STUDY ON TRANSVERSE ANTI-SEISMIC STRUCTURE AND PARAMETER SELECTION OF SLENDER STRAIGHT PIPE SUPPORT
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摘要: 细长直管道系统，相比于纵向其横向的力学性能对管道的稳定性更重要；对直管道支架抗震性能进行研究，考虑连接方式对管架抗震性能的影响，管道支架与底部基础采用螺栓连接和焊接，设计了SJ1和SJ2两试件进行拟静力试验，并建立管道支架的有限元模型。在获得准确有限元模型的条件下对管道支架构件进行考虑不同中面板构造形式、肋板数量以及连接方式等支架细部构造的参数分析，最终获得具有良好抗震性能的管道支架构造参数。研究结果表明：该文采用螺栓连接的支架构件由于螺栓易被拉起未能充分发挥支架结构的抗震性能，相较于螺栓连接，管架与底部基础采用焊接连接时支架构件试验及有限元分析所得滞回曲线相对饱满，骨架曲线较高，耗能能力较强，表现出相对较好的抗震性能；不同中面板构造形式的支架结构其骨架曲线、耗能能力曲线数值差异不大，刚度退化规律基本一致；增加竖向肋板的数量，支架构件抗屈曲能力增强，承载力和耗能能力得到显著提高，当竖向肋板数量为2个时，有利于协调管道支架的承载力、强度、刚度和耗能能力，更好发挥支架结构的抗震性能。Abstract: Compared with the longitudinal mechanical properties, the transverse mechanical properties of the slender straight pipeline system are particularly important for the stability of the pipeline. The transverse seismic performance of slender straight pipe support was studied. Considering the influence of connection mode on the seismic performance of the pipe support, and the pipe support and the bottom foundation were bolted and welded, two specimens, i.e., SJ1 and SJ2, were designed for quasi-static tests, and the finite element model of the pipe support was established. On the basis of the finite element model, the detailed structural parameters of the pipe support considering the connection mode, the structural form of the middle panel and the number of ribs are analyzed, and finally the structural parameters of the pipe support with good seismic performance are obtained. The results show that the bolted bracket members fail to give full contribution to the seismic performance of the bracket structure because the bolts are easily pulled up. Compared with the bolt connection, the hysteresis curve of the welded pipe frame and the bottom foundation is relatively plump, with higher skeleton curve and stronger energy dissipation capacity, indicating a relatively good seismic performance. The skeleton curves and energy dissipation capacity curves of the bracket structures with different middle panel structure forms have little difference, with similar stiffness degradation law. A larger number of vertical ribs leads to enhanced buckling resistance of pipe support members, with the bearing capacity and energy dissipation capacity being significantly improved. When the number of vertical ribs is 2, it leads to better bearing capacity, strength, stiffness, energy dissipation capacity, and better seismic performance of the supports.
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我国的地震灾害频繁，为减少灾害带来的巨大损失，各类建筑结构的质量有待提高[1]。管道支架是分布广、数量多得一种特种结构，在石油、化工和西气东输中被广泛使用，管道支架结构对我国现代化建设尤为重要[2]。文献[3-5]对管道进行震害分析，研究发现管道系统的破坏包括管道支撑系统发生破坏，导致管线掉落，继而开裂泄漏。面对震害的威胁，在满足传统结构抗震设防标准[6]的条件下，各类管道及支架的抗震研究层出不穷[7-8]。张春晓[9]和曹芙波等[10]对独立式管道支架的受力特点及破坏形式进行研究，提出了独立式管道支架在工程实际中的应用及加固形式。张芳[11]和王玉辉[12]对管道支架进行分类，介绍了管道支架结构组成及设计原则。汪进步[13]从抗震支架组成与材料要求、设置原则、施工、设计计算等方面对建筑工程中抗震支架的施工、设计及应用进行了研究。尚庆学等[14]对悬吊管线系统常见的抗震支撑进行拟静力试验，研究了支撑截面对抗震的影响。
钢构件的连接通常采用螺栓连接和焊接的方式，设计时常考虑“强节点，弱构件”的设计原则，实现结构连接节点不易发生破坏，充分发挥结构抗震性能的目的。祝恩淳等[15]通过研究螺栓作为连接节点的钢构件受力特征及破坏机理，结果表明：螺栓连接对结构的力学性能影响较大。刘学春等[16-17]提出了一种模块化装配式多高层钢结构全螺栓连接节点，该节点能够实现竖向构件和水平构件的快速装配，研究表明：板件厚度及螺栓布置对节点破坏模式及力学性能有很大的影响，未发生破坏前，节点转动刚度较大，承载能力较高。张艳霞等[18]提出箱型柱新型螺栓连接节点以及传统全融透焊节点并设计试件进行拟静力试验，研究表明：采用焊接方式相对于螺栓连接方式构件耗能能力强，承载力高，具有更好的抗震性能。范俊伟等[19]提出了一种基于传统高强度螺栓的新型单边连接方式，并进行试验及有限元分析，结果表明：该螺栓连接方式安装简单、易于施工和拆卸，螺栓发生破坏前仍具有一定的承载能力。WOOD等[20]通过单调加载和循环加载研究了两类常用的抗震支架的滞回关系，结果表明：支架连接件的性能对整体的力学性能影响较大。MALHOTRA等[21]提出抗震支架在极限荷载下的循环加载方法，通过加载确定其滞回性能，给出了建议的加载制度。然而大多数研究仅限于管道支架的应用、材料、设置原则及加固形式的探讨，管道支架结构连接方式及各构造参数对整体结构抗震性能的影响很少有提及。
依据国家相关标准[22-25]，设计了两个细长直管道支架结构。采用拟静力试验研究管架结构的横向抗震性能，详细分析试件的耗能能力、刚度退化、强度退化等特性。建立合理的有限元模型，进行考虑管道支架结构构造的有限元参数分析，获得具有较好横向抗震性能的细长直管道支架的结构参数。
1 管道支架结构及参数
基于《钢铁企业管道支架设计规范》[25]对钢结构连接节点及管架计算单元选取的规定，管道刚度较大时，可把管道和管道支架作为一个多跨排架考虑。本文研究的细长直管支架与管道通过固定管托连接，不允许有相对位移，下端与基础焊接或螺栓连接；故将整个管道及支架结构简化，如示意图1所示(其中z为横向计算单元长度)。
1.1 支架结构设计
根据北京大学某工程项目提供的相关数据，结合已有管道支架的研究，采用常见螺栓连接方式设计了管道支架结构试件SJ1，根据试验中出现螺栓被拔起的现象，对连接方式进行改进，采用焊接加强设计了试件SJ2，两试件具体形式见图2及表1。
表 1 试件参数Table 1. Specimen parameters试件编号 地梁型号 中面板形式 连接方式 SJ1 HW400×400 三角形中面板 螺栓连接 SJ2 HW400×400 三角形中面板 螺栓与焊接 两个试件底板与地梁的连接螺栓采用M16，肋板与中面板、管托与支架均采用焊接连接。依据中华人民共和国国家标准[22-23]对管道支架进行详细设计，试件详细尺寸如图3 所示。
1.2 支架结构材料参数
结合相关管道管架的研究资料，参照《钢结构设计标准》(GB 50017−2017)[22]。本文中试验及有限元分析所采用的管体材料为304钢，管道支架结构材料为Q235钢。管道及支架结构均为纯钢构件，钢材屈服强度均使用名义值，材料本构关系采用西安建筑科技大学力学实验中心SS-WAW300DL型电液伺服万能试验机所做拉伸试验的试验数据[26]，详细参数见表2。
表 2 钢材材料参数Table 2. Steel material parameters钢材 弹性模量/MPa 泊松比 屈服强度/MPa 双线性模型切线模量/MPa 304钢 199 340 0.3 218.00 1689.1 Q235钢 207 000 0.3 270.66 1792.2 1.3 结构载荷
管道钢材按照《钢结构设计标准》(GB 50017−2017)[22]中钢材的设计用钢强度指标，根据钢材牌号、厚度或直径按照相关强度表采用。管道支架结构钢材采用 Q235，管道采用304钢，管道材料密度为7.93 g/cm3；管道外直径为356 mm，内部直径为330 mm。
经计算，管道净截面为14000 mm2，取一米长段管道为计算单元，得风洞管道钢管自重荷载为1.09 kN/m，如图4所示。管道整体在室内且工作状态时不上人，不考虑侧向风荷载及其它活荷载。管道整体长度为39 m，两支架横截面中心距离为3 m，纵向分布设置13跨，整体纵向刚度比横向刚度大。取图1所示横向计算单元，则管道作用在支架上的载荷边跨为1.634 kN。
2 管道支架结构试验及分析
管架结构被广泛应用于工业建筑中，对管道系统起着保护和传递内力的作用，因此对管架结构进行试验研究显得尤为重要。本试验对管道支架在低周往复荷载作用下的受力性能进行深入、系统的研究，详细分析试件的耗能能力、刚度退化、强度退化等特性。
2.1 试验设备及加载装置
根据试件的形状和受力状态，本次采用悬臂梁式试验。试验中通过锚栓将试件地梁与实验台面固定，试件两端放置抗剪件，减少试件在加载过程中的滑移。采用100 t作动器对试件顶部进行低周往复加载，作动器另一端与反力墙相连。由于试件上部圆环处于加载区域，垂直于中面板方向刚度较小，水平位移比较大，试验时专门设计了一套侧向支撑系统并在上部圆环处焊接钢板便于加载。侧向支撑通过两个位置固定的长钢梁与试件左右夹紧连接。试件的竖向轴力通过作用在管托上部0.1634 t的配重来施加，保持柱顶轴力恒定。具体加载装置如图5所示。
2.2 加载制度和测量方法
参考《建筑抗震试验规程》[27]对拟静力试验的介绍，试验中采用位移控制加载的方式，当构件出现了不适合继续加载的明显破坏，即连接螺栓被拉滑丝、被完全拉起或焊缝发生很大程度的撕裂；或者结构的承载能力下降到极限荷载的85%时，判定支架构件发生破坏，此时停止加载。试验所用加载制度如图6所示。
为详细考察试件的抗震性能，在试件加载位置的同一水平处布置100 mm水平位移计，测量水平荷载作用下结构的整体变形；在地梁沿着加载方向布置50 mm水平位移计，检测地梁是否滑动。在靠近支架上部圆环以及中面板与底板位置布置应变片，监测其应力状态，具体测点分布见图7。
2.3 试验现象
试件SJ1在加载初期中面板与上部圆环焊缝无开裂，钢构件无明显屈服现象，试件整体变形较小，管道支架仍具有足够的承载能力。在试验加载中期，底板与地梁之间连接螺栓发生松动，并且随着位移荷载的增加，螺栓松动更加明显。加载后期，底板与地梁之间的螺栓滑丝，螺栓被拉起，试件承载力骤降，并且试件承载能力降到最大承载能力的85%，此时停止加载，见图8；试件SJ2的破坏位置主要集中在底板与地梁间的焊缝连接处、螺栓连接处、中面板与底板连接处以及中面板与管托焊接的边角位置，见图9(a)和图9(b)。试件SJ1和试件SJ2均出现底板螺栓拔出，中面板发生屈曲等破坏现象。试件SJ2底板与地梁焊接加强后，除底板与地梁连接处焊缝开裂以外，中面板与管托连接处同样出现焊缝撕裂现象，如图9(c))。在整个试验过程中，靠近底板处的中面板发生较为明显的屈曲现象，见图9(d)；底板与地梁连接处焊缝断裂并迅速延伸至底板腹部，整条焊缝被拉穿，螺栓被拉出，试件承载力陡降。
2.4 试验结果
由图10(a)可知，循环加载时试件SJ1及试件SJ2的滞回曲线均为反“S”形，SJ2的滞回曲线完全包络住SJ1的滞回曲线。各滞回曲线初始时较稳定，后期出现跳跃现象；两个试件的破坏模式均为连接处的螺栓被拉起或焊缝被撕裂。由于试件SJ2的底板与地梁采用螺栓连接并焊接，具有更高的连接强度，试件SJ2的滞回曲线面积明显大于试件SJ1；加载后期，试件SJ1底板与地梁连接螺栓从板件边缘向内部陆续滑丝被拉起，支架底板与地梁间缝隙逐步扩展，试件承载能力不断降低，试件发生破坏；试件SJ2因底板与地梁连接处采用螺栓与焊缝混合连接，连接节点不易发生破坏，试件整体承载力更好，位移循环加载级数高。
试件SJ1及试件SJ2骨架曲线见图10(b)所示。两个试件均有明显的弹性阶段、弹塑性阶段和极限破坏阶段。加载初期，试件处于弹性阶段，骨架曲线接近直线。加载至屈服位移后，试件SJ1及试件SJ2的中面板均发生不同程度的屈曲。在随后的加载中，试件的刚度逐渐降低，骨架曲线增长变缓，荷载仍能继续提高。达到峰值荷载后，随着位移荷载的继续增大，试件底板与地梁连接处螺栓发生松动，试件SJ2底板与地梁之间的焊缝被拉开，骨架曲线发生下降，最终试件发生破坏。
试件SJ1及试件SJ2的循环加载骨架曲线见图10(c)。试件SJ2的初始刚度高，加载过程中试件SJ1和试件SJ2的刚度均逐渐降低。加载前期，试件SJ1刚度退化相对平缓。随着荷载继续增加，试件进入塑性段，其刚度退化速度加快，这是因为试件由弹性阶段逐渐进入塑性阶段，试件底板与地梁连接处螺栓被不断拉起，螺栓退出工作，试件的刚度发生较大程度的降低。试件SJ2的刚度也逐渐降低，且相对于试件SJ1变化较为平缓。这是由于试件SJ2底板与地梁采用螺栓连接及焊接，位移加载过程中，焊缝首先被拉坏，螺栓还处于工作状态，试件整体刚度变化相对缓慢。
总体分析，试件SJ2的承载力最高，约为试件SJ1的1.7倍；试件SJ2在加载过程中刚度退化较试件SJ1的刚度退化较缓慢，加载结束时剩余刚度较小，充分发挥了支架结构的耗能能力；且在整个加载过程中试件SJ2耗能比试件SJ1高(见图10(d))，最大耗能约为试件SJ1的1.98倍，整体耗能能力强。试件SJ1和试件SJ2连接方式不同，试验结果表明：采用焊接加强相较于纯螺栓连接在往复荷载作用下能够大大提高结构整体的承载力及整体刚度，增强耗能能力更有利于结构的抗震。
3 横向支架有限元模拟与参数敏感性分析
为了研究不同构造参数对管道支架抗震性能的影响，采用有限元计算软件ABAQUS对管道支架进行有限元参数分析。本文以试验所示的试件SJ2为基础试件，采用与试验中相同的材料本构模型，设置相应的边界条件，参照基础试件改变中面板直角边高度、肋板数量等，研究不同参数对支架构件抗震性能的影响。采用单一变量的研究方法，确保其他参数不变的情况下，改变研究参数，研究支架结构对该参数的敏感性，进而确定管道支架最优的抗震承载力设计。
3.1 有限元模型的建立
模型材料的本构关系采用西安建筑科技大学力学实验中心SS-WAW300DL型电液伺服万能试验机所做拉伸试验的试验数据[26]，详见表2。
为避免模型发生较大的塑性变形，引起“剪切自锁”现象，同时为提高精度更易收敛，本文模型采用8节点缩减积分单元(C3D8R)。通过构件区域划分，在塑性铰区域和变形较大的部位布置种子对支架结构进行网格划分，使得有限元工作效率大大提高。对管道支架结构构件所采用网格划分情况，如图11所示。
边界条件的模拟对有限元计算结果的准确性有着较大的影响。为了提高有限元模型与试验的准确性，对试验中的地梁也进行了模拟。有限元模型中，采用TIE约束来模拟试件底板与地梁的焊缝连接，见图12(a)；通过设置螺栓来模拟试件底板与地梁的螺栓连接，见图12(b)；通过约束地梁底面Y方向位移自由度来模拟试验室地面对地梁的垂直约束，见图12(c)；通过约束地梁两端X方向的平动自由度来模拟抗剪件的作用，见图12(d)。 模型采用与试验SJ2相同的加载制度，模型均未考虑初始几何缺陷和焊接残余应力的影响。
3.2 有限元模拟及试验对比
图13为试件SJ2有限元与试验破坏模式的对比。对比可知，有限元试件与试验试件均发生了靠近底板处的中面板屈曲，其屈曲程度略有不同。在实际试验中，试验试件除了发生中面板的屈曲，还发生不同部位焊缝撕裂，消耗部分能量，试件薄弱处出现在焊缝连接位置，继续加载，试件只发生焊缝的扩张与撕裂，中面板屈曲变形不会继续增加。由于有限元分析并没有考虑管托与中面板、中面板与地梁之间的焊缝，试件能量消耗主要集中在中面板的屈曲，导致了中面板的屈曲变形比试验大。有限元能够准确的预测结构发生屈曲的位置，可较为准确地模拟管道支架构件在往复荷载作用下的破坏。
试件SJ2的有限元结果与试验结果的滞回曲线，有一定程度的差异，见图14。有限元曲线刚度略高于试验，这是因为在有限元分析中，虽然考虑了地梁等对构件刚度的影响，但是在试验中存在不可避免的误差，此外有限元分析本身就是将构件划分为许多个网格，划分网格的同时也间接的增加了构件的约束，使得有限元模型的刚度要略高于试验。由图14可知，有限元模型的滞回曲线呈缓慢下降趋势，并没有发生试验中的承载力骤降，并且滞回面积大，并未出现捏缩现象；这是因为有限元分析并没有考虑试件初始缺陷和残余应力的影响，也未考虑试件焊缝处的损伤断裂，使得有限元构件滞回曲线逐级下降，滞回曲线面积大并未发生骤降。
有限元模拟结果的骨架曲线与试验结果相比，结果相差不大，有限元可以较好的模拟钢结构支架的组合截面在往复荷载作用下的抗震性能，见图15。由图15可得，有限元模拟的构件初始刚度要略高于试验中的初始刚度，这是因为有限元模拟并未考虑初始缺陷的影响，并且有限元中的边界条件的约束度要大于实际试验条件。
有限元中最大承载能力：推，311.87 kN；拉，302.82 kN。试验最大承载能力：推，331.75 kN；拉，258.48 kN。有限元与实验的承载力比值分别为：94% 和1.17，数值相差不大。这表明有限元模拟可以较为准确的分析管道支架结构在往复荷载作用下的力学性能。
3.3 有限元参数敏感性分析
有限元非线性数值模拟是研究构件抗震性能最经济、高效的方法之一，但是有限元的合理性精确性需要试验的验证。对试件SJ2与本文试验结果的对比分析，我们验证了有限元模型的准确性。根据已有的准确的管道支架有限元模型，进一步对管道支架构件的抗震性能进行分析。研究不同中面板构造形式、肋板数量以及连接方式对试件整体的承载能力和抗震性能的影响，并将这三种类型的构件分别记为H、C、L，进行详细研究。
3.3.1 中面板构造形式的影响
H系列试件考虑不同中面板直角高度对管道支架截面构件抗震性能和承载能力的影响。设计8 个中面板直角边高度不同的管道支架足尺模型，模型材料见表2所示，模型编号及中面板边缘直角高度见表3。模型尺寸见图16，肋板详图见图3。
表 3 模型编号及直角边高度Table 3. Model number and edge height of right angle模型编号 H1 H2 H3 H4 H5 H6 H7 H8 高度/mm 0 50 100 150 200 250 300 400 图17为H系列试件的破坏模式图。由图17可知，H系列构件的破坏模式大致相同。试件中面板和肋板均发生了不同程度的屈曲；随着中面板直角高度的不断增加，结构中面板屈曲位置略有扩大。这表明：中面板直角高度的改变并未影响到管道支架结构的破坏模式。
图18为H系列试件骨架曲线，随着荷载位移的增加，构件承载力不断上升。加载前期由于构件处于弹性阶段，残余变形较小；当构件进入塑性阶段时，试件承载能力不断增大；随着荷载位移的增大，构件在到达极限承载力时发生了承载力的突然降低，这是因为在加载后期试件中面板及肋板发生了不同程度的屈曲破坏，使得承载力急剧下降。由图18可以看出，8 个试件的骨架曲线变化趋势相似，承载力相近，中面板直角边高度H的改变对直管道支架结构构件承载能力影响不明显。对比分析可知，H6(H=250 mm)、H7(H=300 mm)和H8(H=350 mm)的骨架曲线略高于其它模型，中面板高度H在250 mm~350 mm范围内具有较高的承载力，设计时可优先考虑。
图19为H系列试件刚度退化曲线。由图19可知，各试件刚度退化规律相似。在加载前期，构件刚度系数下降较快，随着荷载位移的增加，各构件刚度退化趋于平稳。8个试件对比发现，模型H7和模型H8初始刚度最大，分别为最低刚度模型H1的1.15倍和1.13倍；位移加载结束后各个试件剩余刚度无显著差异，刚度退化规律相同。结果表明：中面板直角边高度H主要影响模型试件的初始刚度，中面板直角边高度H数值越大，模型初始刚度越大。
图20为构件在加载过程中实际的耗能能力曲线。由图20可知，各试件单圈滞回耗能无显著差异。随着位移荷载的增加，构件单圈耗能逐渐增强。其中，模型H6、模型H7及模型H8的耗能能力略高于其它模型。总体而言，改变中面板直角边高度H的数值对管道支架构件的抗震性能影响不显著。
对H系列模型进行分析可知，中面板直角边高度H不同，结构的抗震性能差别不大。可以看出，模型H6、H7和H8的极限承载力高于其它模型的承载力，模型H1的极限承载力最低，分别为模型H6、H7和H8的82.47%、84%和83.5%。且模型H1与H6相比，极限承载力下降了17.5%，其在屈服荷载作用下的刚度、总耗散能分别降低了10.4%、7.72%，这表明：相比于试件H1，H6构件有着较好的耗能能力。因此，合理的中面板直角边高度对管道支架抗震性能的充分发挥显得格外重要。考虑构件中钢材的利用率，其中试件H8(H=400 mm)中面板高度为试件H6和H7中面板高度的1.6倍和1.33倍，用钢量较大；各构件的最大承载力及能量耗散相差不大，H8的初始刚度仅为H6和H7的1.05倍和1.02倍。综合考虑，本文8个直角边高度变化的有限元模型中，模型H6和H7性能最好。即直角边高度在250 mm~300 mm范围内时，管道支架的承载力、强度、刚度、耗能能力最优。
3.3.2 连接方式的影响
C系列试件考虑连接方式对管道支架结构构件抗震性能的影响。根据《钢结构设计标准》(GB 50017−2017)[22]对钢构件连接相关规定，本文设计了2个中面板直角边高度H=0，底板与地梁连接方式分别采用焊接和M16螺栓连接的管道支架足尺模型。模型所有构件采用Q235钢，模型具体参数如图2及图3所示。
C系列构件的破坏模式大致相同(见图21)，两个试件中面板均发生了不同程度的屈曲；螺栓连接试件底板中部被拉起，中面板屈曲变形略小于焊接构件；底板与底部焊接的试件能够更好地约束结构自由度，充分发挥上部支架的塑性变形能力，保证连接处不发生破坏，实现“强节点，弱构件”的设计理念。
C系列试件滞回曲线如图22所示，由图22可以看出，不同连接方式模型的荷载-位移曲线差别较大。C1试件滞回曲线面积大、呈梭形、表现出了良好的耗能能力、抗震性能。相比于C1试件，C2模型滞回曲线呈现反“S” 形，曲线捏缩严重，耗能能力较差。
在加载前期，两个构件均处于弹性阶段，构件耗能主要以弹性耗能为主，滞回环面积较小；随着荷载-位移的增加，构件耗能机制由弹性耗能转变为塑性耗能，滞回环不断开展，滞回环面积不断增加，构件耗能能力增强；试件C2由于采用螺栓连接，加载时发生螺栓杆与螺栓孔壁的挤压，试件发生一定程度滑移，导致滞回曲线发生了不同程度的捏缩；到了加载后期，两个试件均发生了不同程度的承载力退化和刚度退化，退化趋势相差不大。
图23为C系列试件的骨架曲线对比图。由图23可知，位移加载初期C1试件骨架曲线较陡且在C2试件骨架曲线上方。这表明：相比于螺栓连接，焊接试件有着更高的初始刚度及承载力；随着位移的继续增加，构件进入塑性阶段，曲线呈现出非线性变化，试件C1的最大承载能力为311.87 kN，C2为223.09 kN，试件C1最大承载力为C2的1.4倍，支架底部与框架焊接有着较高的承载能力。在加载后期，两个试件中面板发生了较大的屈曲，试件均发生了承载力退化，其退化趋势大致相同。
由图24可知，C1构件的初始刚度远远大于C2试件，这表明采用焊接的管道支架有着较好的初始刚度。随着荷载继续增加，两个试件都发生了不同程度的刚度退化，相比于采用焊接连接的试件，螺栓连接的构件在加载前期刚度退化较为缓慢。在加载后期，两试件的刚度退化趋势趋于一致。这表明：相比于螺栓连接，焊接构件虽然在加载前期刚度退化较快，但焊接提高了试件的初始刚度，加载后期的刚度退化也与螺栓连接试件相似。
由图25可知，随着荷载的不断增加，模型耗能能力逐渐增加，在加载前期两个试件的耗能能力不大。随着位移荷载的增大，结构逐渐进入塑性，C1的耗能能力逐渐大于试件C2；加载后期，C1整体耗能能力是C2耗能能力的3倍左右，展现出了较好的耗能能力。
以上研究可以看出，支架与底部连接方式不同，导致试件的抗震性能大不相同。分析两个不同连接方式支架的抗震性能指标不难发现，焊接构件在地震荷载作用下的抗侧刚度大、延性好、耗能能力强。与焊接试件相比，螺栓连接的试件屈服荷载、初始刚度和耗能能力均较低。结果均表明：管道支架与底部采用焊接能够更好利用上部支架的塑性变形来耗能，实现整体被动耗能。
3.3.3 竖向肋板数量的影响
L系列试件的设计考虑了不同竖向肋板数量的管道支架截面构件抗震性能和承载能力能力的影响。设计了4个试件，中面板肋板数量分别为0条、1条、2条、3条。 模型(管道支架)构件采用Q235钢，模型具体参数如图3及图26所示。
图27为不同肋板数量构件的破坏模式图。由图27可知，当没有加劲肋时，构件中面板发生了较大竖向压弯屈曲；施加了竖向加劲肋之后改变了管道支架的屈曲模式，使得管道支架由中面板整体竖向压弯屈曲变成为靠近底板处中面板的局部屈曲，屈曲方向也发生了改变；并且随着加劲肋数量的增加，管架屈曲范围不断减小。结果表明：增加竖向加劲肋的个数能够有效地缓解管道支架的屈曲，提高结构的承载能力。
L系列试件滞回曲线如图28所示，模型L2和L3的滞回曲线均饱满、稳定、无捏拢，表现出了良好的耗能能力和抗震性能。L0的滞回曲线相较于其它三个模型所围成的面积最小，有明显捏拢，耗能能力极差；试件L1的滞回曲线相较于L2和L3有一定程度的捏拢，但整体有良好的耗能能力。在加载前期，由于构件处于弹性阶段，构件耗能主要以弹性耗能为主，滞回环面积较小；随着荷载-位移的增加，构件耗能机制由弹性耗能转变为塑性耗能，滞回环不断开展，滞回环面积不断增加，构件耗能能力增强；到了加载后期，由于构件中面板和肋板发生屈曲破坏，构件滞回环发生捏缩，滞回环面积下降，构件耗能能力下降。L0为无肋板模型，在位移加载过程中，中面板屈曲变形十分显著。随竖向加劲肋增加，模型滞回曲线围成的面积逐渐增大，结果表明：提高竖向加劲肋个数可以有效的提高结构的耗能能力。
随着荷载位移的增加，构件承载力不断增加，见图29。加载前期由于构件处于弹性阶段，残余变形较小；当构件进入塑性阶段时，试件承载能力不断增大；随着荷载位移的增大，构件在到达极限承载力时发生了承载力的突然降低，这是因为在加载后期试件中面板及肋板(L0仅中面板)发生了不同程度的屈曲破坏，使得承载力急剧下降。由图29可知，4个试件的骨架曲线整体具有相同的变化趋势，承载力因为肋板数量的增多显著增大，这说明中面板肋板数量对管道支架结构构件承载能力影响明显。总体看模型L2和模型L3的骨架曲线明显高于其它中面板形式模型的骨架曲线。即当肋板数为2个或3个时，管道支架有着较好的承载力。
图30为L系列试件刚度退化曲线。由图30可知，各试件刚度退化规律相似。在加载前期，构件刚度系数发生突降。随着荷载位移的增加，各构件刚度退化趋于平稳；到了加载后期，由于各构件中面板和肋板(L0无肋板)发生不同程度的屈曲，导致构件刚度突然下降。4个模型对比发现，模型L2和L3初始刚度最大分别为最低刚度模型L0的1.23倍和1.24倍；位移加载结束各个试件的剩余刚度有一定差异，模型L2、L3相比其它模型有更高的剩余刚度，总体刚度退化规律相同。这说明，肋板数量主要影响模型试件的初始刚度及剩余刚度，肋板数值越大，模型初始刚度越大，剩余刚度越高，在设计时可考虑增加肋板数量来提高支架刚度。
图31为L系列试件耗能能力曲线。由图31可以看出，各试件单圈滞回耗能差别明显，并且随着位移荷载的增加，构件单圈耗能逐渐增强。其中，L0的耗能能力最弱，整个加载过程中耗能增长趋势不明显；模型L2和L3的耗能能力明显高于其它模型。总体而言，改变肋板数量对管道支架构件的抗震性能影响较大，当中面板单面肋板数量为2个或者3个时具有最好的耗能能力。
以上分析可以看出，肋板数量不同，结构的抗震性能有较大的差别。通过分析上述4个不同肋板数量管道支架的抗震性能指标不难发现，模型L2和L3的极限承载力高于其它模型的承载力；L0的极限承载力最低，分别为模型L2和L3的54.11%和53.71%。 模型L2与L1相比，其屈服荷载下的刚度、极限承载力、总耗散能分别提高34.14%、46.56%，整体抗震性能明显提高；模型L2与L3相比，极限承载力仅仅下降了0.745%，其屈服荷载下的刚度、总耗散能分别下降0.26%、0.37%，模型L3和L2均具有较好的抗震性能。但模型L3的用钢量较模型L2多，综合考虑，在具有相近抗震指标的条件下模型L2的设计更优。
4 结论
本文通过试验分析并结合数值模拟，以有限元方法为拓展，比较了不同构造参数对支架抗震性能的影响，得到以下结论：
(1) 试件SJ1和试件SJ2的试验结果表明：管架与底部连接方式不同，试件的抗震性能大不相同。采用螺栓连接的试件SJ1在往复位移荷载作用下螺栓易被拉起，使上部结构产生滑移，未能充分发挥结构的耗能能力；增加了焊接方式的试件SJ2在位移荷载作用下相比试件SJ1抗侧刚度大、承载力高、延性好、有更好的抗震性能。不同连接方式的有限元分析结果同样表明：文中设计的焊接试件能够更好利用上部支架的变形来耗能，提高支架整体的耗能能力。因此，对可进行焊接作业，为加强连接质量时可采用焊接的连接方式，以提高整体结构的力学性能。由于螺栓连接便于拆卸，有利于调整安装误差、适应温度变形等，优点众多，在工程中十分常见，特别是要求无焊接作业时，被广泛使用，在实际工程中应根据结构构造需求选择合适的连接方式。
(2) 本文建立SJ2的有限元模型进行分析并与试件的试验结果进行对比，从破坏模式、耗能能力及承载力结果分析，试验和有限元结果吻合较好，这说明：本文有限元非线性数值模型能够较好的用于管道支架构件在往复荷载作用下的力学性能研究。
(3) 考虑中面板构造形式对抗震性能影响，研究结果表明：本文分析管道支架中面板直角边高度不同的8个有限元模型，模型H6、H7和H8模拟分析所得各抗震指标相对较好。综合考虑支架结构钢材的利用率，即，直角边高度在250 mm~300 mm范围内时，管道支架的承载力、强度、刚度、延性和耗能能力较好。
(4) 考虑管道支架中肋板数量的对整体支架抗震性能的影响，合理的肋板数量更有利于管道支架的抗震。本文建立了4个不同肋板数量的有限元模型，模型L2和L3性能最好，两者各抗震指标相差不大，且模型L2用钢量少。综合考虑，肋板数量为2个时，有利于协调管道支架的承载力、强度、刚度、延性和耗能能力，更好发挥支架结构的抗震性能，同时节约钢材。
(5) 从本文试验及数值分析中试件破坏模式及耗能能力来看，试件发生中面板、肋板的轻微屈曲以及连接螺栓滑丝或焊缝被撕裂，未能充分发挥支架结构的耗能能力。对管道支架进行设计，在达到相同抗震指标的情况下可减小中面板及肋板截面厚度，降低用钢量，并提高各连接处的质量，充分发挥材料及结构的抗震性能。
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表 1 试件参数
Table 1 Specimen parameters
试件编号 地梁型号 中面板形式 连接方式 SJ1 HW400×400 三角形中面板 螺栓连接 SJ2 HW400×400 三角形中面板 螺栓与焊接 
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表 2 钢材材料参数
Table 2 Steel material parameters
钢材 弹性模量/MPa 泊松比 屈服强度/MPa 双线性模型切线模量/MPa 304钢 199 340 0.3 218.00 1689.1 Q235钢 207 000 0.3 270.66 1792.2
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表 3 模型编号及直角边高度
Table 3 Model number and edge height of right angle
模型编号 H1 H2 H3 H4 H5 H6 H7 H8 高度/mm 0 50 100 150 200 250 300 400
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[1] 于虹, 王延文. 关于工程抗震支架标准等相关问题的思考[J]. 工程建设标准化, 2021(2): 72 − 74. doi: 10.13924/j.cnki.cecs.2021.02.006 YU Hong, WANG Yanwen. Thoughts on engineering seismic support standards and other related issues [J]. Engineering Construction Standardization, 2021(2): 72 − 74. (in Chinese) doi: 10.13924/j.cnki.cecs.2021.02.006
[2] 曲昭嘉, 王瑾, 曲圣伟. 简明管道支架计算及构造手册[M]. 北京: 机械工业出版社, 2002. QU Zhaojia, WANG Jin, QU Shengwei. Concise calculation and construction manual of pipeline support [M]. Beijing: Machinery Industry Press, 2002. (in Chinese)
[3] AYRES J M, EZER. Northridge earthquake hospital water damage study [R]. Sacramento, CA: Office of Statewide Health Planning and Development, 1996.
[4] JU B S. Seismic fragility of piping system [D]. Raleigh: North Carolina State University, 2011.
[5] ARIMAN T, MULESKI G E. A review of the response of buried pipelines under seismic excitations [J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 1981, 9(2): 133 − 152.
[6] ZHANG X, ZHANG S, XU S, et al. Study of seismic behavior of PHC piles with partial normal-strength deformed bars [J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2020, 19(2): 307 − 320. doi: 10.1007/s11803-020-0563-0
[7] 卢嘉茗, 解琳琳, 李爱群, 等. 建筑隔震金属柔性管道抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(5): 208 − 216. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0402 LU Jiaming, XIE Linlin, LI Aiqun, et al. Experiments on seismic performance of metal flexible pipes for seismically isolated buildings [J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(5): 208 − 216. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0402
[8] 曾德民, 刘文科, 解琳琳, 等. 建筑隔震橡胶柔性管道抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(6): 92 − 99. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0412 ZENG Demin, LIU Wenke, XIE Linlin, et al. Experiment study on seismic performance of rubber flexible pipes for seismically isolated buildings [J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(6): 92 − 99. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0412
[9] 张春晓. 独立式管道支架的加固设计[J]. 城市建设理论研究(电子版), 2013(18): 1 − 4. ZHANG Chunxiao. Reinforcement design of independent pipe support [J]. Theoretical Research on Urban Construction (Electronic Version), 2013(18): 1 − 4. (in Chinese)
[10] 曹芙波, 魏宏刚, 桑冬梅. 独立式管道支架的加固设计[J]. 工业建筑, 2007, 37(增刊 1): 1252 − 1254. doi: 10.13204/j.gyjz2007.s1.020 CAO Fubo, WEI Honggang, SANG Dongmei. Reinforcement design of independent pipe support [J]. Industrial Architecture, 2007, 37(Suppl 1): 1252 − 1254. (in Chinese) doi: 10.13204/j.gyjz2007.s1.020
[11] 张芳. 管道支架的设计[J]. 山西化工, 2006, 26(1): 56 − 57, 66. doi: 10.3969/j.issn.1004-7050.2006.01.017 ZHANG Fang. Design of pipe support [J]. Shanxi Chemical Industry, 2006, 26(1): 56 − 57, 66. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1004-7050.2006.01.017
[12] 王玉辉. 管道支架的设计[J]. 现代冶金, 2013(1): 70 − 73. WANG Yuhui. Design of pipe support [J]. Modern Metallurgy, 2013(1): 70 − 73. (in Chinese)
[13] 汪进步. 建筑工程中抗震支架的施工、设计及应用探讨[J]. 机电信息, 2020(15): 145 − 147, 149. doi: 10.3969/j.issn.1671-0797.2020.15.069 WANG Jinbu. Discussion on construction, design and application of seismic support in building engineering [J]. Electromechanical Information, 2020(15): 145 − 147, 149. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1671-0797.2020.15.069
[14] 尚庆学, 李泽, 刘瑞康, 等. 管线系统抗震支架力学试验研究[J]. 工程力学, 2018, 35(增刊): 120 − 125, 133. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2017.06.S021 SHANG Qingxue, LI Ze, LIU Ruikang, et al. Experimental study on mechanics of seismic support of pipeline system [J]. Engineering Mechanics, 2018, 35(Suppl): 120 − 125, 133. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2017.06.S021
[15] 祝恩淳, 王笑婷, 牛爽, 等. 木结构钢板螺栓连接节点承载力计算分析及试验研究[J]. 建筑结构学报, 2020, 41(1): 113 − 121. ZHU Enchun, WANG Xiaoting, NIU Shuang, et al. Calculation analysis and experimental study on bearing capacity of steel plate bolted joints of wood structure [J]. Journal of Building Structure, 2020, 41(1): 113 − 121. (in Chinese)
[16] 刘学春, 浦双辉, 徐阿新, 等. 模块化装配式多高层钢结构全螺栓连接节点静力及抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2015, 36(12): 43 − 51. doi: 10.14006/j.jzjgxb.2015.12.006 LIU Xuechun, PU Shuanghui, XU Axin, et al. Experimental study on static and seismic performance of bolted joint in modularized multi-layer and high-rise Prefabricated steel structures [J]. Journal of Building Structures, 2015, 36(12): 43 − 51. (in Chinese) doi: 10.14006/j.jzjgxb.2015.12.006
[17] LIU X C, ZHAN X X, PU S H, et al. Seismic performance study on slipping bolted truss-to-column connections in modularized prefabricated steel structures [J]. Engineering Structures, 2018, 163: 241 − 254. doi: 10.1016/j.engstruct.2018.02.043
[18] 张艳霞, 王旭东, 赵曦, 等. 箱形柱塞焊与单向螺栓芯筒式连接节点性能试验对比研究[J]. 工程力学, 2021, 38(10): 103 − 118. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.09.0690 ZHANG Yanxia, WANG Xudong, ZHAO Xi, et al. Comparative study of experimental performance on box-shaped column connection achieved by plug welding-core sleeve and self-lock one-side bolt-core sleeve [J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(10): 103 − 118. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.09.0690
[19] 范俊伟, 杨璐, 班慧勇. 新型单边拧紧高强度螺栓摩擦型连接扭矩系数及抗剪性能试验研究[J]. 工程力学, 2021, 38(1): 119 − 128. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.02.0111 FAN Junwei, YANG Lu, BAN Huiyong. Experimental study on torque coefficient and on shear performance of a novel blind bolted connection with high-strength bolts [J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(1): 119 − 128. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.02.0111
[20] WOOD R L, HUTCHINSON T C, HOEHLER M S, et al. Experimental characterization of trapeze assemblies supporting suspended nonstructural systems [C]// NCEE 2014 - 10th U.S. National Conference on Earthquake Engineering. Anchorage, Alaska, Frontiers of Earthquake Engineering, 2014.
[21] MALHOTRA P K, SENSENY P E, BRAGA AC, et al. Testing sprinkler-pipe seismic-brace components [J]. Earthquake Spectra, 2003, 19(1): 87 − 109. doi: 10.1193/1.1543160
[22] GB 50017−2017, 钢结构设计标准[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2017. GB 50017−2017, Steel structure design standard [S]. Beijing: China Building Industry Press, 2017. (in Chinese)
[23] GB 51019−2014, 化工工程管架、管墩设计规范[S]. 北京: 中国计划出版社, 2014. GB 51019−2014, Code for design of pipe support and pipe pier in chemical engineering [S]. Beijing: China Planning Press, 2014. (in Chinese)
[24] GB 50011−2010, 建筑抗震设计规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010. GB 50011−2010, Code for seismic design of buildings [S]. Beijing: China Building Industry Press, 2010. (in Chinese)
[25] GB 50709−2011, 钢铁企业管道支架设计规范[S]. 北京: 中国计划出版社, 2012. GB 50709−2011, Code for design of pipe supports in iron and steel enterprises [S]. Beijing: China Planning Press, 2012. (in Chinese)
[26] 梁文龙. 延性交错桁架钢框架双槽钢组合截面弦杆在往复荷载下滞回性能研究[D]. 西安: 西安建筑科技大学, 2016. LIANG Wenlong. Study on hysteretic behavior of double channel composite section chord of ductile staggered truss steel frame under reciprocating load [D]. Xi’an: Xi’an University of Architecture and Technology, 2016. (in Chinese)
[27] JGJ/T 101−2015, 建筑抗震试验规程[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2015. JGJ/T 101−2015, Code for seismic test of buildings [S]. Beijing: China Building Industry Press, 2015. (in Chinese)
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期刊类型引用(2)
1. 展妍婷，洪健，张静. 细长直管支架抗震性能有限元分析. 中国建筑金属结构. 2024(03): 7-9 . 
百度学术
2. 展妍婷，洪健，张静. 一种新型高强钢组合细长直管支架抗震性能分析. 中国建筑金属结构. 2024(09): 17-19 . 百度学术
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