大型多功能结构试验机加载工况的试验研究

大型多功能结构试验机加载工况的试验研究

1大型多功能结构装置随着我国经济结构的快速发展和建设水平的不断提高，建筑工地对结构试验提出了越来越高的要求。大型节点试验、足尺结构试验以及大型结构模型试验等均需要在具有更大加载能力的试验机系统上进行。在上海市重点学科建设项目和教育部“211工程”建设项目的资助下,同济大学共投入600万元建成了“10000kN大型多功能结构试验机系统”(图1),试验机系统有6个伺服控制通道,可同时实现竖向10000kN压缩和3000kN拉伸,上部横向3000kN推拉和下部横向1500KN推拉,具有独创的跟动伺服控制模式和高5m、长4m、宽2m的试验空间,其加载能力和试验功能均达到了国际先进水平,能够真实地模拟大型结构构件在复杂受力情况下的实际受力性态。本文设计了一个H形截面悬臂柱试件来测试这台大型结构试验机的各项性能指标,包括荷载的准确性、加载点的行程和转动能力、加载点的联动性能以及加载点的随动性能。2试验总结2.1柱脚锚栓刚接试件为热轧H形截面悬臂柱,柱截面采用热轧H形钢HW450×300;柱脚采用锚栓刚接在底座上。试件总高3.35m,顶部设置一个竖向加载点,1.50m和3.0m高度处各设置一个水平加载点。2.2应变片和位移计读取和加载本试验共安装了6组应变片和4组位移计。测点布置如图2所示。图中,所有应变片均为纵向应变片;各剖面图中,Φ代表水平位移计,⨂代表竖向位移计。应变片和位移计读数均由数据采集系统得到。在分级加载阶段,各级荷载施加完成后,稳定1min后进行读数;在连续加载阶段,每间隔1s自动采集一次数据。每个加载点的荷载由2个伺服通道(一个主油缸通道和一个微调油缸通道)控制,通过测量油缸的油压可以得出加载点的荷载。本文共布置了6个测点来测量试验机各加载油缸的油压读数。同时,试验机施加的荷载大小还可从试验机系统直接读出。2.3各加载点加载制度加载示意图见图3,实际加载情况见图4。本试验共进行了7种加载工况,其中,前6种工况为各加载点单独加载,试件均处于弹性阶段,其加载制度见表1。第7种工况为联合加载,荷载一直施加到试件破坏,其加载制度见表2。表1和表2中,P代表竖向力(压为正,拉为负);F上代表上部水平力(推为正,拉为负);F下代表下部水平力(推为正,拉为负),单位均为kN。2.4加载前后试件的变形在前6个加载工况下,试件均处于弹性状态,随着荷载的不断增加,试件的变形也相应增加,卸载后试件基本恢复到加载前状态。在第7工况下,加载初期,试件的弹性变形不断增加;随着荷载的增大,试件根部翼缘首先进入屈服;然后继续加载,直至顶部水平位移达到试验机系统的最大行程;卸载后试件仍保留了很大的塑性残余变形。试件根部屈服情形如图5所示。3横向加载荷载试验机系统建成后,经相关部门鉴定,各加载点的荷载误差均在±1%以内。然而,各加载点的实际加载性能和传递到试件上荷载值的准确性,却只能由试件上各测点的读数更好地反映出来。加载工况1～加载工况6的主要试验目的就是考查试验机系统各个加载点在各个方向的实际加载性能和试验机荷载的准确性。荷载值可以通过3个方法得到,即通过试验机系统直接读数得到、通过加载油缸的油压读数计算得到和通过应变片读数计算得到。图6、图7比较了通过3种方法得到的竖向加载点的荷载值。图中,P代表试验机系统的读数;P(油)代表根据加载油缸的油压读数计算得到的荷载值;P(1)代表根据“第1组应变片”读数计算所得到的荷载值,P(2)代表根据“第2组应变片”读数计算所得到的荷载值。单位均为kN。图8、图9比较了通过3种方法得到的上部水平加载点的荷载值。图中,F上代表试验机系统的读数;F上(油)代表根据加载油缸的油压读数计算得到的荷载值;F上(1)代表根据“第1组应变片”读数计算得到的荷载值,F上(2)代表根据“第2组应变片”读数计算得到的荷载值,F上(6)代表根据“第6组应变片”读数计算得到的荷载值。单位均为kN。图10、图11比较了通过3种方法得到的下部水平加载点的荷载值。图中,F下代表试验机系统的读数;F下(油)代表根据加载油缸的油压读数计算得到的荷载值;F下(1)代表根据“第1组应变片”读数计算得到的荷载值,F下(5)代表根据“第5组应变片”读数计算得到的荷载值。单位均为kN。图6～图11中,横轴均为荷载步级数,纵轴均为荷载值,单位为kN。从这些图可以看出,荷载越大,各荷载值之间的偏差就越小;根据油压读数计算得到的荷载值和试验机系统的读数相差较大,而根据应变片读数计算得到的荷载值和试验机系统的读数相差很小,当荷载较大时,其差别一般在5%以内。这说明试验机各加载点传递到试件上的荷载是准确的。4联动性能与随动性能2步联合加载主要考查试验机各加载点的联动和随动性能。从其加载制度可以看出,第3步主要考查两个水平加载点的联动性能,即在位移量不同的情况下同时加载的性能,同时还考查了顶端有转角的情况下竖向加载点的随动性能。第4步和第5步则考查了下部水平加载点和竖向加载点的随动性能。4.1各加载点的行动能力根据各组位移计的读数,可以计算出各个加载点所达到的最大位移如表3。从表3可以看出各加载点的行动能力很好:竖向加载点在本试验中的最大转角达1.14度,水平位移近300mm;上部水平加载点的行程达到280mm左右,下部水平加载点的行程达到110mm左右。4.2水平荷载联动性能在第3级荷载,通过使上部水平荷载和下部水平荷载同时增加到100kN来验证两个水平加载点之间的联动性能。图12为两个水平荷载在第3级荷载的荷载-侧移曲线,横轴为柱顶侧移(mm),纵轴为荷载大小(kN)。从图中可以看出,当荷载小于100kN时,两条曲线基本吻合,这说明试验机两个水平加载点基本能做到同时加载。4.3底部竖向荷载分析图13～图15给出了竖向荷载、上部水平荷载、下部水平荷载与试件顶点侧移的关系曲线,横轴均为试件顶端侧移(mm),纵轴均为荷载值(kN)。从图13可以看出,竖向荷载在1000kN上下波动,P(4)比P(油)的波动小,但二者十分接近。图14清晰地反映了试件在荷载的作用下从弹性阶段进入屈服再到强化的整个过程。在加载初期,随着上部水平荷载的增大,试件的顶端侧移不断变大;当顶部侧移达到100mm左右时,由于顶部竖向荷载要维持在1000kN,因此上部水平荷载开始下降;当侧移达到200mm左右时,试件根部截面已经进入强化阶段,上部水平荷载又开始增大,最后进入卸载阶段,卸载时的曲线基本呈弹性状态,卸载完成后试件顶端的残余位移约270mm左右。从图14还可以看出,F上(油)和F上(6)的曲线形状几乎完全一致,但F上(6)比F上(油)小,由于第6组应变片的应变读数一直很小,也就是说上部水平加载杆一直处于弹性阶段,故F上(6)比较准确。从图15可以看出,F下(油)和F下(5)的曲线形状几乎完全一致,但F下(5)比F下(油)小,同理,由于第5组应变片的应变读数一直很小,也就是说下部水平加载杆一直处于弹性阶段,故F下(5)比较准确。表4给出了荷载持续过程中的最大值和最小值。对于竖向荷载,其持续过程从第2步一直到第5步;对于下部水平荷载,其持续过程从第4步到第5步。从表中可以看出,竖向荷载的波动很小,基本在5%以内;由于顶部竖向荷载加载点的油缸基本不发生竖向的位移,因此其波动较小。而下部水平荷载则不然,其波动较大,最大达到了14.42%,这是由于下部加载点处的水平位移在不断变大,要维持此处的力不变,需要不断调整加载点的位置,在位置的调整过程中必然会有荷载的波动,而且由于水平荷载的荷载值较小,故其波动偏大。4.4变刚度计算方法根据各组应变片的读数,可以计算出各组应变片处截面上的内弯矩M内;而根据各组位移计读数以及P(油),F上(6)和F下(5)的数值,可以计算各个截面上的外弯矩M外。图16～图19比较了各个截面上的内弯矩和外弯矩,横轴均为试件顶端侧移(mm),纵轴均为弯矩值(kN·m)。在计算外弯矩时,本文的竖向荷载采用了根据油压读数计算所得的P(油),而水平荷载则采用了根据第5组和第6组应变计算得到的F上(6)和F下(5)。图中,M内(i)代表第i组应变片处截面上的内弯矩,M外(i)代表第i组应变片处截面上的外弯矩;不平衡弯矩为内外弯矩之差,即ΔM(i)=M内(i)-M外(i)。从图16～图19可以看出,在试件顶端侧移不大于100mm时(对应于试件根部进入屈服以前),各截面上的不平衡弯矩是很小的;当试件顶端侧移大于200mm时(对应于试件根部截面开始进入强化阶段),各截面上的不平衡弯矩开始急剧变大,而且不平衡弯矩的方向和水平荷载的加载方向相反。不平衡弯矩主要由以下原因引起:①竖向加载点处存在附加水平摩擦力;②竖向加载点在随动过程中产生了偏心。设顶端的附加水平力为H,偏心距为e,只需2个截面处的不平衡弯矩即可解得H和e。本文采用了“第2组应变片”处截面和“第4组应变片”处截面的不平衡弯矩来求解H和e,解得的结果见图20和图21。从图中可见,附加水平摩擦力的数值不大,其最大值还不到20kN,而且其变化是随机的,没有固定的规律可寻;但荷载偏心e就不同了,当试件顶端侧移不大于200mm时,其值一般在10mm以内,当侧移大于200mm时,偏心值迅速加大,最大值接近200mm,而且其趋势很明显,是沿水平推力相反的方向加大。通过以上分析可以看出,竖向加载点的最大平移超过200mm时,其荷载偏心e过大,试验机的加载性能宜作进一步试验分析。4.5柱脚锚栓内加载为了将试验结果和理论计算结果进行比较,采用了有限元分析软件对试件进行了理论分析,并将分析结果和实测结果进行了对比。在分析中,采用了以下假定:①计算单元采用了板壳单元。②由于实测截面尺寸和名义截面尺寸相差很小,板厚按名义尺寸取用。③柱脚底部为刚接。没有考虑柱脚锚栓的刚度,因此最后理论值和实测值进行比较时,将实测值中柱脚转动引起的附加位移扣除。④材料本构关系为随动双线性强化模型,弹性模量为2.06×105MPa。强化阶段的切线模量为弹性模量的0.03倍。⑤加载制度按表2进行。先将竖向荷载加到1000kN,然后将两个水平荷载同时加到100kN,最后增加上部水平荷载直到试件破坏。⑥分析中不但考虑了材料非线性的影响,还考虑了几何非线性的影响。⑦本文仅分析了荷载上升段的情况。对荷载下降段未进行分析。图22比较了荷载位移曲线的理论值和实测值。从图中可以看出,二者差别不大。5试验结果分析根据以上分析,可得出如下结论:(1)试验机读数和根据应变反算出来的荷载值吻合得比较好,当荷载达到加载能力的一定比例时,偏差基本在5%以内。但是当荷载很小时,读数的偏差还是较大,故为了保证试验的准确性,荷载宜达到试验机加载能力的一定比例。(2)试验机的竖向加载点具有足够的转动能力、竖向运动能力和水平移动能力。水平加载点也具有足够的平动能力。通过本试验可以看出,竖向加载点最大转角可达0.020rad(1.14°左右);水平行程可达到290mm左右;上部水平加载点的行程可达到280mm左右,下部水平加载点的行程可达到120mm左右。(3)在联合加载时,竖向加载点具有很好的随动能力,即加载点水平移动时,竖向荷载能基本维持不变,波动不超过5%。下部水平加载点的随动能