常鴻飛，周綠元，胡磊，周金，夏軍武

(1.中國礦業(yè)大學(xué)江蘇省土木工程災(zāi)變與環(huán)境可靠度重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇徐州，221116；2.中國礦業(yè)大學(xué)深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇徐州，221116)

焊接鋼管結(jié)構(gòu)具有良好的力學(xué)性能和建筑美感，廣泛應(yīng)用于站臺(tái)、場館及橋梁等大跨度結(jié)構(gòu)[1]。為滿足強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)要求，保證焊接相貫節(jié)點(diǎn)的安全承載，常采用對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)進(jìn)行局部加強(qiáng)的方式[2-3]。鋼管節(jié)點(diǎn)的局部加強(qiáng)方法一般包括外部加強(qiáng)法和內(nèi)部加強(qiáng)法，在節(jié)點(diǎn)表面焊接縱向肋板或切口插入焊接豎向插板有較好的加強(qiáng)效果[4-5]。

目前，對(duì)于插板加強(qiáng)圓鋼管節(jié)點(diǎn)的研究較為廣泛，插板加強(qiáng)能夠有效提高節(jié)點(diǎn)靜力承載性能。如李濤等[6]研究表明，豎向插板對(duì)T型節(jié)點(diǎn)極限承載力的提高幅度達(dá)15%～125%；王閣等[7]研究表明，豎向插板對(duì)空間節(jié)點(diǎn)的極限承載力最大可提高22.8%；ZHU 等[8]研究表明，豎向加勁板對(duì)X 型相貫節(jié)點(diǎn)極限承載力提高幅度可達(dá)86%；張巧珍等[9]對(duì)9組K型間隙圓鋼管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行插板加強(qiáng)處理，對(duì)比結(jié)果發(fā)現(xiàn)每組節(jié)點(diǎn)軸向承載性能均有所提高，最高幅值達(dá)16.1%。

關(guān)于插板加強(qiáng)方鋼管節(jié)點(diǎn)的研究較少，其承載機(jī)理及加強(qiáng)機(jī)制與圓鋼管節(jié)點(diǎn)的有差異[10]。在靜力性能方面，KOSTESKI等[11]對(duì)豎向插板與方鋼管間的板-管連接進(jìn)行試驗(yàn)和參數(shù)分析，發(fā)現(xiàn)插板連接的承載力約為單側(cè)焊板連接的2倍，提出插板連接的設(shè)計(jì)公式并被EC3 及CIDECT 等規(guī)范采用。CHANG 等[4]將豎向插板用于方鋼管節(jié)點(diǎn)的加強(qiáng)，靜力加載試驗(yàn)表明豎向插板可使節(jié)點(diǎn)受壓承載力提高42%～103%；進(jìn)一步通過參數(shù)分析給出了插板構(gòu)造建議，并提出了豎向插板加強(qiáng)方鋼管節(jié)點(diǎn)抗壓承載力的半經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)公式[12]。

鋼管節(jié)點(diǎn)抗震性能逐漸被重視，盡管焊接節(jié)點(diǎn)具有較好的塑性變形能力，但其在往復(fù)加載下的開裂問題較普遍[13-15]。為此，研究者嘗試引入局部加強(qiáng)來改善節(jié)點(diǎn)的抗震性能，如邵永波等[16-17]研究發(fā)現(xiàn)，節(jié)點(diǎn)域的主管局部加厚可改善方鋼管節(jié)點(diǎn)的抗震性能；采用環(huán)口板加固的T型方鋼管節(jié)點(diǎn)比未加固節(jié)點(diǎn)有更好的耗能能力和延性。XIA等[18]研究發(fā)現(xiàn)，覆板加強(qiáng)提高了方鋼管的承載能力，但會(huì)降低其軸向滯回耗能能力。同時(shí)，上述研究也發(fā)現(xiàn)局部加強(qiáng)會(huì)改變節(jié)點(diǎn)的破壞模式或轉(zhuǎn)移破壞發(fā)生的位置[16-18]。

為進(jìn)一步探明豎向插板對(duì)方鋼管節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響規(guī)律，本文作者在文獻(xiàn)[4]軸壓靜力試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，對(duì)2組豎向插板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行軸向往復(fù)加載試驗(yàn)，從滯回性能、能量耗散、延性及承載力等方面對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能進(jìn)行分析；并改變插板尺寸及構(gòu)造進(jìn)行參數(shù)分析，討論豎向插板對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向滯回性能的影響機(jī)理。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

文獻(xiàn)[4]通過對(duì)2組支管與主管寬度比β分別為0.4和0.8的未加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)和豎向插板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行軸壓靜力加載試驗(yàn)，考察豎向插板加強(qiáng)對(duì)方鋼管節(jié)點(diǎn)抗壓性能的影響。在文獻(xiàn)[4]的基礎(chǔ)上同批次制作了對(duì)照往復(fù)加載試件，豎向插板加強(qiáng)方法與靜力試件相同，即：沿T型節(jié)點(diǎn)核心區(qū)主管中軸線進(jìn)行切口，插入豎向插板，并將其與主管和支管分別焊接形成插板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)。焊縫采用E50 型手工電弧焊，實(shí)測焊腳高度5～6 mm。豎向插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)往復(fù)加載試件構(gòu)造如圖1所示，圖中，l0，l1和l2分別為主管長度、支管長度和插板長度；b0和b1分別為主管寬度和支管寬度；h0，h1和h2分別為主管高度、支管高度和插板高度；t0和t1分別為主管壁厚度和支管壁厚度，t2為插板厚度。主管是截面長×寬為100 mm×5 mm的冷彎方鋼管，支管是截面長×寬分別為40 mm×4 mm 和80 mm×4 mm 的冷彎方鋼管，對(duì)應(yīng)的試件編號(hào)分別為IPT-40B 和IPT-80B。因本試驗(yàn)旨在考察節(jié)點(diǎn)的滯回性能，主管長度取650 mm，以避免邊界效應(yīng)[18-19]，并減少主管彎曲的影響。往復(fù)加載試件和往復(fù)加載未加強(qiáng)基準(zhǔn)對(duì)比試件[19]的幾何參數(shù)如表1所示。主管、邊長40 mm支管、邊長80 mm支管和插板的實(shí)測屈服強(qiáng)度fyd分別為356，372，265和285 N/mm2，極限強(qiáng)度fuc分別為422，460，342和345 N/mm2。

表1 試件幾何參數(shù)Table 1 Geometries of specimens

圖1 插板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)試件構(gòu)造Fig.1 Details of inner plate reinforced square tubular T-joints

1.2 試件布置及加載方案

采用主管兩端固定、支管端部施加往復(fù)荷載的試驗(yàn)方案。節(jié)點(diǎn)試件試驗(yàn)布置如圖2所示。加載裝置為PWS-500 型電液伺服試驗(yàn)機(jī)，其最大往復(fù)加載能力為500 kN，最大位移行程為200 mm。為觀測主管的整體變形情況，以支管中線為軸，在主管上表面對(duì)稱布置3組位移測點(diǎn)，分別為位移計(jì)1 和8，2 和7，3 和6，其距支管軸線分別為320，200 和100 mm。同時(shí)，在支管中心靠近節(jié)點(diǎn)根部布置位移計(jì)4，在主管下表面布置位移計(jì)5 觀測主管總體變形。

圖2 試驗(yàn)布置圖Fig.2 Sketch map of test setup

采用力與位移混合控制的加載制度[19]，節(jié)點(diǎn)屈服前，采用力控制的加載方式，荷載級(jí)差取為1/4的靜力試驗(yàn)屈服荷載(Py)，每級(jí)荷載循環(huán)2 次；在試件屈服后，改用位移控制加載，位移級(jí)差取屈服荷載對(duì)應(yīng)的位移(Δy)，每級(jí)位移循環(huán)3次。上述屈服荷載Py和屈服位移Δy均由前期靜力試驗(yàn)及模擬初步預(yù)估獲得[14]。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 節(jié)點(diǎn)破壞過程

試件IPT-40B 和IPT-80B 往復(fù)荷載試驗(yàn)現(xiàn)象分別如圖3和圖4所示?？梢姡翰灏寮訌?qiáng)節(jié)點(diǎn)在軸向循環(huán)加載過程中主要經(jīng)歷了裂紋的初始出現(xiàn)、閉合、發(fā)展和貫通4 個(gè)階段，與文獻(xiàn)[12]中的方鋼管節(jié)點(diǎn)循環(huán)加載試驗(yàn)現(xiàn)象類似。在荷載控制階段，節(jié)點(diǎn)沒有明顯的屈服或開裂；進(jìn)入位移控制后，試件IPT-40B 和IPT-80B 分別在插板與主管下翼緣焊縫處(圖3(a))以及焊腳處的支管角部(圖4(a))發(fā)生初始開裂，且在反向加壓下裂紋閉合。隨著位移增大，試件IPT-40B的插板與主管下翼緣焊縫處裂紋繼續(xù)擴(kuò)展且主管上翼緣裂紋亦顯著開展(圖3(b))，最終于主管下翼緣與插板焊接處發(fā)生貫通裂紋(圖3(c))；隨著循環(huán)位移增大，試件IPT-80B 裂紋繼續(xù)沿主管上翼緣繞支管及插板擴(kuò)展，并帶動(dòng)下翼緣引起主管上翼緣與插板間的開裂，最終導(dǎo)致主管上翼緣與支管和插板間(圖4(b))以及主管下翼緣與插板間(圖4(c))均產(chǎn)生貫通裂縫。

圖3 IPT-40B試件試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.3 Observations of specimen IPT-40B

圖4 IPT-80B試件試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.4 Observations of specimen IPT-80B

與文獻(xiàn)[19]中的未加強(qiáng)及覆板加強(qiáng)試件破壞模式對(duì)比可見：由于插板加強(qiáng)對(duì)主管有切口削弱，IPT試件以主管沖切開裂破壞為主，有必要對(duì)其構(gòu)造進(jìn)行優(yōu)化，以減少對(duì)主管的削弱。

2.2 滯回曲線

不同加強(qiáng)試件的滯回曲線對(duì)比如圖5所示，同時(shí)給出文獻(xiàn)[19]中的未加強(qiáng)試件和覆板加強(qiáng)試件的曲線進(jìn)行對(duì)比。由圖5(a)和(c)可見：插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的滯回曲線比未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的更飽滿，并具有更高的承載力和剛度；插板加強(qiáng)引起的最大荷載增幅隨著支管與主管寬度比(β)增大而降低，引起的最大位移增幅則隨著β增大而增大。當(dāng)β=0.4時(shí)，IPT試件最大受拉和受壓荷載分別較URT 試件的提高88.63%和99.47%；β=0.8 時(shí)則分別提高19.01%和42.39%。與覆板加強(qiáng)試件相比(圖5(b)和(d))，插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的滯回曲線更飽滿且最大變形能力更好，但插板節(jié)點(diǎn)的承載力和剛度均略低于覆板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的承載力和剛度，如試件IPT-40B的最大受壓和受拉荷載比DPT-40B 的分別低0.12%和21.29%；試件IPT-80B的最大受壓和受拉荷載則比DPT-80B的分別低10.7%和15.15%。

圖5 不同加強(qiáng)試件的滯回曲線對(duì)比Fig.5 Comparison of hysteretic curves with different reinforcing methods

2.3 骨架曲線

各試件的骨架曲線對(duì)比如圖6所示，同時(shí)給出了插板加強(qiáng)試件的靜力荷載位移曲線[20]。由圖6可見：插板加強(qiáng)試件的骨架曲線受壓段與靜力試驗(yàn)曲線吻合較好，且加載后期由于裂縫開展造成骨架曲線低于單調(diào)加載曲線。覆板加強(qiáng)試件[19]的受壓荷載明顯高于其受拉荷載，插板及未加強(qiáng)試件的拉壓荷載基本對(duì)稱，表現(xiàn)出更好的拉壓對(duì)等性。

圖6 不同加強(qiáng)試件的骨架曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of skeleton curves with different reinforcing methods

采用文獻(xiàn)[18]和[21]的方法，確定試件的極限承載位移δu和初始屈服位移δy，并將兩者比值定義為位移延性系數(shù)u，相關(guān)數(shù)據(jù)對(duì)比如表2所示。由表2可見：節(jié)點(diǎn)無論加強(qiáng)與否，其軸拉循環(huán)荷載作用下的延性均低于軸壓循環(huán)荷載作用下的延性，這主要是因?yàn)橹Ч芾σ鸸?jié)點(diǎn)開裂，降低了延性。此外，插板加強(qiáng)會(huì)降低節(jié)點(diǎn)的延性，如IPT-40B試件的延性系數(shù)為URT-40B的76.1%；但當(dāng)支管與主管寬度比較大時(shí)，插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的延性與未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的相當(dāng)。插板加強(qiáng)試件的延性優(yōu)于覆板加強(qiáng)試件的延性，試件IPT-40B 和IPT-80B 的受拉延性系數(shù)比對(duì)應(yīng)的覆板加強(qiáng)試件的分別提高87.2%和24.4%。插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的延性隨著支管與主管寬度比的增大而降低，IPT-80B試件的受拉和受壓延性系數(shù)比IPT-40B的低36.4%和34.6%。

表2 試件延性對(duì)比Table 2 Comparison of ductility of specimens

2.4 能量耗散

分別采用等效黏滯阻尼系數(shù)he、能量耗散系數(shù)ηa及累計(jì)耗能系數(shù)ηtotal評(píng)價(jià)節(jié)點(diǎn)的耗能能力[19,22]，結(jié)果如表3所示?？梢姡寒?dāng)β較小時(shí)，插板加強(qiáng)試件的耗能能力介于未加強(qiáng)和覆板加強(qiáng)試件的耗能能力之間；當(dāng)β較大時(shí)，插板加強(qiáng)試件的耗能能力則高于未加強(qiáng)和覆板加強(qiáng)試件的耗能能力。

表3 試件耗能能力對(duì)比Table 3 Comparison of energy dissipation of specimens

試件能量耗散對(duì)比如圖7所示。圖中，以未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)試件的能量耗散系數(shù)和累計(jì)耗能系數(shù)為基準(zhǔn)，設(shè)為100%，其他數(shù)值為與此對(duì)比的比值。可見：覆板加強(qiáng)試件的耗能能力較未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的有明顯下降，且β越小，降幅越明顯，如DPT40B和DPT80B試件的最大能量耗散系數(shù)ηa分別比對(duì)應(yīng)未加強(qiáng)試件降低18.9%和0.5%。插板加強(qiáng)試件的耗能能力比覆板加強(qiáng)試件的高，且當(dāng)β=0.8時(shí)，插板試件的ηa及ηtotal比未加強(qiáng)試件的分別提高了18.2%和110.2%。由此可見，β越大，插板加強(qiáng)對(duì)節(jié)點(diǎn)耗能能力的改善越明顯。

圖7 試件能量耗散對(duì)比Fig.7 Comparison of energy dissipation of specimens

3 有限元參數(shù)分析

3.1 模型驗(yàn)證

采用ANSYS 軟件，建立插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)有限元模型如圖8所示。主管、支管及加強(qiáng)插板均選用Solid95 單元，并根據(jù)實(shí)測焊腳尺寸建立角焊縫模型[4,23]?？紤]到支主管交匯處應(yīng)力梯度大，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行加密。約束和加載條件與試驗(yàn)條件一致，即主管兩端固定，在支管頂端建立硬點(diǎn)接觸施加軸向往復(fù)荷載或位移。采用實(shí)測材性模型，考慮到結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性及運(yùn)算時(shí)間成本，僅建立1/2模型。該模型的準(zhǔn)確性已在插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的靜力分析[4]和覆板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的滯回分析[18]中得到驗(yàn)證。試件IPT-40B的模擬和實(shí)測滯回曲線和骨架曲線分別如圖8(b)和(c)所示?？梢姡簝烧呶呛陷^好，有限元模型可用于插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)軸向滯回性能的研究。

圖8 有限元模型與驗(yàn)證Fig.8 Finite element model and verification

為進(jìn)一步確定插板幾何參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)效果，揭示插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的承載及耗能機(jī)理，以試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)為參照，分別改變支管寬度、插板尺寸及構(gòu)造，進(jìn)行參數(shù)分析，插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)影響參數(shù)見表4。先保持β=0.4不變，分析插板長度、高度和厚度變化的影響；然后同時(shí)改變?chǔ)潞筒灏宄叽邕M(jìn)行分析；最后改變插板的構(gòu)造，考察插板開孔的影響。

表4 插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)影響參數(shù)Table 4 Influence parameters of IPT T-joints

3.2 插板尺寸變化

圖9所示分別為插板長度、高度和厚度變化時(shí)節(jié)點(diǎn)的滯回曲線和骨架曲線對(duì)比，為方便對(duì)比，圖中橫縱坐標(biāo)均進(jìn)行量綱一化處理，δ為位移。由圖9可知：插板長度是影響節(jié)點(diǎn)承載性能的主要幾何控制參數(shù)，插板厚度亦會(huì)影響節(jié)點(diǎn)承載力，但影響程度遠(yuǎn)小于插板長度的影響程度，且隨著厚度增大，節(jié)點(diǎn)承載力增幅愈小，故設(shè)置插板厚度與主管壁厚相同即可。值得注意的是，當(dāng)插板貫通主管上下翼緣時(shí)，節(jié)點(diǎn)滯回曲線和骨架曲線幾乎重合(圖9(b))，說明貫通上下翼緣的插板，其高度對(duì)節(jié)點(diǎn)性能幾乎無影響，故為焊接方便，建議插板高度取為主管高度的1.2～1.5倍。

圖9 插板幾何參數(shù)對(duì)骨架曲線的影響Fig.9 Influence of geometric parameters of vertical plate on skeleton curves

3.3 支管寬度變化

圖10所示為不同β時(shí)插板長度和插板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)能量耗散系數(shù)的影響。由圖10可知：β越小，則插板長度的增加對(duì)節(jié)點(diǎn)耗能能力的提升越明顯；當(dāng)β發(fā)生變化時(shí)，插板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)耗能能力的影響仍然很小。這進(jìn)一步說明了插板長度是影響節(jié)點(diǎn)滯回性能的主要參數(shù)。

圖10 不同β時(shí)插板長度和厚度對(duì)耗能系數(shù)的影響Fig.10 Influence of vertical plate length or thickness on energy dissipation coefficient with different β

3.4 插板構(gòu)造變化

以支管與主管寬度比為0.4的插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)為基準(zhǔn)模型(IPT40B-BASE)，分別設(shè)計(jì)3 種不同插板構(gòu)造形式：僅上翼緣焊板、插板與支管相交部位開邊長60 mm 和90 mm 矩形孔、插板與支管相交部位開邊長130 mm 矩形孔，分別記為IPT40BUH40，IPT40B-MH60，IPT40B-MH90 和IPT40BMH130，詳細(xì)構(gòu)造如圖11(a)所示。圖11(b)和(c)所示分別為不同插板構(gòu)造的節(jié)點(diǎn)滯回曲線和骨架曲線對(duì)比。由圖11(b)和(c)可見：IPT40B-UH40 的承載力明顯比其他試件的低，說明僅上翼緣焊板的構(gòu)造對(duì)節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)作用較?。徊灏宀煌_孔構(gòu)造對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響很小，IPT40B-MH60，IPT40B-MH90，IPT40B-MH130與IPT40B-BASE試件的滯回曲線和骨架曲線幾乎重合。因此，建議采用插板開孔的構(gòu)造，以減少對(duì)支管和主管的切口操作。

圖11 插板開孔的影響Fig.11 Influence of inner plate opening

4 結(jié)論

1)在軸向往復(fù)荷載下，插板加強(qiáng)方鋼管節(jié)點(diǎn)承載能力及剛度較未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)均有明顯提升，且β較小的節(jié)點(diǎn)承載力增幅更大，β較大的節(jié)點(diǎn)耗能能力提升更明顯。

2)插板加強(qiáng)對(duì)主管有切口削弱，往復(fù)荷載下易發(fā)生主管沖切開裂破壞，應(yīng)對(duì)其構(gòu)造進(jìn)行優(yōu)化。

3)插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)比覆板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)耗能能力更好，且表現(xiàn)出更好的拉壓對(duì)等性。

4)插板長度是影響節(jié)點(diǎn)滯回性能的主要參數(shù)，插板厚度和高度的影響較小。

5)僅上翼緣焊插板會(huì)顯著降低節(jié)點(diǎn)的滯回性能，插板開孔對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能幾乎無削弱，建議采用插板開孔的構(gòu)造以減少對(duì)支管和主管的削弱。