方支管-H型鋼主管T型節(jié)點滯回性能研究

王榮賓，袁波，王森平，劉小龍，李新浩

(1.貴州大學(xué)空間結(jié)構(gòu)研究中心，貴州 貴陽 550025；2.貴州省結(jié)構(gòu)工程重點實驗室，貴州 貴陽 550025)

方支管-H型鋼主管T型節(jié)點因H型鋼主管具有良好的抗彎、抗扭力學(xué)性能,節(jié)點形式簡單,且把H型鋼作為主管,方鋼管作支管,使相貫面的交線得到了簡化。與主支管均為圓管的節(jié)點相比,相貫面交線由空間曲線簡化到平面直線,更易于設(shè)計和施工,因此這種節(jié)點被廣泛應(yīng)用于體育館、飛機航站樓等大型空間結(jié)構(gòu)中。目前,對相貫節(jié)點極限承載力和軸向滯回性能研究較多。魏琳等[1-2]對H型鋼主管-支圓管X型節(jié)點和H型鋼主管-支圓管T型節(jié)點進行平面內(nèi)抗彎承載力和軸壓承載有限元分析,研究結(jié)果表明,X節(jié)點在平面彎矩作用下的破壞模式為支管局部屈曲,T型節(jié)點在軸壓力作用下支管根部發(fā)生局部屈曲,同時主管鼓曲。李凱等[3]研究了矩形鋼管T型節(jié)點承載力,發(fā)現(xiàn)主管填充混凝土后,節(jié)點極限承載力明顯提高。趙必大等[4]研究了X形圓鋼管相貫節(jié)點的軸向滯回性能,研究結(jié)果表明節(jié)點滯回曲線飽滿,有良好的變形能力和延性,節(jié)點主要通過相貫線附近主管壁的塑性變形和裂縫擴展來耗能。文獻[5-6]對N型圓鋼管相貫節(jié)點的滯回性能進行了數(shù)值分析和實驗研究。金路等[7]研究了T型部件加強型方管柱-H型鋼梁空間節(jié)點滯回性能,發(fā)現(xiàn)這種空間節(jié)點具有良好的延性和耗能力。常鴻飛等[8-9]研究了主支管均為方鋼管的T型節(jié)點滯回性能,發(fā)現(xiàn)支主管寬度比、主管長寬比、主管軸力比對節(jié)點軸向滯回性能有明顯影響。陳譽等[10]對主管為H型鋼支管為圓管的T型節(jié)點進行抗壓性能試驗,試驗的結(jié)果表明無論是否設(shè)置內(nèi)加勁板,增大圓管直徑和H型鋼翼緣寬度比都能有效提高節(jié)點的極限承載力。吳穎等[11]研究了方支管-H型鋼的軸壓性能,其結(jié)果表明,在軸壓力作用下,設(shè)置豎向插板加強節(jié)點的滯回性能更優(yōu);管根部破壞最為嚴重,變形明顯,且在支管四條棱角處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。李濤等[12]對主管壁加厚的T型節(jié)點進行滯回研究,其試驗結(jié)果表明:主管壁加厚能明顯改善節(jié)點滯回性能。武振宇等[13]對主支管均為方管的T型節(jié)點進行滯回實驗研究,分析了節(jié)點的破壞模式和抗震性能。

目前對平面彎矩作用下H型鋼主管-方支管T型節(jié)點的滯回性能研究甚少。為探清支管寬度與主管翼緣寬度比β、支管厚度與主管翼緣厚度比γ兩個參數(shù)對這種節(jié)點抗震性能的影響,本文在文獻[14]實驗結(jié)果基礎(chǔ)上,論證有限元模型正確后,設(shè)計了16個不同尺寸的有限元模型,在這16個試件中,一半試件不設(shè)加勁板,另一半設(shè)加勁板,從承載力、能量耗散、滯回性能等方面進行分析,進而研究方支管-H型鋼T型節(jié)點的抗震性能。

1 有限元模型的建立

1.1 材料本構(gòu)關(guān)系

鋼材采用雙線性隨動強化模型,在驗證模型階段,強化階段模彈性模量取0.015Es,SP1試件各部分的材料實驗結(jié)果見表1,數(shù)值模擬中主支管和連接主支管的焊縫均采用Q345鋼材,鋼材的屈服強度取345 MPa,彈性模量206 GPa,泊松比0.3。

表1 SP1試件各部分的材料實驗結(jié)果[14]

1.2 主支管的連接方式

為讓數(shù)值模擬更接近實際情況,本文主管與支管間通過焊縫相連,主支管與焊縫的接觸方式為綁定,綁定時,主管與焊縫的接觸區(qū)域,主管面作為主面,焊縫面為從面,支管與焊縫接觸的區(qū)域,支管面作為主面,焊縫面為從面。

1.3 邊界條件及加載方式

參考文獻[14]實驗中H型鋼主管兩端邊界條件設(shè)置為鉸接,即在6個約束中除了允許在YOZ面發(fā)生轉(zhuǎn)動外,其余兩個平面內(nèi)既不能平動也不能轉(zhuǎn)動。在有限元模擬中,由于使用的是對稱模型,除了將主管兩端設(shè)為鉸接外,還要在對稱面施加約束。為了更真實模擬地震時T型節(jié)點的受力,除了在支管頂部水平方向施加一往復(fù)位移外,還在豎向施加一恒定的軸向荷載。具體加載方式為以屈服位移Δy為標準,在軸向荷載N分別取25 kN、50 kN和75 kN時,水平方向分別施加0.5Δy、0.75Δy、Δy、2Δy、3Δy、4Δy和5Δy的往復(fù)位移。

1.4 模型驗證

在利用ABAQUS建立有限元模型進行參數(shù)分析時,為確定建模方法的準確性,先用ABAQUS軟件模擬參考文獻[14]中SP1試件有限元模型,將有限元分析得到的結(jié)果與參考文獻的實驗結(jié)果對比,從圖1a、1b中可看出模擬和實驗的滯回曲線、骨架曲線總體上吻合良好,說明建模方法準確可行。在本文中,若有限元分析時采用整體模型,因分析模型、網(wǎng)格單元數(shù)目多,會占用較多計算機內(nèi)存,且計算時間長,考慮到模型幾何形狀、荷載加載、邊界條件均具有對稱性,故采取對稱模型來分析。為驗證對稱模型的準確性,將SP1的整體模型與對稱模型分析結(jié)果進行對比,如圖1c所示,滯回曲線整體上貼合較好,說明利用對稱模型進行參數(shù)分析的方法可行。

(a)滯回曲線 (b)骨架曲線 (c)對比曲線

1.5 網(wǎng)格劃分

在進行網(wǎng)格劃分時,網(wǎng)格尺寸的大小會影響計算精度,網(wǎng)格尺寸過大,會導(dǎo)致精度低甚至不收斂,網(wǎng)格尺過小,在精度上雖得到滿足,但網(wǎng)格單元數(shù)量多,會大幅度延長計算時間,考慮到模型數(shù)量和時間成本,且研究的區(qū)域為主支管交匯處節(jié)點;因此,在節(jié)點周圍進行局部加密,加密范圍以主支管相交面中心為參考點,沿主管長度方向左右各100 mm,支管長度方向150 mm,H型鋼主管翼緣和支管沿厚度方向均劃分三層,主管和支管均采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格技術(shù)劃分,焊縫則采用自由網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分

2 有限元參數(shù)分析

在進行參數(shù)分析時,H型鋼主管長度和翼緣寬度保持為一定值,因加勁板試件除加勁板外其余部分與未設(shè)加勁板試件保持一致,故只給出設(shè)加勁板試件尺寸參數(shù),試件尺寸示意圖見圖3,具體參數(shù)見表2。

2.1 支管寬度與主管翼緣寬度比β對節(jié)點滯回性能影響

保持主管翼緣寬度不變的情況下,改變支管寬度和作用在支管上的軸向荷載,在水平往復(fù)荷載的作用下研究設(shè)加勁板和不設(shè)加勁板時β對節(jié)點滯回性能的影響。從圖4中可以看出,在不設(shè)置加勁板時,軸向荷載N=25 kN,試件SJ1、SJ2、SJ3、SJ4的滯回曲線均呈飽滿的梭形,正負向滯回曲線基本對稱,表明節(jié)點具有良好的抗震性能;且隨著β的增大,節(jié)點承載力也隨著提高,滯回性能得到顯著改善,但當β=0.375時,其節(jié)點的承載力為26 kN,當β取另外三個值時,承載力分別為38.83 kN、49.17 kN、56.45 kN,比β=0.375時提高了49.34%、89%、117%,其最外圈滯回環(huán)面積也遠小于β取另外三個值,這說明β取值不能過小;當β=0.75時,其對應(yīng)的承載力雖均比β=0.625和β=0.5時大,但與β=0.625的承載力相差不大,且滯回曲線所圍面積基本相同,這表明β的取值也不能過大,從本文設(shè)計的試件來看,恰當取值應(yīng)在0.625至0.75之間。當軸向荷載N=50 kN和N=75 kN時,節(jié)點的承載力也隨著β增大而增大,滯回性能也隨著β的增大得到提升。與N=25 kN的區(qū)別主要是:當每一個試件承載力達到最大值后,隨著所施加水平位移的增大,承載能力表現(xiàn)出降低的趨勢,這種情況在β越小的試件中表現(xiàn)越明顯。在設(shè)置加勁板后,如圖5所示,四個試件的承載能力均得到提高,當作用的軸向荷載N=25 kN時,試件SJ1、SJ2、SJ3、SJ4的承載力分別為26.5 kN、44.4 kN、66.4 kN和88.7 kN。與不設(shè)置加勁板相比,承載力分別提高了1.9%、14.3%、35%和57.1%。從提高的百分比看,SJ1試件的承載力幾乎沒有提高,這主要是因為SJ1試件支管寬度過小,無論是否設(shè)置加勁板,其破壞模式均為支管發(fā)生屈曲破壞。對于SJ2、SJ3和SJ4試件,其承載力明顯提高,SJ3和SJ4試件尤為明顯,原因是隨著支管寬度增大,破壞模式由支管屈曲破壞轉(zhuǎn)化為支管屈曲和主管翼緣屈曲的聯(lián)合破壞,這時在主管翼緣中部設(shè)置加勁板,對主管翼緣的屈曲起到緩解作用。隨著軸向荷載的增大,由圖5可看到,各試件承載力逐漸降低,SJ1B試件較為明顯。

(a)正視圖 (b)側(cè)視圖 (c)俯視圖

表2 設(shè)加勁板各試件尺寸

(a)N=25 kN (b)XN=50 kN (c)N=75 kN

2.2 支管厚度與主管翼緣厚度比γ對節(jié)點滯回性能影響

在主管翼緣厚度不變的情況下,改變支管厚度,分析在不設(shè)加勁板和設(shè)加勁板時參數(shù)γ對節(jié)點滯回性能的影響。從圖6可以看到,在不設(shè)加勁板時,滯回曲線均呈飽滿的梭形,表明試件具有良好的塑性變形能力和耗能能力,抗震性能好。當N=25 kN時,隨著γ的增大,節(jié)點的承載力、滯回曲線面積均增大。圖6a中,γ=0.4、γ=0.6、γ=0.8和γ=1時,其承載力分別為29 kN、38.83 kN、44.5 kN和49 kN,可見承載力從γ=0.4到γ=0.6時的增幅最大。從滯回曲線包圍的面積來看,γ=0.4的面積遠小于γ=0.6,表明在進行支管厚度設(shè)計時,在主管翼緣厚度確定的情況下,支管厚度不宜過小。γ從0.8增大到1時,承載力增幅較小,且對應(yīng)的滯回曲線基本重合,說明γ=0.8和γ=1時滯回性能相差不大,因此,支管厚度也不應(yīng)過大,根據(jù)本文的模擬結(jié)果,應(yīng)將γ控制在0.8和1之間。當支管上用的軸向荷載分別為50 kN和75 kN時,與N=25 kN不同點主要體現(xiàn)在承載力方面,都是隨著軸向荷載增大,各試件承載力隨著降低,但并不明顯。設(shè)置加勁板后,如圖7所示,在軸向荷載N=25 kN時,試件SJ5B、SJ6B、SJ7B和SJ8B的承載力分別為33.48 kN、44.4 kN、54.36 kN和61.6 kN,較不設(shè)加勁板時承載力分別提高15.4%、14.3%、22.2%和25.7%。從增幅來看,SJ5和SJ6接近,SJ7和SJ8接近,但SJ7、SJ8增幅明顯高于SJ5和SJ6,這表明在研究參數(shù)γ對節(jié)點滯回性能影響時,若通過設(shè)置加勁板的方式來提高承載力,應(yīng)將應(yīng)將γ控制在0.8和1之間,這與無加勁板的分析保持一致。軸向荷載增大后,SJ5B～SJ8B的承載力略有下降,這一現(xiàn)象同樣在γ取最小值時較為明顯。

(a)N=25 kN (b)N=50 kN (c)N=75 kN

(a)N=25 kN (b)N=50 kN (c)N=75 kN

3 骨架曲線分析

四組設(shè)置加勁板和未設(shè)加勁板試件的骨架曲線如圖8至圖11,在四組試件中,加載的初始階段,節(jié)點均處于彈性階段,骨架曲線呈上升趨勢且斜率基本不變,隨著水平方向施加位移的增大,節(jié)點進入彈塑性階段,骨架曲線仍在上升,但其斜率在減小。在圖8中,當軸向荷載較小(N=25kN),四個試件的骨架曲線無下降段,都是在達到峰值荷載后,隨著水平方向位移的增大,承載力基本不變。當軸向荷載較大時(N=50kN和N=75kN),SJ1、SJ2、SJ3三個試件的骨架曲線均出現(xiàn)了下降段,在N=50kN時,下降段出現(xiàn)在SJ1、SJ2試件中,N=75kN時,SJ3試件的骨架曲線也出現(xiàn)了下降段,此時SJ1、SJ2試件的下降段更加明顯。在圖10中,僅SJ5和SJ6試件的骨架曲線出現(xiàn)了下降段。在設(shè)置加勁板后,與未設(shè)置加勁板時相比,主要區(qū)別是承載力顯著提高。

(a)N=25 kN (b)N=50 kN (c)N=75 kN

(a)N=25 kN (b)N=50 kN (c)N=75 kN

(a)N=25 kN (b)N=50 kN (c)N=75 kN

(a)N=25 kN (b)N=50 kN (c)N=75 kN

4 能量耗散分析

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的耗能能力是指地震作用下結(jié)構(gòu)或構(gòu)件吸收地震能量的大小,用荷載位移曲線所包圍的面積衡量,如圖12所示。在本文的能量耗散分析中,用累積能量耗散系數(shù)指標來分析T型節(jié)點的抗震性能,能量耗散系數(shù)越大,其耗能能力越強,能量耗散系數(shù)計算公式如下:

(1)

E=S(ABC+CDA)/S(OCE+OAF),

(2)

當未設(shè)置加勁板時,從表3、表4、表5中看到β增至0.625之后,節(jié)點耗能能力開始減弱,當β=0.75,N=25 kN時,耗能能力還略弱于β=0.375;從SJ5—SJ8試件的能量耗散系數(shù)看,隨著γ增大,耗能能力增強;另外還可看到,改變支管厚度與翼緣厚度比對試件的耗能能力影響最顯著。從表3、表4、表5還可看出,隨著軸向力增大,各試件的耗能能力均在減弱。設(shè)置加勁板后,與沒有設(shè)置加勁板時相比,各試件累積能量耗散系數(shù)均增大,表明設(shè)置加勁板后,能提高節(jié)點的抗震性能。

圖12 能量耗散系數(shù)計算圖

表3 不設(shè)加勁板與設(shè)加勁板試件累積能量耗散系數(shù)(N=25 kN)

表4 不設(shè)加勁板與設(shè)加勁板試件累積能量耗散系數(shù)(N=50 kN)

表5 不設(shè)加勁板與設(shè)加勁板試件累積能量耗散系數(shù)(N=75 kN)

5 結(jié)論

本文在對16個不同模型尺寸的T型節(jié)點試件進行有限元模擬后,通過對滯回曲線、骨架曲線和能量耗散的分析,可得出如下結(jié)論:

1) 在軸向荷載和水平往復(fù)荷載共同作用下,無論是否設(shè)加勁板,在支管寬度與主管翼緣寬度比β增大時,試件的承載能力提高,結(jié)合本文分析,建議將β控制在0.625至0.75之間。

2) 在軸向荷載和水平往復(fù)荷載共同作用下,無論是否設(shè)置加勁板,支管厚度與主管翼緣厚度比γ越大,節(jié)點滯回性能越好,從本文設(shè)計的試件分析結(jié)果來看,將γ控制在1時節(jié)點能取得好的抗震性能。

3) 在軸向荷載和水平往復(fù)荷載共同作用下,無論是否設(shè)加勁板時,對參數(shù)β、γ而言,軸向荷載對節(jié)點滯回性能的影響都體現(xiàn)在滯回曲線飽滿度、正負對稱性,軸向荷載較小時(N=25kN),方支管-H型鋼主管T型節(jié)點的滯回曲線均呈飽滿梭形,且正負向?qū)ΨQ性較好,隨著軸向荷載的增大(N=50kN和N=75kN),參數(shù)β、γ取值最小時,滯回曲線的飽滿程度、正負對稱性漸變差;因此,在對T型節(jié)點構(gòu)件設(shè)計時,不可忽略軸向荷載對節(jié)點滯回性能的影響。

4) 通過對β、γ兩個參數(shù)的分析,發(fā)現(xiàn)未設(shè)加勁板時γ對節(jié)點承載力和抗震性能的影響比β參數(shù)明顯。另外,在能量耗散分析中還發(fā)現(xiàn),隨著β的增大,節(jié)點的抗震性能呈先增強后減弱的趨勢,隨著γ的增大,節(jié)點的抗震性能增強,且改變β時增強的程度不如γ,因此,在對該類T型節(jié)點構(gòu)件設(shè)計時,如不設(shè)置加勁板,要獲得較高的承載力和較優(yōu)的抗震性能,可以首先考慮支管厚度與主管翼緣厚度比γ的影響。

5) 設(shè)置加勁板后能顯著提高試件承載能力,與未設(shè)加勁板時相比:隨著參數(shù)β、γ、增大,承載力增幅也隨之增大,特別在參數(shù)β=0.75時,承載力提高的幅度竟超過50%,這表明在支主管寬比較大的情況下,加勁板性能會得到充分發(fā)揮;此外,設(shè)置加勁板后,節(jié)點的抗震性能也得到了提升。