内置横向插板加强型管节点静力强度研究

科研开发
ｐ、ｙ和ｒ等。

内置横向插板的长度ｚ与厚度ｔ是影响管节点承载能力的主要参数。

寸［
图１内置横向插板的Ｔ形竹点几何模型
２．１有限元分析中采用的基本假定
在进行有限元模拟分析时，采用下述假定：１）不考虑焊缝倒角对节点承载力的影响；２）忽略残余应力对管节点承载力的影响；３）材料为各向同性，具有等向强化的性质，服从ＶｏｎＭｉｓｓｅｓ屈服条件；４）钢材的本构关系为理想弹塑性强化模型，屈服后的弹性模量按文献［１７］取原弹性模量的ｉ／ｚｏｏ。

弹性模量取２．０６×１０５ＭＰａ，屈服后弹性模量为１．０３×
１０３
ＭＰａ，泊松比取０．３。

２．２边界条件及加载方式
采用有限元法分析管节点极限承载力时，在主管两端采用铰接的边界条件，使支管端部发生预定的位移。

通过计算支管端部反力求得端部所施加的荷载。

由于管节点的静力破坏过程是一个几何和材料非线性过程，除了上面定义的材料应力一应变关系外，还需要考虑几何大变形的概念，所以在计算过程中需要进行迭代计算，控制位移增鼍步的大小以确保迭代的收敛性，本文中位移增量取ｌｍｍ。

２．３单元选取及网格划分
在进行管节点的有限元模拟时，选取合适的单元类型是保证有限元结果准确性的一个重要因素。

目前，国内外对管节点进行有限元模拟时，主要采用壳单元和实体单元。

由于壳单元不能模拟应力在厚度上的变化，因此会弱化结构的刚度，使结果偏于保守。

实体单元中的２０结点六面体单元能够很好地模拟应力在厚度方向上的变化，使结果的准确性更高，因此在有限元分析中采用此种单元来模拟整个管节点结构。

管节点网格的划分采用扫略网格划分技术。

网格划分的原则为在计算结果足够精确的情况下尽量减少单元数量。

冈此，在进行网格划分时需控制网
格的密度。

焊缝附近区域的主管及插板的网格划分较密，对于主管的其余部分以及支管部分的网格划分较稀疏。

这样可以在保证结果精度的情况下，大大降低计算成本。

采用该方法划分得到的一个典型加强Ｔ形节点及内插板有限元网格如图２所示。

ａ一加强‘Ｉ’形节点；ｂ一内插板
图２加强Ｔ形节点及其内插板的有限元网格
２．４节点极限承栽力判定准则
相贯节点的极限承载力定义为：节点主管壁因荷载作用造成局部屈曲，产生很大的变形而破坏时，作用在支管端部的荷载一位移曲线定义为：支管端部施加的位移增量与对应的支管端部产生的反力的相关曲线。

图３所示为Ｔ形节点在端部受压情况下的一条典型的荷载一位移曲线，其中的Ａ点，即曲线的最高点所对应的反力值作为节点的极限荷载。

需要说明的是，图３中定义的极限承载力是从
图３
Ｔ形节点极限承载力的判定准则
２６
钢结构
２００９年第８期第２４卷总第１２３期
Ｊ吼
一电
１ｆ爿
李涛，等：内置横向插板加强型管节点静力强度研究
节点所能承受的最大荷载来定义的。

除此之外，从正常使用极限状态考虑，有时也把管节点的变形限值作为其极限强度的准则，如将主管的变形值达到主管直径的３％作为管节点的极限强度，本文中则未考虑这种定义。

３有限元模型准确性的校验
为了验证前述的有限元模型在分析管节点静力强度的精确性，需要将有限元分析结果和有关试验测试结果进行对比。

文献［７］中对两个未加强型Ｔ形节点进行了相关试验测试，这两个Ｔ形节点试件的几何尺寸及材料的屈服强度如表１所示，其中两
模型的口值皆取１３．９。

厶和厶，分别为主管和支管
的屈服强度。

表１校核用Ｔ形节点模型参数
我国ＧＢ５００１７—２００３（（钢结构设计规范》中规定的Ｔ形管节点在承受压力时的强度计算公式为：
』０．２
Ｎ。

，＝１１．５１ｆ等１以咖ｔ。

２ｆ
（１）
、‘ｏ，
式中：驴。

主要考虑主管应力的影响；Ｃｄ根据参数卢
的大小来确定，当尽ｏ．７时，咖＝０．０６９ｄ－Ｏ．９３８，当
８＞０．７时，幽一２卢一Ｏ．６８；ｆ为材料的屈服强度。

进行有限元分析时，在支管的端部施加竖向位移Ｕ，计算得到加载端的反力Ｐ，即为所施加的荷载大小。

对表１中的两个Ｔ形节点试件进行有限元分析后，得到试件的荷载一位移曲线如图４所示。

ｕｌｍｍ
１一模型１１２一模型２
图４Ｔ形竹点模型的荷载一位移曲线
将这两个Ｔ形节点的有限元结果Ｐ。

与试验结果Ｐ。

以及按照ＧＢ５００１７—２００３中提供的公式计算
的结果Ｐ，（由于试验中Ｔ形节点模型主管两端施加的是铰接边界条件，所以式（１）中主管应力参数机可取１）进行了比较，结果见表２。

从表２可以看出：规范给出的Ｔ形节点承载力稍偏安全，而有限元结果和试验结果吻合较好，说明前面所采用的Ｔ形节点有限元模型在计算Ｔ形节点静力强度时是精确可靠的。

表２
Ｔ形节点模型承载力比较
模型Ｐ。

／ｋＮＰ。

／ｋＮ
Ｐ，／ｋＮ
Ｐ。

／Ｐ。

Ｐ。

／Ｐ
模型１３０５３１１２６９１．０１９０．８８２模型２
２００
１９５
１６４
０．９７５
０．８２
此外，文献Ｅ７３中报道的Ｔ形节点模型破坏模式的试验测试结果为靠近焊接部分主管表面局部屈曲破坏。

通过有限元模型分析发现，位移、荷载达到最大值时，靠近焊接部分主管表面发生了很大的变形，引起局部屈曲破坏，这与文献［７］中报道的结果一致。

图５中显示了试验模型１和模型２在发生破坏时的变形（为了表示方便，只截取了管节点靠近焊接部位的部分区域）。

从图５可以看出：Ｔ形节点模
型发生静力破坏时，主管与支管的交汇处产生明显
的局部屈曲。

ａ一模型１；ｂ－－模型２图５
Ｔ形节点破坏时的变形示意
４
内置横向插板对管节点静力强度的影响研究为了研究内置横向插板对节点静力强度的影
响，对文献［７］中所提的两个Ｔ形节点进行了加固。

内置横向插板采用的材料与主管材料相同。

通过变化内置横向插板的长度ｌ和厚度ｔ来研究其对节点
静力强度的影响规律。

为了研究方便，对参数进行无量纲化，分别用ｌ／ｄ。

和ｔ／ｔ。

作为内置插板的两个参数，其具体取值见表４。

ＳｔｅｅｌＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ．２００９（８）。

Ｖ０１．２４。

Ｎｏ．１２３
２７
躲
｛；ｉ
胤
籼
懈
Ｍ
瓢
ｏ
李涛，等：内置横向插板加强型管节点静力强度研究
耄
０
２
４
６
８
１０１２
１４１６
１８２０２２
２４２６
ｕ／ｍｍ
ａ
Ｏ
２
４
６
８
ｌＯｌ２
１４
１６
１８２（）２２
２４
２６
“ｍｍｂ
ａ－－ｔ／ｄｏ＝１．２；ｂ—Ｚ／ｄｏ＝２．０
１一ｆ＝０；２一ｔ＝０．５ｔｏ；３一￡＝０．８ｔｏ１４一ｒ＝１．０ｔｏ；
５一ｔ＝１．２ｔｏｌ６一ｆ＝１．４ｔｏ；７一￡一１．７ｔｏ
图８参数ｌ／ｄｏ对模型１静力强度的影响
０
２
４
６
８
１０
１２１４１６１８
２（Ｉ２２
２４２６
ｄｍｍ
ａ
０
２
４
６
８１０
１２１４１６１８２０２２２４２６
ｕｌｍｍ
ｂ
ａ—ｔｆａｂ。

１・２ｂ－－ｌ／ｄ０２２．０
１一ｆ＝Ｏ｝２一ｌ＝０．５ｔｏ；３－－ｆ一０．８ｔｏ１４一ｌ＝１．０ｔ０
Ｉ
５一ｆ＝１．２ｔｏ１６一ｆ＝１．４ｔｏ｝７一ｆ＝１．７ｔｏ
图９参数ｌ／ｄｏ对模型２静力强度的影响
不明显，可按照构造要求选取内置横向插板的几何
尺寸。

４．３
内置横向插板对管节点剐度的影响
内置横向插板对Ｔ形节点在轴向压力作用下
极限承载能力的提高效果也可以从管节点的变形图说明。

图ｌＯ给出了Ｔ形节点模型１在发生失效时的变形。

从图１０ａ可以看出，未采用内置横向插板
加强的Ｔ形节点在轴向压力作用下，主管表面靠近
焊接部位附近比较大范围区域发生了屈曲变形；而采用内置横向插板加强的Ｔ形节点由于横向插板能很好地限制主管的侧向鼓曲，所以刚度提高。

发生失效时主管表面靠近焊接部位屈曲部位范围要小得多（图１０ｂ），说明采用内置横向插板可以提高Ｔ形
节点的刚度，减小主管表面的变形。

ａ一未加强型Ｔ形节点变形；ｂ一内置横向插板加强型Ｔ形节点变形
图１０
Ｔ形节点变形效集比较
５
结论
１）当支管与主管直径相差不是很大时，采用内置横向插板可以显著提高管节点的极限承载力。

当支管直径远远小于主管直径时，内置横向插板不能有效提高管节点的极限强度。

２）插板的厚度与长度对节点的承载力影响都不明显，因此可按照构造要求选取内置横向插板的几
何尺寸。

参考文献
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（下转第４６页）
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Ｎｏ．１２３
２９
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