考虑损伤断裂影响的X型圆钢管相贯节点滞回性能研究.docx

    考虑损伤断裂影响的X型圆钢管相贯节点滞回性能研究    张青松 黄政华 孙昌梅摘 要：相贯桁架网格结构是一种新型的大跨空间网格结构形式，该类结构的抗震性能受其相贯节点的滞回性能影响较大，因此对其典型的X型圆钢管相贯节点的滞回性能进行研究尤为重要采用有限元模型进行参数分析，改变支管与主管的壁厚比、径厚比、管径比、焊缝尺寸，分析不同参数的X型相贯节点在超低周循环荷载作用下的滞回性能，研究节点几何参数变化对其滞回性能的影响，并采用考虑损伤累积效应的微观断裂模型（cyclic void growth model，CVGM），预测各个节点的开裂时刻研究结果显示：支主管的壁厚比越小，节点开裂时刻越早，开裂荷载也越小，节点的滞回性能越差;减小主管壁厚可以使主管的刚度变小，节点的耗能能力降低，开裂时刻提前，开裂荷载降低;随着支管直径的增大，开裂时刻延后，开裂荷载增大;适当增大焊缝尺寸可以延迟节点的开裂时刻，提高开裂荷载，增强节点在循环荷载作用下的滞回性能关键词：X型相贯节点;几何参数;损伤累积;断裂;滞回性能：TU392.302  文献标志码：A近年来，采用相贯节点的圆钢管相贯桁架网格结构已经在大跨度空间结构中得到一定的应用。

该类结构由于采用了相贯节点，与采用普通螺栓球节点和焊接球节点的网格结构相比，具有外观简洁、形式多样的特点[1]相贯节点连接部位的相交线为空间曲线，形式复杂，应力集中情况突出，与传统的钢节点受力分析存在较大差异为了得到更为精确的分析结果，国内外学者对该类节点做了大量研究，主要集中在相贯节点的静力性能和抗震性能两方面静力性能方面主要是通过试验研究、理论分析和有限元数值模拟以及几种研究方法相结合的形式，通过试验结果回归分析得出节点承载力计算公式和计算模型等，编写到相应的规范当中[2]在相贯节点的静力性能方面已经取得较为全面的研究成果[3-6]，但是在节点的抗震性能方面的研究还不够深入由于相贯节点的节点承载能力通常低于杆件的承载能力，在强震作用下可能会在杆件内部产生超过节点承载力的荷载效应，导致相贯节点处发生塑性损伤断裂而引起整体结构的破坏因此，研究该类节点的滞回性能对保证整体结构的抗震性能尤为重要[7-9]节点在循环荷载作用下，损伤累积引起的断裂破坏也是相贯桁架网格结构在强震下整体失效的一种破坏模式传统断裂力学的分析方法均假设钢材已经存在初始裂纹和缺陷，并且在初始裂纹的尖端存在高应变约束，这使得传统断裂力学主要适用于研究脆性断裂问题[10]，并且传统断裂力学方法中没有考虑应力三轴度对钢材塑性变形和损伤累积的影响。

与传统断裂力学分析方法相比，基于材料塑性损伤累积的微观断裂模型（cyclic void growth model，CVGM），通过描述在超低周循环荷载作用下应力-应变关系对材料内部微观结构特性的影响，使用具有明确物理意义的微观断裂判据，以此来实现对钢管相贯节点的延性断裂的预测[11]因此，本文对相贯桁架网格结构典型X型圆钢管相贯节点的滞回性能进行分析，研究节点几何参数变化对其滞回性能的影响分析中采用CVGM断裂判据，考虑循环荷载下损伤累积对节点开裂的影响，使滞回性能分析的结果更加符合实际2.2 有限元分析采用通用有限元分析软件Abaqus对试件BXH-2进行有限元分析考虑到试验节点的对称性，取实际节点的1/4模型进行建模，有限元分析采用Standard隐式分析求解器，分析过程考虑大变形和几何非线性，网格的单元类型选用8节点线性六面体减缩积分单元（C3D8R）节点的主管端部截面施加铰接约束边界条件，支管端部截面施加平面外往复位移荷载有限元整体模型如图2所示整体模型网格尺寸的确定原则为随着网格尺寸的逐渐变小，整体模型的荷载-位移曲线不再发生明显变化[14]，经计算后取整体模型网格尺寸为5 mm。

2.4 断裂预测对试件BXH-2进行有限元分析荷载-位移滞回曲线及断裂预测如图6所示图6中，横坐标为支管相对于节点中心的位移，黑色圆圈为试验断裂位置，红色三角形为有限元分析CVGM模型预测的断裂位置由图6可以发现：有限元分析得到的滞回曲线和试验曲线都在第10圈发生了断裂，试验曲线断裂时刻的位移在18.5 mm，断裂时的极限承载力在142.9 kN左右;有限元分析得到的滞回曲线断裂时刻的位移在23.5 mm，断裂时的极限承载力为145.9 kN有限元分析和试验结果比较接近，验证了采用断裂判据进行有限元分析的准确性3 X型圆钢管相贯节点滞回性能参数分析3.1 节点尺寸及几何参数节点尺寸根据《钢结构设计标准》GB 50017—2017[2]的规定进行设计，采用控制变量法，分别从支管与主管管径比β、径厚比γ、壁厚比τ、焊缝尺寸hf等方面研究不同几何参数对圆钢管相贯节点滞回性能的影响各个节点均采用全周角焊缝，焊根处未熔透厚度為0.5 mm节点尺寸见表53.2 单元选取与材料模型采用通用有限元分析软件Abaqus对表5中不同几何尺寸的X型圆钢管相贯节点在往复荷载作用下的滞回性能进行有限元分析由于在支管端部截面施加对称轴向位移往复荷载，考虑到节点具有结构对称性，取整体节点的1/8模型进行建模，并在对称面上施加轴对称边界条件，节点主管端部截面施加铰接约束。

节点钢材采用Q345B无缝钢管，在有限元分析中采用混合强化模型钢材本构模型参数为参考文献[16-18]的拟合结果屈服强度取428 MPa，弹性模量取2.06×105 MPa，泊松比取0.33.3 加载方式加载方式根据《建筑抗震试验方法规程》JDJ/T 101—2015 [19]的规定，循环加载采用位移控制的加载方式前4个等级循环位移分别为1/4Δy、1/2Δy、3/4Δy、Δy，各个等级分别循环一次;节点达到屈服位移之后，每一等级的位移增量为Δy，2Δy，3Δy，4Δy，5Δy，……，各个等级循环3次，最后加载至节点发生断裂破坏表6列出了各个节点的屈服位移4 几何参数对节点滞回性能的影响4.1 壁厚比τ对节点滞回性能的影响相贯节点GT-1、GT-2、GT-3的支管管端荷载-位移滞回曲线如图7所示图中的三角形为各个节点的开裂位置在满足CVGM判据条件下，不同壁厚比τ对节点滞回性能影响的各项数据，见表7表中开裂时刻为有限元软件中定义的分析时间，无单位由图7可以发现：对比滞回曲线GT-1、GT-2、GT-3，在主管壁厚T不变的情况下，减小支管壁厚t，壁厚比τ也随之减小，节点的滞回曲线饱满程度不断降低，曲线所围成的面积不断减小。

由表7可以看出：随着壁厚比τ的不断减小，节点的开裂时刻提前，节点在循环更少圈数的荷载作用下就发生开裂，同时节点在开裂时的荷载也随着壁厚比τ的不断减小而降低4.2 径厚比γ对节点滞回性能的影响相贯节点GT-3、GT-4、GT-5的支管管端荷载-位移滞回曲线如图8所示在满足CVGM判据条件下，不同径厚比γ对节点滞回性能影响的各项数据，见表8由图8可以发现：对比滞回曲线GT-3、GT-4、GT-5，在主管直径D不变的情况下，径厚比γ随着主管壁厚T的减小而不断增大，节点的滞回曲线饱满程度不断降低，曲线所围成的面积不断减小由表8可以看出：随着径厚比γ的增大，主管的刚度不断减小，导致节点的抗压能力削弱，使得相贯线处的塑性破坏提前，节点的开裂时刻提前，节点发生开裂时所经历的循环圈数不断减少，同时节点在开裂时的荷载也随着主管壁厚T的不断减小而降低4.3 管径比β对节点滞回性能的影响相贯节点GT-1、GT-6、GT-7的支管管端荷载-位移滞回曲线如图9所示在满足CVGM判据条件下，不同管径比β对节点滞回性能影响的各项数据，见表9由图9可以发现：对比滞回曲线GT-1、GT-6、GT-7，在主管直径D不变的情况下，随着支管直径d的增大，管径比β增大，节点的滞回曲线更加饱满，曲线所围成的面积越大。

由表9可以看出：随着管径比β的增大，支管与主管的接触面积增大，开裂时所承受的荷载变大，同时相贯线附近的塑性变形能力和耗能能力增强，节点在承受更多圈数的循环荷载后开裂4.4 焊缝尺寸hf对节点滞回性能的影响相贯节点GT-1、GT-8、GT-9的支管管端荷载-位移滞回曲线如图10所示在满足CVGM判据条件下，不同焊缝尺寸hf对节点滞回性能影响的各项数据，见表10由图10可以发现：对比滞回曲线GT-1、GT-8、GT-9，随着焊缝尺寸hf的减小，节点的滞回性能不断降低由表10可以看出;随着焊缝尺寸hf的减小，节点的开裂时刻提前，在更少圈数的循环荷载作用下就发生开裂，耗能能力减弱，同时在开裂时所承受的荷载也有所降低5 结论本文基于考虑损伤断裂影响的有限元分析模型，采用参数分析方法，改变支管与主管的壁厚比、径厚比、管径比、焊缝尺寸，分析不同参数的X型相贯节点在超低周循环荷载作用下的滞回性能，研究节点几何参数变化对其滞回性能的影响，结论如下：（1）支主管壁厚比减小时，节点开裂时刻提前，开裂时所承受的荷载降低，相贯节点的滞回性能降低2）主管直径不变，主管的径厚比增大，节点的开裂时刻提前，开裂时的承载力降低，相贯节点的滞回性能降低。

3）主管直径不变，增大支主管管径比，开裂时刻有所延后，开裂时所承受的荷载增大，相贯节点的滞回性能增强4）增大焊缝的厚度，节点的开裂时刻推迟，节点的开裂荷载增大，相贯节点的滞回性能增强参考文献：[1] 黄政华， 周丽霞， 梁健. 相贯节点桁架网格结构的受力特性与有限元分析模型[J]. 贵州大学学报（自然科学版）， 2017， 34（1）： 72-76.[2] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 钢结构设计标准： GB 50017—2017[S]. 北京： 中国建筑工业出版社， 2017.[3] 马昕煦， 王伟， 陈以一. 正交X形圆钢管相贯节点焊缝断裂的试验与机理分析[J]. 建筑结构学报， 2018， 39（3）： 139-148.[4] 陈以一， 陈扬骥， 詹琛， 等. 圆钢管空间相贯节点的实验研究[J]. 土木工程学报 ，2003， 36（8）： 24-30.[5] 童乐为， 孙建东， 陈以一. 平面K型圆管节点新的承载力计算公式[J]. 同济大学学报（自然科学版）， 2012， 40（4）： 515-521.[6] 邱国志， 赵金城. X型圆钢管相贯节点刚度试验[J]. 上海交通大学学报， 2008， 42（6）： 966-970.[7] 陈以一， 沈祖炎， 翟红， 等. 圆钢管相贯节点滞回特性的实验研究[J]. 建筑结构学报， 2003， 24（6）： 57-62.[8] 何遠宾， 郝际平， 曾珂. T型、N型圆管相贯节点滞回性能实验[J]. 重庆大学学报， 2008， 31（7）： 730-734， 739.[9] 刘远征， 袁波， 宋志丹. 加劲肋加强T型方管相贯节点抗震性能分析[J]. 贵州大学学报（自然科学版）， 2015， 32（6）： 112-117.[10]KUWAMURA H， AKIYAMA H. Brittle fracture under repeated high stresses[J]. Journal of Constructional Steel Research， 1994， 29（1/2/3）： 5-19.[11]LIANG X. A unified expression for low cycle fatigue and extremely low cycle fatigue and its implication for monotonic loading[J].International Journal of Fatigue， 2008， 30（10）：1691-1698.[12]KANVIND。