方支管-H型鋼主管T型節點(diǎn)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)空間結構研究中心，貴州 貴陽(yáng) 550025；
2.貴州省結構工程重點(diǎn)實(shí)驗室，貴州 貴陽(yáng) 550025)

方支管-H型鋼主管T型節點(diǎn)因H型鋼主管具有良好的抗彎、抗扭力學(xué)性能,節點(diǎn)形式簡(jiǎn)單,且把H型鋼作為主管,方鋼管作支管,使相貫面的交線(xiàn)得到了簡(jiǎn)化。與主支管均為圓管的節點(diǎn)相比,相貫面交線(xiàn)由空間曲線(xiàn)簡(jiǎn)化到平面直線(xiàn),更易于設計和施工,因此這種節點(diǎn)被廣泛應用于體育館、飛機航站樓等大型空間結構中。目前,對相貫節點(diǎn)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型節點(diǎn)和H型鋼主管-支圓管T型節點(diǎn)進(jìn)行平面內抗彎承載力和軸壓承載有限元分析,研究結果表明,X節點(diǎn)在平面彎矩作用下的破壞模式為支管局部屈曲,T型節點(diǎn)在軸壓力作用下支管根部發(fā)生局部屈曲,同時(shí)主管鼓曲。李凱等[3]研究了矩形鋼管T型節點(diǎn)承載力,發(fā)現主管填充混凝土后,節點(diǎn)極限承載力明顯提高。趙必大等[4]研究了X形圓鋼管相貫節點(diǎn)的軸向滯回性能,研究結果表明節點(diǎn)滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn),有良好的變形能力和延性,節點(diǎn)主要通過(guò)相貫線(xiàn)附近主管壁的塑性變形和裂縫擴展來(lái)耗能。文獻[5-6]對N型圓鋼管相貫節點(diǎn)的滯回性能進(jìn)行了數值分析和實(shí)驗研究。金路等[7]研究了T型部件加強型方管柱-H型鋼梁空間節點(diǎn)滯回性能,發(fā)現這種空間節點(diǎn)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型節點(diǎn)滯回性能,發(fā)現支主管寬度比、主管長(cháng)寬比、主管軸力比對節點(diǎn)軸向滯回性能有明顯影響。陳譽(yù)等[10]對主管為H型鋼支管為圓管的T型節點(diǎn)進(jìn)行抗壓性能試驗,試驗的結果表明無(wú)論是否設置內加勁板,增大圓管直徑和H型鋼翼緣寬度比都能有效提高節點(diǎn)的極限承載力。吳穎等[11]研究了方支管-H型鋼的軸壓性能,其結果表明,在軸壓力作用下,設置豎向插板加強節點(diǎn)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應力集中現象。李濤等[12]對主管壁加厚的T型節點(diǎn)進(jìn)行滯回研究,其試驗結果表明:主管壁加厚能明顯改善節點(diǎn)滯回性能。武振宇等[13]對主支管均為方管的T型節點(diǎn)進(jìn)行滯回實(shí)驗研究,分析了節點(diǎn)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型節點(diǎn)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(gè)參數對這種節點(diǎn)抗震性能的影響,本文在文獻[14]實(shí)驗結果基礎上,論證有限元模型正確后,設計了16個(gè)不同尺寸的有限元模型,在這16個(gè)試件中,一半試件不設加勁板,另一半設加勁板,從承載力、能量耗散、滯回性能等方面進(jìn)行分析,進(jìn)而研究方支管-H型鋼T型節點(diǎn)的抗震性能。

1.1 材料本構關(guān)系

鋼材采用雙線(xiàn)性隨動(dòng)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(shí)驗結果見(jiàn)表1,數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(shí)驗結果[14]

1.2 主支管的連接方式

為讓數值模擬更接近實(shí)際情況,本文主管與支管間通過(guò)焊縫相連,主支管與焊縫的接觸方式為綁定,綁定時(shí),主管與焊縫的接觸區域,主管面作為主面,焊縫面為從面,支管與焊縫接觸的區域,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(shí)驗中H型鋼主管兩端邊界條件設置為鉸接,即在6個(gè)約束中除了允許在YOZ面發(fā)生轉動(dòng)外,其余兩個(gè)平面內既不能平動(dòng)也不能轉動(dòng)。在有限元模擬中,由于使用的是對稱(chēng)模型,除了將主管兩端設為鉸接外,還要在對稱(chēng)面施加約束。為了更真實(shí)模擬地震時(shí)T型節點(diǎn)的受力,除了在支管頂部水平方向施加一往復位移外,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(shí),水平方向分別施加0.5Δy、0.75Δy、Δy、2Δy、3Δy、4Δy和5Δy的往復位移。

1.4 模型驗證

在利用ABAQUS建立有限元模型進(jìn)行參數分析時(shí),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果與參考文獻的實(shí)驗結果對比,從圖1a、1b中可看出模擬和實(shí)驗的滯回曲線(xiàn)、骨架曲線(xiàn)總體上吻合良好,說(shuō)明建模方法準確可行。在本文中,若有限元分析時(shí)采用整體模型,因分析模型、網(wǎng)格單元數目多,會(huì )占用較多計算機內存,且計算時(shí)間長(cháng),考慮到模型幾何形狀、荷載加載、邊界條件均具有對稱(chēng)性,故采取對稱(chēng)模型來(lái)分析。為驗證對稱(chēng)模型的準確性,將SP1的整體模型與對稱(chēng)模型分析結果進(jìn)行對比,如圖1c所示,滯回曲線(xiàn)整體上貼合較好,說(shuō)明利用對稱(chēng)模型進(jìn)行參數分析的方法可行。

(a)滯回曲線(xiàn) (b)骨架曲線(xiàn) (c)對比曲線(xiàn)

1.5 網(wǎng)格劃分

在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí),網(wǎng)格尺寸的大小會(huì )影響計算精度,網(wǎng)格尺寸過(guò)大,會(huì )導致精度低甚至不收斂,網(wǎng)格尺過(guò)小,在精度上雖得到滿(mǎn)足,但網(wǎng)格單元數量多,會(huì )大幅度延長(cháng)計算時(shí)間,考慮到模型數量和時(shí)間成本,且研究的區域為主支管交匯處節點(diǎn);因此,在節點(diǎn)周?chē)M(jìn)行局部加密,加密范圍以主支管相交面中心為參考點(diǎn),沿主管長(cháng)度方向左右各100 mm,支管長(cháng)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構網(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

在進(jìn)行參數分析時(shí),H型鋼主管長(cháng)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加勁板試件保持一致,故只給出設加勁板試件尺寸參數,試件尺寸示意圖見(jiàn)圖3,具體參數見(jiàn)表2。

2.1 支管寬度與主管翼緣寬度比β對節點(diǎn)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,在水平往復荷載的作用下研究設加勁板和不設加勁板時(shí)β對節點(diǎn)滯回性能的影響。從圖4中可以看出,在不設置加勁板時(shí),軸向荷載N=25 kN,試件SJ1、SJ2、SJ3、SJ4的滯回曲線(xiàn)均呈飽滿(mǎn)的梭形,正負向滯回曲線(xiàn)基本對稱(chēng),表明節點(diǎn)具有良好的抗震性能;且隨著(zhù)β的增大,節點(diǎn)承載力也隨著(zhù)提高,滯回性能得到顯著(zhù)改善,但當β=0.375時(shí),其節點(diǎn)的承載力為26 kN,當β取另外三個(gè)值時(shí),承載力分別為38.83 kN、49.17 kN、56.45 kN,比β=0.375時(shí)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(gè)值,這說(shuō)明β取值不能過(guò)小;當β=0.75時(shí),其對應的承載力雖均比β=0.625和β=0.5時(shí)大,但與β=0.625的承載力相差不大,且滯回曲線(xiàn)所圍面積基本相同,這表明β的取值也不能過(guò)大,從本文設計的試件來(lái)看,恰當取值應在0.625至0.75之間。當軸向荷載N=50 kN和N=75 kN時(shí),節點(diǎn)的承載力也隨著(zhù)β增大而增大,滯回性能也隨著(zhù)β的增大得到提升。與N=25 kN的區別主要是:當每一個(gè)試件承載力達到最大值后,隨著(zhù)所施加水平位移的增大,承載能力表現出降低的趨勢,這種情況在β越小的試件中表現越明顯。在設置加勁板后,如圖5所示,四個(gè)試件的承載能力均得到提高,當作用的軸向荷載N=25 kN時(shí),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(méi)有提高,這主要是因為SJ1試件支管寬度過(guò)小,無(wú)論是否設置加勁板,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(zhù)支管寬度增大,破壞模式由支管屈曲破壞轉化為支管屈曲和主管翼緣屈曲的聯(lián)合破壞,這時(shí)在主管翼緣中部設置加勁板,對主管翼緣的屈曲起到緩解作用。隨著(zhù)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)側視圖 (c)俯視圖

表2 設加勁板各試件尺寸

(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對節點(diǎn)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,分析在不設加勁板和設加勁板時(shí)參數γ對節點(diǎn)滯回性能的影響。從圖6可以看到,在不設加勁板時(shí),滯回曲線(xiàn)均呈飽滿(mǎn)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(shí),隨著(zhù)γ的增大,節點(diǎn)的承載力、滯回曲線(xiàn)面積均增大。圖6a中,γ=0.4、γ=0.6、γ=0.8和γ=1時(shí),其承載力分別為29 kN、38.83 kN、44.5 kN和49 kN,可見(jiàn)承載力從γ=0.4到γ=0.6時(shí)的增幅最大。從滯回曲線(xiàn)包圍的面積來(lái)看,γ=0.4的面積遠小于γ=0.6,表明在進(jìn)行支管厚度設計時(shí),在主管翼緣厚度確定的情況下,支管厚度不宜過(guò)小。γ從0.8增大到1時(shí),承載力增幅較小,且對應的滯回曲線(xiàn)基本重合,說(shuō)明γ=0.8和γ=1時(shí)滯回性能相差不大,因此,支管厚度也不應過(guò)大,根據本文的模擬結果,應將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(shí),與N=25 kN不同點(diǎn)主要體現在承載力方面,都是隨著(zhù)軸向荷載增大,各試件承載力隨著(zhù)降低,但并不明顯。設置加勁板后,如圖7所示,在軸向荷載N=25 kN時(shí),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,較不設加勁板時(shí)承載力分別提高15.4%、14.3%、22.2%和25.7%。從增幅來(lái)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γ對節點(diǎn)滯回性能影響時(shí),若通過(guò)設置加勁板的方式來(lái)提高承載力,應將應將γ控制在0.8和1之間,這與無(wú)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,這一現象同樣在γ取最小值時(shí)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

四組設置加勁板和未設加勁板試件的骨架曲線(xiàn)如圖8至圖11,在四組試件中,加載的初始階段,節點(diǎn)均處于彈性階段,骨架曲線(xiàn)呈上升趨勢且斜率基本不變,隨著(zhù)水平方向施加位移的增大,節點(diǎn)進(jìn)入彈塑性階段,骨架曲線(xiàn)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(gè)試件的骨架曲線(xiàn)無(wú)下降段,都是在達到峰值荷載后,隨著(zhù)水平方向位移的增大,承載力基本不變。當軸向荷載較大時(shí)(N=50kN和N=75kN),SJ1、SJ2、SJ3三個(gè)試件的骨架曲線(xiàn)均出現了下降段,在N=50kN時(shí),下降段出現在SJ1、SJ2試件中,N=75kN時(shí),SJ3試件的骨架曲線(xiàn)也出現了下降段,此時(shí)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(xiàn)出現了下降段。在設置加勁板后,與未設置加勁板時(shí)相比,主要區別是承載力顯著(zhù)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

結構或構件的耗能能力是指地震作用下結構或構件吸收地震能量的大小,用荷載位移曲線(xiàn)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指標來(lái)分析T型節點(diǎn)的抗震性能,能量耗散系數越大,其耗能能力越強,能量耗散系數計算公式如下:

(1)

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

(2)

當未設置加勁板時(shí),從表3、表4、表5中看到β增至0.625之后,節點(diǎn)耗能能力開(kāi)始減弱,當β=0.75,N=25 kN時(shí),耗能能力還略弱于β=0.375;從SJ5—SJ8試件的能量耗散系數看,隨著(zhù)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(zhù)。從表3、表4、表5還可看出,隨著(zhù)軸向力增大,各試件的耗能能力均在減弱。設置加勁板后,與沒(méi)有設置加勁板時(shí)相比,各試件累積能量耗散系數均增大,表明設置加勁板后,能提高節點(diǎn)的抗震性能。

圖12 能量耗散系數計算圖

表3 不設加勁板與設加勁板試件累積能量耗散系數(N=25 kN)

表4 不設加勁板與設加勁板試件累積能量耗散系數(N=50 kN)

表5 不設加勁板與設加勁板試件累積能量耗散系數(N=75 kN)

本文在對16個(gè)不同模型尺寸的T型節點(diǎn)試件進(jìn)行有限元模擬后,通過(guò)對滯回曲線(xiàn)、骨架曲線(xiàn)和能量耗散的分析,可得出如下結論:

1) 在軸向荷載和水平往復荷載共同作用下,無(wú)論是否設加勁板,在支管寬度與主管翼緣寬度比β增大時(shí),試件的承載能力提高,結合本文分析,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荷載共同作用下,無(wú)論是否設置加勁板,支管厚度與主管翼緣厚度比γ越大,節點(diǎn)滯回性能越好,從本文設計的試件分析結果來(lái)看,將γ控制在1時(shí)節點(diǎn)能取得好的抗震性能。

3) 在軸向荷載和水平往復荷載共同作用下,無(wú)論是否設加勁板時(shí),對參數β、γ而言,軸向荷載對節點(diǎn)滯回性能的影響都體現在滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn)度、正負對稱(chēng)性,軸向荷載較小時(shí)(N=25kN),方支管-H型鋼主管T型節點(diǎn)的滯回曲線(xiàn)均呈飽滿(mǎn)梭形,且正負向對稱(chēng)性較好,隨著(zhù)軸向荷載的增大(N=50kN和N=75kN),參數β、γ取值最小時(shí),滯回曲線(xiàn)的飽滿(mǎn)程度、正負對稱(chēng)性漸變差;因此,在對T型節點(diǎn)構件設計時(shí),不可忽略軸向荷載對節點(diǎn)滯回性能的影響。

4) 通過(guò)對β、γ兩個(gè)參數的分析,發(fā)現未設加勁板時(shí)γ對節點(diǎn)承載力和抗震性能的影響比β參數明顯。另外,在能量耗散分析中還發(fā)現,隨著(zhù)β的增大,節點(diǎn)的抗震性能呈先增強后減弱的趨勢,隨著(zhù)γ的增大,節點(diǎn)的抗震性能增強,且改變β時(shí)增強的程度不如γ,因此,在對該類(lèi)T型節點(diǎn)構件設計時(shí),如不設置加勁板,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) 設置加勁板后能顯著(zhù)提高試件承載能力,與未設加勁板時(shí)相比:隨著(zhù)參數β、γ、增大,承載力增幅也隨之增大,特別在參數β=0.75時(shí),承載力提高的幅度竟超過(guò)50%,這表明在支主管寬比較大的情況下,加勁板性能會(huì )得到充分發(fā)揮;此外,設置加勁板后,節點(diǎn)的抗震性能也得到了提升。