平面k形圆主管方支管节点受力性能试验研究

平面k形圆主管方支管节点受力性能试验研究

0平面k形圆主管方支管节点在空间管道的结构中，管道主要承受轴向力，支管主要承受弯曲或压弯载荷。由于圆钢管截面各向等强、无弱轴、抗扭刚度大,而方钢管截面有两个方向的主轴,其受弯性能好,截面经济,连接方便,故从受力角度看,钢管桁架中圆管作为主管、方管作为支管更为合理,这样就形成了工程中常出现的平面K形圆主管方支管节点,如图1所示。现有平面K形钢管节点试验[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10]和承载力规范计算公式[11,12,13,14,15,16,17]对象大多数为主管和支管均为圆管或者方管以及方主管和圆支管的节点形式,而主管为圆钢管支管为方钢管的节点则较少报道。文献进行了两个K形主管为圆钢管支管为矩形钢管节点承载性能试验,通过试验和有限元分析来探讨这种节点的力学性能和承载力,但试件的数量太少且未开展充分的有限元分析。文献等对空间TT形圆主管方支管节点在轴力和弯矩作用下的承载力与节点参数之间的关系用非线性有限元方法进行了定性分析,得到了节点的承载力计算公式,但其研究缺乏试验验证,难以证明有限元分析模型的有效性和准确性。本文针对基本的平面K形节点,以试验为背景,结合非线性有限元分析,主要考察平面K形圆主管方支管节点的受力性能、破坏模式、静力承载力以及在主管中灌混凝土对节点刚度和承载力的影响。1测试初步1.1圆主管方支管节点试件通过改变无量纲几何参数β和τ设计了6个圆主管方支管节点试件,其管材均为Q235级钢材。试件SJ1～SJ5为圆主管方支管节点、试件SJ6为主管内灌混凝土的圆主管方支管节点。所有试件的主管和支管之间夹角为45°,主管中浇灌的混凝土强度等级为C15,如图2所示。节点试件编号及参数见表1。本次试验重点考察无量纲参数β、τ值以及在主管内灌混凝土对节点刚度和节点承载力的影响。1.2试验加载装置利用试验室中现有的梯形反力桁架作为反力装置。试件两个支管的端部通过采用剪力销实现的拉压铰连接在反力桁架上。试验采用单调静力加载方式,试验时通过油压千斤顶由下向上施加轴向压力,使两个支管分别受压和受拉,试件加载装置如图3所示。分级加载阶段每10kN一级,共加10级,最后连续加载至节点出现明显的破坏现象。1.3应变片布置及变形分析试验测试方案包括:①杆件中部单向应变片测点布置;②节点域复杂应力处的三向应变片测点布置;③位移测点布置。为获取荷载作用下试件支管及主管的实际内力,在支管和主管中部共布置了11片单向应变片。在主管管壁靠近相贯线处和两支管根部上节点部位布置三向应变片了解应力分布、进入塑性的顺序以及塑性变形的发展。每个试件各布置14个(合计42个应变测点)三向应变片。应变测点具体布置见图4a。每个试件分别布置了6个位移计,其中D33、D34、D37、D38用于测量主管管壁变形,D35和D36分别用于测试节点的平面内竖向变形和平面外的变形。位移计具体布置见图4b。2试验结果及分析2.1受拉支管影响分析试验中出现的平面K形圆主管方支管节点试件的主要破坏模式有:①受压支管根部屈曲,如图5a;②受拉支管与主管的连接焊缝或者热影响区焊缝破坏,如图5b;③主管表面塑性破坏,如图5b;④主管内混凝土挤出,如图5c。2.2节点内力分析图6给出了各试件的支管轴力-主管管壁变形曲线。图中纵坐标为支管轴力,取各杆轴力的理论计算值,支管轴力以受拉为正,受压为负;横坐标为沿对应支管轴向的主管管壁变形,变形以主管管壁突出为正,凹进为负。节点承载力理论值按照节点刚接模型由弹性分析得到;试验值由支管上4个单向应变片测得的应变反算得到。主管内灌混凝土节点试件SJ6中主管内力试验值参照文献中组合结构部分有关钢管混凝土的描述,取混凝土弹性模量为29000N/mm2,按弹性计算。由数据对比可知在弹性阶段节点试验值和理论值比较接近。当管件进入塑性后,已无法通过测点应变反算支管轴力,故仍然按照节点刚接模型计算节点内力。由图6可知:不论受压支管还是受拉支管,加载初期支管轴力与主管管壁变形曲线就表现出非线性关系;加载后期试件SJ2表现出较好的延性和较高的承载力,而试件SJ1和SJ6的延性和承载力均较差。主管内灌混凝土的试件SJ6与同样截面尺寸的空钢管试件SJ1相比,虽然支管承载力和初始刚度有所提高,但延性并没有得到显著提高。支管的壁厚对支管延性和承载力影响很大。增加支管壁厚明显改变了支管轴力-主管管壁变形曲线的形状,相对在主管中浇灌混凝土的节点和空钢管节点而言支管延性和承载力得到明显提高。由于在加载过程中试件SJ5上测量受拉支管方向主管管壁的位移计脱落导致数据部分遗失,故图6c中没有表现试件SJ5的荷载-位移曲线。由图6c可知:试件SJ4受拉支管的初始刚度明显大于SJ3,相对试件SJ3其承载力较高且延性较好。试件SJ3、SJ4和SJ5受压支管的初始刚度比较接近。SJ4和SJ5的受压支管的承载力和延性比较接近,而SJ3则承载力较低且延性较差。支管的壁厚对两支管延性和承载力影响很大。在τ值较大的情况下,改变支管的直径并不能较大幅度提高支管的承载力和延性。2.3sj4节点区域应变分布及分布通过应变测点的数据分析,可以了解支管根部截面和主管上测点的折算应变变化与分布规律,从而了解节点在单向荷载作用下的破坏机理。折算应变εi的表达式为: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分别为三向主应变。若体积不变(即泊松比υ=1/2),则在单向拉伸时,ε1≠0,ε2=ε3=-1/2ε1,代入上式得εi=ε1。图7给出了SJ4节点试件主要测点的折算应变分布及随竖向荷载的变化,横坐标为测点编号(测点编号见图4)。从各试件的应变分布可概括出以下规律:①最先进入塑性的基本都是受拉支管趾部;在极限荷载作用下,受拉支管上测点基本进入塑性,受压支管和主管上部分测点进入塑性。②受压支管应变分布:大部分试件都是趾部冠点处的折算应变最大,折算应变的分布规律相同。③主管应变分布:大部分试件都是靠近受压支管趾部处折算应变最大。④主管内灌混凝土的试件中受压支管上测点的折算应变最高,明显高于受拉支管,主管上测点的折算应变最小。由图7可知,在逐步加载过程中,试件大部分在受拉支管趾部的测点T5首先进入塑性,随后塑性范围向主管部位发展,主管靠近受压支管部位处测点(T12)和节点间隙处测点(T13)进入塑性,最后受压支管处测点(T2,T3)进入塑性。这说明圆主管方支管平面K形节点不管破坏模式如何,破坏一般最先开始于受拉支管趾部。由此表明:与圆管节点中节点变形源于主管的局部变形不同,在给定的节点参数下,圆主管方支管节点区域的变形主要源于受拉支管的局部变形。在外加荷载较小时,节点部位就开始进入塑性,但节点承载力却在不断提高,节点从开始屈服到最后破坏的过程中,均有很强的塑性变形能力,强度储备很高,最终破坏荷载可达到初始屈服荷载的2倍以上。图8给出了试件SJ3和SJ4支管根部和主管上对应测点的折算应变对比。由图8可知:在同一级荷载作用下,支管壁较厚的节点支管上测点折算应变小于相应支管壁较薄节点支管测点折算应变;主管也有类似的规律。图9给出了试件SJ1和SJ6靠近支管根部主管表面上测点的折算应变对比。由图9可见:在同一级荷载作用下,主管内浇灌混凝土的钢管节点主管上测点折算应变小于相应空钢管节点支管测点折算应变。3主方支方节点β值较小的试件SJ1、SJ2和SJ6均为受压或者受拉支管首先整体进入塑性,然后节点区域测点进入塑性,故杆件承载力低于节点承载力;而在β值较大的试件SJ3、SJ4和SJ5中均为节点区域测点首先进入塑性,然后受压或者受拉支管再整体进入塑性,故杆件承载力高于节点承载力。表2为主圆支圆(C-C)和主方支方(S-S)节点按照现有规范计算得到的承载力值与试验值的比较,其中比值为规范计算值/试验值。从表2可知:①采用现行国内外规范计算得到的节点承载力明显低于试验值。各规范相应的计算公式都不能准确计算圆主管方支管节点的承载力;②各计算公式计算的结果精度从大到小排列为:IIW规范的主圆支圆,Eurocode3的主方支方,AWS的主圆支圆,GB50017—2003的主圆支圆和主方支方,API的主圆支圆,Eurocode3的主圆支圆,AWS的主方支方。③从各规范计算值可以看出,当τ值较小时,计算值与试验值比较接近,其原因为τ值较小时均易发生支管根部的局部屈曲破坏模式与规范中试验结果相似。分析规范计算值与试验值误差较大的原因是:首先,圆主管方支管节点与主圆支圆和主方支方节点形状差别较大;其次,规范中节点承载力计算公式对应的节点主要破坏模式为主管管壁塑性变形和主管管壁冲剪,与本次试验中发生的大部分破坏模式不一样;最后,目前的规范公式都没有考虑τ值对节点承载力的影响。4元分析与试验结果的比较4.1接触单元的确定及网格划分由于支管两端都是平面内铰接,有限元模型中支管端约束均以结点约束的形式作用在杆件端部截面的所有结点上,仅释放截面转动轴上结点绕该轴的转动位移,对于其他非转动轴上的结点释放其所在平面内的位移和平面外的转角;主管端部竖向荷载以面荷载的形式作用在主管端部截面上。有限元模拟中选用ANSYS中的弹塑性壳单元SHELL93模拟钢管;选用SOLID65三维实体单元模拟混凝土。钢管材料采用双线性模型,弹性模量,切线模量以及屈服强度按一般的情况选取,泊松比υ取为0.3。材料弹塑性的发展和单元刚度由vonMises屈服准则及相关的流动法则确定,采用等向强化理论。混凝土材料采用多线性等向强化模型,弹性模量、立方体抗压强度、单轴应力-应变关系上升段等按照GB50010—2002《混凝土结构设计规范》中的规定采用。钢管与混凝土接触界面选用接触单元CONTA173,摩擦系数取0.2。在钢管节点有限元分析中,网格划分的精细程度不同会导致ANSYS非线性计算的用时和计算精度不同,不同的有限元网格划分见图10。较疏的网格节约计算时间,但计算的精度也随之降低。为确定一种有效的网格划分精度以达到使用适合的网格划分精度满足工程需要的计算精度,进行了空钢管节点不同网格划分下的有限元计算对比,见表3。最终确定了图10a所示的网格划分作为有限元模型的计算精度。图11为主管中灌混凝土的圆主管方支管节点网格划分图。4.2元模型规划的结果4.2.1主管表面塑性图12为平面K形圆主管方支管节点在极限荷载作用下的试验与有限元计算破坏模式对比。有限元方法较好地模拟了主管表面塑性(包括主管上受压支管处凹陷以及受拉支管处凸出)、受压支管根部的屈曲(包括鼓曲以及凹曲)。由于有限元模拟的对象是连续介质,所以无法模拟试验中出现的连接焊缝破坏。4.2.2拉、压支管刚度有限元分析图13为支管轴力-主管管壁变形曲线,图中纵坐标为支管轴力N,横坐标为主管管壁沿对应支管轴向的变形δ,N以受拉为正,受压为负,δ以主管管壁突出为正,凹进为负。从图13可知:(1)各试件的受拉支管最大轴力和受压支管最大轴力有限元计算值接近试验值。除SJ5有限元计算值略高于试验值以外,其它各试件拉、压支管最大轴力有限元计算值略低于试验值;有限元计算曲线的最大加载端荷载和轴力对应的变形与试验曲线中对应的变形比较接近。(2)在弹性阶段,试件SJ1与SJ4两支管以及SJ5受拉支管的刚度有限元计算值小于试验值,SJ2和SJ3受压支管的刚度有限元计算值大于试验值,其余各试件支管刚度计算值基本与试验值接近。节点初始刚度与试验值较大差别的原因是在有限元建模中没有建立焊缝以及没有考虑焊接残余应力与残余变形。4.2.3验值及误差分析达到极限承载状态时,各杆件对应的最大轴力有限元计算值、试验值以及误差分析见表4。误差=(有限元计算值-试验值)/试验值×100%,有限元计算值与试验值相比最小负误差为-0.71%,最大负误差为-3.67%,误差在可以接受的范围内。4.2.4节点破坏过程图14给出了有限元计算时节点试件SJ1在弹性阶段的应力分布情况和计算终止时的应力分布和塑性区域扩展情况。图中左侧均为受压支管。与试验现象吻合,有限元模拟的节点破坏过程亦为试件受拉支管趾部首先进入塑性,随后塑性范围向主管部位发展,主管靠近受压支管部位处进入塑性,最后受压支管根部进入塑性。在极限荷载作用下,受拉支管上根部基本进入塑性,受压支管和主管上部分测点进入塑性。5方支管钢管节点本文以试验为基础辅