高 飛， 關(guān)興泉， 吳志高， 陸恩旭

(華中科技大學(xué) a.土木工程與力學(xué)學(xué)院； b.控制結(jié)構(gòu)湖北省重點實驗室， 湖北 武漢 430074)

焊接圓鋼管結(jié)構(gòu)以其施工快捷、造型美觀和結(jié)構(gòu)性能良好而廣泛應(yīng)用于空間大跨結(jié)構(gòu)中。然而，鋼材的耐火性能差，其強(qiáng)度和彈性模量隨溫度的升高而大幅降低，當(dāng)溫度達(dá)到650℃時，鋼材已基本喪失承載能力[1]。節(jié)點(一般由管徑較小的支管焊接于管徑較大的主管表面形成，其主管的徑向剛度往往小于支管的軸向剛度)作為連接鋼管構(gòu)件的關(guān)健部位，一旦發(fā)生破壞，極易導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)的垮塌和失效。因此，鋼管節(jié)點的耐火性能研究對于鋼管結(jié)構(gòu)整體的安全性有著重要意義。

陳以一等[2，3]對空間圓鋼管結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗研究，探討了管節(jié)點的承載力并給出了工程應(yīng)用的建議。孫鵬等[4]通過研究，討論了倒角系數(shù)對T型圓鋼管節(jié)點承載力的影響；邵永波等[5]研究了通過局部增加主管管壁厚度的方式，來提高管節(jié)點的承載力；Lee等[6]研究了內(nèi)置加勁環(huán)對圓鋼管節(jié)點的承載力的影響。

鋼結(jié)構(gòu)抗火方面，李國強(qiáng)[7，8]，董毓利[9，10]等人對梁、柱等主要結(jié)構(gòu)進(jìn)行了系統(tǒng)研究，對于結(jié)構(gòu)的抗火設(shè)計具有指導(dǎo)意義。然而有關(guān)管節(jié)點的抗火研究，成果仍顯較少。其中，劉明路、趙金城、靳猛等[11，12]對管桁架及T型圓鋼管節(jié)點進(jìn)行了試驗和有限元研究；Nguyen等[13，14]對不同溫度時T型圓鋼管節(jié)點的承載力進(jìn)行了試驗研究，并用有限元方法進(jìn)行了參數(shù)分析。

本文利用有限元軟件ABAQUS對高溫恒載作用時的Y型圓鋼管節(jié)點進(jìn)行了耐火分析，對比研究了Y節(jié)點的典型破壞模態(tài)；主管變形、主管端部軸向反力隨溫度變化的規(guī)律；臨界溫度與荷載比的關(guān)系等。

1 模型驗證

在分析節(jié)點耐火性能之前，必須確定建模方式的準(zhǔn)確性與可靠性。由于未見Y型節(jié)點火災(zāi)試驗的相關(guān)成果，而Y型與T型圓鋼管節(jié)點在有限元建模方面基本類似，因此本文利用文獻(xiàn)[13]中5個T型圓鋼管試件的高溫承載力試驗結(jié)果來驗證本文有限元模型的準(zhǔn)確性。試驗中的試件分別命名為PT1-550、PT3-20、PT3-550、PT3-700和PT5-550，其中下標(biāo)數(shù)字1、3、5為試件編號；數(shù)字20、550、700表示預(yù)設(shè)的試件溫度。模型分析時模擬試驗過程，先將爐溫加熱到預(yù)設(shè)溫度后保持恒定，再在支管端部施加軸向位移直至節(jié)點破壞。

圖1 驗證模型

驗證模型采用實體單元建模，在相貫線處按照實際尺寸模擬焊縫，如圖1所示。試驗時，高溫導(dǎo)致固定管節(jié)點的螺栓軟化[14]，因此采用彈簧約束模擬螺栓松弛導(dǎo)致的剛度降低。鋼材屈服強(qiáng)度和彈性模量采用試驗實測值，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為Eurocode 3(1995)中的強(qiáng)化形式。其他參數(shù)如密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)和膨脹系數(shù)等亦采用Eurocode 3(1995)中的規(guī)定值。

通過計算得到對比曲線，如圖2所示。其中，橫軸為支管端部豎向位移，縱軸為支管端部豎向反力；實心點線為試驗結(jié)果，空心點線為相應(yīng)的有限元結(jié)果；所有節(jié)點編號后面的數(shù)字表示實際試驗與有限元模擬時的節(jié)點溫度。表1列出了有限元與試驗所得的極限承載力及相對誤差，對比發(fā)現(xiàn)：有限元結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，誤差基本小于5%，證明使用上述方法建立的有限元模型具有一定的可靠性。

圖2 試驗與有限元模型荷載-位移曲線對比

試件編號有限元/kN試驗/kN相對誤差/%PT1-550221.5216.52.31PT3-20329.8338.82.66PT3-550177.0180.92.16PT3-70072.476.45.24PT5-550129.5133.73.14

2 Y節(jié)點模型

2.1 幾何尺寸

考慮到幾何參數(shù)對Y型圓鋼管節(jié)點耐火性能的影響，共建立5個模型，分別比較參數(shù)θ、β和γ，圖3為節(jié)點簡圖，具體參數(shù)列于表2，其中L1/L0=0.25;τ=1。

圖3 節(jié)點簡圖

模型d0(mm)d1(mm)t0(mm)L0(mm)γβθY120012052000200.630°Y22006052000200.330°Y3200120102000100.645°Y42006052000200.360°Y520012052000200.645°

2.2 有限元模型

由于耐火分析的復(fù)雜性，采用有限元分析時需做適當(dāng)簡化：火災(zāi)環(huán)境溫度符合ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線；假定管節(jié)點均勻受熱；不考慮高溫下金相組織的改變；不考慮蠕變的影響。

采用與驗證模型相同的建模方式——間接熱力耦合，通過輻射、對流傳熱方式傳熱，輻射、對流系數(shù)分別為25 h/W·m-2·K-1和0.5[15]。分析過程考慮了高溫可能引起材料性能衰退的材料非線性以及大變形效應(yīng)的幾何非線性。假定20℃時鋼材的彈性模量為206 GPa、屈服強(qiáng)度取235 MPa，其它各項性能參數(shù)與驗證模型相同均采用Eurocode 3(1995)所規(guī)定的數(shù)值。圖4是經(jīng)過計算的鋼材在各溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系圖，可以看到隨著溫度的升高鋼材的屈服強(qiáng)度呈明顯下降趨勢。

圖4 高溫下鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

間接熱力耦合是將火災(zāi)發(fā)生時傳熱過程與節(jié)點受力過程分開考慮，即不考慮外力做功對節(jié)點溫度的影響。傳熱分析時，單元選取DC3D8；力分析時，單元選取C3D8I。節(jié)點的網(wǎng)格劃分如圖5。

圖5 節(jié)點網(wǎng)格劃分

3 模型計算及結(jié)果分析

各節(jié)點計算時，主管兩端固定，只允許支管端部沿軸向自由，并施加軸向恒定外荷載，其值分別取未加強(qiáng)節(jié)點常溫極限承載力(經(jīng)過有限元計算得到)的20%、40%、60%和80%。計算所得管節(jié)點常溫承載力及各節(jié)點所施加的外荷載見表3。其中，F(xiàn)u表示未加強(qiáng)節(jié)點在常溫下的極限承載力；F表示施加荷載；荷載比n=F/Fu。

表3 T節(jié)點常溫承載力及施加荷載

通過計算得到各節(jié)點失效模式，分析節(jié)點變形可以看出：在本文所有節(jié)點中，當(dāng)β=0.6,θ<60°時，如圖6(a),隨溫度的升高，主管上表面與支管相貫部分出現(xiàn)局部凹陷，并在鞍點附近出現(xiàn)鼓屈變形，而支管無明顯變形。這是由于支管傳遞的軸向力使得主管上表面沿軸線方向一側(cè)受拉，一側(cè)受壓。隨溫度的升高，鋼材性能退化，且主管徑向剛度小，導(dǎo)致鼓屈，而支管直徑較大，整體抗彎性能較好，故無明顯變形。當(dāng)β=0.3,θ<60°時，如圖6(b),除出現(xiàn)相貫線附近局部凹陷和鼓屈變形外，由于支管直徑較小，抗彎剛度小，且支管沿主管軸向的位移受到主管上表面約束，而發(fā)生彎曲。

(a) (b)圖6 節(jié)點破壞模式

對于Y4，即當(dāng)θ=60°，β=0.3時，由于支管傳遞的沿主管軸向的分力較小，而沿主管徑向的分力較大，因此主要發(fā)生主管局部凹陷，隨著溫度的繼續(xù)升高，支管發(fā)生彎曲，如圖7所示。

圖7 節(jié)點破壞模式

圖8為管節(jié)點主管變形-溫度曲線。變形值為主管上表面中點(也是支管軸線與主管上表面的交點)的徑向位移與主管下表面中點徑向位移值之差。

圖8 主管變形-溫度曲線

定義變形達(dá)到主管直徑的3%[15]時，管節(jié)點的溫度為節(jié)點的臨界溫度Tc，各管節(jié)點Tc以及所需要的時間列于表4。

表4 加強(qiáng)前后T1節(jié)點極限溫度與耐火時間對比

可以看出：對于Y型圓鋼管節(jié)點而言，隨著荷載比的增大，其耐火性能大幅降低；節(jié)點的幾何參數(shù)亦對其耐火性能有較為明顯的影響。因此，研究管節(jié)點耐火性能對于結(jié)構(gòu)的安全性具有重要的意義。

圖9 臨界溫度-荷載比曲線

圖9為各Y型圓鋼管節(jié)點臨界溫度-荷載比曲線?？梢钥闯龉芄?jié)點臨界溫度與荷載比并非線性關(guān)系，隨著荷載比的增加，臨界溫度大幅降低，但變化趨于緩和。再結(jié)合各管節(jié)點的溫度-變形曲線，通過分析可以得到如下結(jié)論：相同荷載比條件下β越大，其耐火性能越好；當(dāng)n=0.2時，θ越大，節(jié)點耐火性能越好，但當(dāng)n≥0.4時，θ對節(jié)點耐火性能的影響較?。粚Ρ葓D8的(c)和(e)曲線和n-Tc曲線中的Y3和Y5，當(dāng)γ=20或γ=10時，對Y型圓鋼管節(jié)點的耐火性能基本沒有影響。

圖10 溫度-軸向反力關(guān)系曲線

圖10為溫度-軸向反力曲線，通過分析可以看出：由于升溫導(dǎo)致鋼材膨脹所產(chǎn)生的約束反力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于荷載傳遞到主管的軸向力分力，且在小于100℃時達(dá)到最大值。就主管軸向反力的最大值而言，幾何參數(shù)對其影響不大，但荷載比的提高，增大了主管的徑向撓度，使得主管膨脹產(chǎn)生的水平反力降低，從而使其降低?？傮w說來，這種由于膨脹產(chǎn)生的軸向反力嚴(yán)重威脅到節(jié)點安全，會加速節(jié)點和主管的破壞，降低其耐火性能，在節(jié)點抗火設(shè)計時應(yīng)予以考慮。

4 結(jié) 論

(1) Y型圓鋼管節(jié)點的耐火性能隨著荷載比n的增大，大幅降低。

(2) 相同荷載比條件下，β越大，其耐火性能越好。

(3) 當(dāng)荷載比很小的時候，θ越大，其耐火性能相對較好，但隨著荷載比的增加，θ對節(jié)點的耐火性能影響變小。

(4) 就本文計算的模型而言，γ對于管節(jié)點的耐火性能基本沒有影響。

(5) 盡管幾何參數(shù)對于主管膨脹所產(chǎn)生的軸向約束反力的極值影響不大，但其遠(yuǎn)大于支管傳遞到主管上的水平反力，嚴(yán)重威脅節(jié)點安全，加速節(jié)點和構(gòu)件的破壞，在節(jié)點抗火設(shè)計時應(yīng)予以考慮。

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