主管管壁加厚型圓鋼管T節(jié)點(diǎn)的滯回性能分析

靳燕飛， 邵永波， 徐艷華

(1.煙臺(tái)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 山東 煙臺(tái) 264005; 2.北京京北職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 北京 101400)

近年來，隨著大型體育場(chǎng)館和博覽館的迅速發(fā)展，圓鋼管節(jié)點(diǎn)以其造型美觀、施工快捷、強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)在大跨度結(jié)構(gòu)中得到廣泛的應(yīng)用。目前對(duì)管節(jié)點(diǎn)靜力強(qiáng)度已經(jīng)進(jìn)行了大量研究，研究成果比較成熟[1]。節(jié)點(diǎn)是鋼管結(jié)構(gòu)重要的耗能部位，低周往復(fù)荷載作用下的滯回性能是評(píng)價(jià)管結(jié)構(gòu)抗震性能的重要參數(shù)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已進(jìn)行了部分研究[2～5]。對(duì)于T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)及其加固節(jié)點(diǎn)滯回性能的研究尚未見諸報(bào)道。

對(duì)于常見的焊接T型節(jié)點(diǎn)，當(dāng)支管承受軸向荷載作用時(shí)，由于主管的徑向剛度較弱，容易在主管表面靠近焊接周圍發(fā)生局部屈曲破壞。為提高管節(jié)點(diǎn)的承載能力，通常對(duì)主支管交匯處的主管部分進(jìn)行加固，如采用內(nèi)置加勁環(huán)、內(nèi)置插板、墊板和環(huán)口板等[6]。本文提出一種主管管壁局部加厚的加固方式，這種加固方式可以降低節(jié)點(diǎn)部位的應(yīng)力集中，將焊縫處的脆性破壞轉(zhuǎn)移到主管不同壁厚交界處，從而將焊接部位的脆性破壞轉(zhuǎn)化為主管構(gòu)件上的延性破壞。

1 節(jié)點(diǎn)幾何模型

T型管節(jié)點(diǎn)由主管和支管通過焊接組成。主管管壁局部加厚型T節(jié)點(diǎn)是指以主支管交匯處為中心，沿主管長(zhǎng)度方向?qū)ΨQ取一定長(zhǎng)度進(jìn)行管壁加厚處理。在本組試驗(yàn)及數(shù)值分析中，加厚長(zhǎng)度取值以主管外直徑為參照，即按主管外直徑的倍數(shù)取值。本組試驗(yàn)中共包括兩個(gè)試件，即未加固試件SJ1和管壁加厚試件SJ2。其中SJ2的加厚長(zhǎng)度為1.5倍主管外直徑(1.5D)，在管壁厚度改變處采用坡口過渡。節(jié)點(diǎn)形式如圖1所示，幾何尺寸的具體取值見表1。

圖1 主管管壁局部加厚T型節(jié)點(diǎn)幾何模型

表1 T型節(jié)點(diǎn)幾何尺寸 mm

所用鋼材的屈服強(qiáng)度、彈性模量等，通過對(duì)標(biāo)準(zhǔn)試件的拉伸試驗(yàn)得出，具體取值見表2。泊松比ν取0。

表2 鋼材材性

2 試驗(yàn)介紹

在試驗(yàn)中，未加固T型管節(jié)點(diǎn)試件(SJ1)與主管管壁局部加厚T型節(jié)點(diǎn)試件(SJ2)在主管端部均采用鉸接連接，在支管端部施加豎直方向的位移荷載。試驗(yàn)裝置如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)加載由液壓伺服試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)控制。采用擬靜力低周循環(huán)加載方案。加載方式為位移控制加載，先在支管端部施加5 mm的向下的位移，然后再向上拉10 mm，即達(dá)到正的5 mm位移，此為一個(gè)荷載循環(huán)。依次再施加增量為10 mm的循環(huán)位移荷載，對(duì)未加固的圓鋼管加至破壞為止，對(duì)局部加厚T型節(jié)點(diǎn)加至60 mm位移。

3 有限元模型

試驗(yàn)測(cè)試得到的數(shù)據(jù)準(zhǔn)確而且可靠度高，是對(duì)T型管節(jié)點(diǎn)滯回性能研究的重要前提。但試驗(yàn)研究需要耗費(fèi)大量的人力和物力，也不利于對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行規(guī)律性分析。相比之下，有限元分析具有方便高效、經(jīng)濟(jì)性好、節(jié)省時(shí)間、便于進(jìn)行大量模型分析等優(yōu)點(diǎn)，因而越來越廣泛的應(yīng)用于科學(xué)研究。

3.1 基本假設(shè)

在進(jìn)行有限元分析時(shí)，在不失準(zhǔn)確性的前提下，為了使模型簡(jiǎn)化，對(duì)模型采用一些基本假定：(1)不考慮主支管交匯處焊縫的材性變化，即認(rèn)為焊縫的各項(xiàng)受力性能均與母材相同，受力分析時(shí)不再單獨(dú)考慮；(2)不考慮焊縫殘余應(yīng)力的影響；(3)所用鋼材的本構(gòu)關(guān)系為理想彈塑性強(qiáng)化模型，即雙線性模型，強(qiáng)化段的模量為彈性模量的1/200。

3.2 邊界條件與加載方式

如圖2所示，試驗(yàn)時(shí)節(jié)點(diǎn)試件的約束方式為主管兩端鉸接，由液壓伺服系統(tǒng)控制的上夾頭對(duì)支管頂部施加豎直方向的位移荷載。為完全模擬試驗(yàn)條件，節(jié)點(diǎn)的有限元模型同樣采用兩端鉸接連接；通過支管頂部施加沿支管徑向的位移對(duì)試件進(jìn)行加載。

3.3 單元的選取及網(wǎng)格劃分

對(duì)T節(jié)點(diǎn)滯回性能的有限元分析采用ANSYS軟件，網(wǎng)格劃分采用Solid95實(shí)體單元。該單元有20個(gè)節(jié)點(diǎn)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)有3個(gè)平動(dòng)自由度，為三維二次單元。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，主管管壁加厚T型管節(jié)點(diǎn)主支管交匯處和主管管壁厚度改變處的薄管部分應(yīng)力變化較大，為分析的重點(diǎn)。在這兩處及附近區(qū)域應(yīng)縮小控制尺寸，提高網(wǎng)格精度，以保證分析結(jié)果準(zhǔn)確。遠(yuǎn)離這些區(qū)域的部位應(yīng)力分布較為均勻，在保證數(shù)值結(jié)果準(zhǔn)確(精度)的前提下，為提高計(jì)算效率，可以使用大尺寸單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格。此外，在稀疏和精密的單元之間均采用過渡單元。采用規(guī)則的掃略網(wǎng)格劃分方式，控制網(wǎng)格劃分密度。對(duì)主管厚度改變區(qū)域，采用1∶2.5的坡度進(jìn)行模擬，此處采用過渡網(wǎng)格。節(jié)點(diǎn)的網(wǎng)格劃分見圖3。

圖3 模型的網(wǎng)格劃分

4 有限元模型驗(yàn)證

4.1 試件變形及破壞模式

試驗(yàn)中，當(dāng)循環(huán)荷載進(jìn)行至第5循環(huán)受拉時(shí)，SJ1在主支管交匯處發(fā)生脆性破壞，試件沿焊縫發(fā)生斷裂。在第4循環(huán)受壓時(shí)主管兩側(cè)明顯鼓曲，變形如圖4(a)所示。有限元模型在加載至第4循環(huán)受壓時(shí)的變形如圖4(b)所示。由此可見，對(duì)于未加固試件主支管交匯處應(yīng)力最大，最容易發(fā)生破壞。

由于管壁進(jìn)行加厚處理，SJ2的節(jié)點(diǎn)承載力明顯提高。限于試驗(yàn)機(jī)的最大加載額度，對(duì)試件加載至±60mm位移。此時(shí)，試件的薄弱位置從主支管交匯處轉(zhuǎn)移至管壁厚度改變的區(qū)域，厚度改變區(qū)域的薄壁部分出現(xiàn)變形，如圖5(a)所示。有限元模型的分析結(jié)果在變形上與實(shí)際變形一致，應(yīng)力云圖顯示的應(yīng)力分布也給出了變形的力學(xué)解釋，圖中MX位置為應(yīng)力最大處。有限元模型的變形如圖5(b)所示。

(a) 試驗(yàn)得到的試件變形

(b) 有限元模型的變形圖4 未加固試件的變形

(a) 試驗(yàn)得到的試件變形

(b) 有限元模型的變形圖5 管壁加厚試件的變形

4.2 滯回曲線的比較

除對(duì)試件的變形進(jìn)行比較外，試件滯回曲線的比較也是驗(yàn)證有限元模型準(zhǔn)確性的重要手段。本文中，以支管端部位移和支端反力為變量來描繪滯回曲線。圖6顯示了 SJ1和SJ2在試驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值模擬得出的滯回曲線。

圖6 試件滯回性能曲線

未加固試件的滯回曲線所圍成的滯回環(huán)面積較小，因而其耗能能力較加固試件差。數(shù)值分析形成的滯回環(huán)與試驗(yàn)得出的滯回環(huán)吻合良好，說明數(shù)值模型對(duì)試件模擬的準(zhǔn)確性。加固試件的滯回性能良好，相比于未加固試件，滯回環(huán)飽滿很多，耗能能力強(qiáng)，抗震性能良好。試件SJ1和SJ2的數(shù)值模擬結(jié)果均比試驗(yàn)值略低，分析原因?yàn)樵谟邢拊M時(shí)，未考慮焊縫的影響，焊縫對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力有一定提高。SJ1隨著荷載循環(huán)的增加，出現(xiàn)“捏隴”現(xiàn)象。分析原因?yàn)樵嚰髣偠韧嘶瘒?yán)重，有限元分析采用的雙線性模型未考慮剛度退化的作用，因而分析結(jié)果也未反應(yīng)出剛度退化現(xiàn)象。

5 有限元參數(shù)分析

5.1 有限元參數(shù)

影響節(jié)點(diǎn)滯回性能的參數(shù)有:主管外徑D，主管厚度T，支管外徑d，支管厚度t，加厚長(zhǎng)度Lc。加厚厚度Tc。采用無量綱參數(shù)：主支管外徑比值β=d/D，主管徑厚比γ=D/(2T)，主支管壁厚比τ=t/T，建立兩種節(jié)點(diǎn)模型，模型幾何參數(shù)值見表3。模型Ⅰ為試驗(yàn)試件，尺寸參見表1。模型Ⅱ在模型Ⅰ基礎(chǔ)上將主管厚度改變?yōu)? mm。對(duì)每一種模型又分別考慮加厚長(zhǎng)度Lc和加厚厚度Tc對(duì)試件滯回性能的影響。各參數(shù)的具體取值見表4。

表3 T型節(jié)點(diǎn)幾何參數(shù)

表4 T型圓鋼管加厚參數(shù)取值

5.2 不同管壁厚度的比較

將模型Ⅰ和模型Ⅱ的數(shù)值結(jié)果進(jìn)行整理。固定加厚長(zhǎng)度值，將不同加厚厚度試件的滯回曲線做對(duì)比，如圖7所示。從圖7可以看出，對(duì)于不同加厚長(zhǎng)度的試件，對(duì)主管管壁進(jìn)行加厚處理時(shí)均能提高試件的承載能力，同時(shí)使試件的滯回性能改善，滯回環(huán)飽滿，增強(qiáng)抗震能力。但是當(dāng)厚度增加至一定值時(shí)，如1.2倍原主管厚度，加厚主管厚度對(duì)試件滯回性能的改善已不起作用。分析原因?yàn)橹鞴苓M(jìn)行管壁加厚處理后，試件的破壞模式由主支管交匯處的局部屈曲轉(zhuǎn)變?yōu)楣鼙诤穸雀淖兲幍膹澕羝茐?，彎剪破壞位置為主管管壁較薄的一側(cè)。在進(jìn)行試件加固處理時(shí)，此薄弱處并沒有得到改善，因而試件的各種力學(xué)性能沒有隨著管壁加厚的增加而改變。故試件加厚厚度為1.2倍原主管壁厚為宜。

(a) 模型Ⅰ Lc/D=2.0

(b) 模型ⅡLc/L=2.0圖7 模型Ⅰ和模型Ⅱ不同厚度的滯回曲線比較

5.3 不同長(zhǎng)度的比較

相比于加厚厚度的改變，試件管壁加厚長(zhǎng)度對(duì)試件滯回性能的影響更明顯。圖8所示為模型1在不同加厚厚度時(shí)加厚長(zhǎng)度對(duì)滯回性能的影響。從圖8可以看出，在主管管壁加厚厚度一定時(shí)，加厚長(zhǎng)度的改變對(duì)試件的承載力和滯回性能的改變明顯。隨著加厚部分長(zhǎng)度的增加，試件滯回曲線所圍的面積隨之增加。當(dāng)加厚長(zhǎng)度增加至一定值時(shí)，滯回環(huán)的改變不再明顯。

(a) Tc/T=1.5

(b) Tc/T=1.5圖8 模型Ⅰ和不同加厚長(zhǎng)度的比較

6 結(jié) 論

通過對(duì)兩組試件試驗(yàn)結(jié)果與有限元模型分析結(jié)果的比較，證明了有限元模型在分析主管管壁加厚試件中的準(zhǔn)確性。由加固試件與未加固試件的滯回曲線可以得知，管壁加厚型T節(jié)點(diǎn)的滯回曲線飽滿，能吸收更多的能量，抗震性能良好。在參數(shù)分析中，對(duì)兩組參數(shù)試件的32個(gè)有限元模型進(jìn)行分析，可知T型管節(jié)點(diǎn)的管壁加厚處理的理想?yún)?shù)為：加厚長(zhǎng)度為1.5倍主管直徑，加厚厚度為1.2倍主管管厚。

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