靳燕飞， 邵永波， 徐艳华

(1.烟台大学 土木工程学院， 山东 烟台 264005; 2.北京京北职业技术学院， 北京 101400)

近年来，随着大型体育场馆和博览馆的迅速发展，圆钢管节点以其造型美观、施工快捷、强度高等优点在大跨度结构中得到广泛的应用。目前对管节点静力强度已经进行了大量研究，研究成果比较成熟[1]。节点是钢管结构重要的耗能部位，低周往复荷载作用下的滞回性能是评价管结构抗震性能的重要参数，国内外学者已进行了部分研究[2～5]。对于T型圆钢管节点及其加固节点滞回性能的研究尚未见诸报道。

对于常见的焊接T型节点，当支管承受轴向荷载作用时，由于主管的径向刚度较弱，容易在主管表面靠近焊接周围发生局部屈曲破坏。为提高管节点的承载能力，通常对主支管交汇处的主管部分进行加固，如采用内置加劲环、内置插板、垫板和环口板等[6]。本文提出一种主管管壁局部加厚的加固方式，这种加固方式可以降低节点部位的应力集中，将焊缝处的脆性破坏转移到主管不同壁厚交界处，从而将焊接部位的脆性破坏转化为主管构件上的延性破坏。

1 节点几何模型

T型管节点由主管和支管通过焊接组成。主管管壁局部加厚型T节点是指以主支管交汇处为中心，沿主管长度方向对称取一定长度进行管壁加厚处理。在本组试验及数值分析中，加厚长度取值以主管外直径为参照，即按主管外直径的倍数取值。本组试验中共包括两个试件，即未加固试件SJ1和管壁加厚试件SJ2。其中SJ2的加厚长度为1.5倍主管外直径(1.5D)，在管壁厚度改变处采用坡口过渡。节点形式如图1所示，几何尺寸的具体取值见表1。

图1 主管管壁局部加厚T型节点几何模型

表1 T型节点几何尺寸 mm

所用钢材的屈服强度、弹性模量等，通过对标准试件的拉伸试验得出，具体取值见表2。泊松比ν取0。

表2 钢材材性

2 试验介绍

在试验中，未加固T型管节点试件(SJ1)与主管管壁局部加厚T型节点试件(SJ2)在主管端部均采用铰接连接，在支管端部施加竖直方向的位移荷载。试验装置如图2所示。

图2 试验加载装置

试验加载由液压伺服试验机自动控制。采用拟静力低周循环加载方案。加载方式为位移控制加载，先在支管端部施加5 mm的向下的位移，然后再向上拉10 mm，即达到正的5 mm位移，此为一个荷载循环。依次再施加增量为10 mm的循环位移荷载，对未加固的圆钢管加至破坏为止，对局部加厚T型节点加至60 mm位移。

3 有限元模型

试验测试得到的数据准确而且可靠度高，是对T型管节点滞回性能研究的重要前提。但试验研究需要耗费大量的人力和物力，也不利于对试验结果进行规律性分析。相比之下，有限元分析具有方便高效、经济性好、节省时间、便于进行大量模型分析等优点，因而越来越广泛的应用于科学研究。

3.1 基本假设

在进行有限元分析时，在不失准确性的前提下，为了使模型简化，对模型采用一些基本假定：(1)不考虑主支管交汇处焊缝的材性变化，即认为焊缝的各项受力性能均与母材相同，受力分析时不再单独考虑；(2)不考虑焊缝残余应力的影响；(3)所用钢材的本构关系为理想弹塑性强化模型，即双线性模型，强化段的模量为弹性模量的1/200。

3.2 边界条件与加载方式

如图2所示，试验时节点试件的约束方式为主管两端铰接，由液压伺服系统控制的上夹头对支管顶部施加竖直方向的位移荷载。为完全模拟试验条件，节点的有限元模型同样采用两端铰接连接；通过支管顶部施加沿支管径向的位移对试件进行加载。

3.3 单元的选取及网格划分

对T节点滞回性能的有限元分析采用ANSYS软件，网格划分采用Solid95实体单元。该单元有20个节点，每个节点有3个平动自由度，为三维二次单元。根据试验结果，主管管壁加厚T型管节点主支管交汇处和主管管壁厚度改变处的薄管部分应力变化较大，为分析的重点。在这两处及附近区域应缩小控制尺寸，提高网格精度，以保证分析结果准确。远离这些区域的部位应力分布较为均匀，在保证数值结果准确(精度)的前提下，为提高计算效率，可以使用大尺寸单元划分网格。此外，在稀疏和精密的单元之间均采用过渡单元。采用规则的扫略网格划分方式，控制网格划分密度。对主管厚度改变区域，采用1∶2.5的坡度进行模拟，此处采用过渡网格。节点的网格划分见图3。

图3 模型的网格划分

4 有限元模型验证

4.1 试件变形及破坏模式

试验中，当循环荷载进行至第5循环受拉时，SJ1在主支管交汇处发生脆性破坏，试件沿焊缝发生断裂。在第4循环受压时主管两侧明显鼓曲，变形如图4(a)所示。有限元模型在加载至第4循环受压时的变形如图4(b)所示。由此可见，对于未加固试件主支管交汇处应力最大，最容易发生破坏。

由于管壁进行加厚处理，SJ2的节点承载力明显提高。限于试验机的最大加载额度，对试件加载至±60mm位移。此时，试件的薄弱位置从主支管交汇处转移至管壁厚度改变的区域，厚度改变区域的薄壁部分出现变形，如图5(a)所示。有限元模型的分析结果在变形上与实际变形一致，应力云图显示的应力分布也给出了变形的力学解释，图中MX位置为应力最大处。有限元模型的变形如图5(b)所示。

(a) 试验得到的试件变形

(b) 有限元模型的变形图4 未加固试件的变形

(a) 试验得到的试件变形

(b) 有限元模型的变形图5 管壁加厚试件的变形

4.2 滞回曲线的比较

除对试件的变形进行比较外，试件滞回曲线的比较也是验证有限元模型准确性的重要手段。本文中，以支管端部位移和支端反力为变量来描绘滞回曲线。图6显示了 SJ1和SJ2在试验测试和数值模拟得出的滞回曲线。

图6 试件滞回性能曲线

未加固试件的滞回曲线所围成的滞回环面积较小，因而其耗能能力较加固试件差。数值分析形成的滞回环与试验得出的滞回环吻合良好，说明数值模型对试件模拟的准确性。加固试件的滞回性能良好，相比于未加固试件，滞回环饱满很多，耗能能力强，抗震性能良好。试件SJ1和SJ2的数值模拟结果均比试验值略低，分析原因为在有限元模拟时，未考虑焊缝的影响，焊缝对节点承载力有一定提高。SJ1随着荷载循环的增加，出现“捏陇”现象。分析原因为试件屈服后刚度退化严重，有限元分析采用的双线性模型未考虑刚度退化的作用，因而分析结果也未反应出刚度退化现象。

5 有限元参数分析

5.1 有限元参数

影响节点滞回性能的参数有:主管外径D，主管厚度T，支管外径d，支管厚度t，加厚长度Lc。加厚厚度Tc。采用无量纲参数：主支管外径比值β=d/D，主管径厚比γ=D/(2T)，主支管壁厚比τ=t/T，建立两种节点模型，模型几何参数值见表3。模型Ⅰ为试验试件，尺寸参见表1。模型Ⅱ在模型Ⅰ基础上将主管厚度改变为6 mm。对每一种模型又分别考虑加厚长度Lc和加厚厚度Tc对试件滞回性能的影响。各参数的具体取值见表4。

表3 T型节点几何参数

表4 T型圆钢管加厚参数取值

5.2 不同管壁厚度的比较

将模型Ⅰ和模型Ⅱ的数值结果进行整理。固定加厚长度值，将不同加厚厚度试件的滞回曲线做对比，如图7所示。从图7可以看出，对于不同加厚长度的试件，对主管管壁进行加厚处理时均能提高试件的承载能力，同时使试件的滞回性能改善，滞回环饱满，增强抗震能力。但是当厚度增加至一定值时，如1.2倍原主管厚度，加厚主管厚度对试件滞回性能的改善已不起作用。分析原因为主管进行管壁加厚处理后，试件的破坏模式由主支管交汇处的局部屈曲转变为管壁厚度改变处的弯剪破坏，弯剪破坏位置为主管管壁较薄的一侧。在进行试件加固处理时，此薄弱处并没有得到改善，因而试件的各种力学性能没有随着管壁加厚的增加而改变。故试件加厚厚度为1.2倍原主管壁厚为宜。

(a) 模型Ⅰ Lc/D=2.0

(b) 模型ⅡLc/L=2.0图7 模型Ⅰ和模型Ⅱ不同厚度的滞回曲线比较

5.3 不同长度的比较

相比于加厚厚度的改变，试件管壁加厚长度对试件滞回性能的影响更明显。图8所示为模型1在不同加厚厚度时加厚长度对滞回性能的影响。从图8可以看出，在主管管壁加厚厚度一定时，加厚长度的改变对试件的承载力和滞回性能的改变明显。随着加厚部分长度的增加，试件滞回曲线所围的面积随之增加。当加厚长度增加至一定值时，滞回环的改变不再明显。

(a) Tc/T=1.5

(b) Tc/T=1.5图8 模型Ⅰ和不同加厚长度的比较

6 结 论

通过对两组试件试验结果与有限元模型分析结果的比较，证明了有限元模型在分析主管管壁加厚试件中的准确性。由加固试件与未加固试件的滞回曲线可以得知，管壁加厚型T节点的滞回曲线饱满，能吸收更多的能量，抗震性能良好。在参数分析中，对两组参数试件的32个有限元模型进行分析，可知T型管节点的管壁加厚处理的理想参数为：加厚长度为1.5倍主管直径，加厚厚度为1.2倍主管管厚。

[1]陈以一, 陈扬骥. 钢管结构相贯节点的研究现状[J]. 建筑结构, 2002, 32(7):52-55.

[2] 何远宾, 郝际平, 曾 珂.T型、N型圆管相贯节点滞回性能实验[J]. 重庆大学学报, 2008，31(7)：730-739.

[3]陈以一, 沈祖炎, 翟 红, 等. 圆钢管相贯节点滞回特性的实验研究[J]. 建筑结构学报, 2003, 24(6)：57-62.

[4]Wang Wei,Chen Yi-yi.Hysteretic behaviour of tubular joints under cyclic loading[J] .Journal of Constructional Steel Research, 2007, 63 (10) :1384-1395.

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[6]李 涛, 邵永波, 张季超. 内置横向插板加强型管节点静力强度研究[J]. 钢结构, 2009, 24(8): 25-29.