輸電塔螺栓搭接節點滯回性能試驗研究

李嘉祥, 張 超, 程金鵬, 顧曉薇, 王 浩, 江文強

(1. 東北大學 資源與土木工程學院,沈陽 110819;2. 華北電力大學 河北省電力機械裝備健康維護與失效預防重點實驗室,河北 保定 071003;3. 大連理工大學 海岸和近海工程國家重點實驗室,遼寧 大連 116024;4. 廣西大學 廣西防災減災與工程安全重點實驗室,南寧 530004)

輸電塔在服役過程中會受到地震、覆冰或大風等荷載的作用,有可能導致塔體的破壞,影響電力供應從而破壞社會的正常運轉[1-3]。為了防治這些災害,需要獲得輸電塔在環境荷載作用下的準確響應。節點作為輸電塔的關鍵傳力部位,其力學特性對整個結構的動力響應有著顯著的影響。角鋼輸電塔通過螺栓進行連接,為了便于安裝,螺栓孔直徑通常比螺栓桿大,在輸電塔振動過程中螺栓會發生相對滑動,即螺栓滑移。螺栓滑移不僅會造成構件失效模式的差異,還會導致節點剛度的變化[4]。

早在二十世紀六七十年代,國內外學者就關注到了螺栓滑移的問題[5]。Peterson[6]在研究中發現由于螺栓滑移的存在,導致實際的鐵塔變形量遠大于計算結果。Ungkurapinan等[7]通過36組節點試驗對螺栓滑移進行了系統研究,提出了單個螺栓荷載-位移曲線的數學模型。Jiang等[8-9]通過模型試驗與數值模擬對螺栓連接節點進行了研究,結果表明,螺栓滑移不僅影響輸電塔的位移,還影響輸電塔的極限承載力以及鐵塔的失效模式。楊風利等[10]和An等通過對輸電鐵塔螺栓節點進行拉伸試驗和有限元模擬,研究了不同參數對螺栓節點的荷載-位移變形曲線的影響規律,結果表明,在對輸電塔進行分析時,忽略節點滑移效應將會明顯高估節點的軸向剛度。Li等[11]通過節點試驗在Ungkurapinan等提出的模型上進行了改進,在考慮摩擦表面滑移系數的同時,將節點的荷載-位移曲線簡化為三個階段,避免了承載區域到塑性區域轉折點確定的難題。為了準確預測輸電塔架的撓度,Gan等[12]基于構件法提出了一種用來預測塔架撓度的節點滑移模型。Balagopal等[13]通過試驗研究了輸電塔螺栓節點的力學行為,提出了一種同時考慮軸向剛度與轉動的簡化螺栓節點模型,并通過數值模擬與試驗進行對比驗證,發現考慮螺栓滑移的轉動剛度是重要的。Liu等[14]采用ABAQUS軟件建立了螺栓搭接節點的三維有限元模型,研究了高溫下節點的螺栓滑移特性。

然而上述研究局限于輸電塔節點的靜力計算,輸電塔在服役的過程中會遭受大風、地震等荷載,這些都會引起輸電塔的振動,嚴重時甚至能夠導致輸電塔的倒塌[15]。輸電塔在振動過程中,節點會受到往復荷載的作用,其受力狀態(大小和方向)會發生變化,根據單調加載獲得的模型不能很好地反應節點在動力過程中的力學特性[16]。因此,有必要對輸電塔的典型節點進行循環加載研究,確定其在往復振動過程中的力學特性。李嘉祥等[17]通過數值方法研究了輸電塔典型螺栓在循環荷載作用下的滯回性能,分析了不同參數對節點滯回性能的影響,結果表明,在計算輸電塔動力響應的過程中應考慮螺栓滑移的滯回影響。Ma等[18]通過數值方法研究了螺栓節點在循環荷載下各個階段的力學行為,并通過數值模擬提出了一種單螺栓節點的滯回模型,但缺乏試驗結果的對比驗證。而Yaghoobi等[19]通過51組模型試驗研究了風機格構塔單角鋼截面構件的螺栓滑移并擬合出理想化的計算公式,但并未對在多次循環加載后的節點塑性以及破壞進行研究。

綜上所述,目前大多研究均針對節點在靜力作用下的單向螺栓滑移,而對螺栓節點在振動中往復滑移的力學性能研究較少,且缺少必要的試驗研究。本文通過對典型螺栓節點進行低周往復荷載試驗,研究了螺栓滑移的滯回特性,分析了荷載類型及節點參數對螺栓節點滯回性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試驗裝置

本試驗加載儀器采用MTS伺服液壓試驗機-500 kN,其上端通過夾具與反力架和橫梁搭建的加載框架相連接,固定底座采用錨固地梁固定在地面上。由于MTS伺服液壓試驗機的上、下端部為兩個球鉸,當施加壓力時,MTS的端部容易發生面外轉動,從而導致試驗中斷。因此,為了防止MTS的上、下端部球鉸發生扭轉,本試驗設計了專用的側向支撐,用以限制MTS的端部發生面外轉動,以保證試驗順利進行;并且在下端支撐與MTS伺服液壓試驗機相接觸的內側貼上涂有凡士林的亞克力薄板,用來減小側向支撐與MTS端部球鉸之間的摩擦。

根據《電力工程高壓送電線路手冊》[20]設計了21組角鋼節點試件。每組試件包含上下兩片角鋼,角鋼之間通過試驗螺栓進行連接,角鋼之間接觸的緊密程度通過螺栓預緊力進行控制。其中,通過采用扭矩扳手對螺栓施加初始扭矩從而達到施加螺栓預緊力的目的,螺栓預緊力與初始扭矩之間通過式(1)進行計算[21]。每片角鋼試件的端部都焊接了20 mm厚的鋼板,通過螺栓實現試件和MTS試驗機及固定底座之間的連接。所有試件在進行安裝過程中,都要使用紅外線水平儀進行對中校核,并保證了螺栓布置在整個試驗裝置的力線上,即試驗機施加的荷載首先通過MTS的端部傳遞在試件端部的鋼板上,之后以軸心加載的方式傳遞到螺栓連接部位。試驗裝置及模型加載三維示意圖如圖1所示。

圖1 試驗現場照片及模型加載圖Fig.1 Photos of field test and model loading diagram

(1)

式中:Pc為螺栓預緊力;Tc為螺栓的初始扭矩;k為螺栓連接副扭矩系數的平均值,可以根據JGJ 82—2011《鋼結構高強度螺栓連接技術規程》[22]中的相關規定取值;d為螺栓的螺桿直徑。

數據采集使用YHD-100型位移傳感器,通過西林CZ-6A萬向磁性表座將位移計架設在試件上部鋼板的下表面,用來監測試件位移的變化,采集到的數據通過3595-93D型數據采集板傳輸至計算機進行處理。試件及數據采集裝置如圖2所示。

圖2 試件以及數據采集裝置Fig.2 Test samples and data acquisition devices

根據JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗方法規程》[23]規定,采用擬靜力試驗方法對角鋼構件施加軸向反復荷載,采用荷載-位移雙控加載制度。具體為在正式加載前進行預加載,預載值為屈服荷載的25%,以消除內部初始缺陷,進行兩次循環;之后進行正式加載,采用分級加載。屈服前,采用荷載控制,分三級加載,分別為屈服荷載的25%,50%,75%,且每級循環一次;屈服后采用位移控制,每級變形分別以屈服位移的一倍、二倍、三倍進行加載,每級循環兩次,直至破壞。

1.2 試驗方案

本試驗選取螺栓數目、螺栓等級、螺栓規格、初始扭矩、螺栓孔徑以及螺栓孔距共六個參數,角鋼采用鋼材等級為Q345的L140×10等邊角鋼,共設計了3組單調加載工況以及18組滯回加載工況,具體試驗工況如表1所示。

表1 試驗工況Tab.1 Test scheme

2 試驗結果與分析

2.1 試驗結果分析

在單調加載和低周往復加載作用下,節點試件的破壞模式為螺栓被剪斷以及螺栓孔發生塑性變形。試件破壞形態如圖3所示。試件A1～A3在單調加載作用下以及試件B1～B18在循環加載作用下的荷載-位移曲線,分別如圖4和圖5所示。在兩個或三個螺栓的工況下,螺栓并不總是同時發生斷裂,而是其中一顆首先發生斷裂,剩余螺栓隨著加載過程的進行逐步發生斷裂。例如,圖5(j)中曲線在節點破壞時出現了折線段,這說明工況B10的三個螺栓并不是同時發生的斷裂,在一個螺栓斷裂后仍具有一定的承載能力。

圖3 螺栓節點的破壞形態Fig.3 Failure mode of the bolted joint

圖4 荷載-位移曲線(單調)Fig.4 Load-displacement curve (Monotonic loading)

圖5 荷載-位移曲線(滯回)Fig.5 Load-displacement curve (Cyclic loading)

在循環荷載的作用下,螺栓節點的力學行為較為復雜,每個承載階段的受力都存在著多個傳遞機制,也就造成了在不同的承載階段,構件和螺栓之間相互作用的差異,這影響著節點的滯回性能。為了確定構件與螺栓之間的作用機理,Ma等通過有限元模擬對在單調荷載條件下單螺栓節點的荷載變形行為進行分析,并基于單調曲線的分析模型推導了該節點滯回模型的主干曲線。Yaghoobi等通過對節點進行加載試驗擬合了理想化滯回曲線的計算公式。本節在此研究的基礎上,結合試驗得到的荷載-位移滯回曲線對螺栓節點在循環荷載下的力學行為進行補充分析。

通過對18組試驗的滯回曲線進行分析,繪制了螺栓節點在循環加載下各個階段力學行為的示意圖,如圖6所示。圖6中:實線表示前期循環加載下各個階段節點的滯回曲線的大致路徑;虛線表示滯回曲線隨著加載次數增加的變化趨勢;b-c1-g1為承載階段,在此階段中節點承載能力隨著荷載的增加而增加,但由于節點存在部分的塑性變形,因此節點位移會逐漸增加;b1-c2為逐步失效階段,在此階段中節點大部分進入了塑性階段,其承載能力逐漸降低,同時由于螺栓孔由于塑性變形而增大,滑移階段也相應增加;拉區和壓區則表示荷載對于試件的方向。

圖6 螺栓節點滯回曲線示意圖Fig.6 Diagram of hysteretic curve of the bolted joint

由于篇幅有限,本文僅列出試驗與Ma等和Yaghoobi等獲得的力學行為的差異。

(1) 目前在有限元模擬過程中,為了便于仿真計算,通常假定螺栓初始位置位于構件螺孔中心。對于每個構件,螺栓可以滑動各自螺孔間隙的一半,即理想間隙類型。而在實際情況中,螺栓在螺孔中的初始位置是不能確定的。如果螺栓初始并未處于構件螺孔的中心,如圖7(a)所示。在滑移階段初期,兩個構件發生相對移動,此時節點剛度約等于0;由于螺栓兩側的構造間隙量并不一致,因此間隙量較小一側的構件先與螺栓發生接觸,如圖7(b)所示,此時節點在構件與螺栓的共同作用下會產生一定的節點剛度。即在螺栓節點的滑移階段剛度并不完全為0(見圖6中a-k-b路徑)。

圖7 螺栓行為示意圖Fig.7 Diagram of bolt behavior

(2) 由于構造間隙的存在,節點會發生螺栓滑移,其滯回曲線呈捏縮的“反Z型”。同時螺栓初始位置的不確定導致加載過程中構件以及螺栓兩側的損傷程度不同,因此隨著循環次數的增加,摩擦阻力會隨著損傷的增大而減小,結果表現為滯回曲線逐漸向內捏縮,即曲線沿著圖6中j-b1的路徑發展。

(3) 隨著多次循環加載下,節點會從彈性階段逐步進入塑性階段直至失效;在此過程中,節點的承載力會先增大后減小,并且隨著節點構件的塑性變形增大,螺栓的滑移距離也會逐漸增大。

(4) 此外,在多螺栓工況中,同一加載階段不同螺栓的力學行為并不能完全保持一致以及各個螺栓的初始位置也不盡相同,因此造成節點拉區與壓區滯回曲線不對稱的情況。同時,在進行同級加載時,也可能會出現強度降低的現象。

2.2 荷載類型影響分析

為了研究荷載類型對節點受力特性的影響,工況A1～A3和工況B3～B5對試件分別進行了單調加載以及低周往復加載試驗。

工況A1～工況A3的滑移荷載分別為10.6 kN,8.1 kN和9.3 kN,而工況B3～工況B5的初始滑移荷載分別為11.2 kN,8.5 kN和10.1 kN,其滑移荷載相差分別為5.3%,4.7%以及7.9%,誤差較小,這說明荷載的類型對節點的滑移荷載影響不大。

單調加載時,工況A1～工況A3受拉的極限荷載分別為88.7 kN,37.2 kN和83.5 kN,其相對應的位移分別為9.86 mm,4.42 mm和7.57 mm;而當節點受到低周往復荷載時,由于荷載方向的不斷變化,導致了節點兩側受到不同程度的損傷,且損傷逐漸累積。工況B3～工況B5在受壓區域的極限荷載分別為87.4 kN,36.8 kN和81.9 kN,在受拉區域的極限荷載分別為73.9 kN,30.8 kN和70.9 kN。可以看出,無論是受拉區域還是受壓區域,節點在反復加載后的極限承載力均低于單調加載。此外,工況B3～工況B5出現極限荷載所對應的位移分別為5.84 mm,4.17 mm和6.25 mm,這說明單調加載時節點達到極限荷載相對應的位移大于反復加載時極限荷載所對應的位移,即當受到往復荷載時,節點位移值偏小時也可能出現破壞情況。同時,隨著加載次數的增加,螺栓孔的塑性變形逐漸累積,導致節點的滑移距離逐漸增大。

2.3 滯回曲線參數分析

雖然所有工況的荷載-位移滯回曲線在趨勢上保持一致,但不同參數對應的曲線仍有差別,下面對滯回曲線進行參數分析:

(1) 對比圖5(a)～圖5(c),當螺栓等級從4.8級增加到6.8級再到8.8級時,其極限荷載分別為61.8 kN,76.7 kN和87.4kN,即隨著螺栓等級的增加,節點的極限承載力隨之增大;從圖5(a)、圖5(b)、圖5(d)～圖5(f)可知,螺栓節點的強度隨著螺栓規格的增加而增大。

此外,螺栓孔距30 mm(見圖5(q))、50 mm(見圖5 (i))和70 mm(見圖5 (r))的極限荷載分別為68.3 kN,65.7 kN和64.6 kN,雖然節點強度隨著孔距的增大而減小,但并不明顯,差值在5%以內。

(2) 圖5(d)、圖5(k)和圖5(n)給出了不同螺孔直徑節點的滯回曲線。當螺孔直徑為12.5 mm,13.5 mm和16.5 mm時,其滑移荷載分別為11.5 kN,8.5 kN和7.6 kN?？梢钥闯?隨著螺栓孔徑的增大,滑移臨界荷載逐漸減小。而其極限荷載分別為31 kN,30.8 kN和26.8 kN,相對應的位移值為2.19 mm,3.77 mm和7.95 mm,受壓區域極限荷載分別為38.8 kN,36.8 kN和32.5 kN,相對應的位移值為2.81 mm,4.57 mm和8.96 mm。因此,螺栓孔徑主要影響節點的滑移荷載以及滑移量,對節點的極限荷載影響不大。上述分析針對螺栓數量為單個的工況,而當螺栓孔直徑保持相同時,對比兩個螺栓連接的工況(見圖5(i)、圖5(l)和圖5(o))可以發現,其螺栓滑移的臨界荷載分別為13.6 kN,12.9 kN和9.8 kN,與單個螺栓連接一樣,隨著螺孔直徑越大滑移荷載越小,但并不與螺栓數量呈線性關系。

(3) 當螺栓孔徑為13.5 mm時,單個螺栓工況、兩個螺栓工況和三個螺栓工況節點受壓區的極限荷載分別為36.8 kN,65.7 kN和83.2 kN,受拉區的極限荷載分別為30.8 kN,49.7 kN和72 kN;當螺栓孔徑為12.5 mm時,單個螺栓工況、兩個螺栓工況和三個螺栓工況節點受壓區的極限荷載分別為38.8 kN,54 kN和93.4 kN,受拉區的極限荷載分別為31.0 kN,52.0 kN和71.3 kN;當螺栓孔徑為16.5 mm時,單個螺栓工況、兩個螺栓工況和三個螺栓工況節點受壓區的極限荷載分別為32.5 kN,65.2 kN和97.5 kN,受拉區的極限荷載分別為26.8 kN,61.5 kN和71.5 kN。由于節點設計強度由螺栓強度所控制,因此螺栓節點的極限荷載隨著螺栓數量的增加而增大,但除了螺栓孔徑為16.5 mm的受壓區,其余工況的極限荷載隨著螺栓數量的增加均有不同程度的折減,并不是線性增加。這是因為在反復加載的過程中,螺栓連接處不同方向上會出現程度不同的塑性變形,其強度會相對地降低;并且在多螺栓工況下,各個螺栓在同一時刻的行為并不一定一致,即多螺栓承載協同性也對節點的極限承載力產生影響。而螺栓孔徑為16.5 mm的受壓區極限荷載基本沒有發生折減,可能是因為該螺栓受壓載一側的損傷較小所導致的偶然現象。

采用均值化方法對節點的承載力進行無量綱處理,由于各個工況的節點參數不同,因此各個工況的標準值采用規范進行計算。將各個工況拉區及壓區荷載比值為極限承載力與規范標準值的對比,其中正值代表壓區,負值代表拉區,結果如圖8所示。

圖8 各個工況的荷載比值Fig.8 Load ratio of each case

由圖8可見,雖然相較于單調加載,循環荷載下節點的極限承載力都有降低,但仍高于規范標準值。隨著螺栓等級的提高,其拉區、壓區的極限承載力差值逐漸減小;并且荷載比值逐漸減小,即極限承載力與規范標準值逐漸接近,這種情況說明規范偏于保守。此外,壓區的荷載比值大于拉區的荷載比值,這說明加載方向對極限承載力有一定的影響。

2.4 骨架曲線及延性分析

骨架曲線是滯回曲線中各級循環加載的峰值荷載點的連線,其特征點包括屈服荷載點(Δy,Py)、極限荷載點(Δmax,Pmax)以及破壞荷載點(Δu,Pu)。其中,極限荷載點的Pmax為骨架曲線上的最大荷載,Δmax為與之相對應的位移。各個工況的骨架曲線如圖9所示。

一般來說,定義試件的破壞荷載Pu為極限荷載Pmax的85%,Δu為與Pu所對應的位移。但實際試驗中,試件破壞時的荷載并不是完全等于極限荷載Pmax的85%,在達到節點的極限荷載后,節點仍具有一定的承載能力,即發生破壞時節點的承載能力并不為零;此外,節點破壞僅在一個方向發生。因此,如果實際的破壞荷載大于極限荷載Pmax的85%,則破壞荷載Pu以試驗荷載值為準;若小于極限荷載Pmax的85%,則以85%的極限荷載值為準,如果骨架曲線沒有下降段,則以極限荷載點作為試件破壞時的荷載點。在三個特征點中,極限荷載點(Δmax,Pmax)和破壞荷載點(Δu,Pu)可以直接確定,屈服荷載點通過最遠點法進行確定,其計算結果如表2所示。位移延性系數μ常用來表征結構在破壞之前的變形能力,用式(2)進行計算,具體結果如表3所示。

表3 延性系數Tab.3 Ductility factor

(2)

從表3中可以看出,所有試件的平均延性系數都在1.15～1.89變化。提高螺栓等級可以提升節點的延性;而提升螺栓規格以及增加預緊力對節點延性影響不大;當螺栓數量增加時,由于螺栓行為存在差別,因此節點的延性系數較為接近,但并沒有規律。此外,對比工況4、工況11和工況14,以及工況10、工況13和工況16,當螺栓為單個時,螺栓孔徑從12.5 mm增大到13.5 mm以及從13.5 mm增大到16.5 mm,其延性系數分別下降了17.9%和5.6%;而當螺栓數量為三個時,延性系數分別下降了32.8%以及9.5%。因此,可以發現隨著螺栓孔徑的增大,節點的延性系數會有所下降;并且隨著螺栓數量的增加,下降程度有所增加。

2.5 耗能能力

每一循環加載中滯回曲線的面積可以用來衡量節點試件耗能能力的大小,且將每一循環的節點耗能進行累加可以得到試件的總耗能。每一循環的耗能如圖10所示。

圖10 節點的耗能曲線Fig.10 Energy dissipation curve of the joint

由圖10可知:節點構件的各級耗能能力趨于一致;在荷載控制加載階段,試件的耗能能力隨著加載次數的增加而增大;而在位移控制加載階段,試件由于部分或者全部進入到了塑性階段,其耗能能力在達到峰值之后逐漸下降,直至試件破壞。此外,由于試件存在同級加載強度退化的現象,因此在位移控制階段,其耗能能力會出現同級加載降低的狀況。

提高螺栓等級、增大螺栓規格以及增加螺栓數量均能提高螺栓節點的耗能能力;但螺栓的孔距對節點的耗能能力影響不大;并且增大螺栓孔的直徑雖然能增大節點的耗能能力,但只是延長了滑移階段,對節點構件的承載性能并沒有明顯的改善,同時還會增加構件的位移,這對結構整體是不利因素。

3 結 論

本文通過對輸電塔典型螺栓節點進行3組單調加載試驗以及18組低周往復荷載試驗,研究了荷載類型及節點參數對節點力學性能的影響規律,結論如下:

(1) 單調加載和循環加載試件的破壞模式一致,均為螺栓被剪斷以及螺栓孔發生塑性變形。在循環荷載作用下,節點試件的極限承載力及其相對應的位移均小于單調荷載下的對應值;而臨界滑移荷載較為接近。即荷載類型對節點的破壞形態及滑移荷載影響不大,主要影響了節點的極限荷載以及相對應的位移。

(2) 螺栓初始位置能夠影響到滑移階段的節點剛度,并且導致螺栓和構件兩側損傷程度不一致,造成滯回曲線的捏縮現象。

(3) 螺栓節點的強度隨著螺栓規格和等級的增加而增大,但孔距對其影響較小,差值在5%以內;螺栓孔徑主要影響節點的滑移荷載及滑移量,對節點的極限荷載影響不大;節點的極限荷載隨著螺栓數量的增加而增大,但并不都是呈線性增加。

(4) 節點試件的延性隨著螺栓等級的提高而增加,但隨著螺栓孔徑的增加而下降;而螺栓規格及預緊力對節點的延性影響不大。

(5) 提高螺栓等級、增大螺栓規格以及增加螺栓數量均能提高螺栓節點的耗能能力;螺栓孔徑的增加雖然能夠提高節點的耗能,但對節點的承載能力影響較小,反而增加結構整體的位移,實際工程中應該避免。