方支管-H型鋼主管T型節點滯回性能研究

王榮賓，袁波，王森平，劉小龍，李新浩

(1.貴州大學空間結構研究中心，貴州 貴陽 550025；
2.貴州省結構工程重點實驗室，貴州 貴陽 550025)

方支管-H型鋼主管T型節點因H型鋼主管具有良好的抗彎、抗扭力學性能,節點形式簡單,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點相比,相貫面交線由空間曲線簡化到平面直線,更易于設計和施工,因此這種節點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型節點和H型鋼主管-支圓管T型節點進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節點在平面彎矩作用下的破壞模式為支管局部屈曲,T型節點在軸壓力作用下支管根部發生局部屈曲,同時主管鼓曲。李凱等[3]研究了矩形鋼管T型節點承載力,發現主管填充混凝土后,節點極限承載力明顯提高。趙必大等[4]研究了X形圓鋼管相貫節點的軸向滯回性能,研究結果表明節點滯回曲線飽滿,有良好的變形能力和延性,節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型圓鋼管相貫節點的滯回性能進行了數值分析和實驗研究。金路等[7]研究了T型部件加強型方管柱-H型鋼梁空間節點滯回性能,發現這種空間節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型節點滯回性能,發現支主管寬度比、主管長寬比、主管軸力比對節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型節點進行抗壓性能試驗,試驗的結果表明無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的滯回性能更優;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型節點進行滯回研究,其試驗結果表明:主管壁加厚能明顯改善節點滯回性能。武振宇等[13]對主支管均為方管的T型節點進行滯回實驗研究,分析了節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兩個參數對這種節點抗震性能的影響,本文在文獻[14]實驗結果基礎上,論證有限元模型正確后,設計了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、滯回性能等方面進行分析,進而研究方支管-H型鋼T型節點的抗震性能。

1.1 材料本構關系

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果見表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驗結果[14]

1.2 主支管的連接方式

為讓數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]實驗中H型鋼主管兩端邊界條件設置為鉸接,即在6個約束中除了允許在YOZ面發生轉動外,其余兩個平面內既不能平動也不能轉動。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型節點的受力,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,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建立有限元模型進行參數分析時,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果與參考文獻的實驗結果對比,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、網格單元數目多,會占用較多計算機內存,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 網格劃分

在進行網格劃分時,網格尺寸的大小會影響計算精度,網格尺寸過大,會導致精度低甚至不收斂,網格尺過小,在精度上雖得到滿足,但網格單元數量多,會大幅度延長計算時間,考慮到模型數量和時間成本,且研究的區域為主支管交匯處節點;因此,在節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構網格技術劃分,焊縫則采用自由網格劃分,網格劃分如圖2所示。

圖2 網格劃分

在進行參數分析時,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,試件尺寸示意圖見圖3,具體參數見表2。

2.1 支管寬度與主管翼緣寬度比β對節點滯回性能影響

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,在水平往復荷載的作用下研究設加勁板和不設加勁板時β對節點滯回性能的影響。從圖4中可以看出,在不設置加勁板時,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,表明節點具有良好的抗震性能;且隨著β的增大,節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,從本文設計的試件來看,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,節點的承載力也隨著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,無論是否設置加勁板,其破壞模式均為支管發生屈曲破壞。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化為支管屈曲和主管翼緣屈曲的聯合破壞,這時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參數γ對節點滯回性能的影響。從圖6可以看到,在不設加勁板時,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,支管厚度也不應過大,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,與N=25 kN不同點主要體現在承載力方面,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γ對節點滯回性能影響時,若通過設置加勁板的方式來提高承載力,應將應將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

四組設置加勁板和未設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了下降段,在N=50kN時,下降段出現在SJ1、SJ2試件中,N=75kN時,SJ3試件的骨架曲線也出現了下降段,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了下降段。在設置加勁板后,與未設置加勁板時相比,主要區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

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分析T型節點的抗震性能,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,從表3、表4、表5中看到β增至0.625之后,節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。設置加勁板后,與沒有設置加勁板時相比,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個不同模型尺寸的T型節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,可得出如下結論:

1) 在軸向荷載和水平往復荷載共同作用下,無論是否設加勁板,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,節點滯回性能越好,從本文設計的試件分析結果來看,將γ控制在1時節點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,無論是否設加勁板時,對參數β、γ而言,軸向荷載對節點滯回性能的影響都體現在滯回曲線飽滿度、正負對稱性,軸向荷載較小時(N=25kN),方支管-H型鋼主管T型節點的滯回曲線均呈飽滿梭形,且正負向對稱性較好,隨著軸向荷載的增大(N=50kN和N=75kN),參數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型節點構件設計時,不可忽略軸向荷載對節點滯回性能的影響。

4) 通過對β、γ兩個參數的分析,發現未設加勁板時γ對節點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現,隨著β的增大,節點的抗震性能呈先增強后減弱的趨勢,隨著γ的增大,節點的抗震性能增強,且改變β時增強的程度不如γ,因此,在對該類T型節點構件設計時,如不設置加勁板,要獲得較高的承載力和較優的抗震性能,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提高試件承載能力,與未設加勁板時相比:隨著參數β、γ、增大,承載力增幅也隨之增大,特別在參數β=0.75時,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揮;此外,設置加勁板后,節點的抗震性能也得到了提升。