平面k形圓主管方支管節(jié)點(diǎn)受力性能試驗(yàn)研究

平面k形圓主管方支管節(jié)點(diǎn)受力性能試驗(yàn)研究

0平面k形圓主管方支管節(jié)點(diǎn)在空間管道的結(jié)構(gòu)中，管道主要承受軸向力，支管主要承受彎曲或壓彎載荷。由于圓鋼管截面各向等強(qiáng)、無弱軸、抗扭剛度大,而方鋼管截面有兩個方向的主軸,其受彎性能好,截面經(jīng)濟(jì),連接方便,故從受力角度看,鋼管桁架中圓管作為主管、方管作為支管更為合理,這樣就形成了工程中常出現(xiàn)的平面K形圓主管方支管節(jié)點(diǎn),如圖1所示?，F(xiàn)有平面K形鋼管節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10]和承載力規(guī)范計(jì)算公式[11,12,13,14,15,16,17]對象大多數(shù)為主管和支管均為圓管或者方管以及方主管和圓支管的節(jié)點(diǎn)形式,而主管為圓鋼管支管為方鋼管的節(jié)點(diǎn)則較少報道。文獻(xiàn)進(jìn)行了兩個K形主管為圓鋼管支管為矩形鋼管節(jié)點(diǎn)承載性能試驗(yàn),通過試驗(yàn)和有限元分析來探討這種節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能和承載力,但試件的數(shù)量太少且未開展充分的有限元分析。文獻(xiàn)等對空間TT形圓主管方支管節(jié)點(diǎn)在軸力和彎矩作用下的承載力與節(jié)點(diǎn)參數(shù)之間的關(guān)系用非線性有限元方法進(jìn)行了定性分析,得到了節(jié)點(diǎn)的承載力計(jì)算公式,但其研究缺乏試驗(yàn)驗(yàn)證,難以證明有限元分析模型的有效性和準(zhǔn)確性。本文針對基本的平面K形節(jié)點(diǎn),以試驗(yàn)為背景,結(jié)合非線性有限元分析,主要考察平面K形圓主管方支管節(jié)點(diǎn)的受力性能、破壞模式、靜力承載力以及在主管中灌混凝土對節(jié)點(diǎn)剛度和承載力的影響。1測試初步1.1圓主管方支管節(jié)點(diǎn)試件通過改變無量綱幾何參數(shù)β和τ設(shè)計(jì)了6個圓主管方支管節(jié)點(diǎn)試件,其管材均為Q235級鋼材。試件SJ1～SJ5為圓主管方支管節(jié)點(diǎn)、試件SJ6為主管內(nèi)灌混凝土的圓主管方支管節(jié)點(diǎn)。所有試件的主管和支管之間夾角為45°,主管中澆灌的混凝土強(qiáng)度等級為C15,如圖2所示。節(jié)點(diǎn)試件編號及參數(shù)見表1。本次試驗(yàn)重點(diǎn)考察無量綱參數(shù)β、τ值以及在主管內(nèi)灌混凝土對節(jié)點(diǎn)剛度和節(jié)點(diǎn)承載力的影響。1.2試驗(yàn)加載裝置利用試驗(yàn)室中現(xiàn)有的梯形反力桁架作為反力裝置。試件兩個支管的端部通過采用剪力銷實(shí)現(xiàn)的拉壓鉸連接在反力桁架上。試驗(yàn)采用單調(diào)靜力加載方式,試驗(yàn)時通過油壓千斤頂由下向上施加軸向壓力,使兩個支管分別受壓和受拉,試件加載裝置如圖3所示。分級加載階段每10kN一級,共加10級,最后連續(xù)加載至節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象。1.3應(yīng)變片布置及變形分析試驗(yàn)測試方案包括:①桿件中部單向應(yīng)變片測點(diǎn)布置;②節(jié)點(diǎn)域復(fù)雜應(yīng)力處的三向應(yīng)變片測點(diǎn)布置;③位移測點(diǎn)布置。為獲取荷載作用下試件支管及主管的實(shí)際內(nèi)力,在支管和主管中部共布置了11片單向應(yīng)變片。在主管管壁靠近相貫線處和兩支管根部上節(jié)點(diǎn)部位布置三向應(yīng)變片了解應(yīng)力分布、進(jìn)入塑性的順序以及塑性變形的發(fā)展。每個試件各布置14個(合計(jì)42個應(yīng)變測點(diǎn))三向應(yīng)變片。應(yīng)變測點(diǎn)具體布置見圖4a。每個試件分別布置了6個位移計(jì),其中D33、D34、D37、D38用于測量主管管壁變形,D35和D36分別用于測試節(jié)點(diǎn)的平面內(nèi)豎向變形和平面外的變形。位移計(jì)具體布置見圖4b。2試驗(yàn)結(jié)果及分析2.1受拉支管影響分析試驗(yàn)中出現(xiàn)的平面K形圓主管方支管節(jié)點(diǎn)試件的主要破壞模式有:①受壓支管根部屈曲,如圖5a;②受拉支管與主管的連接焊縫或者熱影響區(qū)焊縫破壞,如圖5b;③主管表面塑性破壞,如圖5b;④主管內(nèi)混凝土擠出,如圖5c。2.2節(jié)點(diǎn)內(nèi)力分析圖6給出了各試件的支管軸力-主管管壁變形曲線。圖中縱坐標(biāo)為支管軸力,取各桿軸力的理論計(jì)算值,支管軸力以受拉為正,受壓為負(fù);橫坐標(biāo)為沿對應(yīng)支管軸向的主管管壁變形,變形以主管管壁突出為正,凹進(jìn)為負(fù)。節(jié)點(diǎn)承載力理論值按照節(jié)點(diǎn)剛接模型由彈性分析得到;試驗(yàn)值由支管上4個單向應(yīng)變片測得的應(yīng)變反算得到。主管內(nèi)灌混凝土節(jié)點(diǎn)試件SJ6中主管內(nèi)力試驗(yàn)值參照文獻(xiàn)中組合結(jié)構(gòu)部分有關(guān)鋼管混凝土的描述,取混凝土彈性模量為29000N/mm2,按彈性計(jì)算。由數(shù)據(jù)對比可知在彈性階段節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)值和理論值比較接近。當(dāng)管件進(jìn)入塑性后,已無法通過測點(diǎn)應(yīng)變反算支管軸力,故仍然按照節(jié)點(diǎn)剛接模型計(jì)算節(jié)點(diǎn)內(nèi)力。由圖6可知:不論受壓支管還是受拉支管,加載初期支管軸力與主管管壁變形曲線就表現(xiàn)出非線性關(guān)系;加載后期試件SJ2表現(xiàn)出較好的延性和較高的承載力,而試件SJ1和SJ6的延性和承載力均較差。主管內(nèi)灌混凝土的試件SJ6與同樣截面尺寸的空鋼管試件SJ1相比,雖然支管承載力和初始剛度有所提高,但延性并沒有得到顯著提高。支管的壁厚對支管延性和承載力影響很大。增加支管壁厚明顯改變了支管軸力-主管管壁變形曲線的形狀,相對在主管中澆灌混凝土的節(jié)點(diǎn)和空鋼管節(jié)點(diǎn)而言支管延性和承載力得到明顯提高。由于在加載過程中試件SJ5上測量受拉支管方向主管管壁的位移計(jì)脫落導(dǎo)致數(shù)據(jù)部分遺失,故圖6c中沒有表現(xiàn)試件SJ5的荷載-位移曲線。由圖6c可知:試件SJ4受拉支管的初始剛度明顯大于SJ3,相對試件SJ3其承載力較高且延性較好。試件SJ3、SJ4和SJ5受壓支管的初始剛度比較接近。SJ4和SJ5的受壓支管的承載力和延性比較接近,而SJ3則承載力較低且延性較差。支管的壁厚對兩支管延性和承載力影響很大。在τ值較大的情況下,改變支管的直徑并不能較大幅度提高支管的承載力和延性。2.3sj4節(jié)點(diǎn)區(qū)域應(yīng)變分布及分布通過應(yīng)變測點(diǎn)的數(shù)據(jù)分析,可以了解支管根部截面和主管上測點(diǎn)的折算應(yīng)變變化與分布規(guī)律,從而了解節(jié)點(diǎn)在單向荷載作用下的破壞機(jī)理。折算應(yīng)變εi的表達(dá)式為:εi=2√3(ε1?ε2)2+(ε2?ε3)2+(ε3?ε1)2????????????????????????????√(1)εi=23(ε1-ε2)2+(ε2-ε3)2+(ε3-ε1)2(1)式中,ε1、ε2、ε3分別為三向主應(yīng)變。若體積不變(即泊松比υ=1/2),則在單向拉伸時,ε1≠0,ε2=ε3=-1/2ε1,代入上式得εi=ε1。圖7給出了SJ4節(jié)點(diǎn)試件主要測點(diǎn)的折算應(yīng)變分布及隨豎向荷載的變化,橫坐標(biāo)為測點(diǎn)編號(測點(diǎn)編號見圖4)。從各試件的應(yīng)變分布可概括出以下規(guī)律:①最先進(jìn)入塑性的基本都是受拉支管趾部;在極限荷載作用下,受拉支管上測點(diǎn)基本進(jìn)入塑性,受壓支管和主管上部分測點(diǎn)進(jìn)入塑性。②受壓支管應(yīng)變分布:大部分試件都是趾部冠點(diǎn)處的折算應(yīng)變最大,折算應(yīng)變的分布規(guī)律相同。③主管應(yīng)變分布:大部分試件都是靠近受壓支管趾部處折算應(yīng)變最大。④主管內(nèi)灌混凝土的試件中受壓支管上測點(diǎn)的折算應(yīng)變最高,明顯高于受拉支管,主管上測點(diǎn)的折算應(yīng)變最小。由圖7可知,在逐步加載過程中,試件大部分在受拉支管趾部的測點(diǎn)T5首先進(jìn)入塑性,隨后塑性范圍向主管部位發(fā)展,主管靠近受壓支管部位處測點(diǎn)(T12)和節(jié)點(diǎn)間隙處測點(diǎn)(T13)進(jìn)入塑性,最后受壓支管處測點(diǎn)(T2,T3)進(jìn)入塑性。這說明圓主管方支管平面K形節(jié)點(diǎn)不管破壞模式如何,破壞一般最先開始于受拉支管趾部。由此表明:與圓管節(jié)點(diǎn)中節(jié)點(diǎn)變形源于主管的局部變形不同,在給定的節(jié)點(diǎn)參數(shù)下,圓主管方支管節(jié)點(diǎn)區(qū)域的變形主要源于受拉支管的局部變形。在外加荷載較小時,節(jié)點(diǎn)部位就開始進(jìn)入塑性,但節(jié)點(diǎn)承載力卻在不斷提高,節(jié)點(diǎn)從開始屈服到最后破壞的過程中,均有很強(qiáng)的塑性變形能力,強(qiáng)度儲備很高,最終破壞荷載可達(dá)到初始屈服荷載的2倍以上。圖8給出了試件SJ3和SJ4支管根部和主管上對應(yīng)測點(diǎn)的折算應(yīng)變對比。由圖8可知:在同一級荷載作用下,支管壁較厚的節(jié)點(diǎn)支管上測點(diǎn)折算應(yīng)變小于相應(yīng)支管壁較薄節(jié)點(diǎn)支管測點(diǎn)折算應(yīng)變;主管也有類似的規(guī)律。圖9給出了試件SJ1和SJ6靠近支管根部主管表面上測點(diǎn)的折算應(yīng)變對比。由圖9可見:在同一級荷載作用下,主管內(nèi)澆灌混凝土的鋼管節(jié)點(diǎn)主管上測點(diǎn)折算應(yīng)變小于相應(yīng)空鋼管節(jié)點(diǎn)支管測點(diǎn)折算應(yīng)變。3主方支方節(jié)點(diǎn)β值較小的試件SJ1、SJ2和SJ6均為受壓或者受拉支管首先整體進(jìn)入塑性,然后節(jié)點(diǎn)區(qū)域測點(diǎn)進(jìn)入塑性,故桿件承載力低于節(jié)點(diǎn)承載力;而在β值較大的試件SJ3、SJ4和SJ5中均為節(jié)點(diǎn)區(qū)域測點(diǎn)首先進(jìn)入塑性,然后受壓或者受拉支管再整體進(jìn)入塑性,故桿件承載力高于節(jié)點(diǎn)承載力。表2為主圓支圓(C-C)和主方支方(S-S)節(jié)點(diǎn)按照現(xiàn)有規(guī)范計(jì)算得到的承載力值與試驗(yàn)值的比較,其中比值為規(guī)范計(jì)算值/試驗(yàn)值。從表2可知:①采用現(xiàn)行國內(nèi)外規(guī)范計(jì)算得到的節(jié)點(diǎn)承載力明顯低于試驗(yàn)值。各規(guī)范相應(yīng)的計(jì)算公式都不能準(zhǔn)確計(jì)算圓主管方支管節(jié)點(diǎn)的承載力;②各計(jì)算公式計(jì)算的結(jié)果精度從大到小排列為:IIW規(guī)范的主圓支圓,Eurocode3的主方支方,AWS的主圓支圓,GB50017—2003的主圓支圓和主方支方,API的主圓支圓,Eurocode3的主圓支圓,AWS的主方支方。③從各規(guī)范計(jì)算值可以看出,當(dāng)τ值較小時,計(jì)算值與試驗(yàn)值比較接近,其原因?yàn)棣又递^小時均易發(fā)生支管根部的局部屈曲破壞模式與規(guī)范中試驗(yàn)結(jié)果相似。分析規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差較大的原因是:首先,圓主管方支管節(jié)點(diǎn)與主圓支圓和主方支方節(jié)點(diǎn)形狀差別較大;其次,規(guī)范中節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算公式對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)主要破壞模式為主管管壁塑性變形和主管管壁沖剪,與本次試驗(yàn)中發(fā)生的大部分破壞模式不一樣;最后,目前的規(guī)范公式都沒有考慮τ值對節(jié)點(diǎn)承載力的影響。4元分析與試驗(yàn)結(jié)果的比較4.1接觸單元的確定及網(wǎng)格劃分由于支管兩端都是平面內(nèi)鉸接,有限元模型中支管端約束均以結(jié)點(diǎn)約束的形式作用在桿件端部截面的所有結(jié)點(diǎn)上,僅釋放截面轉(zhuǎn)動軸上結(jié)點(diǎn)繞該軸的轉(zhuǎn)動位移,對于其他非轉(zhuǎn)動軸上的結(jié)點(diǎn)釋放其所在平面內(nèi)的位移和平面外的轉(zhuǎn)角;主管端部豎向荷載以面荷載的形式作用在主管端部截面上。有限元模擬中選用ANSYS中的彈塑性殼單元SHELL93模擬鋼管;選用SOLID65三維實(shí)體單元模擬混凝土。鋼管材料采用雙線性模型,彈性模量,切線模量以及屈服強(qiáng)度按一般的情況選取,泊松比υ取為0.3。材料彈塑性的發(fā)展和單元剛度由vonMises屈服準(zhǔn)則及相關(guān)的流動法則確定,采用等向強(qiáng)化理論?；炷敛牧喜捎枚嗑€性等向強(qiáng)化模型,彈性模量、立方體抗壓強(qiáng)度、單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系上升段等按照GB50010—2002《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中的規(guī)定采用。鋼管與混凝土接觸界面選用接觸單元CONTA173,摩擦系數(shù)取0.2。在鋼管節(jié)點(diǎn)有限元分析中,網(wǎng)格劃分的精細(xì)程度不同會導(dǎo)致ANSYS非線性計(jì)算的用時和計(jì)算精度不同,不同的有限元網(wǎng)格劃分見圖10。較疏的網(wǎng)格節(jié)約計(jì)算時間,但計(jì)算的精度也隨之降低。為確定一種有效的網(wǎng)格劃分精度以達(dá)到使用適合的網(wǎng)格劃分精度滿足工程需要的計(jì)算精度,進(jìn)行了空鋼管節(jié)點(diǎn)不同網(wǎng)格劃分下的有限元計(jì)算對比,見表3。最終確定了圖10a所示的網(wǎng)格劃分作為有限元模型的計(jì)算精度。圖11為主管中灌混凝土的圓主管方支管節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格劃分圖。4.2元模型規(guī)劃的結(jié)果4.2.1主管表面塑性圖12為平面K形圓主管方支管節(jié)點(diǎn)在極限荷載作用下的試驗(yàn)與有限元計(jì)算破壞模式對比。有限元方法較好地模擬了主管表面塑性(包括主管上受壓支管處凹陷以及受拉支管處凸出)、受壓支管根部的屈曲(包括鼓曲以及凹曲)。由于有限元模擬的對象是連續(xù)介質(zhì),所以無法模擬試驗(yàn)中出現(xiàn)的連接焊縫破壞。4.2.2拉、壓支管剛度有限元分析圖13為支管軸力-主管管壁變形曲線,圖中縱坐標(biāo)為支管軸力N,橫坐標(biāo)為主管管壁沿對應(yīng)支管軸向的變形δ,N以受拉為正,受壓為負(fù),δ以主管管壁突出為正,凹進(jìn)為負(fù)。從圖13可知:(1)各試件的受拉支管最大軸力和受壓支管最大軸力有限元計(jì)算值接近試驗(yàn)值。除SJ5有限元計(jì)算值略高于試驗(yàn)值以外,其它各試件拉、壓支管最大軸力有限元計(jì)算值略低于試驗(yàn)值;有限元計(jì)算曲線的最大加載端荷載和軸力對應(yīng)的變形與試驗(yàn)曲線中對應(yīng)的變形比較接近。(2)在彈性階段,試件SJ1與SJ4兩支管以及SJ5受拉支管的剛度有限元計(jì)算值小于試驗(yàn)值,SJ2和SJ3受壓支管的剛度有限元計(jì)算值大于試驗(yàn)值,其余各試件支管剛度計(jì)算值基本與試驗(yàn)值接近。節(jié)點(diǎn)初始剛度與試驗(yàn)值較大差別的原因是在有限元建模中沒有建立焊縫以及沒有考慮焊接殘余應(yīng)力與殘余變形。4.2.3驗(yàn)值及誤差分析達(dá)到極限承載狀態(tài)時,各桿件對應(yīng)的最大軸力有限元計(jì)算值、試驗(yàn)值以及誤差分析見表4。誤差=(有限元計(jì)算值-試驗(yàn)值)/試驗(yàn)值×100%,有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值相比最小負(fù)誤差為-0.71%,最大負(fù)誤差為-3.67%,誤差在可以接受的范圍內(nèi)。4.2.4節(jié)點(diǎn)破壞過程圖14給出了有限元計(jì)算時節(jié)點(diǎn)試件SJ1在彈性階段的應(yīng)力分布情況和計(jì)算終止時的應(yīng)力分布和塑性區(qū)域擴(kuò)展情況。圖中左側(cè)均為受壓支管。與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合,有限元模擬的節(jié)點(diǎn)破壞過程亦為試件受拉支管趾部首先進(jìn)入塑性,隨后塑性范圍向主管部位發(fā)展,主管靠近受壓支管部位處進(jìn)入塑性,最后受壓支管根部進(jìn)入塑性。在極限荷載作用下,受拉支管上根部基本進(jìn)入塑性,受壓支管和主管上部分測點(diǎn)進(jìn)入塑性。5方支管鋼管節(jié)點(diǎn)本文以試驗(yàn)為基礎(chǔ)輔