火災(zāi)下考慮震損的方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)抗火性能

許繼祥, 楊龍龍, 韓建平, 仝義鴿

(蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院, 甘肅 蘭州 730050)

鋼管結(jié)構(gòu)以其優(yōu)越的力學(xué)性能和快速的施工速度被廣泛應(yīng)用于空間結(jié)構(gòu)和大跨結(jié)構(gòu)，如海洋平臺(tái)、體育館和火車站等.而T型節(jié)點(diǎn)因其節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式簡單，傳力路徑明確，承載能力較高，故常被采用.目前，傳統(tǒng)設(shè)計(jì)中對T型節(jié)點(diǎn)僅單獨(dú)考慮火災(zāi)作用或地震作用，未對震后火災(zāi)的耦合作用進(jìn)行聯(lián)合考慮設(shè)計(jì).然而歷次事故統(tǒng)計(jì)表明，地震后引發(fā)次生火災(zāi)的概率是極高的，這樣在震后火災(zāi)作用下T型節(jié)點(diǎn)的安全性能儲(chǔ)備會(huì)不足.另外，由于T型節(jié)點(diǎn)的破壞往往發(fā)生在主管與支管相交的區(qū)域內(nèi)，故選擇在節(jié)點(diǎn)的薄弱部位進(jìn)行加固是非常有必要的.因此，對震后火災(zāi)作用下方墊板加強(qiáng)T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)的抗火性能進(jìn)行分析研究具有重要的現(xiàn)實(shí)意義.

目前，國內(nèi)外許多學(xué)者對鋼管結(jié)構(gòu)的相貫節(jié)點(diǎn)做了大量的研究[1].Lee等[2]通過幾何參數(shù)分析，對海洋建筑結(jié)構(gòu)中的T型節(jié)點(diǎn)的靜力強(qiáng)度進(jìn)行了深入細(xì)致研究.王悅等[3]研究了T型圓管相貫節(jié)點(diǎn)的靜力性能及應(yīng)力集中情況，討論了一些基本幾何參數(shù)對節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)的影響規(guī)律.翟曉鵬等[4]運(yùn)用有限元方法分析了T型節(jié)點(diǎn)焊接的殘余應(yīng)力與變形，闡述了該T型節(jié)點(diǎn)焊接變形的類型、殘余應(yīng)力分布規(guī)律及控制焊接變形的措施.Zhu等[5]用試驗(yàn)的方法研究了內(nèi)置加強(qiáng)環(huán)的空心圓鋼管T型節(jié)點(diǎn)在軸向壓力作用下的承載力，并與未加強(qiáng)的T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了比較分析，發(fā)現(xiàn)內(nèi)置加強(qiáng)環(huán)能大幅度提高節(jié)點(diǎn)的極限承載力.劉明路等[6-7]對T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)和內(nèi)置加強(qiáng)環(huán)的管節(jié)點(diǎn)用有限元方法分別計(jì)算了在高溫下的極限承載力，通過參數(shù)分析發(fā)現(xiàn)采用內(nèi)置加強(qiáng)環(huán)的管節(jié)點(diǎn)在高溫下的承載力會(huì)有較大的提高.楊杰等[8-9]用有限元的方法分別對T型方管節(jié)點(diǎn)和圓管節(jié)點(diǎn)的抗火性能進(jìn)行了分析，得到了荷載水平與臨界溫度的關(guān)系以及管節(jié)點(diǎn)的失效機(jī)理.郭永俊[10]對鋼桁架T型方管節(jié)點(diǎn)和鋼桁架加強(qiáng)型T型方管節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了分析研究，得到了支管寬度和荷載循環(huán)次數(shù)對抗震性能的影響.賀歡歡等[11]研究了加強(qiáng)型T型鋼連接空間中柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，發(fā)現(xiàn)T型鋼加強(qiáng)連接的延性和耗能能力相比普通T型鋼連接提升了30%左右，且具有良好的抗震性能.張紅燕等[12-13]對T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)和主管管壁加厚的T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了火災(zāi)后的滯回性能和抗火性能研究，分析發(fā)現(xiàn)火災(zāi)后T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)的滯回性能降低程度不大，管壁加厚能有效提高T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)的耐火性能.Gao等[14]用試驗(yàn)和有限元相結(jié)合的方法研究了墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)在火災(zāi)后的滯回性能，得到了不同的幾何參數(shù)對節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響.Jin等[15]研究了T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)在火災(zāi)后的力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)通過增加支管的直徑和主管的厚度能夠有效地提高節(jié)點(diǎn)的殘余強(qiáng)度.王彬彬等[16]和韓祎等[17]分別利用有限元軟件研究了張弦梁結(jié)構(gòu)和內(nèi)配型鋼鋼管混凝土柱的失效模式、臨界溫度和耐火極限，為本文后續(xù)研究方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)抗火性能奠定了基礎(chǔ).

綜上所述，對于T型節(jié)點(diǎn)的研究主要集中在常溫和高溫下的一些基本力學(xué)性能，而未考慮震損這一重要因素，因此本文結(jié)合已有的研究結(jié)果，提出損傷變量模型，利用有限元軟件ANSYS對考慮震損的方墊板加強(qiáng)T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)抗火性能進(jìn)行了深入分析研究.

1 有限元模型

1.1 計(jì)算模型的選取

為準(zhǔn)確了解無量綱重要參數(shù)支管直徑與主管直徑的比值β、主管直徑與其兩倍壁厚的比值γ、支管壁厚與主管壁厚的比值τ、支管外表面到方墊板邊緣的距離與支管直徑的比值η及墊板厚度與主管厚度的比值τd對火災(zāi)作用下考慮震損的方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的損傷演化規(guī)律、反應(yīng)過程及臨界溫度影響規(guī)律，本文根據(jù)應(yīng)用于實(shí)際工程的節(jié)點(diǎn)尺寸及加固類型選取了20組樣本進(jìn)行參數(shù)分析研究，各樣本詳細(xì)尺寸構(gòu)造如圖1和表1所示，其中L為主管長度，D為主管外徑，T為主管厚度，l為支管長度，d為支管外徑，t為支管厚度，ld為墊板長度，td為墊板厚度，δd為支管外部到墊板外邊緣的距離.表中主支管直徑、主支管壁厚、墊板長度及厚度的單位均為毫米(β=d/D,γ=D/2T,τ=t/T,η=δd/d,τd=td/T).

表1 方墊板加強(qiáng)T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)有限元分析模型參數(shù)取值Tab.1 Values of finite element analysis models indexes of tubular T-joints with square doubler plate

圖1 方墊板加強(qiáng)T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)幾何尺寸Fig.1 Dimension of tubular T-joint with square doubler plate

1.2 單元類型、網(wǎng)格劃分及邊界條件

為了準(zhǔn)確模擬方墊板和主管表面接觸屬性，本文選取了ANSYS(14.0)中的實(shí)體單元SOLID186單元.SOLID186是一個(gè)高階3維20節(jié)點(diǎn)固體結(jié)構(gòu)單元，每個(gè)節(jié)點(diǎn)有3個(gè)沿著x、y、z方向平移自由度，它既考慮了大變形和空間各向異性，也能滿足接觸功能使用的條件.

為保證計(jì)算精度、網(wǎng)格質(zhì)量和提高計(jì)算效率，方墊板加強(qiáng)T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)被切分成了3部分.主支管相交區(qū)域?yàn)榈谝徊糠?，主管兩端及支管上半部分分別為第二、三部分.由于方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的失效主要發(fā)生在主支管相交區(qū)域，且該區(qū)域受力形式及變形較其他兩部分復(fù)雜，因此在劃分網(wǎng)格時(shí)，第一部分采取加密措施.第二、三部分的受力及變形相對簡單，為提高計(jì)算效率，網(wǎng)格劃分時(shí)采取稀疏措施.最后為保證模型的貫通及整體性，對所有網(wǎng)格進(jìn)行了壓縮與合并.劃分網(wǎng)格后的有限元模型如圖2所示.

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

本文計(jì)算模型的邊界條件與已有文獻(xiàn)[12]的試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷倪吔鐥l件一致，主管左端全部被約束形成固端，主管右端只允許向右發(fā)生水平位移，支管的頂端只允許發(fā)生向下的豎向位移.模型的邊界條件如圖3所示.

圖3 方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)邊界條件Fig.3 Boundary condition of tubular T-joint with square doubler plate

1.3 材料本構(gòu)模型

常溫下，本文采用的鋼材彈性模量和屈服強(qiáng)度分別取206 GPa和295 MPa.

高溫下鋼材的本構(gòu)關(guān)系按我國《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》[18]中的規(guī)定取值.

高溫下鋼材彈性模量:

ET=χTE

(1)

式中：ET為溫度Ts時(shí)鋼材的彈性模量,MPa；E為常溫下鋼材的彈性模量,MPa；χT為高溫下鋼材彈性模量折減系數(shù)：

(2)

Ts為溫度，℃.

高溫下鋼材屈服強(qiáng)度：

fyT=ηTfy

(3)

fyT為溫度Ts時(shí)鋼材的屈服強(qiáng)度，MPa；fy為常溫下鋼材的屈服強(qiáng)度，MPa，fy=γRf,f為常溫下鋼材的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，MPa；γR為鋼構(gòu)件抗力分項(xiàng)系數(shù)；ηT為高溫下鋼材強(qiáng)度折減系數(shù)：

(4)

不同溫度下鋼材的本構(gòu)關(guān)系如圖4所示.

圖4 高溫下鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.4 Stress-strain relationship of steel at elevated temperatures

1.4 升溫曲線

為對考慮震損的方墊板加強(qiáng)T型圓鋼管節(jié)點(diǎn)抗火性能進(jìn)行研究，本文選取了國內(nèi)外學(xué)者廣泛采用的ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線，其表達(dá)式如下：

T=T0+345lg(8t+1)

(5)

式中：T為升溫過程中環(huán)境溫度；T0為升溫前環(huán)境溫度,20 ℃；t為升溫時(shí)間.

1.5 算例驗(yàn)證

為了確保有限元分析結(jié)果的有效性和準(zhǔn)確性，需對有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證.分別選取文獻(xiàn)[19]中EX-11試驗(yàn)和文獻(xiàn)[20]中SP2試驗(yàn)來進(jìn)行有限元模型在常溫(20℃)和高溫后的驗(yàn)證.圖5為EX-11試驗(yàn)與有限元的荷載-位移曲線對比，試驗(yàn)得到的極限承載力為305 kN，有限元計(jì)算結(jié)果為320 kN，有限元結(jié)果比試驗(yàn)結(jié)果大4.9%.圖6為EX-11試驗(yàn)與有限元在方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的主管與支管相交處豎向變形的對比.圖7為SP2試驗(yàn)與有限元的荷載—位移曲線對比，試驗(yàn)得到的極限承載力為243.21 kN，有限元計(jì)算結(jié)果為252 kN，有限元結(jié)果比試驗(yàn)結(jié)果大3.6%.圖8為SP2試驗(yàn)與有限元在火災(zāi)后的失效模式對比.通過以上比較分析發(fā)現(xiàn)：有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，相對誤差均在5%以內(nèi)，表明用該模型對火災(zāi)作用下考慮震損的方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行抗火性能參數(shù)分析是可行和有效的.

圖5 常溫下EX-11試驗(yàn)與有限元荷載-位移曲線對比

圖6 常溫下EX-11試驗(yàn)與有限元豎向變形對比Fig.6 Comparison of vertical deformation between EX-11 experiment and finite element model at room temperature

圖7 火災(zāi)后SP2試驗(yàn)與有限元荷載-位移曲線對比Fig.7 Comparison of load-displacement curves between SP2 experiment and finite element model after fire

圖8 火災(zāi)后SP2試驗(yàn)與有限元模型失效模式的對比

2 損傷變量模型

為了考慮震損這一關(guān)鍵因素，本文定義了損傷變量模型，用來描述材料、構(gòu)件或結(jié)構(gòu)在地震作用下的劣化程度.損傷變量定義如下式：

(6)

3 參數(shù)分析

為了準(zhǔn)確確定方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度，在第三步分析過程中，采用力控制的L2收斂準(zhǔn)則來判斷程序的收斂性.在確定臨界溫度時(shí)，為了使計(jì)算結(jié)果與實(shí)際受力情況接近，取程序收斂的前一荷載步所對應(yīng)的溫度為臨界溫度.

3.1 β的影響

由圖9可知，當(dāng)β恒定時(shí)，方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度隨著損傷變量的增大而減小，且損傷變量對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度影響較大.

圖9 不同參數(shù)β的位移-溫度曲線Fig.9 Displacement-temperature curves under different β

由表2可知，當(dāng)β恒定時(shí)，損傷變量增大會(huì)導(dǎo)致方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)最大和最小臨界溫度減小約27%；當(dāng)損傷變量恒定，直徑比β的增大會(huì)導(dǎo)致方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)最大和最小臨界溫度減小在2%～7%之間.

表2 損傷變量和β對臨界溫度的影響Tab.2 Influence of damage variables and β on the critical temperature

3.2 γ的影響

為了得到參數(shù)γ在不同的損傷變量下對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度的影響規(guī)律，分別計(jì)算了γ=12、18、24、30時(shí)方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度.圖10為不同參數(shù)γ所對應(yīng)的位移-溫度曲線，表3為損傷變量和γ與臨界溫度之間的關(guān)系.

圖10 不同參數(shù)γ的位移-溫度曲線Fig.10 Displacement-temperature curves under different γ

由圖10可知，方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)豎向位移為100 mm左右時(shí)所對應(yīng)的溫度為臨界溫度.對恒定參數(shù)γ，隨著損傷變量的增大方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度減小，且損傷變量對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度影響較大.

由表3可知，當(dāng)γ保持不變而損傷變量增大時(shí)，方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的最大和最小臨界溫度會(huì)減小約27%，此規(guī)律與β大致相同；當(dāng)損傷變量恒定時(shí)，參數(shù)γ的增大導(dǎo)致方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)最大和最小臨界溫度增大2.7%～7%.

表3 損傷變量和γ對臨界溫度的影響Tab.3 Influence of damage variables and γ on the critical temperature

3.3 τ的影響

為了得到參數(shù)τ在不同的損傷變量下對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度的影響規(guī)律，分別計(jì)算了τ=0.55、0.70、0.85、1.00時(shí)方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度.圖11為不同參數(shù)τ的位移-溫度曲線，表4為損傷變量和τ與臨界溫度之間的關(guān)系.

由圖11可知，當(dāng)參數(shù)τ恒定時(shí)，方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度隨著損傷變量的增大而減小，且損傷變量對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度影響較大.

圖11 不同參數(shù)τ的位移-溫度曲線Fig.11 Displacement-temperature curves under different τ

由表4知，當(dāng)參數(shù)τ恒定時(shí)，隨著損傷變量的增大方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的最大和最小臨界溫度會(huì)減小約27%，此規(guī)律與β和γ大致相同；當(dāng)損傷變量保持不變時(shí)，隨著參數(shù)τ的增大方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)最大和最小臨界溫度會(huì)增大2.7%～7%.

表4 不同的損傷變量和τ對對臨界溫度的影響Tab.4 Influence of different damage variables and τ on the critical temperature

3.4 η的影響

為了得到參數(shù)η在不同的損傷變量下對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度的影響規(guī)律，分別計(jì)算了η=0.25、0.50、0.75、1.00時(shí)方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度.圖12為不同η所對應(yīng)的位移-溫度曲線，表5為損傷變量和τ與臨界溫度之間的關(guān)系.

表5 損傷變量和η對對臨界溫度的影響Tab.5 Influence of damage variables and η on the critical temperature

圖12反映了不同的損傷變量和參數(shù)η下溫度和位移之間的關(guān)系.由圖12可知，當(dāng)參數(shù)η恒定時(shí)，

圖12 不同η所對應(yīng)的位移-溫度曲線Fig.12 Displacement-temperature curves under different η

隨著損傷變量的增大方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度減小，且損傷變量對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度有較大的影響.

由表5知，當(dāng)參數(shù)η恒定時(shí)，損傷變量的增大會(huì)使方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的最大和最小臨界溫度減小，且減小量為25%～27%.與參數(shù)β、γ和τ相比，參數(shù)η對應(yīng)的臨界溫度下降量較大；當(dāng)損傷變量恒定而參數(shù)η增大時(shí)，方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)最大和最小臨界溫度會(huì)減小3.1%～7%.

3.5 τd的影響

為了得到參數(shù)τd在不同的損傷變量下對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度的影響規(guī)律，分別計(jì)算了τd=1.00、1.25、1.50、1.75時(shí)方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度.圖13為不同τd所對應(yīng)的位移-溫度曲線，表6為損傷變量和τd與臨界溫度之間的關(guān)系.

圖13反映了不同的損傷變量和參數(shù)τd下，方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)位移和溫度之間的關(guān)系.由圖可知，對恒定的參數(shù)τd，損傷變量的增大會(huì)導(dǎo)致方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度減小，且損傷變量對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的臨界溫度影響較大.

圖13 不同τd的位移-溫度曲線Fig.13 Displacement-temperature curves under different τd

由表6知，當(dāng)參數(shù)τd恒定時(shí)，隨著損傷變量的增大，方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)的最大和最小臨界溫度減小25%，與參數(shù)β、γ、τ和η相比，參數(shù)τd所對應(yīng)的臨界溫度下降量最?。划?dāng)損傷變量恒定而參數(shù)τd增大時(shí)，方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)最大和最小臨界溫度幾乎不發(fā)生變化.

表6 損傷變量和τd對臨界溫度的影響Tab.6 Influence of damage variables and τd on the critical temperature

4 結(jié)論

利用有限元軟件ANSYS分析火災(zāi)下考慮震損的方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)抗火性能，由于該類節(jié)點(diǎn)形式常用于海洋平臺(tái)等結(jié)構(gòu)，故以下結(jié)論對于分析海洋平臺(tái)震后火災(zāi)性能有一定的借鑒作用.

1) 通過分析損傷變量及參數(shù)β、γ、τ、η和τd對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)抗火性能的影響，發(fā)現(xiàn)損傷變量對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度影響最大，且方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度隨著損傷變量的增加呈線性減小趨勢.當(dāng)其他參數(shù)恒定不變時(shí)，臨界溫度隨損傷變量的增大而減小，減小量約為27%.

2) 參數(shù)β、γ、τ、η和τd的變化對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度的影響較小，參數(shù)β和η的增大會(huì)導(dǎo)致方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)最大和最小臨界溫度減小2.7%～7%；參數(shù)γ和τ的增大導(dǎo)致方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)最大和最小臨界溫度增大2.7%～7%；參數(shù)τd對方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)臨界溫度幾乎沒有影響.

3) 通過分析損傷變量及參數(shù)β、γ、τ、η和τd可知：在進(jìn)行海洋平臺(tái)等結(jié)構(gòu)抗火性能設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)該通過增加徑厚比和壁厚比(即在主管厚度保持不變的前提下通過增加支管厚度和主管直徑)來適當(dāng)提高方墊板加強(qiáng)T型節(jié)點(diǎn)在震損下的抗火性能.