输电塔螺栓搭接节点滞回性能试验研究

李嘉祥, 张 超, 程金鹏, 顾晓薇, 王 浩, 江文强

(1. 东北大学 资源与土木工程学院,沈阳 110819;2. 华北电力大学 河北省电力机械装备健康维护与失效预防重点实验室,河北 保定 071003;3. 大连理工大学 海岸和近海工程国家重点实验室,辽宁 大连 116024;4. 广西大学 广西防灾减灾与工程安全重点实验室,南宁 530004)

输电塔在服役过程中会受到地震、覆冰或大风等荷载的作用,有可能导致塔体的破坏,影响电力供应从而破坏社会的正常运转[1-3]。为了防治这些灾害,需要获得输电塔在环境荷载作用下的准确响应。节点作为输电塔的关键传力部位,其力学特性对整个结构的动力响应有着显著的影响。角钢输电塔通过螺栓进行连接,为了便于安装,螺栓孔直径通常比螺栓杆大,在输电塔振动过程中螺栓会发生相对滑动,即螺栓滑移。螺栓滑移不仅会造成构件失效模式的差异,还会导致节点刚度的变化[4]。

早在二十世纪六七十年代,国内外学者就关注到了螺栓滑移的问题[5]。Peterson[6]在研究中发现由于螺栓滑移的存在,导致实际的铁塔变形量远大于计算结果。Ungkurapinan等[7]通过36组节点试验对螺栓滑移进行了系统研究,提出了单个螺栓荷载-位移曲线的数学模型。Jiang等[8-9]通过模型试验与数值模拟对螺栓连接节点进行了研究,结果表明,螺栓滑移不仅影响输电塔的位移,还影响输电塔的极限承载力以及铁塔的失效模式。杨风利等[10]和An等通过对输电铁塔螺栓节点进行拉伸试验和有限元模拟,研究了不同参数对螺栓节点的荷载-位移变形曲线的影响规律,结果表明,在对输电塔进行分析时,忽略节点滑移效应将会明显高估节点的轴向刚度。Li等[11]通过节点试验在Ungkurapinan等提出的模型上进行了改进,在考虑摩擦表面滑移系数的同时,将节点的荷载-位移曲线简化为三个阶段,避免了承载区域到塑性区域转折点确定的难题。为了准确预测输电塔架的挠度,Gan等[12]基于构件法提出了一种用来预测塔架挠度的节点滑移模型。Balagopal等[13]通过试验研究了输电塔螺栓节点的力学行为,提出了一种同时考虑轴向刚度与转动的简化螺栓节点模型,并通过数值模拟与试验进行对比验证,发现考虑螺栓滑移的转动刚度是重要的。Liu等[14]采用ABAQUS软件建立了螺栓搭接节点的三维有限元模型,研究了高温下节点的螺栓滑移特性。

然而上述研究局限于输电塔节点的静力计算,输电塔在服役的过程中会遭受大风、地震等荷载,这些都会引起输电塔的振动,严重时甚至能够导致输电塔的倒塌[15]。输电塔在振动过程中,节点会受到往复荷载的作用,其受力状态(大小和方向)会发生变化,根据单调加载获得的模型不能很好地反应节点在动力过程中的力学特性[16]。因此,有必要对输电塔的典型节点进行循环加载研究,确定其在往复振动过程中的力学特性。李嘉祥等[17]通过数值方法研究了输电塔典型螺栓在循环荷载作用下的滞回性能,分析了不同参数对节点滞回性能的影响,结果表明,在计算输电塔动力响应的过程中应考虑螺栓滑移的滞回影响。Ma等[18]通过数值方法研究了螺栓节点在循环荷载下各个阶段的力学行为,并通过数值模拟提出了一种单螺栓节点的滞回模型,但缺乏试验结果的对比验证。而Yaghoobi等[19]通过51组模型试验研究了风机格构塔单角钢截面构件的螺栓滑移并拟合出理想化的计算公式,但并未对在多次循环加载后的节点塑性以及破坏进行研究。

综上所述,目前大多研究均针对节点在静力作用下的单向螺栓滑移,而对螺栓节点在振动中往复滑移的力学性能研究较少,且缺少必要的试验研究。本文通过对典型螺栓节点进行低周往复荷载试验,研究了螺栓滑移的滞回特性,分析了荷载类型及节点参数对螺栓节点滞回性能的影响。

1 试验概况

1.1 试验装置

本试验加载仪器采用MTS伺服液压试验机-500 kN,其上端通过夹具与反力架和横梁搭建的加载框架相连接,固定底座采用锚固地梁固定在地面上。由于MTS伺服液压试验机的上、下端部为两个球铰,当施加压力时,MTS的端部容易发生面外转动,从而导致试验中断。因此,为了防止MTS的上、下端部球铰发生扭转,本试验设计了专用的侧向支撑,用以限制MTS的端部发生面外转动,以保证试验顺利进行;并且在下端支撑与MTS伺服液压试验机相接触的内侧贴上涂有凡士林的亚克力薄板,用来减小侧向支撑与MTS端部球铰之间的摩擦。

根据《电力工程高压送电线路手册》[20]设计了21组角钢节点试件。每组试件包含上下两片角钢,角钢之间通过试验螺栓进行连接,角钢之间接触的紧密程度通过螺栓预紧力进行控制。其中,通过采用扭矩扳手对螺栓施加初始扭矩从而达到施加螺栓预紧力的目的,螺栓预紧力与初始扭矩之间通过式(1)进行计算[21]。每片角钢试件的端部都焊接了20 mm厚的钢板,通过螺栓实现试件和MTS试验机及固定底座之间的连接。所有试件在进行安装过程中,都要使用红外线水平仪进行对中校核,并保证了螺栓布置在整个试验装置的力线上,即试验机施加的荷载首先通过MTS的端部传递在试件端部的钢板上,之后以轴心加载的方式传递到螺栓连接部位。试验装置及模型加载三维示意图如图1所示。

图1 试验现场照片及模型加载图Fig.1 Photos of field test and model loading diagram

(1)

式中:Pc为螺栓预紧力;Tc为螺栓的初始扭矩;k为螺栓连接副扭矩系数的平均值,可以根据JGJ 82—2011《钢结构高强度螺栓连接技术规程》[22]中的相关规定取值;d为螺栓的螺杆直径。

数据采集使用YHD-100型位移传感器,通过西林CZ-6A万向磁性表座将位移计架设在试件上部钢板的下表面,用来监测试件位移的变化,采集到的数据通过3595-93D型数据采集板传输至计算机进行处理。试件及数据采集装置如图2所示。

图2 试件以及数据采集装置Fig.2 Test samples and data acquisition devices

根据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验方法规程》[23]规定,采用拟静力试验方法对角钢构件施加轴向反复荷载,采用荷载-位移双控加载制度。具体为在正式加载前进行预加载,预载值为屈服荷载的25%,以消除内部初始缺陷,进行两次循环;之后进行正式加载,采用分级加载。屈服前,采用荷载控制,分三级加载,分别为屈服荷载的25%,50%,75%,且每级循环一次;屈服后采用位移控制,每级变形分别以屈服位移的一倍、二倍、三倍进行加载,每级循环两次,直至破坏。

1.2 试验方案

本试验选取螺栓数目、螺栓等级、螺栓规格、初始扭矩、螺栓孔径以及螺栓孔距共六个参数,角钢采用钢材等级为Q345的L140×10等边角钢,共设计了3组单调加载工况以及18组滞回加载工况,具体试验工况如表1所示。

表1 试验工况Tab.1 Test scheme

2 试验结果与分析

2.1 试验结果分析

在单调加载和低周往复加载作用下,节点试件的破坏模式为螺栓被剪断以及螺栓孔发生塑性变形。试件破坏形态如图3所示。试件A1～A3在单调加载作用下以及试件B1～B18在循环加载作用下的荷载-位移曲线,分别如图4和图5所示。在两个或三个螺栓的工况下,螺栓并不总是同时发生断裂,而是其中一颗首先发生断裂,剩余螺栓随着加载过程的进行逐步发生断裂。例如,图5(j)中曲线在节点破坏时出现了折线段,这说明工况B10的三个螺栓并不是同时发生的断裂,在一个螺栓断裂后仍具有一定的承载能力。

图3 螺栓节点的破坏形态Fig.3 Failure mode of the bolted joint

图4 荷载-位移曲线(单调)Fig.4 Load-displacement curve (Monotonic loading)

图5 荷载-位移曲线(滞回)Fig.5 Load-displacement curve (Cyclic loading)

在循环荷载的作用下,螺栓节点的力学行为较为复杂,每个承载阶段的受力都存在着多个传递机制,也就造成了在不同的承载阶段,构件和螺栓之间相互作用的差异,这影响着节点的滞回性能。为了确定构件与螺栓之间的作用机理,Ma等通过有限元模拟对在单调荷载条件下单螺栓节点的荷载变形行为进行分析,并基于单调曲线的分析模型推导了该节点滞回模型的主干曲线。Yaghoobi等通过对节点进行加载试验拟合了理想化滞回曲线的计算公式。本节在此研究的基础上,结合试验得到的荷载-位移滞回曲线对螺栓节点在循环荷载下的力学行为进行补充分析。

通过对18组试验的滞回曲线进行分析,绘制了螺栓节点在循环加载下各个阶段力学行为的示意图,如图6所示。图6中:实线表示前期循环加载下各个阶段节点的滞回曲线的大致路径;虚线表示滞回曲线随着加载次数增加的变化趋势;b-c1-g1为承载阶段,在此阶段中节点承载能力随着荷载的增加而增加,但由于节点存在部分的塑性变形,因此节点位移会逐渐增加;b1-c2为逐步失效阶段,在此阶段中节点大部分进入了塑性阶段,其承载能力逐渐降低,同时由于螺栓孔由于塑性变形而增大,滑移阶段也相应增加;拉区和压区则表示荷载对于试件的方向。

图6 螺栓节点滞回曲线示意图Fig.6 Diagram of hysteretic curve of the bolted joint

由于篇幅有限,本文仅列出试验与Ma等和Yaghoobi等获得的力学行为的差异。

(1) 目前在有限元模拟过程中,为了便于仿真计算,通常假定螺栓初始位置位于构件螺孔中心。对于每个构件,螺栓可以滑动各自螺孔间隙的一半,即理想间隙类型。而在实际情况中,螺栓在螺孔中的初始位置是不能确定的。如果螺栓初始并未处于构件螺孔的中心,如图7(a)所示。在滑移阶段初期,两个构件发生相对移动,此时节点刚度约等于0;由于螺栓两侧的构造间隙量并不一致,因此间隙量较小一侧的构件先与螺栓发生接触,如图7(b)所示,此时节点在构件与螺栓的共同作用下会产生一定的节点刚度。即在螺栓节点的滑移阶段刚度并不完全为0(见图6中a-k-b路径)。

图7 螺栓行为示意图Fig.7 Diagram of bolt behavior

(2) 由于构造间隙的存在,节点会发生螺栓滑移,其滞回曲线呈捏缩的“反Z型”。同时螺栓初始位置的不确定导致加载过程中构件以及螺栓两侧的损伤程度不同,因此随着循环次数的增加,摩擦阻力会随着损伤的增大而减小,结果表现为滞回曲线逐渐向内捏缩,即曲线沿着图6中j-b1的路径发展。

(3) 随着多次循环加载下,节点会从弹性阶段逐步进入塑性阶段直至失效;在此过程中,节点的承载力会先增大后减小,并且随着节点构件的塑性变形增大,螺栓的滑移距离也会逐渐增大。

(4) 此外,在多螺栓工况中,同一加载阶段不同螺栓的力学行为并不能完全保持一致以及各个螺栓的初始位置也不尽相同,因此造成节点拉区与压区滞回曲线不对称的情况。同时,在进行同级加载时,也可能会出现强度降低的现象。

2.2 荷载类型影响分析

为了研究荷载类型对节点受力特性的影响,工况A1～A3和工况B3～B5对试件分别进行了单调加载以及低周往复加载试验。

工况A1～工况A3的滑移荷载分别为10.6 kN,8.1 kN和9.3 kN,而工况B3～工况B5的初始滑移荷载分别为11.2 kN,8.5 kN和10.1 kN,其滑移荷载相差分别为5.3%,4.7%以及7.9%,误差较小,这说明荷载的类型对节点的滑移荷载影响不大。

单调加载时,工况A1～工况A3受拉的极限荷载分别为88.7 kN,37.2 kN和83.5 kN,其相对应的位移分别为9.86 mm,4.42 mm和7.57 mm;而当节点受到低周往复荷载时,由于荷载方向的不断变化,导致了节点两侧受到不同程度的损伤,且损伤逐渐累积。工况B3～工况B5在受压区域的极限荷载分别为87.4 kN,36.8 kN和81.9 kN,在受拉区域的极限荷载分别为73.9 kN,30.8 kN和70.9 kN。可以看出,无论是受拉区域还是受压区域,节点在反复加载后的极限承载力均低于单调加载。此外,工况B3～工况B5出现极限荷载所对应的位移分别为5.84 mm,4.17 mm和6.25 mm,这说明单调加载时节点达到极限荷载相对应的位移大于反复加载时极限荷载所对应的位移,即当受到往复荷载时,节点位移值偏小时也可能出现破坏情况。同时,随着加载次数的增加,螺栓孔的塑性变形逐渐累积,导致节点的滑移距离逐渐增大。

2.3 滞回曲线参数分析

虽然所有工况的荷载-位移滞回曲线在趋势上保持一致,但不同参数对应的曲线仍有差别,下面对滞回曲线进行参数分析:

(1) 对比图5(a)～图5(c),当螺栓等级从4.8级增加到6.8级再到8.8级时,其极限荷载分别为61.8 kN,76.7 kN和87.4kN,即随着螺栓等级的增加,节点的极限承载力随之增大;从图5(a)、图5(b)、图5(d)～图5(f)可知,螺栓节点的强度随着螺栓规格的增加而增大。

此外,螺栓孔距30 mm(见图5(q))、50 mm(见图5 (i))和70 mm(见图5 (r))的极限荷载分别为68.3 kN,65.7 kN和64.6 kN,虽然节点强度随着孔距的增大而减小,但并不明显,差值在5%以内。

(2) 图5(d)、图5(k)和图5(n)给出了不同螺孔直径节点的滞回曲线。当螺孔直径为12.5 mm,13.5 mm和16.5 mm时,其滑移荷载分别为11.5 kN,8.5 kN和7.6 kN。可以看出,随着螺栓孔径的增大,滑移临界荷载逐渐减小。而其极限荷载分别为31 kN,30.8 kN和26.8 kN,相对应的位移值为2.19 mm,3.77 mm和7.95 mm,受压区域极限荷载分别为38.8 kN,36.8 kN和32.5 kN,相对应的位移值为2.81 mm,4.57 mm和8.96 mm。因此,螺栓孔径主要影响节点的滑移荷载以及滑移量,对节点的极限荷载影响不大。上述分析针对螺栓数量为单个的工况,而当螺栓孔直径保持相同时,对比两个螺栓连接的工况(见图5(i)、图5(l)和图5(o))可以发现,其螺栓滑移的临界荷载分别为13.6 kN,12.9 kN和9.8 kN,与单个螺栓连接一样,随着螺孔直径越大滑移荷载越小,但并不与螺栓数量呈线性关系。

(3) 当螺栓孔径为13.5 mm时,单个螺栓工况、两个螺栓工况和三个螺栓工况节点受压区的极限荷载分别为36.8 kN,65.7 kN和83.2 kN,受拉区的极限荷载分别为30.8 kN,49.7 kN和72 kN;当螺栓孔径为12.5 mm时,单个螺栓工况、两个螺栓工况和三个螺栓工况节点受压区的极限荷载分别为38.8 kN,54 kN和93.4 kN,受拉区的极限荷载分别为31.0 kN,52.0 kN和71.3 kN;当螺栓孔径为16.5 mm时,单个螺栓工况、两个螺栓工况和三个螺栓工况节点受压区的极限荷载分别为32.5 kN,65.2 kN和97.5 kN,受拉区的极限荷载分别为26.8 kN,61.5 kN和71.5 kN。由于节点设计强度由螺栓强度所控制,因此螺栓节点的极限荷载随着螺栓数量的增加而增大,但除了螺栓孔径为16.5 mm的受压区,其余工况的极限荷载随着螺栓数量的增加均有不同程度的折减,并不是线性增加。这是因为在反复加载的过程中,螺栓连接处不同方向上会出现程度不同的塑性变形,其强度会相对地降低;并且在多螺栓工况下,各个螺栓在同一时刻的行为并不一定一致,即多螺栓承载协同性也对节点的极限承载力产生影响。而螺栓孔径为16.5 mm的受压区极限荷载基本没有发生折减,可能是因为该螺栓受压载一侧的损伤较小所导致的偶然现象。

采用均值化方法对节点的承载力进行无量纲处理,由于各个工况的节点参数不同,因此各个工况的标准值采用规范进行计算。将各个工况拉区及压区荷载比值为极限承载力与规范标准值的对比,其中正值代表压区,负值代表拉区,结果如图8所示。

图8 各个工况的荷载比值Fig.8 Load ratio of each case

由图8可见,虽然相较于单调加载,循环荷载下节点的极限承载力都有降低,但仍高于规范标准值。随着螺栓等级的提高,其拉区、压区的极限承载力差值逐渐减小;并且荷载比值逐渐减小,即极限承载力与规范标准值逐渐接近,这种情况说明规范偏于保守。此外,压区的荷载比值大于拉区的荷载比值,这说明加载方向对极限承载力有一定的影响。

2.4 骨架曲线及延性分析

骨架曲线是滞回曲线中各级循环加载的峰值荷载点的连线,其特征点包括屈服荷载点(Δy,Py)、极限荷载点(Δmax,Pmax)以及破坏荷载点(Δu,Pu)。其中,极限荷载点的Pmax为骨架曲线上的最大荷载,Δmax为与之相对应的位移。各个工况的骨架曲线如图9所示。

一般来说,定义试件的破坏荷载Pu为极限荷载Pmax的85%,Δu为与Pu所对应的位移。但实际试验中,试件破坏时的荷载并不是完全等于极限荷载Pmax的85%,在达到节点的极限荷载后,节点仍具有一定的承载能力,即发生破坏时节点的承载能力并不为零;此外,节点破坏仅在一个方向发生。因此,如果实际的破坏荷载大于极限荷载Pmax的85%,则破坏荷载Pu以试验荷载值为准;若小于极限荷载Pmax的85%,则以85%的极限荷载值为准,如果骨架曲线没有下降段,则以极限荷载点作为试件破坏时的荷载点。在三个特征点中,极限荷载点(Δmax,Pmax)和破坏荷载点(Δu,Pu)可以直接确定,屈服荷载点通过最远点法进行确定,其计算结果如表2所示。位移延性系数μ常用来表征结构在破坏之前的变形能力,用式(2)进行计算,具体结果如表3所示。

表3 延性系数Tab.3 Ductility factor

(2)

从表3中可以看出,所有试件的平均延性系数都在1.15～1.89变化。提高螺栓等级可以提升节点的延性;而提升螺栓规格以及增加预紧力对节点延性影响不大;当螺栓数量增加时,由于螺栓行为存在差别,因此节点的延性系数较为接近,但并没有规律。此外,对比工况4、工况11和工况14,以及工况10、工况13和工况16,当螺栓为单个时,螺栓孔径从12.5 mm增大到13.5 mm以及从13.5 mm增大到16.5 mm,其延性系数分别下降了17.9%和5.6%;而当螺栓数量为三个时,延性系数分别下降了32.8%以及9.5%。因此,可以发现随着螺栓孔径的增大,节点的延性系数会有所下降;并且随着螺栓数量的增加,下降程度有所增加。

2.5 耗能能力

每一循环加载中滞回曲线的面积可以用来衡量节点试件耗能能力的大小,且将每一循环的节点耗能进行累加可以得到试件的总耗能。每一循环的耗能如图10所示。

图10 节点的耗能曲线Fig.10 Energy dissipation curve of the joint

由图10可知:节点构件的各级耗能能力趋于一致;在荷载控制加载阶段,试件的耗能能力随着加载次数的增加而增大;而在位移控制加载阶段,试件由于部分或者全部进入到了塑性阶段,其耗能能力在达到峰值之后逐渐下降,直至试件破坏。此外,由于试件存在同级加载强度退化的现象,因此在位移控制阶段,其耗能能力会出现同级加载降低的状况。

提高螺栓等级、增大螺栓规格以及增加螺栓数量均能提高螺栓节点的耗能能力;但螺栓的孔距对节点的耗能能力影响不大;并且增大螺栓孔的直径虽然能增大节点的耗能能力,但只是延长了滑移阶段,对节点构件的承载性能并没有明显的改善,同时还会增加构件的位移,这对结构整体是不利因素。

3 结 论

本文通过对输电塔典型螺栓节点进行3组单调加载试验以及18组低周往复荷载试验,研究了荷载类型及节点参数对节点力学性能的影响规律,结论如下:

(1) 单调加载和循环加载试件的破坏模式一致,均为螺栓被剪断以及螺栓孔发生塑性变形。在循环荷载作用下,节点试件的极限承载力及其相对应的位移均小于单调荷载下的对应值;而临界滑移荷载较为接近。即荷载类型对节点的破坏形态及滑移荷载影响不大,主要影响了节点的极限荷载以及相对应的位移。

(2) 螺栓初始位置能够影响到滑移阶段的节点刚度,并且导致螺栓和构件两侧损伤程度不一致,造成滞回曲线的捏缩现象。

(3) 螺栓节点的强度随着螺栓规格和等级的增加而增大,但孔距对其影响较小,差值在5%以内;螺栓孔径主要影响节点的滑移荷载及滑移量,对节点的极限荷载影响不大;节点的极限荷载随着螺栓数量的增加而增大,但并不都是呈线性增加。

(4) 节点试件的延性随着螺栓等级的提高而增加,但随着螺栓孔径的增加而下降;而螺栓规格及预紧力对节点的延性影响不大。

(5) 提高螺栓等级、增大螺栓规格以及增加螺栓数量均能提高螺栓节点的耗能能力;螺栓孔径的增加虽然能够提高节点的耗能,但对节点的承载能力影响较小,反而增加结构整体的位移,实际工程中应该避免。