王荣宾，袁波，王森平，刘小龙，李新浩
(1.贵州大学空间结构研究中心，贵州 贵阳 550025；
2.贵州省结构工程重点实验室，贵州 贵阳 550025)
方支管-H型钢主管T型节点因H型钢主管具有良好的抗弯、抗扭力学性能,节点形式简单,且把H型钢作为主管,方钢管作支管,使相贯面的交线得到了简化。与主支管均为圆管的节点相比,相贯面交线由空间曲线简化到平面直线,更易于设计和施工,因此这种节点被广泛应用于体育馆、飞机航站楼等大型空间结构中。目前,对相贯节点极限承载力和轴向滞回性能研究较多。魏琳等[1-2]对H型钢主管-支圆管X型节点和H型钢主管-支圆管T型节点进行平面内抗弯承载力和轴压承载有限元分析,研究结果表明,X节点在平面弯矩作用下的破坏模式为支管局部屈曲,T型节点在轴压力作用下支管根部发生局部屈曲,同时主管鼓曲。李凯等[3]研究了矩形钢管T型节点承载力,发现主管填充混凝土后,节点极限承载力明显提高。赵必大等[4]研究了X形圆钢管相贯节点的轴向滞回性能,研究结果表明节点滞回曲线饱满,有良好的变形能力和延性,节点主要通过相贯线附近主管壁的塑性变形和裂缝扩展来耗能。文献[5-6]对N型圆钢管相贯节点的滞回性能进行了数值分析和实验研究。金路等[7]研究了T型部件加强型方管柱-H型钢梁空间节点滞回性能,发现这种空间节点具有良好的延性和耗能力。常鸿飞等[8-9]研究了主支管均为方钢管的T型节点滞回性能,发现支主管宽度比、主管长宽比、主管轴力比对节点轴向滞回性能有明显影响。陈誉等[10]对主管为H型钢支管为圆管的T型节点进行抗压性能试验,试验的结果表明无论是否设置内加劲板,增大圆管直径和H型钢翼缘宽度比都能有效提高节点的极限承载力。吴颖等[11]研究了方支管-H型钢的轴压性能,其结果表明,在轴压力作用下,设置竖向插板加强节点的滞回性能更优;管根部破坏最为严重,变形明显,且在支管四条棱角处出现应力集中现象。李涛等[12]对主管壁加厚的T型节点进行滞回研究,其试验结果表明:主管壁加厚能明显改善节点滞回性能。武振宇等[13]对主支管均为方管的T型节点进行滞回实验研究,分析了节点的破坏模式和抗震性能。
目前对平面弯矩作用下H型钢主管-方支管T型节点的滞回性能研究甚少。为探清支管宽度与主管翼缘宽度比β、支管厚度与主管翼缘厚度比γ两个参数对这种节点抗震性能的影响,本文在文献[14]实验结果基础上,论证有限元模型正确后,设计了16个不同尺寸的有限元模型,在这16个试件中,一半试件不设加劲板,另一半设加劲板,从承载力、能量耗散、滞回性能等方面进行分析,进而研究方支管-H型钢T型节点的抗震性能。
1.1 材料本构关系
钢材采用双线性随动强化模型,在验证模型阶段,强化阶段模弹性模量取0.015Es,SP1试件各部分的材料实验结果见表1,数值模拟中主支管和连接主支管的焊缝均采用Q345钢材,钢材的屈服强度取345 MPa,弹性模量206 GPa,泊松比0.3。
表1 SP1试件各部分的材料实验结果[14]
1.2 主支管的连接方式
为让数值模拟更接近实际情况,本文主管与支管间通过焊缝相连,主支管与焊缝的接触方式为绑定,绑定时,主管与焊缝的接触区域,主管面作为主面,焊缝面为从面,支管与焊缝接触的区域,支管面作为主面,焊缝面为从面。
1.3 边界条件及加载方式
参考文献[14]实验中H型钢主管两端边界条件设置为铰接,即在6个约束中除了允许在YOZ面发生转动外,其余两个平面内既不能平动也不能转动。在有限元模拟中,由于使用的是对称模型,除了将主管两端设为铰接外,还要在对称面施加约束。为了更真实模拟地震时T型节点的受力,除了在支管顶部水平方向施加一往复位移外,还在竖向施加一恒定的轴向荷载。具体加载方式为以屈服位移Δy为标准,在轴向荷载N分别取25 kN、50 kN和75 kN时,水平方向分别施加0.5Δy、0.75Δy、Δy、2Δy、3Δy、4Δy和5Δy的往复位移。
1.4 模型验证
在利用ABAQUS建立有限元模型进行参数分析时,为确定建模方法的准确性,先用ABAQUS软件模拟参考文献[14]中SP1试件有限元模型,将有限元分析得到的结果与参考文献的实验结果对比,从图1a、1b中可看出模拟和实验的滞回曲线、骨架曲线总体上吻合良好,说明建模方法准确可行。在本文中,若有限元分析时采用整体模型,因分析模型、网格单元数目多,会占用较多计算机内存,且计算时间长,考虑到模型几何形状、荷载加载、边界条件均具有对称性,故采取对称模型来分析。为验证对称模型的准确性,将SP1的整体模型与对称模型分析结果进行对比,如图1c所示,滞回曲线整体上贴合较好,说明利用对称模型进行参数分析的方法可行。
(a)滞回曲线 (b)骨架曲线 (c)对比曲线
1.5 网格划分
在进行网格划分时,网格尺寸的大小会影响计算精度,网格尺寸过大,会导致精度低甚至不收敛,网格尺过小,在精度上虽得到满足,但网格单元数量多,会大幅度延长计算时间,考虑到模型数量和时间成本,且研究的区域为主支管交汇处节点;因此,在节点周围进行局部加密,加密范围以主支管相交面中心为参考点,沿主管长度方向左右各100 mm,支管长度方向150 mm,H型钢主管翼缘和支管沿厚度方向均划分三层,主管和支管均采用结构网格技术划分,焊缝则采用自由网格划分,网格划分如图2所示。
图2 网格划分
在进行参数分析时,H型钢主管长度和翼缘宽度保持为一定值,因加劲板试件除加劲板外其余部分与未设加劲板试件保持一致,故只给出设加劲板试件尺寸参数,试件尺寸示意图见图3,具体参数见表2。
2.1 支管宽度与主管翼缘宽度比β对节点滞回性能影响
保持主管翼缘宽度不变的情况下,改变支管宽度和作用在支管上的轴向荷载,在水平往复荷载的作用下研究设加劲板和不设加劲板时β对节点滞回性能的影响。从图4中可以看出,在不设置加劲板时,轴向荷载N=25 kN,试件SJ1、SJ2、SJ3、SJ4的滞回曲线均呈饱满的梭形,正负向滞回曲线基本对称,表明节点具有良好的抗震性能;且随着β的增大,节点承载力也随着提高,滞回性能得到显著改善,但当β=0.375时,其节点的承载力为26 kN,当β取另外三个值时,承载力分别为38.83 kN、49.17 kN、56.45 kN,比β=0.375时提高了49.34%、89%、117%,其最外圈滞回环面积也远小于β取另外三个值,这说明β取值不能过小;当β=0.75时,其对应的承载力虽均比β=0.625和β=0.5时大,但与β=0.625的承载力相差不大,且滞回曲线所围面积基本相同,这表明β的取值也不能过大,从本文设计的试件来看,恰当取值应在0.625至0.75之间。当轴向荷载N=50 kN和N=75 kN时,节点的承载力也随着β增大而增大,滞回性能也随着β的增大得到提升。与N=25 kN的区别主要是:当每一个试件承载力达到最大值后,随着所施加水平位移的增大,承载能力表现出降低的趋势,这种情况在β越小的试件中表现越明显。在设置加劲板后,如图5所示,四个试件的承载能力均得到提高,当作用的轴向荷载N=25 kN时,试件SJ1、SJ2、SJ3、SJ4的承载力分别为26.5 kN、44.4 kN、66.4 kN和88.7 kN。与不设置加劲板相比,承载力分别提高了1.9%、14.3%、35%和57.1%。从提高的百分比看,SJ1试件的承载力几乎没有提高,这主要是因为SJ1试件支管宽度过小,无论是否设置加劲板,其破坏模式均为支管发生屈曲破坏。对于SJ2、SJ3和SJ4试件,其承载力明显提高,SJ3和SJ4试件尤为明显,原因是随着支管宽度增大,破坏模式由支管屈曲破坏转化为支管屈曲和主管翼缘屈曲的联合破坏,这时在主管翼缘中部设置加劲板,对主管翼缘的屈曲起到缓解作用。随着轴向荷载的增大,由图5可看到,各试件承载力逐渐降低,SJ1B试件较为明显。
(a)正视图 (b)侧视图 (c)俯视图
表2 设加劲板各试件尺寸
(a)N=25 kN (b)XN=50 kN (c)N=75 kN
2.2 支管厚度与主管翼缘厚度比γ对节点滞回性能影响
在主管翼缘厚度不变的情况下,改变支管厚度,分析在不设加劲板和设加劲板时参数γ对节点滞回性能的影响。从图6可以看到,在不设加劲板时,滞回曲线均呈饱满的梭形,表明试件具有良好的塑性变形能力和耗能能力,抗震性能好。当N=25 kN时,随着γ的增大,节点的承载力、滞回曲线面积均增大。图6a中,γ=0.4、γ=0.6、γ=0.8和γ=1时,其承载力分别为29 kN、38.83 kN、44.5 kN和49 kN,可见承载力从γ=0.4到γ=0.6时的增幅最大。从滞回曲线包围的面积来看,γ=0.4的面积远小于γ=0.6,表明在进行支管厚度设计时,在主管翼缘厚度确定的情况下,支管厚度不宜过小。γ从0.8增大到1时,承载力增幅较小,且对应的滞回曲线基本重合,说明γ=0.8和γ=1时滞回性能相差不大,因此,支管厚度也不应过大,根据本文的模拟结果,应将γ控制在0.8和1之间。当支管上用的轴向荷载分别为50 kN和75 kN时,与N=25 kN不同点主要体现在承载力方面,都是随着轴向荷载增大,各试件承载力随着降低,但并不明显。设置加劲板后,如图7所示,在轴向荷载N=25 kN时,试件SJ5B、SJ6B、SJ7B和SJ8B的承载力分别为33.48 kN、44.4 kN、54.36 kN和61.6 kN,较不设加劲板时承载力分别提高15.4%、14.3%、22.2%和25.7%。从增幅来看,SJ5和SJ6接近,SJ7和SJ8接近,但SJ7、SJ8增幅明显高于SJ5和SJ6,这表明在研究参数γ对节点滞回性能影响时,若通过设置加劲板的方式来提高承载力,应将应将γ控制在0.8和1之间,这与无加劲板的分析保持一致。轴向荷载增大后,SJ5B～SJ8B的承载力略有下降,这一现象同样在γ取最小值时较为明显。
(a)N=25 kN (b)N=50 kN (c)N=75 kN
(a)N=25 kN (b)N=50 kN (c)N=75 kN
四组设置加劲板和未设加劲板试件的骨架曲线如图8至图11,在四组试件中,加载的初始阶段,节点均处于弹性阶段,骨架曲线呈上升趋势且斜率基本不变,随着水平方向施加位移的增大,节点进入弹塑性阶段,骨架曲线仍在上升,但其斜率在减小。在图8中,当轴向荷载较小(N=25kN),四个试件的骨架曲线无下降段,都是在达到峰值荷载后,随着水平方向位移的增大,承载力基本不变。当轴向荷载较大时(N=50kN和N=75kN),SJ1、SJ2、SJ3三个试件的骨架曲线均出现了下降段,在N=50kN时,下降段出现在SJ1、SJ2试件中,N=75kN时,SJ3试件的骨架曲线也出现了下降段,此时SJ1、SJ2试件的下降段更加明显。在图10中,仅SJ5和SJ6试件的骨架曲线出现了下降段。在设置加劲板后,与未设置加劲板时相比,主要区别是承载力显著提高。
(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
结构或构件的耗能能力是指地震作用下结构或构件吸收地震能量的大小,用荷载位移曲线所包围的面积衡量,如图12所示。在本文的能量耗散分析中,用累积能量耗散系数指标来分析T型节点的抗震性能,能量耗散系数越大,其耗能能力越强,能量耗散系数计算公式如下:
(1)
E=S(ABC+CDA)/S(OCE+OAF),
(2)
当未设置加劲板时,从表3、表4、表5中看到β增至0.625之后,节点耗能能力开始减弱,当β=0.75,N=25 kN时,耗能能力还略弱于β=0.375;从SJ5—SJ8试件的能量耗散系数看,随着γ增大,耗能能力增强;另外还可看到,改变支管厚度与翼缘厚度比对试件的耗能能力影响最显著。从表3、表4、表5还可看出,随着轴向力增大,各试件的耗能能力均在减弱。设置加劲板后,与没有设置加劲板时相比,各试件累积能量耗散系数均增大,表明设置加劲板后,能提高节点的抗震性能。
图12 能量耗散系数计算图
表3 不设加劲板与设加劲板试件累积能量耗散系数(N=25 kN)
表4 不设加劲板与设加劲板试件累积能量耗散系数(N=50 kN)
表5 不设加劲板与设加劲板试件累积能量耗散系数(N=75 kN)
本文在对16个不同模型尺寸的T型节点试件进行有限元模拟后,通过对滞回曲线、骨架曲线和能量耗散的分析,可得出如下结论:
1) 在轴向荷载和水平往复荷载共同作用下,无论是否设加劲板,在支管宽度与主管翼缘宽度比β增大时,试件的承载能力提高,结合本文分析,建议将β控制在0.625至0.75之间。
2) 在轴向荷载和水平往复荷载共同作用下,无论是否设置加劲板,支管厚度与主管翼缘厚度比γ越大,节点滞回性能越好,从本文设计的试件分析结果来看,将γ控制在1时节点能取得好的抗震性能。
3) 在轴向荷载和水平往复荷载共同作用下,无论是否设加劲板时,对参数β、γ而言,轴向荷载对节点滞回性能的影响都体现在滞回曲线饱满度、正负对称性,轴向荷载较小时(N=25kN),方支管-H型钢主管T型节点的滞回曲线均呈饱满梭形,且正负向对称性较好,随着轴向荷载的增大(N=50kN和N=75kN),参数β、γ取值最小时,滞回曲线的饱满程度、正负对称性渐变差;因此,在对T型节点构件设计时,不可忽略轴向荷载对节点滞回性能的影响。
4) 通过对β、γ两个参数的分析,发现未设加劲板时γ对节点承载力和抗震性能的影响比β参数明显。另外,在能量耗散分析中还发现,随着β的增大,节点的抗震性能呈先增强后减弱的趋势,随着γ的增大,节点的抗震性能增强,且改变β时增强的程度不如γ,因此,在对该类T型节点构件设计时,如不设置加劲板,要获得较高的承载力和较优的抗震性能,可以首先考虑支管厚度与主管翼缘厚度比γ的影响。
5) 设置加劲板后能显著提高试件承载能力,与未设加劲板时相比:随着参数β、γ、增大,承载力增幅也随之增大,特别在参数β=0.75时,承载力提高的幅度竟超过50%,这表明在支主管宽比较大的情况下,加劲板性能会得到充分发挥;此外,设置加劲板后,节点的抗震性能也得到了提升。
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