張子強(qiáng)， 李海旺， 宋夏蕓， 王興宇

(太原理工大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院， 太原 030024)

0 引言

網(wǎng)架結(jié)構(gòu)除承擔(dān)日常的公共活動功能外，在地震發(fā)生時還要求其承擔(dān)應(yīng)急避難所的功能[1]。歷次震害表明，上部網(wǎng)架與下部支承結(jié)構(gòu)的連接部位往往是網(wǎng)架平板破壞的主要部位，主要的破壞形式為支座錨栓斷裂、底板翹曲破壞、焊縫開裂等[2]。地震中支座節(jié)點經(jīng)歷數(shù)次塑性變形，其破壞形態(tài)具有超低周疲勞破壞特征，因此研究網(wǎng)架平板支座節(jié)點的超低周疲勞破壞特征成為網(wǎng)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)震下抗倒塌破壞的關(guān)鍵問題。

薛素鐸等[3]利用振動臺試驗對新提出的一種隔震支座動力特性進(jìn)行了模擬研究，驗證了該支座具有良好的隔震性能；崔瑤等[4]總結(jié)了支座錨栓的破壞機(jī)制及變形對平板支座的水平承載力影響，提出了平板支座節(jié)點的水平承載力計算公式；范重等[5]對板式橡膠支座的抗剪切彈性模量、抗壓彈性模量與支座轉(zhuǎn)角進(jìn)行了研究并提出了改進(jìn)意見；邢占清等[6]利用有限元軟件模擬分析不同荷載下橢圓形開孔對支座節(jié)點的受力性能影響，確定了此類節(jié)點抗側(cè)剛度；王秀麗等[7]采用ANASYS分析了螺栓對板式橡膠支座的抗震性能影響，結(jié)果表明，螺栓可有效提高支座的水平剛度，并改善其滯回性能；廖芳芳等[8]對方鋼管與H型鋼梁采用往復(fù)荷載試驗，通過微觀斷裂判據(jù)對有效塑性應(yīng)變進(jìn)行判斷，并對模型進(jìn)行了超低周疲勞斷裂預(yù)測；黃學(xué)偉等[9]進(jìn)行了建筑結(jié)構(gòu)鋼試樣的單調(diào)加載以及超低周循環(huán)加載試驗，數(shù)值模擬了節(jié)點危險部位的超低周疲勞斷裂破壞過程，得到節(jié)點疲勞壽命；羅云蓉等[10]采用軸向應(yīng)變控制方法，在電液伺服疲勞機(jī)上分別測定了Q235，Q345鋼低周疲勞過程中的特征，通過掃描斷口分析了兩種鋼材斷裂機(jī)理并提出建議。目前筆者對強(qiáng)震下網(wǎng)架平板支座錨栓斷裂后的研究未檢索到相關(guān)文獻(xiàn)。本文通過平板支座試件低周疲勞試驗對錨栓斷后的變形特征展開研究，探討錨栓塑性彎曲變形規(guī)律、斷口特征及斷裂性質(zhì)等，為網(wǎng)架結(jié)構(gòu)在災(zāi)難地震下的抗震設(shè)計提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本試驗試件依據(jù)我國現(xiàn)行《空間網(wǎng)格技術(shù)規(guī)程》(JGJ 7—2010)要求，針對30～40m跨度的網(wǎng)架平板結(jié)構(gòu)設(shè)計，平板支座尺寸如圖1所示。支座錨栓焊接在過渡板上，沿作動器加載方向?qū)﹀^栓進(jìn)行編號，圖1(c)中1～4為過渡板上錨栓編號。鋼底板開孔設(shè)計為長圓孔，圓孔直徑22mm，長孔平直段長度18mm。試驗所用肋板、鋼底板、過渡板以及錨栓均為Q235B級鋼材，螺栓為10.9級，材料為20MnTiB鋼，螺栓球直徑為180mm，材料為45號鋼。試件基本參數(shù)如表1所示。

圖1 平板支座尺寸

試件基本參數(shù) 表1

1.2 加載裝置

試驗采用雙向加載方式，加載裝置如圖2所示，豎向采用50t分離式油壓千斤頂，水平向采用FCS電液伺服結(jié)構(gòu)試驗系統(tǒng)。試件頂部通過加載頭與球鉸支座和千斤頂連接，其中千斤頂可通過滑移小車沿水平加載方向自由滑移，球鉸支座可隨支座在加載過程中轉(zhuǎn)動，試件底部鋼柱通過地腳螺栓錨固，為防止作動器加載端在往復(fù)加載過程中發(fā)生偏移，在作動器機(jī)身兩側(cè)與反力架之間設(shè)置鋼絲拉索，機(jī)身上方與反力架短梁之間設(shè)置高強(qiáng)螺栓卡件。

圖2 試驗加載裝置

1.3 加載制度

試件豎向施加恒定壓力，在施加豎向力之前，使用扭矩扳手對錨栓施加3%屈服拉應(yīng)力的預(yù)緊力，以保證螺母與支座底板緊密接觸；水平向參照《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ 101—96)采用位移加載的方法往復(fù)加載，共Ⅰ，Ⅱ兩種加載制度如圖3所示。加載制度Ⅰ：變幅加載，起始加載位移2mm，遞增幅值2mm，每級幅值循環(huán)3次；加載制度Ⅱ：等幅加載，加載幅值為試件屈服時的最大位移值，該位移值即為等幅加載幅值。將試件安裝好后調(diào)整作動器力反饋值至0，此時定義加載位移0位；開始加載后將作動器端頭從位移0位伸長至某一幅值后再收縮至位移0位，此為對試件進(jìn)行一次正向加載，作動器繼續(xù)收縮至同一幅值后伸長至位移0位，此為對試件進(jìn)行一次反向加載。

圖3 加載制度示意圖

2 試件破壞過程與結(jié)果

試驗中4個試件的破壞模式均為錨栓塑性變形、損傷積累進(jìn)而發(fā)生疲勞斷裂。試件ZZM20-1與試件ZZM20-3、試件ZZM20-2與試件ZZM20-4的變形過程基本相似，限于篇幅本文只對前兩個試件ZZM20-1和ZZM20-2的破壞過程進(jìn)行詳細(xì)描述。試驗結(jié)果見表2。

試驗結(jié)果 表2

試件ZZM20-1執(zhí)行加載制度Ⅰ。在200kN豎向壓力作用下，在水平位移加載至6mm前，試件因沒有克服靜摩擦力未發(fā)生滑動，水平荷載隨著水平位移的增加呈線性增加；當(dāng)水平位移加載至“正向6mm”第1次時，試件開始滑動；當(dāng)水平位移加載至“正向10mm”第1次時，支座底板孔壁與錨栓接觸；當(dāng)水平位移加載至“正向12mm”第1次時，試件在滑動結(jié)束后以底板一側(cè)為軸發(fā)生轉(zhuǎn)動；當(dāng)水平位移加載至“正向26mm”第2次時，墊片被擠壞，錨栓受到支座底板上抬的拉力與往復(fù)加載產(chǎn)生的彎矩雙重作用逐漸彎曲(圖4(a))，錨栓產(chǎn)生不可恢復(fù)的塑性變形并逐漸積累，錨栓根部產(chǎn)生肉眼可見的細(xì)小裂紋并逐漸連通、擴(kuò)展(圖4(b))，成為了試件的“薄弱”區(qū)域；當(dāng)水平位移加載至“正向30mm”第1次時，支座底板上抬明顯(圖4(c))，錨栓在往復(fù)加載過程中兩側(cè)環(huán)向裂紋加速擴(kuò)展；當(dāng)水平位移加載至“反向32mm”第3次時，聽到“砰”的一聲，F(xiàn)CS伺服裝置反饋承載力值急劇下降，加載至“反向34mm”第1次時，試件的2號錨栓率先斷裂(圖4(d))，加載至“正向34mm”第2次時1號錨栓斷裂，加載至“反向34mm”第3次時，3號、4號錨栓斷裂，支座失效(圖4(e)，斷裂錨栓已取走)。

圖4 試件ZZM20-1

試件ZZM20-2執(zhí)行加載制度Ⅱ。在200kN豎向壓力作用下，在水平位移加載至“正向32mm”第1次過程中，試件在10mm范圍內(nèi)平穩(wěn)滑動，支座底板、錨栓螺母及其之間的墊片相互錯動；超過10mm后，錨栓與支座底板孔壁接觸并受到擠壓，隨著水平位移繼續(xù)增大，以底板一側(cè)為軸支座發(fā)生轉(zhuǎn)動(圖5(a))，錨栓受到拉-彎作用彎曲，產(chǎn)生塑性變形，首先進(jìn)入屈服狀態(tài)，成為試件“薄弱”區(qū)域；當(dāng)水平位移加載至“反向32mm”第1次時，錨栓經(jīng)歷“彎曲→豎直→反向彎曲”過程，支座底板上抬；以此幅值往復(fù)加載，在循環(huán)多次拉-彎受力過程中，錨栓塑性變形逐漸累積且均以彎曲變形為主，當(dāng)水平位移加載至“正向32mm”第9次時，試件的1號錨栓斷裂；當(dāng)水平位移加載至“正向32mm”第12次時，錨栓產(chǎn)生較大彎曲變形，此時錨栓塑性變形區(qū)軟化嚴(yán)重，剛度急劇退化，導(dǎo)致其逐步喪失承載能力，并在水平位移加載至“反向32mm”第15次時全部斷裂(圖5(b))，試件失效。

圖5 試件ZZM20-2

3 試件破壞現(xiàn)象分析

3.1 錨栓的縮頸率與伸長率

錨栓的伸長與縮頸能從宏觀上反映其塑性變形區(qū)域和損傷程度。對試件ZZM20-1和試件ZZM20-2進(jìn)行分析，選取1～4號錨栓共11個截面作為研究對象，利用游標(biāo)卡尺(精度為0.01mm)測量出錨栓斷后各研究截面的最小直徑并計算面積，定義斷后計算截面面積與原始截面面積的差除以原始截面面積之商的百分?jǐn)?shù)為縮頸率?？s頸率-錨栓長度擬合曲線見圖6。試件ZZM20-1錨栓在從根部向上12mm范圍內(nèi)縮頸率線性遞減，加載過程中試件1號、2號錨栓承受較大上拔力，因此1號、2號錨栓平均縮頸率大于3號、4號錨栓，其最大縮頸率達(dá)26.67%，在錨栓18mm以上區(qū)域縮頸率基本無變化。試件ZZM20-2錨栓在從根部向上9mm范圍內(nèi)縮頸率呈線性遞減，4號錨栓各截面縮頸率較大，這是由于支座底板開孔較大，試件在往復(fù)加載過程中發(fā)生扭轉(zhuǎn)，使得4號錨栓承受較大的上拔力而率先發(fā)生塑性變形，在錨栓15mm以上區(qū)域基本無縮頸。

用錨栓斷裂后伸長長度與初始標(biāo)距(錨栓根部到螺母上截面的長度)的百分比計算錨栓斷后伸長率，錨栓斷后伸長率統(tǒng)計如表3所示。錨栓伸長的部分集中發(fā)生在塑性變形區(qū)域，大致在錨栓根部到螺母下截面范圍內(nèi)(約15～18mm)。錨栓斷后最大伸長率為27.78%，最小伸長率為5.56%。

各個錨栓斷后伸長率/% 表3

3.2 錨栓斷口形態(tài)分析

裂紋是完整金屬在應(yīng)力作用下，某些薄弱部位破裂而形成的一種不穩(wěn)定的缺陷。金屬斷裂處的自然表面即裂紋掃過的面積叫斷口。通過觀察斷口表面的宏觀形貌可以判定錨栓斷裂的性質(zhì)、起始位置和裂紋擴(kuò)展路徑。為判斷支座錨栓在往復(fù)荷載作用下發(fā)生的破壞是否為疲勞斷裂，分析了破壞的錨栓斷口形態(tài)，觀察其是否具備疲勞破壞的特征。通過分析試驗得到的16個M20錨栓斷裂面，發(fā)現(xiàn)錨栓斷口均呈現(xiàn)明顯的疲勞源區(qū)、擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)，屬于典型的疲勞破壞，各個錨栓斷口整體宏觀形貌如圖7～10所示。

圖7 試件ZZM20-1錨栓宏觀斷口

圖8 試件ZZM20-2錨栓宏觀斷口

圖9 試件ZZM20-3錨栓宏觀斷口

圖10 試件ZZM20-4錨栓宏觀斷口

錨栓宏觀斷口處均出現(xiàn)縮頸，表現(xiàn)出塑性變形特征。斷口表面存在兩處對稱的裂紋源，表明加載方式為雙向彎曲加載；疲勞源從錨栓兩側(cè)向中間擴(kuò)展，疲勞源區(qū)呈現(xiàn)半月形貝紋線并進(jìn)入擴(kuò)展區(qū)；斷面中間區(qū)域比較粗糙，色澤灰暗，呈現(xiàn)出顆粒狀，為最后發(fā)生過載斷裂失效所形成；錨栓斷口疲勞源區(qū)、擴(kuò)展區(qū)、瞬斷區(qū)明顯，具有疲勞斷口的宏觀基本特征。

從斷口形態(tài)上看，試件ZZM20-1和試件ZZM20-3錨栓宏觀斷口的疲勞源區(qū)與裂紋擴(kuò)展區(qū)所占斷面面積的比例較大，而瞬斷區(qū)斷面面積較小。由于這兩個試件執(zhí)行加載制度Ⅰ，試驗中各錨栓從較小應(yīng)力水平開始逐漸增大，裂紋擴(kuò)展速度緩慢，使得裂紋斷面在往復(fù)加載作用下可以充分開合，所以擴(kuò)展區(qū)面積較大，錨栓表面較光滑。試件ZZM20-2和試件ZZM20-4執(zhí)行加載制度Ⅱ，各錨栓在試驗過程中所受的應(yīng)力水平及施加的應(yīng)力幅均很高，使裂紋上下斷面未發(fā)生充分開合，導(dǎo)致疲勞源區(qū)和擴(kuò)展區(qū)的斷面面積所占比例較小，較快形成了瞬斷區(qū)。試件ZZM20-4的2號錨栓宏觀斷面粗糙不平，呈現(xiàn)夾渣與少量氣孔，是由于錨栓與過渡板為開坡口塞焊連接，焊接過程中二者沒有良好熔合。由此產(chǎn)生的焊接缺陷使錨栓在加載初始階段便發(fā)生斷裂，表明支座發(fā)揮性能需保證其焊接質(zhì)量。

試件在滑動結(jié)束后底板與錨栓接觸，隨著水平加載位移繼續(xù)增加，支座底板不斷上抬使錨栓受到拉-彎雙重作用而在一定區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生彎曲變形。在往復(fù)加載過程中，大量荷載由錨栓根部位置承受而產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致錨栓在一定循環(huán)次數(shù)后產(chǎn)生裂紋。隨著往復(fù)加載持續(xù)進(jìn)行，裂紋不斷擴(kuò)展、連接而形成肉眼可見的裂紋；錨栓開裂后承載面積逐漸減小，應(yīng)力繼續(xù)增加，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到錨栓材料的斷裂極限時，錨栓發(fā)生疲勞斷裂致使支座失效。

4 結(jié)論

(1)網(wǎng)架平板支座在往復(fù)荷載下，錨栓受到拉-彎雙重作用產(chǎn)生不可恢復(fù)塑性變形并伴隨根部裂紋產(chǎn)生，隨著裂紋不斷擴(kuò)展錨栓開裂使其受力截面不斷減小，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到錨栓斷裂極限時發(fā)生疲勞斷裂。

(2)平板支座錨栓斷后的伸長率與縮頸率能直觀反映其變形范圍與塑性損傷累積程度，為評定震后網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的支座工作性能提供參考。

(3)兩種加載制度下標(biāo)號M20的錨栓斷裂后最大縮頸率為26.67%，塑性變形區(qū)域大致在錨栓根部開始向上15～18mm范圍內(nèi)。

(4)試驗得到的標(biāo)號M20的錨栓斷口均呈現(xiàn)明顯的疲勞源區(qū)、擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)，具有疲勞斷口的宏觀基本特征，屬于典型的疲勞破壞。

(5)不同加載制度下錨栓斷裂失效循環(huán)次數(shù)差異明顯，增幅加載利于其塑性性能的發(fā)揮。