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(yáng) 550025；2.貴州省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，貴州 貴陽(yáng) 550025)

方支管-H型鋼主管T型節(jié)點(diǎn)因H型鋼主管具有良好的抗彎、抗扭力學(xué)性能,節(jié)點(diǎn)形式簡(jiǎn)單,且把H型鋼作為主管,方鋼管作支管,使相貫面的交線得到了簡(jiǎn)化。與主支管均為圓管的節(jié)點(diǎn)相比,相貫面交線由空間曲線簡(jiǎn)化到平面直線,更易于設(shè)計(jì)和施工,因此這種節(jié)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于體育館、飛機(jī)航站樓等大型空間結(jié)構(gòu)中。目前,對(duì)相貫節(jié)點(diǎn)極限承載力和軸向滯回性能研究較多。魏琳等[1-2]對(duì)H型鋼主管-支圓管X型節(jié)點(diǎn)和H型鋼主管-支圓管T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)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(diǎn)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(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(jié)點(diǎn)承載力,發(fā)現(xiàn)主管填充混凝土后,節(jié)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(jié)點(diǎn)的軸向滯回性能,研究結(jié)果表明節(jié)點(diǎn)滯回曲線飽滿,有良好的變形能力和延性,節(jié)點(diǎn)主要通過(guò)相貫線附近主管壁的塑性變形和裂縫擴(kuò)展來(lái)耗能。文獻(xiàn)[5-6]對(duì)N型圓鋼管相貫節(jié)點(diǎn)的滯回性能進(jìn)行了數(shù)值分析和實(shí)驗(yàn)研究。金路等[7]研究了T型部件加強(qiáng)型方管柱-H型鋼梁空間節(jié)點(diǎn)滯回性能,發(fā)現(xiàn)這種空間節(jié)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(jié)點(diǎn)滯回性能,發(fā)現(xiàn)支主管寬度比、主管長(zhǎng)寬比、主管軸力比對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向滯回性能有明顯影響。陳譽(yù)等[10]對(duì)主管為H型鋼支管為圓管的T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行抗壓性能試驗(yàn),試驗(yàn)的結(jié)果表明無(wú)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(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(jié)果表明,在軸壓力作用下,設(shè)置豎向插板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的滯回性能更優(yōu);管根部破壞最為嚴(yán)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(duì)主管壁加厚的T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行滯回研究,其試驗(yàn)結(jié)果表明:主管壁加厚能明顯改善節(jié)點(diǎn)滯回性能。武振宇等[13]對(duì)主支管均為方管的T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行滯回實(shí)驗(yàn)研究,分析了節(jié)點(diǎn)的破壞模式和抗震性能。

目前對(duì)平面彎矩作用下H型鋼主管-方支管T型節(jié)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(shù)對(duì)這種節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響,本文在文獻(xiàn)[14]實(shí)驗(yàn)結(jié)果基礎(chǔ)上,論證有限元模型正確后,設(shè)計(jì)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(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(jìn)行分析,進(jìn)而研究方支管-H型鋼T型節(jié)點(diǎn)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(dòng)強(qiáng)化模型,在驗(yàn)證模型階段,強(qiáng)化階段模彈性模量取0.015Es,SP1試件各部分的材料實(shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)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(qiáng)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(yàn)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(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(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(xiàn)[14]實(shí)驗(yàn)中H型鋼主管兩端邊界條件設(shè)置為鉸接,即在6個(gè)約束中除了允許在YOZ面發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)外,其余兩個(gè)平面內(nèi)既不能平動(dòng)也不能轉(zhuǎn)動(dòng)。在有限元模擬中,由于使用的是對(duì)稱模型,除了將主管兩端設(shè)為鉸接外,還要在對(duì)稱面施加約束。為了更真實(shí)模擬地震時(shí)T型節(jié)點(diǎn)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(biāo)準(zhǔn),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(fù)位移。

1.4 模型驗(yàn)證

在利用ABAQUS建立有限元模型進(jìn)行參數(shù)分析時(shí),為確定建模方法的準(zhǔn)確性,先用ABAQUS軟件模擬參考文獻(xiàn)[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(xiàn)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,從圖1a、1b中可看出模擬和實(shí)驗(yàn)的滯回曲線、骨架曲線總體上吻合良好,說(shuō)明建模方法準(zhǔn)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(shù)目多,會(huì)占用較多計(jì)算機(jī)內(nèi)存,且計(jì)算時(shí)間長(zhǎng),考慮到模型幾何形狀、荷載加載、邊界條件均具有對(duì)稱性,故采取對(duì)稱模型來(lái)分析。為驗(yàn)證對(duì)稱模型的準(zhǔn)確性,將SP1的整體模型與對(duì)稱模型分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,如圖1c所示,滯回曲線整體上貼合較好,說(shuō)明利用對(duì)稱模型進(jìn)行參數(shù)分析的方法可行。

(a)滯回曲線 (b)骨架曲線 (c)對(duì)比曲線

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(jì)算精度,網(wǎng)格尺寸過(guò)大,會(huì)導(dǎo)致精度低甚至不收斂,網(wǎng)格尺過(guò)小,在精度上雖得到滿足,但網(wǎng)格單元數(shù)量多,會(huì)大幅度延長(zhǎng)計(jì)算時(shí)間,考慮到模型數(shù)量和時(shí)間成本,且研究的區(qū)域?yàn)橹髦Ч芙粎R處節(jié)點(diǎn);因此,在節(jié)點(diǎn)周圍進(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(zhǎng)度方向左右各100 mm,支管長(zhǎng)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(jìn)行參數(shù)分析時(shí),H型鋼主管長(zhǎng)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(jiàn)圖3,具體參數(shù)見(jiàn)表2。

2.1 支管寬度與主管翼緣寬度比β對(duì)節(jié)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(fù)荷載的作用下研究設(shè)加勁板和不設(shè)加勁板時(shí)β對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響。從圖4中可以看出,在不設(shè)置加勁板時(shí),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(fù)向滯回曲線基本對(duì)稱,表明節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能;且隨著β的增大,節(jié)點(diǎn)承載力也隨著提高,滯回性能得到顯著改善,但當(dāng)β=0.375時(shí),其節(jié)點(diǎn)的承載力為26 kN,當(dāng)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(yuǎn)小于β取另外三個(gè)值,這說(shuō)明β取值不能過(guò)小;當(dāng)β=0.75時(shí),其對(duì)應(yīng)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(shè)計(jì)的試件來(lái)看,恰當(dāng)取值應(yīng)在0.625至0.75之間。當(dāng)軸向荷載N=50 kN和N=75 kN時(shí),節(jié)點(diǎn)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(dāng)每一個(gè)試件承載力達(dá)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(shì),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(gè)試件的承載能力均得到提高,當(dāng)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(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(méi)有提高,這主要是因?yàn)镾J1試件支管寬度過(guò)小,無(wú)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(duì)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(shí)在主管翼緣中部設(shè)置加勁板,對(duì)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(duì)節(jié)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(shè)加勁板和設(shè)加勁板時(shí)參數(shù)γ對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響。從圖6可以看到,在不設(shè)加勁板時(shí),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(dāng)N=25 kN時(shí),隨著γ的增大,節(jié)點(diǎn)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(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。從滯回曲線包圍的面積來(lái)看,γ=0.4的面積遠(yuǎn)小于γ=0.6,表明在進(jìn)行支管厚度設(shè)計(jì)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(duì)應(yīng)的滯回曲線基本重合,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(yīng)過(guò)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(dāng)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(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(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(shè)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(shù)γ對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能影響時(shí),若通過(guò)設(shè)置加勁板的方式來(lái)提高承載力,應(yīng)將應(yīng)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(xiàn)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

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(diǎn)均處于彈性階段,骨架曲線呈上升趨勢(shì)且斜率基本不變,隨著水平方向施加位移的增大,節(jié)點(diǎn)進(jìn)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(dāng)軸向荷載較小(N=25kN),四個(gè)試件的骨架曲線無(wú)下降段,都是在達(dá)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(dāng)軸向荷載較大時(shí)(N=50kN和N=75kN),SJ1、SJ2、SJ3三個(gè)試件的骨架曲線均出現(xiàn)了下降段,在N=50kN時(shí),下降段出現(xiàn)在SJ1、SJ2試件中,N=75kN時(shí),SJ3試件的骨架曲線也出現(xiàn)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試件的骨架曲線出現(xiàn)了下降段。在設(shè)置加勁板后,與未設(shè)置加勁板時(shí)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(biāo)來(lái)分析T型節(jié)點(diǎn)的抗震性能,能量耗散系數(shù)越大,其耗能能力越強(qiáng),能量耗散系數(shù)計(jì)算公式如下:

(1)

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

(2)

當(dāng)未設(shè)置加勁板時(shí),從表3、表4、表5中看到β增至0.625之后,節(jié)點(diǎn)耗能能力開(kāi)始減弱,當(dāng)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(shù)看,隨著γ增大,耗能能力增強(qiáng);另外還可看到,改變支管厚度與翼緣厚度比對(duì)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(méi)有設(shè)置加勁板時(shí)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(diǎn)的抗震性能。

圖12 能量耗散系數(shù)計(jì)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(duì)16個(gè)不同模型尺寸的T型節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行有限元模擬后,通過(guò)對(duì)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(wú)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(shí),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(wú)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(diǎn)滯回性能越好,從本文設(shè)計(jì)的試件分析結(jié)果來(lái)看,將γ控制在1時(shí)節(jié)點(diǎn)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(wú)論是否設(shè)加勁板時(shí),對(duì)參數(shù)β、γ而言,軸向荷載對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響都體現(xiàn)在滯回曲線飽滿度、正負(fù)對(duì)稱性,軸向荷載較小時(shí)(N=25kN),方支管-H型鋼主管T型節(jié)點(diǎn)的滯回曲線均呈飽滿梭形,且正負(fù)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(shí),滯回曲線的飽滿程度、正負(fù)對(duì)稱性漸變差;因此,在對(duì)T型節(jié)點(diǎn)構(gòu)件設(shè)計(jì)時(shí),不可忽略軸向荷載對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響。

4) 通過(guò)對(duì)β、γ兩個(gè)參數(shù)的分析,發(fā)現(xiàn)未設(shè)加勁板時(shí)γ對(duì)節(jié)點(diǎn)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(diǎn)的抗震性能呈先增強(qiáng)后減弱的趨勢(shì),隨著γ的增大,節(jié)點(diǎn)的抗震性能增強(qiáng),且改變?chǔ)聲r(shí)增強(qiáng)的程度不如γ,因此,在對(duì)該類T型節(jié)點(diǎn)構(gòu)件設(shè)計(jì)時(shí),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(shí)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(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(shè)置加勁板后,節(jié)點(diǎn)的抗震性能也得到了提升。