X形圓鋼管相貫節(jié)點(diǎn)的軸向滯回性能

趙必大，蔡揚(yáng)政，姚澤陽

(1.浙江工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，浙江 杭州 310023；2.保利浙南房地產(chǎn)開發(fā)有限公司，浙江 臺州 318000)

相比工字形鋼等開口截面構(gòu)件，圓鋼管等閉口截面構(gòu)件具有明顯優(yōu)異的雙向抗彎性能和抗扭性能，被廣泛地應(yīng)用于土木工程和海洋工程結(jié)構(gòu)中[1-3]。其中，支管直接焊接在主管表面而無加勁肋構(gòu)造的相貫節(jié)點(diǎn)是廣泛應(yīng)用于各類管結(jié)構(gòu)的一種節(jié)點(diǎn)形式。各類鋼管結(jié)構(gòu)工程中，在常用的幾何參數(shù)范圍的鋼管相貫節(jié)點(diǎn)的承載力往往低于相鄰構(gòu)件(支管)的承載力，支管傳來的軸力為鋼管節(jié)點(diǎn)承受的主要內(nèi)力之一。在地震和風(fēng)荷載等往復(fù)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)受到的支管軸力則分為軸壓力和軸拉力兩種情況。X形圓鋼管相貫節(jié)點(diǎn)為工程中常見、相對簡單的一種鋼管節(jié)點(diǎn)形式，現(xiàn)行國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范[4-7]關(guān)于X形節(jié)點(diǎn)的軸壓承載力Nxc(支管軸壓力作用下)的計(jì)算式都是基于Togo環(huán)模型(主管塑性軟化破壞模式)[8-9]發(fā)展而來的。然而，目前關(guān)于X形圓鋼管節(jié)點(diǎn)的軸拉承載力(支管軸拉力作用)Nxt和軸壓承載力Nxc之間的差異則有兩種不同的處理方法：一種方法簡單、偏保守地認(rèn)為Nxt=Nxc，如EC3規(guī)范[7]等；另一種方法則將軸壓承載力Nxc乘以一個大于1的系數(shù)得到軸拉承載力Nxt，如《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[5]等。筆者對X形圓鋼管相貫節(jié)點(diǎn)在支管軸向往復(fù)荷載作用下的抗震性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，對節(jié)點(diǎn)的延性和耗能進(jìn)行考察，對節(jié)點(diǎn)在支管軸拉力和軸壓力作用下的承載力差異進(jìn)行分析。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試 件

筆者開展了X形圓鋼管相貫節(jié)點(diǎn)在支管往復(fù)軸向荷載作用下的滯回試驗(yàn)，試件的幾何參數(shù)見圖1和表1。表1中：D(d)為主管(支管)的直徑；T(t)為主管(支管)的壁厚；β為支管與主管直徑比；γ為主管半徑與壁厚比；τ為支管與主管壁厚比；θ為支管與主管的夾角。鋼管的材料性能試驗(yàn)結(jié)果見表2。支管與主管之間采用坡口熔透焊和角焊縫組合焊接連接，焊縫的形式和尺寸均符合《鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范》[10]的要求。

圖1 試件簡圖Fig.1 Test specimens

表1 試件GHS-X的幾何特征Table 1 Measured geometric properties of GHS-X

表2 主管和支管的材性試驗(yàn)結(jié)果(平均值)Table 2 Measured material properties (average value)

1.2 加載裝置和加載制度

試件加載裝置如下：將試件立起來，主管水平且兩端自由，支管豎立，且支管的一端固定于加載框架底部的箱型截面梁上，另一端通過端板和高強(qiáng)螺栓與伺服儀(施加往復(fù)加載)連接，伺服儀固定于加載框架頂部箱形梁。伺服儀沿著支管軸線方向上(軸拉)、下(軸壓)運(yùn)動，從而實(shí)現(xiàn)支管軸向循環(huán)往復(fù)加載。試驗(yàn)采用力和位移的混合控制加載模式，在節(jié)點(diǎn)域應(yīng)變測點(diǎn)的應(yīng)變首次達(dá)到鋼材屈服應(yīng)變之前為力控制加載方法，且分級施加；此后采用位移控制加載，第一級位移加載級采用7 mm(節(jié)點(diǎn)域首次屈服時(shí)加載端位移約為5 mm)，后面每一級的位移幅值在上一級的基礎(chǔ)上增加3 mm，直至試件破壞，加載示意圖見圖2。

1.3 測點(diǎn)布置

為了獲得節(jié)點(diǎn)的局部變形，進(jìn)行如圖3所示的位移計(jì)布置。其中，位移計(jì)D1～D4布置在冠點(diǎn)上引出的鋼筋上，用來測試冠點(diǎn)(圖中B點(diǎn))的平均位移，D5和D6用來測試主管的位移，D7用來測試加載端的位移。同時(shí)，在相貫線附近的主管管壁和支管管壁布置應(yīng)變片T1～T6，用以分析節(jié)點(diǎn)域塑性發(fā)展。

圖3 試件的位移計(jì)和應(yīng)變片布置Fig.3 Arrangement of displacement sensors and strain gage

2 試驗(yàn)過程和破壞模式

試件在支管軸向反復(fù)加載過程中，相貫線附近的主管管壁在支管軸壓力、軸拉力作用下分別產(chǎn)生凹、凸變形。當(dāng)加載端荷載約為160 kN時(shí)，相貫線附近的主管管壁測點(diǎn)超過屈服應(yīng)變。前幾級加載過程中，每一級加載中的伺服儀的受拉荷載峰值基本上等于受壓荷載峰值。但加載級達(dá)到±13 mm以后，每一級加載的受拉荷載峰值大于受壓荷載峰值。在±22 mm加載級的過程中伺服儀達(dá)到了試驗(yàn)中的最大荷載值(拉、壓荷載值分別為366.7，290.3 kN)，隨即相貫線附近主管管壁(焊縫熱影響區(qū))發(fā)生開裂。此后，裂紋隨著加載端位移的增加而不斷擴(kuò)展，當(dāng)加載級為±37 mm時(shí)裂縫已經(jīng)很明顯，且伺服儀的荷載約為最大值(±22 mm加載級過程中的峰值荷載)的2/3，試驗(yàn)結(jié)束。節(jié)點(diǎn)試件的破壞模式為相貫線附近主管管壁塑性開裂，見圖4。

圖4 試件破壞照片F(xiàn)ig.4 Failure of specimen

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線分析

圖5給出試驗(yàn)所得的支管軸力—局部變形(F—δ)滯回曲線。圖5中：縱坐標(biāo)為支管軸力(支管端伺服儀施加的荷載F)，正、負(fù)值分別為軸拉力、軸壓力，橫標(biāo)為節(jié)點(diǎn)局部變形δ，直接法結(jié)果、間接法結(jié)果表示獲得節(jié)點(diǎn)變形δ的兩種方法[11]。借鑒文獻(xiàn)[12]，直接法的局部變形定義為冠點(diǎn)(圖3的B點(diǎn))和主管中心點(diǎn)(圖3的A點(diǎn))沿著支管軸線方向的相對位移：δB-δA，δB采用位移計(jì)D1～D4所測位移值的平均值，δA采用位移計(jì)D5和D6所測位移值的平均值。間接法的局部變形定義為加載端的總位移δt(位移計(jì)D7測得)扣除兩根支管的軸向變形2δb后再除以2：δ=(δt-2δb)/2，δb通過彈性桿件理論計(jì)算得到。直接法反映的是節(jié)點(diǎn)域主管管壁上表面的局部變形，節(jié)點(diǎn)域主管管壁局部變形在加載后期較大，這導(dǎo)致冠點(diǎn)(圖3的B點(diǎn))和中心點(diǎn)(圖3的A點(diǎn))沿著支管軸線方向位移受相鄰區(qū)域局部變形的影響，故后期測得的δ存在一定偏差。間接法反映的是節(jié)點(diǎn)域主管管壁的上、下表面的平均局部變形，綜合反映了節(jié)點(diǎn)局部變形，但荷載較大時(shí)支管根部具有一定塑性變形，根據(jù)彈性桿件理論計(jì)算所得的支管軸向變形δb存在一些偏差。

圖5 支管軸力—局部變形滯回曲線Fig.5 Brace axial force-local deformation hysteretic curves

由圖5可知：兩種方法所得F—δ滯回曲線總體上接近，滯回曲線較飽滿，表現(xiàn)出良好的穩(wěn)定性；試驗(yàn)所得節(jié)點(diǎn)的軸拉、軸壓極限承載力分別為366.7，290.3 kN，說明節(jié)點(diǎn)在支管軸拉力作用下的承載力明顯大于支管軸壓力作用下的承載力。同時(shí)，反復(fù)加載作用下節(jié)點(diǎn)軸壓承載力試驗(yàn)值與《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[5]的計(jì)算值251.9 kN、EC3規(guī)范[7]計(jì)算值240.4 kN均相對較接近(相對誤差分別約12.7%，17%)，節(jié)點(diǎn)軸拉承載力試驗(yàn)值與《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》的計(jì)算值389.6 kN亦接近(相對誤差約6.2%)，但EC3規(guī)范計(jì)算值240.4 kN則明顯低估了節(jié)點(diǎn)實(shí)際軸拉承載力(低了約35%)。

為了進(jìn)一步研究節(jié)點(diǎn)域在支管軸向荷載作用下的塑性發(fā)展及破壞模式，繪制了相貫線附近的支管管壁、主管管壁的應(yīng)變隨著荷載的變化圖(圖6)。限于篇幅，僅給出一側(cè)相貫線附近的測點(diǎn)T1～T3(編號見圖3)。圖6中的縱坐標(biāo)為支管軸向荷載，橫坐標(biāo)為應(yīng)變強(qiáng)度εi(單位為με)的表達(dá)式為

圖6 荷載—應(yīng)變滯回曲線Fig.6 Load-strain hysteretic curves

(1)

式中：ε1，ε2，ε3分別為一、二、三向主應(yīng)變。對于平面應(yīng)變情況，第二主應(yīng)變ε2=0，另外兩個主應(yīng)變ε1和ε3則由應(yīng)變花測算出來。圖中εy為按材性試驗(yàn)所得的屈服應(yīng)變，對于支管、主管其值分別為1 795，1 727 με。

由圖6可知：節(jié)點(diǎn)相貫線附近支管在加載期間大部分時(shí)間基本上處于彈性，僅肢尖部分管壁在加載后期出現(xiàn)低程度的塑性，但相貫線附近的主管管壁塑性發(fā)展明顯，可以認(rèn)為節(jié)點(diǎn)試件的塑性發(fā)展集中在相貫線附近的主管管壁，節(jié)點(diǎn)主要耗能方式為相貫線附近主管管壁的塑性發(fā)展及裂紋擴(kuò)展。

3.2 骨架曲線和延性分析

根據(jù)試件的軸力—局部變形(F—δ)滯回曲線得到骨架曲線，見圖7。圖7中同時(shí)給出ABAQUS有限元單調(diào)加載的模擬結(jié)果，采用八節(jié)點(diǎn)縮減積分殼單元S8R[13]，關(guān)鍵區(qū)域(即中間2D的主管、根部d的支管)采用精細(xì)網(wǎng)格(尺寸為主管壁厚T)，其余區(qū)域采用短、長邊分別為T，3T的四邊形網(wǎng)格。有限元模型中的材料本構(gòu)采用雙線型強(qiáng)化模型，屈服強(qiáng)度fy與彈性模量E取材性試驗(yàn)結(jié)果(見表2)，強(qiáng)化階段切線模量則取為彈性模量的1%。有限元模型中采用Coupling約束將支管端板和其形心點(diǎn)(控制點(diǎn))的各自由度耦合在一起，然后在支管的上端板控制點(diǎn)、下端板控制點(diǎn)上分別施加位移荷、固定約束，實(shí)現(xiàn)模擬試件的邊界條件(主管兩端自由、支管下端板固定)。

由圖7可知：在試件開裂前，單調(diào)靜力軸拉(或軸壓)加載的有限元結(jié)果較好地模擬了反復(fù)加載試驗(yàn)所得的骨架曲線；試驗(yàn)所得承載力(骨架曲線峰值點(diǎn))與變形準(zhǔn)則定義的節(jié)點(diǎn)承載力(即節(jié)點(diǎn)局部變形為0.03倍主管直徑對應(yīng)的力)[14]很接近；無論試驗(yàn)還是有限元結(jié)果，支管軸拉力作用下的節(jié)點(diǎn)承載力Nxt明顯大于支管軸壓作用下的節(jié)點(diǎn)承載力Nxc?？梢远ㄐ越忉屓缦拢篨形節(jié)點(diǎn)承受兩側(cè)支管軸壓力作用時(shí)，相貫線附近主管管壁(可視為空間殼)受壓，這會導(dǎo)致殼的局部穩(wěn)定問題，不利于承載；而節(jié)點(diǎn)承受兩側(cè)支管軸拉力作用時(shí)，則節(jié)點(diǎn)域的主管管壁受拉，產(chǎn)生薄膜效應(yīng)，有利于承載；因此節(jié)點(diǎn)的受拉承載力Nxt大于受壓承載力Nxc。當(dāng)主管管壁較薄(主管徑厚比γ較大)時(shí)，局部穩(wěn)定問題和薄膜效應(yīng)更明顯，Nxt和Nxc之間的差異更大，故《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[5]關(guān)于節(jié)點(diǎn)受拉和受壓承載力之間關(guān)系為Nxt=0.78(2γ)0.2Nxc。因此，在工程常見范圍內(nèi)Nxt>Nxc，且兩者差異隨著γ的增大而增加，筆者建立5 個僅γ變化(γ為10～40)的節(jié)點(diǎn)有限元模型(模型其他參數(shù)同節(jié)點(diǎn)試件)進(jìn)行單參數(shù)分析，結(jié)果也驗(yàn)證了上述關(guān)于節(jié)點(diǎn)拉、壓承載力之間關(guān)系的定性結(jié)論，限于篇幅不一一敘述。

表3給出了試件的延性系數(shù)μ=δu/δy。表3中下標(biāo)的正、負(fù)分別表示支管受軸拉、軸壓荷載。根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[15]，極限變形δu為骨架曲線中承載力極值下降15%時(shí)的力所對應(yīng)的變形。屈服變形δy則按文獻(xiàn)[16]的方法確定：圖7中作一條斜率為節(jié)點(diǎn)初始剛度的0.779，且通過原點(diǎn)的直線，該直線與骨架曲線相交點(diǎn)的橫坐標(biāo)即為δy。由表3可知：試件的極限變形δu和延性系數(shù)μ均較大，表明節(jié)點(diǎn)的變形能力和延性均較好。對比之下，受壓延性系數(shù)μ-大于受拉延性系數(shù)μ+。

表3 X節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)Table 3 The ductility ratio of the X-joint

4 結(jié) 論

對X形節(jié)點(diǎn)圓鋼管相貫節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了支管軸向往復(fù)荷載作用下的滯回試驗(yàn)研究。試驗(yàn)結(jié)果表明：節(jié)點(diǎn)試件的塑性發(fā)展集中在相貫線附近的主管管壁，該處主管管壁的塑性發(fā)展及裂紋擴(kuò)展成為節(jié)點(diǎn)的主要耗能方式，節(jié)點(diǎn)的破壞模式為相貫線附近主管管壁塑性軟化導(dǎo)致的開裂。節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出良好的變形能力和延性。節(jié)點(diǎn)在支管軸拉力作用下的承載力明顯高于其在支管軸壓力作用下的承載力。