螺栓球支座節點中錨栓的超低周疲勞破壞特征

武文喆， 李海旺， 宋夏蕓

(太原理工大學建筑與土木工程學院，太原 030024)

隨著社會的發展，越來越多的空間結構投入使用[1]。空間網格結構在設計中，規范里規定除受拉支座外，支座節點錨栓按構造要求設置，災難性地震發生時，錨栓往往會發生受剪破壞，結構的失效通常會造成大量人員無家可歸和財產損失，所以發展韌性城市，增強城市抵抗地震的能力顯得尤為重要[2]。大跨度鋼網格結構的建筑除了滿足日常功能外，也可為災民提供應急避難場所，在保證人民安全的基礎上，實現震后的工程結構、城市乃至整個社會維持或快速恢復功能[3]。所以，對大跨度結構在強震作用下的破壞形態成為該領域的重要研究課題[4]。研究表明：鋼結構在地震下的破壞為低周疲勞破壞[5]，有關學者也做出了一系列研究。聶桂波等[6]總結了蘆山地震中兩個大跨度空間鋼結構發生破壞的主要部位和典型的破壞模式，認為結構破壞形式主要有支座破壞、桿件破壞及附屬結構破壞，并分析造成這些破壞的主要原因。羅云蓉等[7]對鋼結構材料Q235鋼的超低周疲勞性能進行了研究，獲得了循環應力響應特征曲線和基于塑性應變幅及應變速率的超低周疲勞壽命預測公式，通過電鏡掃描，分析了試驗材料超低周疲勞下的微觀斷裂機理。劉希月[8]基于高強度鋼材的斷裂微觀機理，以大量的試驗研究為基礎，結合數值計算和理論分析，從材料材性、典型構造和梁柱節點3個層面對高強度鋼材鋼結構的斷裂性能展開研究，得到了豐富的材性數據、損傷退化系數及低周疲勞斷裂預測模型。徐強等[9]設計了3種不同的加載制度對鋼框架節點進行低周往復加載，研究了不同大位移加載方式對構件的破壞形態的影響。陳芮等[10]對橡膠支座在不同垂直壓力下分別進行了單向水平加荷試驗、循環荷載試驗，得到了在不同垂直壓應力下的單向變形曲線及滯回曲線。楊旭等[11]對螺栓球節點網架中M22高強螺栓的疲勞性能進行試驗，通過對高強螺栓疲勞破壞斷口宏觀和微觀照片的分析，探討了螺栓球節點網架中高強螺栓疲勞破壞機理。

但目前鋼結構疲勞性能的研究主要集中在材料、鋼框架節點及高周疲勞性能等方面，關于鋼網格結構中螺栓球支座的超低周疲勞性能還未查到相關文獻。初步探討了螺栓球支座中錨栓的超低周疲勞破壞機理，為鋼網格結構螺栓球支座在發生超低周疲勞破壞時提供參考。

1 加載裝置及試件參數

為模擬試件實際受力狀況，水平方向通過北京市佛力系統公司電液伺服結構試驗系統對螺栓球支座施加水平往復荷載，作動器錨固于實驗室大型剪力墻。垂直方向通過千斤頂施加豎向荷載，千斤頂錨固于反力架橫梁上的平板滑移小車上，以保證水平加載過程中豎向力可隨支座進行水平移動，不致發生過大偏心，加載裝置如圖1所示。分別對錨栓M20和M22的平板支座PS01、PS02以及錨栓M22的橡膠支座RS01進行研究，試驗所用的支座底板、肋板以及錨桿均采用Q235B級鋼，橡膠支座的橡膠墊板尺寸：上下為2.5 mm的橡膠墊，中間為2 mm的鋼板和 5 mm 的橡膠墊相互交替，共五層，試件參數如圖2、表1所示。

圖1 加載裝置Fig.1 Loading device

圖2 支座節點設計詳圖Fig.2 Support joints design detail map

表1 試件基本參數Table 1 Specimen basic parameters

注：表中錨栓孔尺寸指支座底板錨栓孔長軸和短軸長度。

2 實驗方案

實驗采用雙向加載方案，垂直方向的壓力恒定，水平方向采用位移控制的往復等幅加載制度。垂直方向的壓力是中型網架在最不利組合下受到的最大豎向力100 kN，水平方向的ΔLoop是單向加載過程中第一根錨栓斷裂時的位移值的80%，即在100 kN的豎向壓力作用下，試件PS01第一根錨栓斷裂時位移的80%為28 mm，試件PS02第一根錨栓斷裂時位移的80%為30 mm，試件RS01第一根錨栓斷裂時位移的80%為44 mm。如圖3所示。

圖3 加載制度Fig.3 Loading system

3 實驗結果及分析

3.1 實驗結果

為研究錨栓的破壞形態，試驗設計錨栓為螺栓球支座的薄弱區域，所以定義3個及以上錨栓斷裂為支座失效。其中，支座向遠離作動器方向移動稱為向西加載，向靠近作動器方向移動稱為向東加載；靠近作動器一側的錨栓稱為東側錨栓，遠離作動器一側的錨栓稱為西側錨栓，另外兩個錨栓依次根據方位確定為北側錨栓和南側錨栓。

試件PS01在100 kN的豎向壓力下，破壞過程如圖4所示。水平位移等幅加載幅值為28 mm，第一次水平向西加載過程中，試件在10 mm范圍內滑動平穩，支座底板、錨栓螺母及其之間的墊片三者相互錯動，露出部分長圓孔，超出10 mm后錨桿逐步受到孔壁擠壓產生的水平力與底板上抬造成的上拔拉力的雙重作用，以底板一側為軸向另一側開始上抬，錨桿彎曲，產生塑性變形，率先進入屈服狀態，成為試件“薄弱”區域；反向向東加載，試件錨桿經歷一次彎曲→豎直→反向彎曲的過程，底板仍舊無肉眼可見變形；此后以此位移幅值往復水平加載，東西向錨桿傾角增大，循環至第34次時，東側和南側錨栓同時斷裂；西北向錨桿承載力也逐漸降低，在第35次循環時，西側錨栓傾角開始增大，此時該錨桿發生軟化現象，損傷積累過大，導致其逐步喪失承載力，并在第36次循環時西側錨栓斷裂，支座失效。

圖4 試件PS01破壞過程Fig.4 Destruction process of specimen PS01

試件PS02在100 kN的豎向壓力下，水平位移等幅加載幅值為30 mm，試件同樣經過滑動→錨桿磕碰孔壁→底板上抬(整體傾斜)→錨桿彎曲→錨桿斷裂過程，在此不再贅述。支座循環至第2次時，西側和北側錨栓斷裂；在第3次循環時，南側錨栓斷裂；在第7次循環時，東側錨栓斷裂，支座失效。

試件RS01在100 kN的豎向壓力下，破壞過程如圖5所示。水平位移等幅加載幅值為44 mm，第一次水平向西加載過程中，試件在12 mm范圍內滑動平穩，支座與橡膠連接可靠，整體無傾斜，橡膠墊板發生水平剪切變形；超出12 mm后試件整體傾斜，橡膠墊板東側受拉，西側受壓，受壓側產生明顯的壓縮變形，受拉側橡膠墊下部已經脫膠且其上錨栓與底板之間的彈簧產生明顯壓縮變形。錨桿主要受到孔壁擠壓的水平力而彎曲，產生不可恢復的塑性變形，率先進入屈服狀態，成為試件“薄弱”區域；反向向東加載，試件錨桿經歷彎曲→豎直→反向彎曲過程；此后以此位移幅值往復推拉水平加載，東西向錨桿傾角增大，循環至第13次時，南側和北側錨栓斷裂；東西向錨桿承載力也逐漸降低，在第14次循環時，東西側錨栓斷裂，支座失效。

圖5 試件RS01破壞過程Fig.5 Destruction process of specimen RS01

3.2 宏觀特征

實驗中，試件是水平循環往復加載，所以錨栓斷口表面往往是對稱的。錨栓破壞位置均為錨栓與過渡板交界處，由于錨栓和過渡板交界處存在應力集中，使該處成為錨栓在剪力和拉力共同作用下易產生疲勞破壞的位置；其次，錨栓與過渡板的連接方式為塞焊，構件在加工過程中，錨栓和過渡板交界處受到高溫作用，構件表面往往會產生組織缺陷，加工過程中產生的材料初始缺陷也是錨栓發生疲勞破壞的重要原因；支座水平方向是通過作動器施加在螺栓球中心的位移控制的，導致錨栓和過渡板交界處受到的彎曲應力最大，所以裂紋首先在錨栓和過渡板交界處萌生。PS01錨栓宏觀斷口如圖6所示，該錨栓的疲勞源呈對稱分布，位于斷口的兩側，光滑且呈現白亮色，裂紋逐漸從兩側向中間擴展也呈對稱分布，非常光滑并伴隨起伏變化，擴展區面積較大，擴展區面積約為總面積的80%，顏色相比較裂紋源較暗，瞬斷區位于斷口的中間，斷裂時形成一個較大的凹槽，有許多小的晶粒凸起。PS02錨栓斷口如圖7所示，斷面非常粗糙，且無明顯分區，所以該錨栓屬于剪切破壞。RS01錨栓斷口如圖8所示，錨栓斷口形態與PS01基本相似，擴展區面積約為總面積的50%。

圖6 PS01宏觀斷口Fig.6 Macro fracture of specimen PS01

圖7 PS02宏觀斷口Fig.7 Macro fracture of specimen PS02

螺栓球支座中錨栓的超低周疲勞破壞有如下特點。

(1)疲勞源裂紋是由于錨栓的表面存在缺陷而產生，特別是在錨栓和過渡板交界處，存在應力集中和焊接的加工工藝產生的材料初始缺陷，產生較大的應力而成為錨栓容易產生疲勞破壞的位置。錨栓斷口的疲勞源比較光滑且呈現白亮色，這是由于循環荷載使得兩個斷裂面互相摩擦、擠壓而形成的。與高周疲勞破壞相比較，兩種破壞方式斷口的疲勞源區都比較光滑，但超低周疲勞破壞的疲勞源面積較小，且顏色較亮，是由于應力幅值較大，裂紋在源區的擴展速度迅速，裂紋表面互相摩擦、擠壓造成的(圖9)。

(2)錨栓裂紋的擴展，是由于疲勞裂紋在構件表面形成后，循環加載時，反復變形，裂開的兩個面不斷張開、閉合向錨栓內部擴展，并且互相摩擦使得擴展區非常光滑，形態明顯起伏是由于錨栓承受較高幅值所導致的。剛開始錨栓的有效截面較大，其裂紋以比較均勻的速率穩定向前擴展，隨著次級裂紋的產生和發展，擴展區深度逐步加深，錨栓剩余的有效截面面積較小，應力逐漸增大，加快了裂紋的擴展速率，直至錨栓發生瞬斷。與高周疲勞破壞相比，兩種破壞形態斷口的擴展區都非常光滑，且都比疲勞源區顏色暗，但超低周疲勞破壞的擴展區面積較小，是由于較大的應力幅導致裂紋擴展速度迅速所形成的(圖9)。

(3)錨栓的瞬斷區面積占總面積較小，位于錨栓的中間，顏色較暗，表面粗糙，形狀很不規則，形成一個較大的凹槽，在和擴展區交界處有明顯的“山脊”，凹槽內有許多小的晶粒凸起，呈現出明顯的韌性斷裂特征。與高周疲勞破壞相比，兩種破壞形態斷口的瞬斷區都呈現出粗糙且不規則的形態，但超低周疲勞破壞的瞬斷區顏色較暗且面積較大，呈現出韌性斷裂特征，是由于超低周疲勞應力水平比較高導致的(圖9)。

圖9 高周疲勞破壞螺栓宏觀斷口Fig.9 Macro fracture of bolts under high cycle fatigue damage

3.3 微觀特征

圖10～圖12為斷口不同特征區域在電子顯微鏡下放大不同倍數的圖片。從圖6(b)、圖6(c)、圖8(b)、圖8(c)中可以看出，疲勞源區比較光滑顏色較亮，且存在解理面，表明錨桿起裂為解理斷裂，且存在明顯的裂紋擴展所留下的沙灘狀標記；從圖10(b)、圖12(b)中可以看出擴展區疲勞條紋從兩側逐步向中間擴展，且條紋間距逐步增大，條紋中間有河流狀圖案，疲勞條紋上存在韌窩，是錨栓疲勞斷裂的微觀特征；從圖10(f)、圖12(d)中可以看出瞬斷區粗糙不平，形狀也很不規則，顏色較暗，且存在明顯韌窩。

通過掃描電鏡可以看出，不同位移幅值下錨栓破壞有共同的特點，疲勞源區的海灘狀標記，是由于載荷劇烈變動時，在裂紋前沿出現較大應力而留下塑性變形的痕跡，海灘條帶是斷口的基本特征，是判斷結構斷裂失效是否為疲勞斷裂的重要依據；以疲勞源為中心向中間擴展，擴展區比較光滑，存在貝殼狀的疲勞條紋和疲勞條紋中間平行于疲勞條紋的河流狀的條紋，且在靠近疲勞源的地方，擴展速率較慢，疲勞條紋較密集，靠近瞬斷區的疲勞條紋較稀疏，說明裂紋擴展速率較快，然而在不同位移幅值作用下，錨栓斷口的裂紋擴展區面積大小不一，疲勞條紋的間距也有所不同，從微觀圖中可以看出，位移幅值越大，裂紋擴展區面積越小，疲勞條紋間距越大，疲勞條紋上的韌窩減少，撕裂狀更明顯，表明大位移下的破壞是延性破壞；瞬斷區的韌窩是由于循環荷載作用下材料損傷積累過大，有效截面不足以承受外力作用而發生瞬斷，該區域的韌窩就是錨栓內部缺陷的集合處，位移幅值越大，斷口的瞬斷區面積越大，更加粗糙不規則，撕裂狀更明顯。高周疲勞破壞的裂紋有尖、窄、深的特點，斷面擴展區的疲勞輝紋更加明顯，但擴展區疲勞條紋上以及瞬斷區往往沒有韌窩的出現，或者有很淺的韌窩，呈現出脆性破壞的特征，與高周疲勞破壞相比，超低周疲勞的裂紋具有鈍、寬、開口大的特點，疲勞條紋上和瞬斷區均有韌窩的出現，屬于延性破壞。

圖10 PS01微觀斷口Fig.10 Micro fracture of spceimen PS01

圖11 PS02微觀斷口Fig.11 Micro fracture of spceimen PS02

圖12 RS01微觀斷口Fig.12 Micro fracture of spceimen RS01

3.4 斷裂機理

結構鋼材在反復荷載作用下的斷裂破壞通常可以分為延性和脆性破壞兩大類。當加載應變幅度較低時，斷面上有疲勞輝紋的出現，裂紋具有尖、窄、深的特征，在裂紋端部沒有微空穴出現，屬于脆性破壞；當加載應變幅度較高時，斷面上有破碎的韌窩出現，裂紋具有鈍、寬、開口大的特征，裂紋端部周圍存在微空穴，屬于延性破壞；實驗對錨栓疲勞試驗斷口的電鏡掃描得出，斷口表面存在兩側的疲勞條紋和中央的韌窩兩種典型的區域，超低周疲勞條紋不同于高周疲勞破壞的條紋，在疲勞條紋上可以觀察到凹坑，條紋間距比高周疲勞寬，最后瞬斷區還可以觀察到韌窩，這在高周疲勞破壞中是找不到的，這主要是由于超低周疲勞破壞的試件是在大幅值的塑性應變下產生的，疲勞條紋和韌窩的存在表明試件是韌性-脆性過渡的斷裂模式。基于這些觀察，可以認為錨栓的斷裂模式隨著應變幅的增加從高周疲勞下的脆性斷裂轉變為超低周疲勞下的韌性斷裂，如果位移幅值中等，則存在韌性-脆性過渡斷裂模式。SEM掃描結果還表明，隨著位移幅度增加，韌性斷裂部分增加。

4 結論

針對螺栓球支座開展不同幅值的循環往復位移下的超低周疲勞破壞試驗，獲得了螺栓球支座的破壞過程，并通過對斷口的宏觀照片與微觀照片分析得到了螺栓球支座的破壞機理，獲得以下主要結論。

(1)與高周疲勞相比，錨栓斷口存在解理、海灘條帶、河流狀圖案、韌窩，符合大位移作用下的超低周疲勞特征，屬于韌性斷裂，當位移幅值中等時，則屬于韌性-脆性過渡斷裂模式。

(2)在不同位移幅值加載制度下，擴展區面積也有所不同，應力幅較小，則裂紋擴展區較大，隨著位移幅值的提高，裂紋擴展區面積逐漸減小；瞬斷區位于錨栓斷口中間，以韌窩為主要特征，應力幅較小，則瞬斷區面積較小，隨著應力幅的增大，瞬斷區面積也增大，且韌窩會較少，斷口的撕裂狀更加明顯。

(3)從錨栓斷口可以看出，在等幅加載制度下，錨栓疲勞源區面積很小，裂紋以裂紋源為中心向中間擴展，錨栓的擴展區中近疲勞源區部分的貝殼狀疲勞條紋較密集，表明裂紋擴展速率慢，遠離疲勞源區部分則較為稀疏，表明裂紋擴展較快；擴展區的疲勞條紋上還存在很多韌窩，略帶河流狀圖案，表明錨栓的破壞屬于韌性斷裂。