羅世斌 黃凱楠

摘要：文章根據(jù)實(shí)際橋梁工程中橋梁支管與主管存在不同連接位置的情況，建立了有限元模型，探討不同連接位置對(duì)方鋼管T型節(jié)點(diǎn)受壓性能的影響。研究表明：（1）采用中間連接的節(jié)點(diǎn)失效模式為主管表面塑性失效;（2）采用翼緣連接的節(jié)點(diǎn)失效模式隨著支主管寬度比的增加由主管表面塑性失效轉(zhuǎn)為主管側(cè)壁屈曲失效;（3）采用翼緣連接的節(jié)點(diǎn)，其主管表面屈服范圍比中間連接節(jié)點(diǎn)要大，但隨著支主管寬度比的增加而減小;（4）支主管寬度比為0.4時(shí)，翼緣連接節(jié)點(diǎn)的受壓承載力較中間連接的節(jié)點(diǎn)降低了24.68%;（5）設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮支主管的連接方式對(duì)節(jié)點(diǎn)受壓承載力的影響。

關(guān)鍵詞：支主管連接方式;方鋼管T型節(jié)點(diǎn);受壓

0 引言

矩形鋼管桁架結(jié)構(gòu)由于具有外形簡(jiǎn)潔流暢、施工簡(jiǎn)單、節(jié)省材料等優(yōu)點(diǎn)，在大跨結(jié)構(gòu)以及人行天橋中廣泛應(yīng)用[1]。矩形鋼管空腹桁架人行天橋在設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)，一般認(rèn)為矩形鋼管T型節(jié)點(diǎn)的支管與主管為中間連接，即中軸線相交。然而在實(shí)際工程中，由于結(jié)構(gòu)尺寸的不同，或?yàn)榱吮ＷC連接處的美觀需要，支管與主管的連接不再是簡(jiǎn)單的中間連接，還有可能出現(xiàn)翼緣連接的情況[2]。

目前，矩形鋼管T型節(jié)點(diǎn)的軸壓性能的研究較為廣泛。江冰等對(duì)直接焊接的矩形鋼管T型節(jié)點(diǎn)的極限承載力進(jìn)行分析，并進(jìn)行了修正[3]。常鴻飛等進(jìn)行了方鋼管焊接T型節(jié)點(diǎn)的軸向靜力性能試驗(yàn)研究，研究了不同支主管寬度比對(duì)T型節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，結(jié)果表明，隨著支主管寬度比的增加，節(jié)點(diǎn)的軸向承載力和初始剛度都有顯著提高[4]。Lesani M等對(duì)T型鋼管節(jié)點(diǎn)在軸壓作用下的破壞模式、極限承載力等進(jìn)行試驗(yàn)研究，并進(jìn)行有限元模擬分析，其有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好[5]。吳文奇等對(duì)考慮截面圓角效應(yīng)的T型方管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行分析，研究表明，截面圓角效應(yīng)對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力有一定影響，并提出了T型鋼管節(jié)點(diǎn)的靜力承載力的修正公式[6]。

然而，以上研究主要是針對(duì)中間連接的方鋼管T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行，并未考慮其他支主管連接方式的影響。為深入分析支主管不同連接方式對(duì)方鋼管T型節(jié)點(diǎn)的影響，本文以文獻(xiàn)[4]所進(jìn)行的試驗(yàn)為背景，采用有限元軟件進(jìn)行模擬，相關(guān)結(jié)果可為同類結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)計(jì)算提供參考。[=XQS（]支主管連接方式對(duì)方鋼管T型節(jié)點(diǎn)受壓性能的影響/羅世斌，黃凱楠[=JP2]1 有限元模型的構(gòu)建

1.1 幾何尺寸

方鋼管T型節(jié)點(diǎn)試件如圖1所示[4]。其中，主管長(zhǎng)度l0=650 mm，斷面尺寸b0×h0×t0=100 mm×100 mm×5 mm;支管長(zhǎng)度l1=300 mm，斷面尺寸b1×h1×t1=40 mm×40 mm×4 mm。根據(jù)圣維南原理，主管長(zhǎng)度大于其3倍截面寬度，可認(rèn)為其端部約束對(duì)加載無(wú)影響。其中，支主管中間連接時(shí)，其節(jié)點(diǎn)側(cè)視圖如圖1（b）所示;翼緣連接時(shí)，其節(jié)點(diǎn)側(cè)視圖如圖1（c）所示。

1.2 材料本構(gòu)及單元類型

本文中，鋼材的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系采用簡(jiǎn)單二折線模型。其中，鋼材彈性模量Es=2.06×105 MPa，泊松比為0.3，密度ρ=7 850 kg/m3。支管的屈服強(qiáng)度f(wàn)y=372 MPa，極限強(qiáng)度為fu=460 MPa;主管的屈服強(qiáng)度f(wàn)y=356 MPa，極限強(qiáng)度為fu=422 MPa。分析時(shí)不考慮桿件初始缺陷對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力的影響。

采用大型通用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行分析。模擬時(shí)，鋼管采用S4節(jié)點(diǎn)完全積分的殼單元。網(wǎng)格劃分時(shí)，支主管相接處2倍主管管徑范圍內(nèi)的網(wǎng)格尺寸為10 mm，其他位置的網(wǎng)格尺寸為20 mm（如圖2所示）。

1.3 邊界條件及加載

邊界條件及加載方式如圖3所示。主管梁端采用固定邊界條件;支管為一端與主管固結(jié)，一端自由。根據(jù)文獻(xiàn)[4]的試驗(yàn)結(jié)果，支管自由端施加的位移荷載S=0.05 m。為了解支主管不同連接方式與支主管寬度比對(duì)方鋼管T型節(jié)點(diǎn)受壓性能的影響，其試件參數(shù)如表1所示。

2 節(jié)點(diǎn)受壓性能分析

2.1 節(jié)點(diǎn)失效模式

對(duì)于直接焊接的方鋼管T型節(jié)點(diǎn)，當(dāng)支管受壓時(shí)，其失效模式主要有主管表面塑性失效、支管局部屈曲、主管側(cè)壁屈曲等失效模式[7]。各節(jié)點(diǎn)的失效模式如下頁(yè)圖4所示。支主管采用中間連接的方鋼管T型節(jié)點(diǎn)的失效模式為主管表面塑性失效;而支主管采用翼緣連接時(shí)，其失效模式隨著支主管寬度比的增加由主管表面塑性失效轉(zhuǎn)為主管側(cè)壁屈曲失效，并出現(xiàn)明顯的不對(duì)稱性。由圖4（a）和圖4（b）可知，支主管采用翼緣連接的節(jié)點(diǎn)，其壓跛程度比中間連接時(shí)的更加明顯;由圖4（b）～4（d）可知，隨著支主管寬度比的增加，采用翼緣連接的節(jié)點(diǎn)，其主管底面也出現(xiàn)屈服現(xiàn)象。

2.2 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布

2.2.1 支主管連接方式不同時(shí)

圖5為支主管不同連接方式時(shí)節(jié)點(diǎn)的Von-mises等效應(yīng)力云圖。由圖5可知，由于支主管連接方式的不同，其應(yīng)力分布略有不同。采用中間連接的節(jié)點(diǎn)，其節(jié)點(diǎn)最大等效應(yīng)力為371.6 MPa，主要出現(xiàn)在支主管連接的角點(diǎn)處與接近2倍主管截面積的表面。而支主管采用翼緣連接的節(jié)點(diǎn)，其最大等效應(yīng)力稍小于支主管中間連接的節(jié)點(diǎn)，為371.1 MPa，但其屈服范圍比中間連接時(shí)的更廣。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是，由于鋼管管壁較薄，管壁的面外剛度明顯低于其面內(nèi)剛度，當(dāng)節(jié)點(diǎn)受壓時(shí)，采用翼緣連接的節(jié)點(diǎn)，由于支主管中軸線不在同一平面內(nèi)，隨著加載位移的增加，出現(xiàn)了面外彎矩，使得主管表面屈服范圍擴(kuò)大。

2.2.2 支主管寬度比不同時(shí)

圖6為翼緣連接時(shí)，支主管不同寬度比的節(jié)點(diǎn)在主管上翼緣應(yīng)力分布的等效云圖。由圖6可知，隨著支主管寬度比的增加，節(jié)點(diǎn)最大等效應(yīng)力增大，YT-60-100的節(jié)點(diǎn)最大等效應(yīng)力為371.1 MPa，YT-60-100的節(jié)點(diǎn)最大等效應(yīng)力為377.5 MPa。除此之外，支管斷面積增大，支主管連接處的屈服范圍有所減小，但是與支管翼緣相接位置處的主管翼緣側(cè)壁屈曲程度更為嚴(yán)重。這說(shuō)明采用翼緣連接時(shí)，隨著支主管寬度比的增加，支主管連接處的剛度增加，而主管側(cè)板逐漸成為剛度薄弱點(diǎn)，應(yīng)力增加更快。

2.3 節(jié)點(diǎn)極限承載力

圖7為各節(jié)點(diǎn)支主管連接處主管表面的荷載-變形曲線對(duì)比圖。由圖7可知，支主管寬度比β=0.4時(shí)，支主管采用中間連接時(shí)的節(jié)點(diǎn)承載力為28.08 kN，支主管采用翼緣連接時(shí)的節(jié)點(diǎn)承載力為21.15 kN，相比中間連接時(shí)降低了24.68%，說(shuō)明支主管連接方式對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力影響很大。除此之外，隨著支主管寬度比的增加，節(jié)點(diǎn)承載力增大，當(dāng)β=0.6時(shí)，節(jié)點(diǎn)受壓承載力為32.87 kN;當(dāng)β=0.8時(shí)，節(jié)點(diǎn)受壓承載力為62.48 kN，較β=0.4時(shí)分別提高了17.06%、122.51%。比較以上數(shù)值可知，當(dāng)支主管寬度比較?。é?lt;0.6）時(shí)，節(jié)點(diǎn)的連接方式對(duì)節(jié)點(diǎn)受壓承載力的影響較寬度比的影響更大。故設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮支主管連接方式的影響。

3 結(jié)語(yǔ)

本文進(jìn)行對(duì)支主管連接方式不同的方鋼管T型節(jié)點(diǎn)的受壓性能進(jìn)行分析，所得結(jié)論如下：

（1）支主管采用中間連接時(shí)的節(jié)點(diǎn)失效模式為主管表面塑性失效;采用翼緣連接時(shí)的節(jié)點(diǎn)，隨著支主管寬度比的增加，節(jié)點(diǎn)失效模式轉(zhuǎn)為主管側(cè)壁屈曲失效，并存在明顯的不對(duì)稱性。

（2）支主管采用中間連接的節(jié)點(diǎn)，其屈服位置主要出現(xiàn)在支主管連接的角點(diǎn)處與接近2倍主管截面積的表面;采用翼緣連接的節(jié)點(diǎn)，其屈服范圍比中間連接節(jié)點(diǎn)的大。

（3）隨著支主管寬度比的增加，節(jié)點(diǎn)最大等效應(yīng)力增大，但支主管連接處的屈服范圍減小，主管側(cè)壁應(yīng)力增加更快。

（4）支主管寬度比為0.4時(shí)，翼緣連接的節(jié)點(diǎn)受壓承載力比中間連接的節(jié)點(diǎn)降低了24.68%。設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮支主管的連接方式對(duì)節(jié)點(diǎn)受壓承載力的影響。

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