方鋼管豎向插板加強T型節點軸向滯回性能研究

常鴻飛，周綠元，胡磊，周金，夏軍武

(1.中國礦業大學江蘇省土木工程災變與環境可靠度重點實驗室，江蘇徐州，221116；2.中國礦業大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇徐州，221116)

焊接鋼管結構具有良好的力學性能和建筑美感，廣泛應用于站臺、場館及橋梁等大跨度結構[1]。為滿足強節點的設計要求，保證焊接相貫節點的安全承載，常采用對節點區進行局部加強的方式[2-3]。鋼管節點的局部加強方法一般包括外部加強法和內部加強法，在節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效果[4-5]。

目前，對于插板加強圓鋼管節點的研究較為廣泛，插板加強能夠有效提高節點靜力承載性能。如李濤等[6]研究表明，豎向插板對T型節點極限承載力的提高幅度達15%～125%；王閣等[7]研究表明，豎向插板對空間節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 型相貫節點極限承載力提高幅度可達86%；張巧珍等[9]對9組K型間隙圓鋼管節點進行插板加強處理，對比結果發現每組節點軸向承載性能均有所提高，最高幅值達16.1%。

關于插板加強方鋼管節點的研究較少，其承載機理及加強機制與圓鋼管節點的有差異[10]。在靜力性能方面，KOSTESKI等[11]對豎向插板與方鋼管間的板-管連接進行試驗和參數分析，發現插板連接的承載力約為單側焊板連接的2倍，提出插板連接的設計公式并被EC3 及CIDECT 等規范采用。CHANG 等[4]將豎向插板用于方鋼管節點的加強，靜力加載試驗表明豎向插板可使節點受壓承載力提高42%～103%；進一步通過參數分析給出了插板構造建議，并提出了豎向插板加強方鋼管節點抗壓承載力的半經驗設計公式[12]。

鋼管節點抗震性能逐漸被重視，盡管焊接節點具有較好的塑性變形能力，但其在往復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來改善節點的抗震性能，如邵永波等[16-17]研究發現，節點域的主管局部加厚可改善方鋼管節點的抗震性能；采用環口板加固的T型方鋼管節點比未加固節點有更好的耗能能力和延性。XIA等[18]研究發現，覆板加強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，上述研究也發現局部加強會改變節點的破壞模式或轉移破壞發生的位置[16-18]。

為進一步探明豎向插板對方鋼管節點抗震性能的影響規律，本文作者在文獻[4]軸壓靜力試驗的基礎上，對2組豎向插板加強T型節點進行軸向往復加載試驗，從滯回性能、能量耗散、延性及承載力等方面對節點抗震性能進行分析；并改變插板尺寸及構造進行參數分析，討論豎向插板對節點軸向滯回性能的影響機理。

1 試驗概況

1.1 試件設計

文獻[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T型節點和豎向插板加強T型節點進行軸壓靜力加載試驗，考察豎向插板加強對方鋼管節點抗壓性能的影響。在文獻[4]的基礎上同批次制作了對照往復加載試件，豎向插板加強方法與靜力試件相同，即：沿T型節點核心區主管中軸線進行切口，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T型節點。焊縫采用E50 型手工電弧焊，實測焊腳高度5～6 mm。豎向插板加強節點往復加載試件構造如圖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，對應的試件編號分別為IPT-40B 和IPT-80B。因本試驗旨在考察節點的滯回性能，主管長度取650 mm，以避免邊界效應[18-19]，并減少主管彎曲的影響。往復加載試件和往復加載未加強基準對比試件[19]的幾何參數如表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度fyd分別為356，372，265和285 N/mm2，極限強度fuc分別為422，460，342和345 N/mm2。

表1 試件幾何參數Table 1 Geometries of specimens

圖1 插板加強T型節點試件構造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、支管端部施加往復荷載的試驗方案。節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，其最大往復加載能力為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的位移(Δy)，每級位移循環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估獲得[14]。

2 試驗結果分析

2.1 節點破壞過程

試件IPT-40B 和IPT-80B 往復荷載試驗現象分別如圖3和圖4所示?？梢姡翰灏寮訌姽濣c在軸向循環加載過程中主要經歷了裂紋的初始出現、閉合、發展和貫通4 個階段，與文獻[12]中的方鋼管節點循環加載試驗現象類似。在荷載控制階段，節點沒有明顯的屈服或開裂；進入位移控制后，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擴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生貫通裂紋(圖3(c))；隨著循環位移增大，試件IPT-80B 裂紋繼續沿主管上翼緣繞支管及插板擴展，并帶動下翼緣引起主管上翼緣與插板間的開裂，最終導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))均產生貫通裂縫。

圖3 IPT-40B試件試驗現象Fig.3 Observations of specimen IPT-40B

圖4 IPT-80B試件試驗現象Fig.4 Observations of specimen IPT-80B

與文獻[19]中的未加強及覆板加強試件破壞模式對比可見：由于插板加強對主管有切口削弱，IPT試件以主管沖切開裂破壞為主，有必要對其構造進行優化，以減少對主管的削弱。

2.2 滯回曲線

不同加強試件的滯回曲線對比如圖5所示，同時給出文獻[19]中的未加強試件和覆板加強試件的曲線進行對比。由圖5(a)和(c)可見：插板加強節點的滯回曲線比未加強節點的更飽滿，并具有更高的承載力和剛度；插板加強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%。與覆板加強試件相比(圖5(b)和(d))，插板加強節點的滯回曲線更飽滿且最大變形能力更好，但插板節點的承載力和剛度均略低于覆板加強節點的承載力和剛度，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試件的靜力荷載位移曲線[20]。由圖6可見：插板加強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加載曲線。覆板加強試件[19]的受壓荷載明顯高于其受拉荷載，插板及未加強試件的拉壓荷載基本對稱，表現出更好的拉壓對等性。

圖6 不同加強試件的骨架曲線對比Fig.6 Comparison of skeleton curves with different reinforcing methods

采用文獻[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u，相關數據對比如表2所示。由表2可見：節點無論加強與否，其軸拉循環荷載作用下的延性均低于軸壓循環荷載作用下的延性，這主要是因為支管拉力引起節點開裂，降低了延性。此外，插板加強會降低節點的延性，如IPT-40B試件的延性系數為URT-40B的76.1%；但當支管與主管寬度比較大時，插板加強節點的延性與未加強節點的相當。插板加強試件的延性優于覆板加強試件的延性，試件IPT-40B 和IPT-80B 的受拉延性系數比對應的覆板加強試件的分別提高87.2%和24.4%。插板加強節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he、能量耗散系數ηa及累計耗能系數ηtotal評價節點的耗能能力[19,22]，結果如表3所示?？梢姡寒敠螺^小時，插板加強試件的耗能能力介于未加強和覆板加強試件的耗能能力之間；當β較大時，插板加強試件的耗能能力則高于未加強和覆板加強試件的耗能能力。

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，以未加強節點試件的能量耗散系數和累計耗能系數為基準，設為100%，其他數值為與此對比的比值?？梢姡焊舶寮訌娫嚰暮哪苣芰^未加強節點的有明顯下降，且β越小，降幅越明顯，如DPT40B和DPT80B試件的最大能量耗散系數ηa分別比對應未加強試件降低18.9%和0.5%。插板加強試件的耗能能力比覆板加強試件的高，且當β=0.8時，插板試件的ηa及ηtotal比未加強試件的分別提高了18.2%和110.2%。由此可見，β越大，插板加強對節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 有限元參數分析

3.1 模型驗證

采用ANSYS 軟件，建立插板加強節點有限元模型如圖8所示。主管、支管及加強插板均選用Solid95 單元，并根據實測焊腳尺寸建立角焊縫模型[4,23]?？紤]到支主管交匯處應力梯度大，節點核心區對網格進行加密。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荷載或位移。采用實測材性模型，考慮到結構的對稱性及運算時間成本，僅建立1/2模型。該模型的準確性已在插板加強節點的靜力分析[4]和覆板加強節點的滯回分析[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節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

為進一步確定插板幾何參數對節點加強效果，揭示插板加強節點的承載及耗能機理，以試驗節點為參照，分別改變支管寬度、插板尺寸及構造，進行參數分析，插板加強節點影響參數見表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和插板尺寸進行分析；最后改變插板的構造，考察插板開孔的影響。

表4 插板加強節點影響參數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點的滯回曲線和骨架曲線對比，為方便對比，圖中橫縱坐標均進行量綱一化處理，δ為位移。由圖9可知：插板長度是影響節點承載性能的主要幾何控制參數，插板厚度亦會影響節點承載力，但影響程度遠小于插板長度的影響程度，且隨著厚度增大，節點承載力增幅愈小，故設置插板厚度與主管壁厚相同即可。值得注意的是，當插板貫通主管上下翼緣時，節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點能量耗散系數的影響。由圖10可知：β越小，則插板長度的增加對節點耗能能力的提升越明顯；當β發生變化時，插板厚度對節點耗能能力的影響仍然很小。這進一步說明了插板長度是影響節點滯回性能的主要參數。

圖10 不同β時插板長度和厚度對耗能系數的影響Fig.10 Influence of vertical plate length or thickness on energy dissipation coefficient with different β

3.4 插板構造變化

以支管與主管寬度比為0.4的插板加強節點為基準模型(IPT40B-BASE)，分別設計3 種不同插板構造形式：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，詳細構造如圖11(a)所示。圖11(b)和(c)所示分別為不同插板構造的節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造對節點加強作用較??；插板不同開孔構造對節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 結論

1)在軸向往復荷載下，插板加強方鋼管節點承載能力及剛度較未加強節點均有明顯提升，且β較小的節點承載力增幅更大，β較大的節點耗能能力提升更明顯。

2)插板加強對主管有切口削弱，往復荷載下易發生主管沖切開裂破壞，應對其構造進行優化。

3)插板加強節點比覆板加強節點耗能能力更好，且表現出更好的拉壓對等性。

4)插板長度是影響節點滯回性能的主要參數，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點的滯回性能，插板開孔對節點滯回性能幾乎無削弱，建議采用插板開孔的構造以減少對支管和主管的削弱。