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        方鋼管豎向插板加強(qiáng)T型節(jié)點軸向滯回性能研究

        2021-06-21 06:34:54常鴻飛周綠元胡磊周金夏軍武
        關(guān)鍵詞:插板支管延性

        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)境可靠度重點實驗室,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實驗室,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、場館及橋梁等大跨度結(jié)構(gòu)[1]。為滿足強(qiáng)節(jié)點的設(shè)計要求,保證焊接相貫節(jié)點的安全承載,常采用對節(jié)點區(qū)進(jìn)行局部加強(qiáng)的方式[2-3]。鋼管節(jié)點的局部加強(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,對于插板加強(qiáng)圓鋼管節(jié)點的研究較為廣泛,插板加強(qiáng)能夠有效提高節(jié)點靜力承載性能。如李濤等[6]研究表明,豎向插板對T型節(jié)點極限承載力的提高幅度達(dá)15%~125%;王閣等[7]研究表明,豎向插板對空間節(jié)點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X 型相貫節(jié)點極限承載力提高幅度可達(dá)86%;張巧珍等[9]對9組K型間隙圓鋼管節(jié)點進(jìn)行插板加強(qiáng)處理,對比結(jié)果發(fā)現(xiàn)每組節(jié)點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)點的有差異[10]。在靜力性能方面,KOSTESKI等[11]對豎向插板與方鋼管間的板-管連接進(jìn)行試驗和參數(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)點的加強(qiáng),靜力加載試驗表明豎向插板可使節(jié)點受壓承載力提高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)點抗壓承載力的半經(jīng)驗設(shè)計公式[12]。

        鋼管節(jié)點抗震性能逐漸被重視,盡管焊接節(jié)點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)點的抗震性能,如邵永波等[16-17]研究發(fā)現(xiàn),節(jié)點域的主管局部加厚可改善方鋼管節(jié)點的抗震性能;采用環(huán)口板加固的T型方鋼管節(jié)點比未加固節(jié)點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,但會降低其軸向滯回耗能能力。同時,上述研究也發(fā)現(xiàn)局部加強(qiáng)會改變節(jié)點的破壞模式或轉(zhuǎn)移破壞發(fā)生的位置[16-18]。

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

        1 試驗概況

        1.1 試件設(shè)計

        文獻(xiàn)[4]通過對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)點和豎向插板加強(qiáng)T型節(jié)點進(jìn)行軸壓靜力加載試驗,考察豎向插板加強(qiáng)對方鋼管節(jié)點抗壓性能的影響。在文獻(xiàn)[4]的基礎(chǔ)上同批次制作了對照往復(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。焊縫采用E50 型手工電弧焊,實測焊腳高度5~6 mm。豎向插板加強(qiáng)節(jié)點往復(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,對應(yīng)的試件編號分別為IPT-40B 和IPT-80B。因本試驗旨在考察節(jié)點的滯回性能,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)荷載的試驗方案。節(jié)點試件試驗布置如圖2所示。加載裝置為PWS-500 型電液伺服試驗機(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,在主管上表面對稱布置3組位移測點,分別為位移計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,在支管中心靠近節(jié)點根部布置位移計4,在主管下表面布置位移計5 觀測主管總體變形。

        圖2 試驗布置圖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)點屈服前,采用力控制的加載方式,荷載級差取為1/4的靜力試驗屈服荷載(Py),每級荷載循環(huán)2 次;在試件屈服后,改用位移控制加載,位移級差取屈服荷載對應(yīng)的位移(Δy),每級位移循環(huán)3次。上述屈服荷載Py和屈服位移Δy均由前期靜力試驗及模擬初步預(yù)估獲得[14]。

        2 試驗結(jié)果分析

        2.1 節(jié)點破壞過程

        試件IPT-40B 和IPT-80B 往復(fù)荷載試驗現(xiàn)象分別如圖3和圖4所示。可見:插板加強(qiáng)節(jié)點在軸向循環(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 個階段,與文獻(xiàn)[12]中的方鋼管節(jié)點循環(huán)加載試驗現(xiàn)象類似。在荷載控制階段,節(jié)點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試件試驗現(xiàn)象Fig.3 Observations of specimen IPT-40B

        圖4 IPT-80B試件試驗現(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)試件破壞模式對比可見:由于插板加強(qiáng)對主管有切口削弱,IPT試件以主管沖切開裂破壞為主,有必要對其構(gòu)造進(jìn)行優(yōu)化,以減少對主管的削弱。

        2.2 滯回曲線

        不同加強(qiáng)試件的滯回曲線對比如圖5所示,同時給出文獻(xiàn)[19]中的未加強(qiáng)試件和覆板加強(qiáng)試件的曲線進(jìn)行對比。由圖5(a)和(c)可見:插板加強(qiáng)節(jié)點的滯回曲線比未加強(qiáng)節(jié)點的更飽滿,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,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)點的滯回曲線更飽滿且最大變形能力更好,但插板節(jié)點的承載力和剛度均略低于覆板加強(qiáng)節(jié)點的承載力和剛度,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比如圖6所示,同時給出了插板加強(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稱,表現(xiàn)出更好的拉壓對等性。

        圖6 不同加強(qiáng)試件的骨架曲線對比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)對比如表2所示。由表2可見:節(jié)點無論加強(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,這主要是因為支管拉力引起節(jié)點開裂,降低了延性。此外,插板加強(qiáng)會降低節(jié)點的延性,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,插板加強(qiáng)節(jié)點的延性與未加強(qiáng)節(jié)點的相當(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及累計耗能系數(shù)ηtotal評價節(jié)點的耗能能力[19,22],結(jié)果如表3所示??梢姡寒?dāng)β較小時,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,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 試件耗能能力對比Table 3 Comparison of energy dissipation of specimens

        試件能量耗散對比如圖7所示。圖中,以未加強(qiáng)節(jié)點試件的能量耗散系數(shù)和累計耗能系數(shù)為基準(zhǔn),設(shè)為100%,其他數(shù)值為與此對比的比值??梢姡焊舶寮訌?qiáng)試件的耗能能力較未加強(qiáng)節(jié)點的有明顯下降,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,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)對節(jié)點耗能能力的改善越明顯。

        圖7 試件能量耗散對比Fig.7 Comparison of energy dissipation of specimens

        3 有限元參數(shù)分析

        3.1 模型驗證

        采用ANSYS 軟件,建立插板加強(qiáng)節(jié)點有限元模型如圖8所示。主管、支管及加強(qiáng)插板均選用Solid95 單元,并根據(jù)實測焊腳尺寸建立角焊縫模型[4,23]。考慮到支主管交匯處應(yīng)力梯度大,節(jié)點核心區(qū)對網(wǎng)格進(jìn)行加密。約束和加載條件與試驗條件一致,即主管兩端固定,在支管頂端建立硬點接觸施加軸向往復(fù)荷載或位移。采用實測材性模型,考慮到結(jié)構(gòu)的對稱性及運算時間成本,僅建立1/2模型。該模型的準(zhǔn)確性已在插板加強(qiáng)節(jié)點的靜力分析[4]和覆板加強(qiáng)節(jié)點的滯回分析[18]中得到驗證。試件IPT-40B的模擬和實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)點軸向滯回性能的研究。

        圖8 有限元模型與驗證Fig.8 Finite element model and verification

        為進(jìn)一步確定插板幾何參數(shù)對節(jié)點加強(qiáng)效果,揭示插板加強(qiáng)節(jié)點的承載及耗能機(jī)理,以試驗節(jié)點為參照,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;然后同時改變β和插板尺寸進(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、高度和厚度變化時節(jié)點的滯回曲線和骨架曲線對比,為方便對比,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)點承載性能的主要幾何控制參數(shù),插板厚度亦會影響節(jié)點承載力,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,節(jié)點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,其高度對節(jié)點性能幾乎無影響,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時插板長度和插板厚度對節(jié)點能量耗散系數(shù)的影響。由圖10可知:β越小,則插板長度的增加對節(jié)點耗能能力的提升越明顯;當(dāng)β發(fā)生變化時,插板厚度對節(jié)點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)點滯回性能的主要參數(shù)。

        圖10 不同β時插板長度和厚度對耗能系數(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)點為基準(zhǔn)模型(IPT40B-BASE),分別設(shè)計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)點滯回曲線和骨架曲線對比。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)造對節(jié)點加強(qiáng)作用較小;插板不同開孔構(gòu)造對節(jié)點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)點承載能力及剛度較未加強(qiáng)節(jié)點均有明顯提升,且β較小的節(jié)點承載力增幅更大,β較大的節(jié)點耗能能力提升更明顯。

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

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

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

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

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