支主管連接方式對方鋼管T 型節點受壓性能的影響

羅世斌 黃凱楠

摘要：文章根據實際橋梁工程中橋梁支管與主管存在不同連接位置的情況，建立了有限元模型，探討不同連接位置對方鋼管T型節點受壓性能的影響。研究表明：（1）采用中間連接的節點失效模式為主管表面塑性失效;（2）采用翼緣連接的節點失效模式隨著支主管寬度比的增加由主管表面塑性失效轉為主管側壁屈曲失效;（3）采用翼緣連接的節點，其主管表面屈服范圍比中間連接節點要大，但隨著支主管寬度比的增加而減小;（4）支主管寬度比為0.4時，翼緣連接節點的受壓承載力較中間連接的節點降低了24.68%;（5）設計時應考慮支主管的連接方式對節點受壓承載力的影響。

關鍵詞：支主管連接方式;方鋼管T型節點;受壓

0 引言

矩形鋼管桁架結構由于具有外形簡潔流暢、施工簡單、節省材料等優點，在大跨結構以及人行天橋中廣泛應用[1]。矩形鋼管空腹桁架人行天橋在設計計算時，一般認為矩形鋼管T型節點的支管與主管為中間連接，即中軸線相交。然而在實際工程中，由于結構尺寸的不同，或為了保證連接處的美觀需要，支管與主管的連接不再是簡單的中間連接，還有可能出現翼緣連接的情況[2]。

目前，矩形鋼管T型節點的軸壓性能的研究較為廣泛。江冰等對直接焊接的矩形鋼管T型節點的極限承載力進行分析，并進行了修正[3]。常鴻飛等進行了方鋼管焊接T型節點的軸向靜力性能試驗研究，研究了不同支主管寬度比對T型節點受力性能的影響，結果表明，隨著支主管寬度比的增加，節點的軸向承載力和初始剛度都有顯著提高[4]。Lesani M等對T型鋼管節點在軸壓作用下的破壞模式、極限承載力等進行試驗研究，并進行有限元模擬分析，其有限元模擬結果與試驗數據吻合較好[5]。吳文奇等對考慮截面圓角效應的T型方管節點進行分析，研究表明，截面圓角效應對節點極限承載力有一定影響，并提出了T型鋼管節點的靜力承載力的修正公式[6]。

然而，以上研究主要是針對中間連接的方鋼管T型節點進行，并未考慮其他支主管連接方式的影響。為深入分析支主管不同連接方式對方鋼管T型節點的影響，本文以文獻[4]所進行的試驗為背景，采用有限元軟件進行模擬，相關結果可為同類結構的設計計算提供參考。[=XQS（]支主管連接方式對方鋼管T型節點受壓性能的影響/羅世斌，黃凱楠[=JP2]1 有限元模型的構建

1.1 幾何尺寸

方鋼管T型節點試件如圖1所示[4]。其中，主管長度l0=650 mm，斷面尺寸b0×h0×t0=100 mm×100 mm×5 mm;支管長度l1=300 mm，斷面尺寸b1×h1×t1=40 mm×40 mm×4 mm。根據圣維南原理，主管長度大于其3倍截面寬度，可認為其端部約束對加載無影響。其中，支主管中間連接時，其節點側視圖如圖1（b）所示;翼緣連接時，其節點側視圖如圖1（c）所示。

1.2 材料本構及單元類型

本文中，鋼材的應力應變關系采用簡單二折線模型。其中，鋼材彈性模量Es=2.06×105 MPa，泊松比為0.3，密度ρ=7 850 kg/m3。支管的屈服強度fy=372 MPa，極限強度為fu=460 MPa;主管的屈服強度fy=356 MPa，極限強度為fu=422 MPa。分析時不考慮桿件初始缺陷對節點承載力的影響。

采用大型通用有限元軟件ABAQUS進行分析。模擬時，鋼管采用S4節點完全積分的殼單元。網格劃分時，支主管相接處2倍主管管徑范圍內的網格尺寸為10 mm，其他位置的網格尺寸為20 mm（如圖2所示）。

1.3 邊界條件及加載

邊界條件及加載方式如圖3所示。主管梁端采用固定邊界條件;支管為一端與主管固結，一端自由。根據文獻[4]的試驗結果，支管自由端施加的位移荷載S=0.05 m。為了解支主管不同連接方式與支主管寬度比對方鋼管T型節點受壓性能的影響，其試件參數如表1所示。

2 節點受壓性能分析

2.1 節點失效模式

對于直接焊接的方鋼管T型節點，當支管受壓時，其失效模式主要有主管表面塑性失效、支管局部屈曲、主管側壁屈曲等失效模式[7]。各節點的失效模式如下頁圖4所示。支主管采用中間連接的方鋼管T型節點的失效模式為主管表面塑性失效;而支主管采用翼緣連接時，其失效模式隨著支主管寬度比的增加由主管表面塑性失效轉為主管側壁屈曲失效，并出現明顯的不對稱性。由圖4（a）和圖4（b）可知，支主管采用翼緣連接的節點，其壓跛程度比中間連接時的更加明顯;由圖4（b）～4（d）可知，隨著支主管寬度比的增加，采用翼緣連接的節點，其主管底面也出現屈服現象。

2.2 節點應力分布

2.2.1 支主管連接方式不同時

圖5為支主管不同連接方式時節點的Von-mises等效應力云圖。由圖5可知，由于支主管連接方式的不同，其應力分布略有不同。采用中間連接的節點，其節點最大等效應力為371.6 MPa，主要出現在支主管連接的角點處與接近2倍主管截面積的表面。而支主管采用翼緣連接的節點，其最大等效應力稍小于支主管中間連接的節點，為371.1 MPa，但其屈服范圍比中間連接時的更廣。出現這種現象的原因是，由于鋼管管壁較薄，管壁的面外剛度明顯低于其面內剛度，當節點受壓時，采用翼緣連接的節點，由于支主管中軸線不在同一平面內，隨著加載位移的增加，出現了面外彎矩，使得主管表面屈服范圍擴大。

2.2.2 支主管寬度比不同時

圖6為翼緣連接時，支主管不同寬度比的節點在主管上翼緣應力分布的等效云圖。由圖6可知，隨著支主管寬度比的增加，節點最大等效應力增大，YT-60-100的節點最大等效應力為371.1 MPa，YT-60-100的節點最大等效應力為377.5 MPa。除此之外，支管斷面積增大，支主管連接處的屈服范圍有所減小，但是與支管翼緣相接位置處的主管翼緣側壁屈曲程度更為嚴重。這說明采用翼緣連接時，隨著支主管寬度比的增加，支主管連接處的剛度增加，而主管側板逐漸成為剛度薄弱點，應力增加更快。

2.3 節點極限承載力

圖7為各節點支主管連接處主管表面的荷載-變形曲線對比圖。由圖7可知，支主管寬度比β=0.4時，支主管采用中間連接時的節點承載力為28.08 kN，支主管采用翼緣連接時的節點承載力為21.15 kN，相比中間連接時降低了24.68%，說明支主管連接方式對節點承載力影響很大。除此之外，隨著支主管寬度比的增加，節點承載力增大，當β=0.6時，節點受壓承載力為32.87 kN;當β=0.8時，節點受壓承載力為62.48 kN，較β=0.4時分別提高了17.06%、122.51%。比較以上數值可知，當支主管寬度比較小（β<0.6）時，節點的連接方式對節點受壓承載力的影響較寬度比的影響更大。故設計時應考慮支主管連接方式的影響。

3 結語

本文進行對支主管連接方式不同的方鋼管T型節點的受壓性能進行分析，所得結論如下：

（1）支主管采用中間連接時的節點失效模式為主管表面塑性失效;采用翼緣連接時的節點，隨著支主管寬度比的增加，節點失效模式轉為主管側壁屈曲失效，并存在明顯的不對稱性。

（2）支主管采用中間連接的節點，其屈服位置主要出現在支主管連接的角點處與接近2倍主管截面積的表面;采用翼緣連接的節點，其屈服范圍比中間連接節點的大。

（3）隨著支主管寬度比的增加，節點最大等效應力增大，但支主管連接處的屈服范圍減小，主管側壁應力增加更快。

（4）支主管寬度比為0.4時，翼緣連接的節點受壓承載力比中間連接的節點降低了24.68%。設計時應考慮支主管的連接方式對節點受壓承載力的影響。

參考文獻：

[1]J.A.Packer.空心管結構連接設計指南[M].北京：科學出版社，1997.

[2]趙必大，柯 柯，姜文瀾，等.矩形鋼管偏心相貫節點的平面外抗彎性能研究[J/OL].華中科技大學學報（自然科學版），2018，46（7）：29-35.

[3]江 冰，周緒紅，劉永健.焊接矩形鋼管T，Y，X型節點的極限承載力計算[J].湖南大學學報（自然科學版），2003（S1）：102-104.

[4]常鴻飛，夏軍武，張風杰.方鋼管焊接T型節點軸向靜力性能研究[J].中國礦業大學學報，2012（6）：917-922.

[5]Lesani M，Bahaari M R，Shokrieh M M . Detail investigation on un-stiffened T/Y tubular joints behavior under axial compressive loads[J].Journal of Constructional Steel Research，Journal of Constructional Steel Research， 2013， 80（1）：91-99.

[6]吳文奇，盧晉福，吳耀華.考慮截面圓角效應的T型方管相貫節點靜力承載力研究[J].鋼結構，2005，20（2）：21-25.

[7]J.沃登尼爾.鋼管截面的結構應用[M].上海：同濟大學出版社，2004.