2019, Vol. 40
表1(Table 1)
直接焊接搭接节点在钢管桁架结构中的应用日益广泛，但节点搭接部位隐藏焊缝的焊接会对施工带来一定困难，且隐藏焊缝焊接与否一直是工程界和学术界所争议的问题。研究表明[1-3]：内隐藏焊缝不焊接会削弱节点的承载力，针对这一问题可采用局部加强的方式改善节点的受力性能。
目前，节点常用的加强方法有增设垫板、主管灌浆、加设加劲肋和套管等。其中，垫板加强和加劲肋加强等方法一定程度上可改善节点性能[4-5]，但增加了节点构造的复杂性，对焊接技术要求较高。灌混凝土的加强措施，延续了节点简洁流畅的外观构造，同时可以发挥组合结构的优势，近年来得到了广泛关注。Chen等[6]将传统直圆管X型节点的主管换成凹型主管并在主管中灌混凝土提高了节点的刚度和承载力。Yin等[7]对主管灌混凝土N型圆钢管节点进行低周往复试验，发现在主管中灌混凝土可有效提高节点滞回性能。Mashiri等[8]研究发现方钢管混凝土T型节点在平面内弯矩循环荷载作用下具有更好的抗疲劳性能。
主管夹层灌混凝土的加强方式，既可利用混凝土改善节点性能，与主管全灌混凝土相比，亦可减少结构自重，符合大跨空间结构轻质高强的设计要求。主管夹层灌混凝土的加强措施已经应用在电力工程中，取得了良好的建筑和经济效果，如天湖-崇贤开口环入育苗220 kV输电线路工程[9]。为了解该加强方式下节点的滞回性能，本文采用试验和有限元模拟相结合的方法，研究中空夹层钢管混凝土K型搭接节点的滞回性能及抗震耗能机理，以期为隐藏焊缝不焊节点性能的改善和管桁结构的抗震设计提供一定可参考建议。
1 加强型K型搭接节点试验方案 1.1 试件设计采用主圆支圆和主方支圆2种节点形式，共加工了6个足尺试件，节点设计如图 1所示。试件编号及几何参数见表 1，K-CC代表主圆支圆节点，K-RC代表主方支圆节点，“1”代表普通混凝土，“2”代表粉煤灰混凝土；L为主管及夹层套管长度，Lb为支管垂直长度，θ为主支管之间的夹角，e为节点偏心距，D、B、T为圆主管直径、方主管边长及厚度，DT、BT、TT为夹层圆套管直径、方套管边长及厚度，d、t为支管直径和厚度。主支管均采用Q345B钢材，夹层套管采用Q235B钢材，由单向拉伸试验测得钢材力学性能如表 2所示。混凝土等级为C30，以Ⅱ级灰替代30%水泥制备粉煤灰混凝土，通过标准立方体抗压试验，实测普通混凝土抗压强度为32.87 MPa、弹性模量为31.23 GPa，粉煤灰混凝土抗压强度为30.78 MPa、弹性模量为29.24 GPa。
|
Download:
|
| 图 1 节点设计图 Fig. 1 Detailed design of joints | |
|
表 1 试件几何参数 Table 1 Geometrical parameters of specimens |
|
|
表 2 钢管材料力学性能 Table 2 Mechanical properties of steel tube |
试验加载装置如图 2所示，试件与反力架同平面放置，主管左端与反力框架的传递梁固结，右端与专门设计的定向滑动支座连接，2支管分别与2个45°方向的液压伺服作动器的球铰连接实现铰接。加载时使用2台量程均为50 t的拉、压伺服作动器实现两支管端部联动往复加载。
|
Download:
|
| 图 2 加载装置图 Fig. 2 Loading setup | |
采用力-位移混合加载模式，加载制度如图 3所示。试验前，结合有限元分析和试验预加载来确定屈服荷载Py和屈服位移Δy作为控制荷载。试验时，以25%Py为一级，每级循环3次，加载至75%Py；临近屈服荷载时，为预防试件位移突然增大转变为位移控制，以Δy为增量，每级循环3次，各级之间慢速连续加载直到试件破坏。
|
Download:
|
| 图 3 加载制度 Fig. 3 Loading program | |
文献[10-11]研究表明考虑焊缝的有限元结果更加接近试验值，在节点主支管交界的区域建立一圈壳体来模拟焊缝。根据文献[10]，取焊缝的屈服强度为426.3 MPa、极限强度为508.5 MPa、弹性模量为251.0 GPa。钢管和焊缝采用SHELL181单元，混凝土选用SOLID65单元，钢管与混凝土之间设置接触，混凝土表面作为目标面采用TARGE170单元，钢管表面作为接触面采用CONTA174单元，摩擦系数μ取0.3，节点有限元模型见图 4。
|
Download:
|
| 图 4 节点有限元模型 Fig. 4 FEA model of joints | |
钢材采用双线性随动强化模型，其应力-应变曲线如图 5(a)所示，包含弹性阶段和强化阶段，强化模量取0.01E0，由Von-Mises屈服准则及相关流动法则判别弹塑性的发展。混凝土使用多线性等向强化模型，如图 5(b)所示。其中ε0是抗压强度对应的应变，取ε0=0.002，εu=0.003 8，破坏准则采用William Warnke五参数破坏准则，混凝土开裂和闭合剪力传递系数分别取0.5和1.0。
|
Download:
|
| 图 5 材料的本构模型 Fig. 5 Constitutive models of material | |
有限元模型加载方式如图 6所示，主管一端固定，一端为定向滑动支座，两支管铰接并限制平面外位移，在2个支管端部同时施加低周往复荷载，具体加载路径与试验相同。
|
Download:
|
| 图 6 有限元模型的边界条件 Fig. 6 Boundary conditions of finite element model | |
未加强节点试件K-CC与K-RC破坏规律类似，以K-RC为例描述节点的破坏特征，如图 7所示。由图 7可知：未加强节点由于主管径向刚度相对于支管轴向刚度较弱，其破坏模式为主管表面塑性失效，且在被搭接支管与主管表面相交处伴有裂纹产生；比较试验和有限元模拟得到的节点破坏模式可知，二者的破坏形态基本相同，均表现为主管表面受压支管处“凹陷”，受拉支管处“凸起”变形。
|
Download:
|
| 图 7 未加强节点典型破坏模式 Fig. 7 Typical failure mode of unreinforced joints | |
主管夹层灌入混凝土后，混凝土对主管起到了有效的支撑作用，约束了主管径向变形，提高了主管的径向刚度，节点的破坏开始向刚度相对较弱的支管传递，加强节点试件K-CC1、K-CC2、K-RC1、K-RC2的破坏均表现为上述变化规律，故以试件K-RC1为例描述节点的典型破坏特征，如图 8所示。由图 8可知，有限元模拟与试验得到的破坏模式吻合较好，模型中支管最大应力处与试验裂缝开展位置相同，且支管根部大部分区域进入塑性，支管伴有轻微屈曲破坏，主管表面无明显变形。
|
Download:
|
| 图 8 加强节点典型破坏模式 Fig. 8 Typical failure mode of reinforced joints | |
各试件有限元分析和试验得到的滞回曲线如图 9所示，取各试件两支管中承载力较小者进行绘制，其中纵坐标F为作动器施加荷载，横坐标δ为支管相对于主管的变形。
|
Download:
|
| 图 9 试验与有限元分析滞回曲线对比 Fig. 9 Hysteresis curves comparison of FEA and test | |
通过比较图 9各节点滞回曲线可知：
1) 各试件的滞回曲线均比较饱满，耗能能力良好。在往复荷载作用下，节点承载力及刚度随位移和循环次数的增加整体呈下降趋势。试验所得滞回曲线的受压循环面积稍微大于受拉循环。加强节点在加载后期滞回曲线略显“捏缩”，且控制位移越大，“捏缩”现象越明显，这主要是因为节点进入塑性后主管和混凝土之间的粘结作用减弱所致[12]。
2) 试件开裂前，有限元结果与试验结果吻合较好，而试件开裂后，有限元得到的滞回环面积略大于试验，但试验与有限元模拟得到的滞回曲线整体发展规律一致，表明应用ANSYS软件可模拟中空夹层钢管混凝土K型搭接节点的滞回特性。
3.3 骨架曲线各试件的骨架曲线如图 10所示，表 3为各节点承载力及延性对比，表中数值为试件正反数据的平均值。
|
Download:
|
| 图 10 试验与有限元分析骨架曲线对比 Fig. 10 Skeleton curves comparison of FEA and test | |
|
|
表 3 节点承载力及延性系数对比 Table 3 Comparison of bearing capacity and ductility coefficients of joints |
由图 10骨架曲线和表 3结果可知：与试件K-CC相比，试件K-CC1与试件K-CC2的承载力分别提高了52%和44%；与试件K-RC相比，试件K-RC1与试件K-RC2的承载力分别增加66%和65%；说明主管夹层中灌注混凝土能有效提高节点承载力，且对主管为方管的节点提高作用更为明显；夹层灌普通混凝土对节点承载力的提高作用略大于夹层灌粉煤灰混凝土；试验和数值分析结果均表明，主管夹层灌注混凝土是一种有效的加强措施。加强节点的延性系数略大于未加强节点，但数值相差不大，说明主管夹层灌混凝土的加强方式对节点的延性影响较小。
3.4 耗能分析采用能量耗散U(最大荷载时滞回环包络面积)、累积耗能Usum(所有滞回环面积之和)来量化评价节点的耗能能力[13]，试件耗能结果见表 4。为进一步描述试件在加载进程中能量耗散规律，绘制累积耗能随位移变化的关系曲线，如图 11所示。
|
|
表 4 节点耗能评价 Table 4 Evaluation of energy dissipation of joints |
|
Download:
|
| 图 11 累积耗能-位移关系曲线 Fig. 11 Relationship between cumulative energy dissipation and displacement | |
1) 有限元计算得到的各项耗能指标与试验值变化趋势一致，对比试件K-CC、K-CC1和K-CC2以及试件K-RC、K-RC1和K-RC2可知，加强节点的最大荷载循环耗能值和累积耗能值均大于未加强节点，说明夹层灌注混凝土有利于提高节点耗能能力，主要是由于主管夹层灌入混凝土后，节点的承载力得到有效提高，从而增加了节点的耗能。
2) 由耗能随位移的变化曲线可知，随位移的增加，节点累积耗能整体呈上升趋势；节点屈服前耗能值增加平缓，耗能能力较差；屈服后，随位移增加节点耗能能力逐步提高，表明节点具有良好的塑性耗能能力。
3.5 刚度退化在往复荷载作用下，节点的刚度随位移和循环次数的变化而不断发生退化。根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101-96)[14]给出的公式计算割线刚度Ki随位移变化的曲线如图 12所示。
|
Download:
|
| 图 12 试件刚度退化曲线 Fig. 12 Stiffness degradation curves of specimens | |
从图 12可知：节点发生屈服前，各节点刚度稳定在一个定值，且加强节点的初始刚度大于未加强节点；对比K-CC类试件与K-RC类试件可知，混凝土加强措施对主方支圆节点的刚度改善作用更明显。屈服后，各试件的刚度随位移的增加，整体呈下降趋势，加强节点破坏时的刚度仍大于未加强节点。与夹层灌粉煤灰混凝土相比，夹层灌普通混凝土对节点刚度的贡献更大。
3.6 节点应力分布以未加强试件K-CC和加强试件K-CC1为例，研究节点加强前后应力分布规律，试件三向应变片布置如图 13所示。取试件破坏时的应力状态进行比较，试验值与有限元模拟结果如图 14所示。
|
Download:
|
| 图 13 应变片布置 Fig. 13 Strain sheet layout of specimens | |
|
Download:
|
| 图 14 节点应力分布规律 Fig. 14 Stress distribution law of joints | |
由图 14节点应力分布规律可知：1)未加强节点应力主要集中在主管表面，与被搭接支管相连的主管冠点处(T5)应力值最大，其应力值沿着相贯线焊缝向鞍点处均匀减小，相贯线周围主管表面大部分区域应力值超过钢材的屈服强度，而两支管的应力低于材料屈服强度，处于弹性状态。2)加强节点支管应力值较大，均超过材料的屈服极限；两支管应力分布规律一致，靠近两支管搭接处应力值较大(T12)，并沿相贯线向两支管根部呈均匀减小变化趋势，搭接支管的应力值略小于被搭接支管；主管上应力值相对较小，远小于材料的屈服强度。
模拟值略小于试验值，主要是由于有限元求解环境及材料本构模型较为理想，在模拟往复荷载作用下材料的损伤退化规律方面有一定偏差，导致计算值略小，但试件应力分布变化规律一致，与试验结果整体较为吻合。
4 结论1) 未加强节点以主管表面塑性破坏为主；加强节点的破坏模式为支管根部焊缝断裂破坏，受压支管伴有轻微屈曲，而主管表面无明显变形。
2) 采用主管夹层灌混凝土的加强措施，节点的承载力、刚度及耗能能力得到有效提高，且主管夹层灌普通混凝土和主管夹层灌粉煤灰混凝土对节点的改善效果区别不大。
3) 未加强节点的应力主要集中在节点域主管表面，且大部分达到或超过材料的屈服强度；而加强节点的应力主要集中在相对薄弱的支管处，主管上应力相对较小，低于材料的屈服强度。
4) 试验和数值模拟结果的变化规律基本一致，整体吻合较好，说明利用ANSYS模拟节点的滞回性能是可行的。
| [1] |
赵宪忠, 陈誉, 陈以一, 等. 平面KT型圆钢管搭接节点静力性能的试验研究[J]. 工业建筑, 2010, 40(4): 107-111, 99. ZHAO Xianzhong, CHEN Yu, CHEN Yiyi, et al. Experimental study on static behavior of overlapped CHS KT-joints[J]. Industrial construction, 2010, 40(4): 107-111, 99. (  1)
|
| [2] |
杨文伟, 王秀丽. 管桁结构K型搭接节点滞回性能有限元数值分析[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2012, 33(12): 1486-1491, 1514. YANG Wenwei, WANG Xiuli. Numerical analysis of hysteretic behavior of unstiffened overlapped CHS K-joints in steel pipe structures by finite element method[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2012, 33(12): 1486-1491, 1514. ( 5)
|
| [3] |
杨文伟, 王秀丽. 钢管桁架结构K形搭接节点抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2013, 34(1): 85-92. YANG Wenwei, WANG Xiuli. Experimental research on seismic behavior of unstiffened overlapped CHS K-joints[J]. Journal of building structures, 2013, 34(1): 85-92. ( 1)
|
| [4] |
袁波, 刘远征, 宋志丹. 加劲肋加强大尺寸焊接方管K型节点滞回性能分析[J]. 沈阳建筑大学学报(自然科学版), 2016, 32(5): 846-854. YUAN Bo, LIU Yuanzheng, SONG Zhidan. Analysis of hysteretic behavior of stiffener strengthen large-sized welded square tube K-joints[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University (natural science), 2016, 32(5): 846-854. ( 1)
|
| [5] |
邵永波, 王文杰, 陈英. 环口板加固T型方钢管节点滞回性能的试验研究[J]. 西南交通大学学报, 2013, 48(1): 75-80. SHAO Yongbo, WANG Wenjie, CHEN Ying. Experimental study on hysteretic behavior of square tubular T-joints reinforced with collar plate[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2013, 48(1): 75-80. DOI:10.3969/j.issn.0258-2724.2013.01.012 ( 1)
|
| [6] |
CHEN Yu, FENG Ran, WANG Chaoyang. Tests of steel and composite CHS X-joints with curved chord under axial compression[J]. Engineering structures, 2015, 99: 423-438. DOI:10.1016/j.engstruct.2015.05.011 ( 1)
|
| [7] |
YIN Y, HAN Q H, BAI L J, et al. Experimental study on hysteretic behaviour of tubular N-joints[J]. Journal of constructional steel research, 2009, 65(2): 326-334. DOI:10.1016/j.jcsr.2008.07.006 ( 1)
|
| [8] |
MASHIRI F R, ZHAO Xiaoling. Square hollow section (SHS) T-joints with concrete-filled chords subjected to in-plane fatigue loading in the brace[J]. Thin-walled structures, 2010, 48(2): 150-158. DOI:10.1016/j.tws.2009.07.010 ( 1)
|
| [9] |
侯超.中空夹层钢管混凝土-钢管K形连接节点工作机理研究[D].北京: 清华大学, 2014: 1-5. HOU Chao. Performance of concrete-filled double skin steel tube to steel tube K-joints[D]. Beijing: Tsinghua University, 2014: 1-5. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10003-1015038703.htm ( 1)
|
| [10] |
索雅琪, 杨文伟. 基于焊缝模拟的圆钢管K型、T型节点承载力分析[J]. 工业建筑, 2018, 48(1): 157-165. SUO Yaqi, YANG Wenwei. Analysis of bearing capacity of K-joint and T-joint based on welding simulation[J]. Industrial construction, 2018, 48(1): 157-165. ( 2)
|
| [11] |
杨文伟.管桁结构搭接节点抗震性能研究[D].兰州: 兰州理工大学, 2012: 73-76. YANG Wenwei. Research on anti-seismic behavior of unstiffened overlapped CHS-joints in truss structure of steel tubular[D]. Lanzhou: Lanzhou University of Technology, 2012: 73-76. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10731-1012515338.htm ( 1)
|
| [12] |
林健康, 杨文伟, 高栋, 等. 主管夹层灌混凝土的K型搭接节点滞回耗能分析[J]. 建筑科学, 2019, 35(3): 59-69. LIN Jiankang, YANG Wenwei, GAO Dong, et al. Analysis on hysteretic behavior and energy dissipation of unstiffened overlapped K-joints with the chord strengthened by the concrete-filled double-skin[J]. Building science, 2019, 35(3): 59-69. DOI:10.3969/j.issn.1008-1933.2019.03.012 ( 1)
|
| [13] |
高栋.中空夹层钢管混凝土K型搭接节点滞回性能试验研究[D].银川: 宁夏大学, 2018: 38-40. GAO Dong. Experimental study on hysteretic behavior of concrete-filled double skin steel tube overlapped K-joints[D]. Yinchuan: Ningxia University, 2018: 38-40. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10749-1018313093.htm ( 1)
|
| [14] |
中华人民共和国建设部. JGJ 101-1996, 建筑抗震试验方法规程[S].北京: 中国建筑工业出版社, 1997: 1-14. Ministry of Construction of the People's Republic of China. JGJ 101-1996, Specificating of testing methods for earthquake resistant building[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 1997: 1-14. ( 1)
|