空间框架梁柱节点伪静力加载试验系统设计

空间框架梁柱节点伪静力加载试验系统设计

0节点组合设计在研究框架梁柱节点的抗疲劳压能力时，通常使用伪静力试验方法，即使用特定的负荷控制或变形控制方法对试件的低周重复负荷进行补偿，并从弹性阶段直到破坏点。由于梁端约束装置等试验条件的限制,目前国内外学者大多选择平面节点作为研究对象,针对空间节点的研究较少。实际地震力作用方向可能与结构主轴成任意角度,节点相应的受力状态比较复杂,故进行双向水平地震作用下的节点性能研究十分重要。与相对简便的模拟单向水平地震作用下的节点试验不同,双向水平地震作用试验必须借助正交的加载设备和相应的反力装置以及能够形成空间铰支座的端部约束装置;必须确定两个水平方向的荷载或位移的组合模式;必须合理整合多维数据以反映节点试件的整体受力性能。本文主要结合自主研发的试验系统,从试验装置(加载设备、反力装置和端部约束装置)、加载方案和数据处理三方面探讨空间框架梁柱节点伪静力试验的实现方法。1柱端主动加载模式为了简化试验装置便于施加边界条件,梁柱节点试件往往取至梁和柱的反弯点。为模拟实际结构中的反弯点,必须在试件的柱端和梁端设置铰支座,同时连接水平或竖向作动器以施加柱端或梁端位移,此时对应的加载模式分别称为柱端主动加载和梁端主动加载模式(图1)。梁端主动加载模式未直接显现二阶效应,但节点受力状态与实际结构仍基本一致,可用于单纯研究节点滞回性能。从已有的文献[2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12,13,14]来看,三维试验中两种模式均得到广泛采用,无特别的倾向性。结合同济大学土木工程防灾国家重点实验室现有条件,空间节点试验装置(图2)采用梁端主动加载模式,以规避采用柱端主动模式加载时竖向荷载易产生不易筛分的变动水平摩擦力的问题。柱顶轴压设备采用单向液压千斤顶,东(E)西(W)向和南(S)北(N)向梁端竖向加载设备采用双向液压作动器。柱顶双向水平支撑与L形反力墙相连,各千斤顶反力装置采用钢反力架或柱底双向水平支撑。柱端部约束装置采用空间球型支座,梁端约束装置采用自主研发的套箍式球铰支座(图3)。梁端套箍式球铰支座由顶/底支座、顶/底实心球冠和螺纹杆三部分组成,其中顶/底支座上预开有与顶/底实心球冠相匹配的球形凹槽,顶/底实心球冠带有底板。实际安装时,首先将顶/底实心球冠分别放置在梁端加载点截面的上部和下部,为约束球冠水平变位,预先在梁端紧贴球冠底板处焊接(对于钢梁)或预埋(对于钢筋混凝土梁)挡板,接着用顶/底支座将梁端套箍,即用支座板的球形凹槽罩住梁端球冠,然后用4根36mm的螺纹杆将顶、底支座板联系并拧紧,最后通过螺栓将双向油压千斤顶与顶或底支座连接。为了减小摩擦对支座转动的影响,在柱端和梁端球铰支座中均设置了摩擦系数很小(大约为0.03)的弧形聚四氟乙烯(PTFE)板。除内柱节点外,边柱或角柱节点也可利用该装置进行伪静力加载。实际操作时,只需安装3个(当为边柱节点时)或2个(当为角柱节点时)梁端套箍式球铰支座和相应的作动器。2试验加载制度试验装置东西向和南北向各布置了一个荷载传感器以量测梁端竖向荷载(图2a)。图4给出了梁端竖向位移计平面布置图,其中ω为试验模拟的水平地震输入方向与东西向梁轴线的夹角。从图中可以看出,每个梁端加载点两侧各布置有1个竖向位移计,取读数平均值作为该梁端竖向位移,LD为两侧竖向位移计的间距。为便于控制加载,可将各梁端双向液压作动器连通,采用各梁端同步加载规则,这样试验过程中西、北、东和南4个梁端竖向荷载绝对值始终保持一定比例。加载程序采用荷载-变形双控制,即先以力控制进行加载,试件达到屈服状态后改用位移控制。当梁端采用的双向液压作动器为伺服模式时,可直接通过梁端位移值控制加载;当梁端采用的双向液压作动器为非伺服模式时,可通过人工监测梁端荷载传感器和竖向位移计在计算机中的读数并及时反馈给千斤顶操作人员以实现位移加载。3试验结果转换利用本试验系统进行伪静力加载时,获得的梁端荷载-梁端位移曲线共有4条(内柱节点)、3条(边柱节点)和2条(角柱节点)。为了反映试件的整体受力性能,根据能量守恒原理,将各梁端荷载-梁端位移曲线转换成1条柱端水平力Pc-等效柱端水平位移Δ关系曲线。转换原则为:柱端水平力为主动施加梁端竖向荷载时柱端产生的水平反力,可根据力的平衡关系求得;等效柱端水平位移根据试验系统输入总能量确定。结合本系统的具体情况,给出3种形式节点的柱端水平力和等效柱端水平位移的求解公式,推导过程详见文献。(1)clbwe+pp2p2s的cbbbbbbbbbbbbbsbbbbbbpbbbbbbbbpbbbbbbbbbbbbpbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbpbbbbbbbbbbbbbbbbbpbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbpPc=1+μ2P−−−−−−√LbHcP1(1)Δ=HcLb(δW−δE)+μP(δN−δS)1+μ2P√(2)Ρc=1+μΡ2LbΗcΡ1(1)Δ=ΗcLb(δW-δE)+μΡ(δΝ-δS)1+μΡ2(2)(2)cn,为“”,为“”,为“”,为“”,为“”,为“”Pc=1+0.25μ2P−−−−−−−−−√LbHcP1(3)Δ=HcLb(δW−δE)−μPδS1+0.25μ2P√(4)Ρc=1+0.25μΡ2LbΗcΡ1(3)Δ=ΗcLb(δW-δE)-μΡδS1+0.25μΡ2(4)(3)横向加载时荷载Pc=0.51+μ2P−−−−−−√LbHcP1(5)Δ=2HcLb−δE−μPδS1+μ2P√(6)Ρc=0.51+μΡ2LbΗcΡ1(5)Δ=2ΗcLb-δE-μΡδS1+μΡ2(6)式中:Lb、Hc分别为试件梁长和柱高;P1、P2分别为东西向和南北向梁端双向液压作动器施加的竖向荷载,取正向加载时的荷载值为正(图2b);μP为P2和P1的比值;δW、δN分别为西侧和北侧梁端竖向位移,以竖直往上的方向为正;δE、δS分别为东侧和南侧梁端竖向位移,以竖直往上的方向为正;Pc、Δ分别为柱端水平力和等效柱端水平位移。4竖向加载装置及控制合理利用该试验系统先后成功进行了7个圆钢管混凝土柱-RC环梁式节点(图5)的抗震性能试验研究和9个圆钢管柱-H型钢梁外环板式节点的抗震性能试验研究。柱顶轴压设备采用一个最大加载能力为320kN的单向液压千斤顶,东西向和南北向梁端竖向加载设备分别采用加载能力为500kN(拉力)-1000kN(压力)-±250mm(最大行程)和300kN(拉力)-500kN(压力)-±300mm(最大行程)的双向液压千斤顶。因此试验过程中西、北、东和南4个梁端竖向荷载绝对值始终保持为1∶3/4∶1∶3/4(正向)和1∶2/3∶1∶2/3(反向)。考虑到两个方向梁端竖向荷载的差异,加载控制点始终选为东西向梁端。有关该系统约束装置、加载控制以及数据处理的效果验证如下。4.1环梁式空间节点伪静力试验图3b给出了空间节点低周反复加载试验过程中梁端套箍式球铰支座的作用效果,可以看出该支座基本不会产生附加的扭转约束。表1给出了7个圆钢管混凝土柱-RC环梁式空间节点伪静力试验中同一梁端两侧竖向位移计读数的比值及理论计算结果。试件编号中HL表示环梁,DG、GJ分别表示方钢抗剪环和螺纹钢抗剪环,紧接其后的数字(2、3或4)表示环梁顶部或底部纵筋数量,S表示空间试件,除非特别说明,环梁箍筋直径一般为12mm,V6表示环梁箍筋直径为6mm,M表示环梁采用圆弧过渡。可以看出,实测值与理论计算值吻合较好。数据分析表明,本试验装置性能良好,适用于空间梁柱节点的低周反复加载试验。4.2梁端荷载或位移试验设备决定加载时只能选择一个梁端为实际控制点,而且无法通过计算机自动实现加卸载的转换。试验时,控制点监控人员必须时刻关注梁端荷载传感器或位移计读数,并且提前指挥千斤顶操作人员进行卸载。由于人为因素,正、反向加载时,控制点自身的荷载或位移幅值也难以做到完全一致,而且不同试件的误差也可能不同。图6给出了部分节点试件在各加载级别下第1循环正、反向峰值点所对应的柱端水平力和等效柱端水平位移,可以看出,反映试件整体性能的正、反向位移幅值差异甚小,对节点受力性能判定基本无影响。4.3c与eb积分加载表2给出了各节点最大承载力对应的加载循环下Ec和Eb的比值,其中Ec和Eb分别为根据柱端水平力-等效柱端位移曲线和根据实测的各梁端荷载-梁端位移曲线积分累加得到的能量耗散值。可以看出,该比值非常接近于1,这证明了本试验系统所采用的荷载-位移曲线转换评价方法的可靠性。5动态载荷的消除本文设计了一种空间框架梁柱节点伪静力加载试验系统,并实施了多组节点的验证性试验。该系统具有如下特点:(1)采用梁端主动模式加载,规避了当采用柱端主动模式加载时竖向荷载易产生不易筛分的变动水平摩擦力的问题。针对梁端约束装置研发的套箍式球铰支座,在双向水平加载过程