在管桁结构中,节点的力学性能和破坏机理一直备受国内外学者的关注,因为节点是结构的核心部位,同时也是地震耗能的关键部位,结构的破坏往往是由节点的失效而引起。由于支、主管交汇形成空间薄壁结构,直接焊接管节点易产生应力集中。此外,与内隐藏焊缝焊接的K形搭接节点相比,隐藏焊缝不焊接的节点承载力有所降低,若对K形搭接节点的隐藏焊缝进行焊接,必须在搭接支管组装前按照搭接次序焊接完成,焊接难度较大,这在管桁结构实际拼装焊接中很难实现 ^[1,2,3]。因此采用高效经济的措施对管桁节点进行加强具有十分重要的意义。

　　 工程中,对管桁节点的加强措施主要有主管内局部灌浆、主管加内外套管、主管局部加垫板以及主管内部设置加劲肋等方法 ^[4]。以上加强措施对节点的力学性能均有不同程度的改善作用 ^[5,6,7],其中垫板加强节点具有受力合理、加工简便、节省材料等优点,被广泛应用于管桁结构中。CHOO等 ^[8,9]对垫板加强T形圆钢管节点进行了静力试验,基于试验结果得出合理筛选垫板尺寸可以获得理想的加强效果。SOH等 ^[10]探讨了T形垫板加强节点的应力分布规律,发现垫板对应力集中系数的有较大影响。刘永健等 ^[11]对1个矩形空钢管K形节点和6个矩形钢管混凝土K形节点进行试验研究,分析了节点性能的影响,并推导出K形节点与Y形节点的判别式。武振宇等 ^[12]利用非线性有限元法对不等宽K形方管间隙节点进行了数值模拟计算,揭示了此类节点在弦杆轴力作用下的极限承载力、变形、刚度等随各几何参数的变化规律,得出了轴向拉力和压力及相关几何参数对节点承载性能的影响的相关结论。

　　 常鸿飞等 ^[13]对2组不同截面的方钢管直接焊接节点和采用覆板加强的方钢管T形节点进行试验研究,结果发现在加载过程中节点经历了主管屈服、初始开裂、裂纹闭合、裂缝扩展、裂缝贯通五个主要阶段,此外加强覆板阻止了裂缝向主管管壁发展,有效避免了主管管壁的撕裂破坏。隋伟宁等 ^[14]采用试验和有限元相结合的方法,对2个不同垫板宽度的T形相贯节点和1个未加垫板T形相贯节点进行研究,研究表明:在主管和支管之间设置垫板改善了普通相贯节点的应力集中现象,提高了节点的抗拉承载力和结构延性;合理选择垫板几何尺寸能够使主、支管和垫板共同发挥作用承担外荷载,但垫板宽度参数对节点的受力性能影响较小。陈亚东等 ^[15]对4个方钢管焊接T形节点进行试验,分析了节点的破坏形态、荷载-位移曲线、承载及耗能能力。发现在支管轴向压力作用下,支主管宽度比β=0.4,0.8时试件的破坏分别为主管上翼缘屈服和主管侧壁屈曲,而支管的轴向往复加载会引起节点的开裂破坏,试件裂纹分别沿主管上翼缘和支管根部贯通,此外β=0.4的试件能耗系数相较于β=0.8时提高了43.5%。

　　 综上,关于垫板加强T形节点的研究居多,对于垫板加强K形搭接节点的研究相对较少,尤其是在节点抗震性能方面。本文对5个K形搭接节点进行了拟静力试验和有限元分析,考察节点的破坏模式、滞回性能、承载力、延性、耗能能力,在此基础上分析垫板参数变化对加强节点滞回性能的影响。

　　 按主圆支圆(支管和主管截面均为圆形)设计1个未加强K形搭接节点K-CC和4个垫板加强K形搭接节点K-CC1～K-CC4,节点设计如图1所示。节点主支管和垫板均采用Q345B钢材。节点试件编号及几何参数见表1,其中D和T分别为主管的直径和厚度,d,t分别为支管的直径和厚度,L_c为主管长度,L_b为支管的垂直长度,L为垫板宽度,D₀和T₀分别为垫板的边长和厚度,θ为主支管中心线的夹角,e为偏心距。此外,为研究加强节点垫板参数对节点滞回性能和承载力的影响,定义ε为垫板宽度与主管的直径比,η为垫板的厚度与主管的厚度比。

　　 根据《金属材料拉伸试验 第1部分:室温试验方法》(GB/T 228—2002) ^[16]规定,将不同规格的钢管取样,均制作3个一组的标准试样进行拉伸试验,测得钢材的力学性能指标,见表2。

　　 试验采用的加载装置包括:反力架、立柱、横梁、传递梁、试验测试系统与加载系统,如图2所示。K形节点试件与反力架共平面放置,节点试件主管左端与传递梁固定连接,右端为滑动支座,两支管分别沿其45°轴向与2台输出拉、压力均为50t的MTS电液伺服作动器铰接,通过作动器对节点施加拉、压联动往复荷载。

　　 采用力-位移混合加载模式,加载制度如图3所示。试验加载分两个阶段:第1阶段由荷载控制,分3级加载,每级荷载增幅为弹性极限荷载的25%,加载至75%的弹性极限荷载,每级荷载循环2次;第2阶段由位移控制,在第1阶段加载完成时,以支管的屈服荷载所对应的位移Δ_y为增量逐级加载,每级荷载循环3次,直至试件失效。

　　 试验测量内容包括支主管端部反力、位移、节点局部变形、支管截面应力分布、节点域应变分布等,应变片和位移计的布置如图4所示。在节点区域每个节点试件布置S1～S12共12片单向应变片和T1～T16共16片三向应变片监测节点复杂区域的应变。位移计D1～D4用来监测支管相对于主管的变形,位移计D5监测主管下壁的变形。

　　 各节点试件破坏特征如图5所示,节点未屈服前处于弹性阶段,支主管均无明显变形;达到屈服后,随荷载增大,各节点试件的破坏形态存在一定差异。节点试件K-CC达到屈服后,被搭接支管与主管表面相交处出现微裂缝;随荷载增加,主管产生塑性变形,支管轻微屈曲。节点试件K-CC1屈服后,裂缝最初出现在垫板与贯通支管相交的冠点处,随着循环次数的增加,裂缝逐渐增大,杆端位移迅速上升,从贯通支管的冠点处发生支管开裂,节点破坏。节点试件K-CC2和K-CC4的裂缝最初出现在搭接支管与垫板连接的焊缝处,随后裂缝沿着搭接支管与垫板的焊缝处扩展,直至搭接支管与垫板的连接焊缝全部开裂,节点试件K-CC4破坏更明显。节点试件K-CC3,首先在贯通支管与垫板的连接处出现裂缝,随荷载的逐渐增加,裂缝循着焊缝的路径扩展,最终支管与主管分离。

　　 图6为被搭接管端荷载-位移滞回曲线,纵坐标是作动器施加的荷载P,以被搭接支管受拉为正,受压为负;横坐标为支管相对于主管的位移δ,其方向与P的方向一致。

　　 由图6可知:1)节点屈服前,滞回曲线所包络的面积很小,滞回曲线狭窄细长,节点刚度变化不大;屈服后,随着控制位移的增加,节点刚度退化,滞回环的包络面积逐渐增大。2)支管受拉时滞回环的面积比受压时小,随荷载的增大滞回环饱满程度变化不大,表明节点受压支管先于受拉支管进入耗能阶段。3)与垫板加强节点相比,未加强节点试件K-CC滞回曲线的饱满度较好,耗能能力更优,垫板加强节点滞回曲线有“捏缩”现象。4)对比节点试件K-CC1与K-CC2可知,参数η为1.33时,随垫板宽度的增大,垫板加强节点滞回曲线的饱满程度降低,耗能能力变差;但对于节点试件K-CC3与K-CC4,参数η为0.83时,垫板宽度越大,节点滞回曲线越饱满。5)对比节点试件K-CC1与K-CC3可知,参数ε为2.83时,垫板厚度越大,节点滞回曲线相对越饱满;对比节点试件K-CC2与K-CC4,参数ε为4.09时,随垫板厚度的增大,节点滞回曲线的“捏缩”现象越明显。

　　 试验所得各节点的骨架曲线如图7所示,节点的屈服位移δ_y、极限位移δ_u及延性系数μ见表3,其中μ=δ_u/δ_y。由图7和表3可知,当节点处于弹性阶段时,荷载-位移曲线可近似为一条直线,各节点的骨架曲线发展趋势基本一致,表明各节点的刚度基本相同;随着荷载的增加,未加强节点先于垫板加强节点进入塑性阶段。与未加强节点试件K-CC相比,节点试件K-CC1,K-CC2,K-CC3,K-CC4分别提高了60%,70%,84%,73%。相比节点试件K-CC,节点试件K-CC2和K-CC3延性系数分别降低了40%和59%,但节点试件K-CC1和K-CC4延性系数变化不大。

　　 能量耗散系数是评价结构及构件抗震性能优劣的重要指标,以P-δ滞回曲线所包络的面积来衡量节点耗能能力,其中P为支管轴向力,δ为支管位移。按《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—1996)给出的公式计算得出各节点试件的能量耗散系数E。图8为节点能量耗散系数E随位移变化的关系曲线,其中纵坐标为每个滞回环的能量耗散系数E,横坐标为每个滞回环峰值处受压和受拉位移绝对值的平均值δ。由图8可知,节点屈服前,能量耗散系数E较小,且随位移的增大能量耗散系数增幅平缓,此时节点耗能能力较差;屈服后,随着控制位移的增加,节点的能量耗散系数逐渐增大,说明节点具有良好塑性耗能能力。在相同位移条件下,未加强节点耗能能力优于垫板加强节点。对比节点试件K-CC1与K-CC2可知,节点的能量耗散系数随垫板宽度的增加而减小;对比节点试件K-CC4与K-CC2可知,节点的能量耗散系数随垫板厚度的增大而增大。

　　 采用有限元软件ANSYS建立数值分析模型,其中主管、支管及垫板均采用三维4节点弹塑性壳单元Shell181,模型中加密区采用自由划分,非加密区采用映射划分,有限元模型如图9所示。模型边界条件与试验相同,即主管一端为固定约束,另一端可定向滑动,两支管端部铰接,模型边界条件如图10所示。钢材采用双线性随动强化模型(BKIN),钢材的泊松比ν=0.3,弹性模量E与屈服强度f_y采用材性试验实测值,由von Mises屈服准则及相关的流动法则判断弹塑性的发展。

　　 各节点试件有限元分析和试验得到的滞回曲线如图11所示。由图11可知,与试验结果相比,有限元分析滞回曲线呈更饱满的“梭形”,塑性变形能力较强;有限元分析得到的滞回曲线所包含的面积略大于试验,主要是由于有限元模拟的加载条件和边界条件较理想化,所建立的材料破坏准则不能够完全反映实际试验中材料的状态,节点试件制作精度和焊缝的质量也会对结果产生一定的影响。但试验与有限元模拟得到的滞回曲线发展趋势一致,整体吻合较好。

　　 在进行节点承载力计算取值时,取支管拉压承载力绝对值的平均值作为节点承载力,各节点试件承载力见表4。对比分析有限元结果与试验结果可知,仅节点试件K-CC3的承载力平均值误差相对较大,其他节点试件的承载力平均值误差均不超过10%。表明采用ANSYS建立有限元模型对节点的分析是可靠的。

　　 由图12的节点破坏模式可知,未加强节点的搭接支管趾部发生局部屈曲破坏,主管表面有一定塑性变形。垫板加强节点的相贯区域两支管及焊缝处的应力较大,主管无明显变形。主管采用局部加垫板的加强方式,改变了节点的力学性能,避免了相贯区域的主管发生较大的应力集中,应力转移到相对薄弱的支管,表现为支管先于主管破坏,这与试验结果总体吻合较好。由于4个加强节点的破坏模式相似,故仅给出K-CC1破坏模式图。

　　 试验对5个圆管K形搭接节点进行拟静力加载,并利用ANSYS进行分析对比,探究了主管局部加垫板的加强方式对节点的破坏模式及滞回性能的影响,得出以下结论:

　　 (1)未加强节点的破坏模式为搭接支管趾部发生屈曲破坏,支主管焊缝处主管壁有凹凸变形,主管表面塑性破坏;垫板加强节点的破坏模式为搭接支管发生屈曲变形,主管和垫板均无明显塑性变形。

　　 (2)主管局部加垫板的加强措施有效抑制了主管的塑性变形,避免了支主管相贯区域的主管产生较大的应力集中;相对于与未加强节点试件K-CC,加强节点试件K-CC1,K-CC2,K-CC3,K-CC4节点承载力分别提高了60%,70%,84%,73%,其中节点试件K-CC3承载力最大为416.5kN。

　　 (3)垫板厚度由8mm减小到5mm时,垫板宽度450mm节点承载力提高约15%,而垫板宽度为650mm时节点承载力仅提高了2%,加强效果不明显;相比节点试件K-CC,节点试件K-CC2和K-CC3延性系数分别降低了40%和59%,但节点试件K-CC1和K-CC4延性系数变化相对较小。

　　 (4)有限元模拟结果与试验结果吻合较好,说明通过ANAYS建立的节点分析模型能够近似模拟此类垫板加强节点的实际受力状态。