變形很大。

總結(jié)2個試件的試驗(yàn)結(jié)果，反復(fù)加載初期，T型單插板節(jié)點(diǎn)板兩端的鋼管應(yīng)變發(fā)展較快，其他各部位應(yīng)變穩(wěn)定變化。隨著反復(fù)荷載增大，節(jié)點(diǎn)板兩側(cè)鋼管變形明顯，應(yīng)變迅速增大并從節(jié)點(diǎn)板兩端擴(kuò)展到焊縫熔合處。

2.2.2荷載-位移滯回性能

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制這2個試件在反復(fù)荷載作用下的荷載-位移滯回曲線。節(jié)點(diǎn)T1的荷載-位移滯回曲線如圖7a所示，在反復(fù)加載初期，由于存在螺孔間隙導(dǎo)致螺栓滑移，在位移0點(diǎn)附近發(fā)現(xiàn)曲線的拐點(diǎn)，滯回環(huán)存在捏縮，但捏縮程度較小，承載力上升緩慢；隨著反復(fù)荷載循環(huán)次數(shù)增加，承載力增長較快，滯回環(huán)面積逐漸增大，滯回環(huán)形狀比較飽滿，耗能增大；隨著荷載位移增大，節(jié)點(diǎn)T1的滯回曲線外觀形狀更加飽滿，塑性變形逐漸增大，表明節(jié)點(diǎn)的延性和耗能性能較好。

節(jié)點(diǎn)T2的滯回曲線如圖7b所示，與T1的滯回曲線特點(diǎn)類似。加載初期，滯回環(huán)所圍面積較小，耗能現(xiàn)象不明顯，由于螺栓滑移，曲線中間有捏縮，且比T1更加明顯，承載力上升緩慢；隨著循環(huán)加載次數(shù)增加，拉壓承載力增長加快，滯回環(huán)面積逐漸增大，此時外觀形狀更加飽滿；當(dāng)達(dá)到屈服荷載后，滯回環(huán)面積續(xù)增大，耗能增強(qiáng)，受壓承載力先是增長緩慢，達(dá)到最大值后受壓承載力開始降低，受拉承載力依然增長較快，耗能性能達(dá)到最大。

圖7 T型插板節(jié)點(diǎn)的荷載-位移滯回曲線

3 節(jié)點(diǎn)荷載-位移特性的模擬分析

3.1 節(jié)點(diǎn)建模

3.1.1節(jié)點(diǎn)建模及加載

應(yīng)用有限元軟件ABQUS對反復(fù)拉壓荷載作用下鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，模型尺寸與試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)尺寸一致，具體參數(shù)見表1，加載制度也與試驗(yàn)相同。選取S9R5薄殼單元模擬鋼管及單插板，有限元模型如圖8所示。

圖8 鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)分析模型

3.1.2材料本構(gòu)

選擇ABAQUS 中的鋼材混合強(qiáng)化模型，通過對鋼材循環(huán)參數(shù)設(shè)置，其應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如圖9(圖中：a為強(qiáng)化系數(shù)；σy為屈服強(qiáng)度)所示，屈服強(qiáng)度采用材性試驗(yàn)值，彈性模量E取2×105，泊松比取0.3，模型符合von Mises 屈服法則及相關(guān)流動法則，并忽略焊縫和殘余應(yīng)力的影響。

圖9 鋼材的應(yīng)力(σ)-應(yīng)變(ε)曲線

3.2 模擬結(jié)果

3.2.1節(jié)點(diǎn)T1

節(jié)點(diǎn)受拉/壓達(dá)到極限狀態(tài)時的主拉/壓應(yīng)力分布如圖10所示，受拉時節(jié)點(diǎn)板兩側(cè)主管主拉應(yīng)力發(fā)展較快，節(jié)點(diǎn)板兩端主壓應(yīng)力較大，主拉應(yīng)力集中在節(jié)點(diǎn)板兩側(cè)，主壓應(yīng)力集中在節(jié)點(diǎn)板兩端；受壓時節(jié)點(diǎn)板兩端主拉應(yīng)力集中，節(jié)點(diǎn)板兩側(cè)主壓應(yīng)力集中，節(jié)點(diǎn)板兩端區(qū)域鋼管出現(xiàn)屈服，隨著加載進(jìn)行，屈服區(qū)域增大。

圖10 極限狀態(tài)下節(jié)點(diǎn)T1的應(yīng)力分布

節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限狀態(tài)時的變形分布如圖11所示。隨著反復(fù)加載進(jìn)行，主管出現(xiàn)反復(fù)凸出、凹陷，塑性變形不斷發(fā)展；達(dá)到最大承載力后，節(jié)點(diǎn)失去承載能力并產(chǎn)生破壞，極限狀態(tài)時主管變形分布與節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)基本一致。

圖11 反復(fù)荷載下T型插板節(jié)點(diǎn)變形分布

試驗(yàn)與有限元模擬得到的承載力-變形滯回曲線對比如圖12所示，模擬曲線相比試驗(yàn)曲線略微飽滿，分析認(rèn)為試驗(yàn)過程中主管端板和螺栓因?yàn)榭组g距較大而發(fā)生螺栓滑移，測得的試驗(yàn)曲線出現(xiàn)捏縮；而數(shù)值模擬的邊界條件和加載制度均比試驗(yàn)理想，所以在0點(diǎn)位移附近模擬曲線比試驗(yàn)曲線飽滿，模擬結(jié)果耗能和延性均比試驗(yàn)較好。

圖12 節(jié)點(diǎn)T1滯回曲線

進(jìn)一步整理可以得到節(jié)點(diǎn)T1的骨架曲線。骨架曲線是連接滯回曲線每一循環(huán)加載的最大荷載對應(yīng)位移得到的曲線。骨架曲線同樣可以清晰地看出節(jié)點(diǎn)的彈性、屈服、峰值及破壞各階段的荷載-位移性能的變化規(guī)律，如圖13所示。節(jié)點(diǎn)的受力過程基本一致，可以分為：彈性階段、屈服階段、承載力穩(wěn)定增長階段、承載力下降階段。

圖13 節(jié)點(diǎn)T1骨架曲線

3.2.2節(jié)點(diǎn)T2

節(jié)點(diǎn)T2的應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展情況與變形特點(diǎn)和T1分析結(jié)果類似，在此不多贅述。其承載力-變形滯回曲線對比如圖14所示，同樣模擬曲線比試驗(yàn)曲線飽滿?？傮w來看，試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果之間還存在一定的誤差，但其誤差在容許范圍之內(nèi)，對節(jié)點(diǎn)整體的抗震性能及力學(xué)性能滿足工程精度要求。因此，可以認(rèn)為模擬曲線與試驗(yàn)曲線較為吻合，模擬得到的極限承載力和滯回環(huán)發(fā)展趨勢與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了有限元模擬分析的正確性及可靠性，可以采用非線性有限元模擬分析反復(fù)荷載作用下單插板節(jié)點(diǎn)的承載力-變形滯回特性。

圖14 節(jié)點(diǎn)T2滯回曲線

3.2.3極限承載力對比

根據(jù)試驗(yàn)及數(shù)值分析結(jié)果，鋼管單插板節(jié)點(diǎn)極限承載力對比如表2所示。對于不同規(guī)格的節(jié)點(diǎn)承載力，反復(fù)荷載作用下試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果相差較小，表明了兩者的正確性。

表2 鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)極限承載力對比

注：η=試驗(yàn)值/模擬值

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

4.1 承載力計(jì)算理論

4.1.1受壓承載力

國內(nèi)對鋼管插板節(jié)點(diǎn)承載力研究較少，相關(guān)規(guī)范中缺少其承載力計(jì)算公式，日本《送電用鋼管鐵塔制作基準(zhǔn)》[12]中對鋼管-插板連接節(jié)點(diǎn)的承載力計(jì)算做出了相關(guān)規(guī)定，鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算公式為：

(1)

式中：Py為節(jié)點(diǎn)的拉壓承載力；B為插板寬度；D為鋼管直徑；T為鋼管壁厚；fy為鋼材屈服強(qiáng)度。

將兩個試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的相關(guān)參數(shù)帶入式(1)，可以得出節(jié)點(diǎn)T1，T2的承載力分別為85.4，114.5 kN。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)和有限元結(jié)果相比偏小，偏于保守。同時，該規(guī)范認(rèn)為節(jié)點(diǎn)拉壓設(shè)計(jì)均采用此公式，但從試驗(yàn)結(jié)果來看，節(jié)點(diǎn)拉壓承載力不等效，需要分別進(jìn)行計(jì)算。

4.1.2受拉承載力

兩種節(jié)點(diǎn)加載結(jié)束后均產(chǎn)生沿焊縫邊沿的撕裂，可以認(rèn)為此時是節(jié)點(diǎn)受拉極限狀態(tài)。GB 50017-2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[13](以下簡稱《鋼規(guī)》)中對角焊縫的設(shè)計(jì)方法如下：

(2)

將兩個試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的相關(guān)參數(shù)帶入式(2)，可以得出節(jié)點(diǎn)T1，T2的抗拉承載力均為182.4 kN。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

4.2 T型插板節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)建議

(1)試驗(yàn)和有限元模擬結(jié)果均顯示兩種節(jié)點(diǎn)最終破壞時受拉和受壓極限承載力不等效，因此對其承載力理論需要分別研究。

(2)對于鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)受拉設(shè)計(jì)可以參考《鋼規(guī)》中角焊縫的設(shè)計(jì)方法；對于節(jié)點(diǎn)受拉設(shè)計(jì)，可以對式(1)進(jìn)行修正后加以參考?？紤]反復(fù)荷載作用下鋼材性能惡化，該計(jì)算方法在設(shè)計(jì)使用時可以適當(dāng)予以折減。

5 結(jié) 論

通過兩種常用鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)反復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)和數(shù)值分析，得到如下結(jié)論：

(1)反復(fù)加載初期，T型單插板節(jié)點(diǎn)承載力-位移呈線性關(guān)系，加、卸載曲線基本重合，滯回環(huán)所圍面積很小，耗能現(xiàn)象不明顯；當(dāng)加載至屈服荷載后，節(jié)點(diǎn)受壓承載力增長緩慢，受拉承載力增長較快，節(jié)點(diǎn)滯回環(huán)所圍面積明顯增大并較為飽滿。

(2)反復(fù)加載初期，T型單插板節(jié)點(diǎn)板兩端的鋼管應(yīng)變發(fā)展較快，其他各部位應(yīng)變穩(wěn)定變化。隨著反復(fù)荷載增大，節(jié)點(diǎn)板兩側(cè)鋼管變形明顯，應(yīng)變迅速增大并從節(jié)點(diǎn)板兩端擴(kuò)展到焊縫熔合處，并出現(xiàn)焊接處鋼管反復(fù)內(nèi)凹外凸現(xiàn)象，鋼管產(chǎn)生較大塑性變形，發(fā)生局部屈曲破壞。

(3)由于數(shù)值模擬邊界條件和加載制度比試驗(yàn)理想，故模擬結(jié)果承載力、耗能能力和延性均比試驗(yàn)較好，但數(shù)值模擬得到的極限承載力和滯回環(huán)發(fā)展趨勢與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了模擬分析的正確性及可靠性，表明采用非線性有限元模擬可以有效分析反復(fù)荷載作用下單插板節(jié)點(diǎn)的滯回特性。

(4)鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)受到拉壓力時承載力不等效，需要分別進(jìn)行研究。對于鋼管單插板T型節(jié)點(diǎn)受拉設(shè)計(jì)可以參考《鋼規(guī)》中角焊縫的設(shè)計(jì)方法；對于節(jié)點(diǎn)受拉設(shè)計(jì)，可以對式(1)進(jìn)行修正后加以參考。