支主管连接方式对方钢管T 型节点受压性能的影响

支主管连接方式对方钢管T 型节点受压性能的影响
作者：罗世斌黄凯楠
来源：《西部交通科技》2021年第11期
摘要：文章根據实际桥梁工程中桥梁支管与主管存在不同连接位置的情况，建立了有限元模型，探讨不同连接位置对方钢管T型节点受压性能的影响。

研究表明：（1）采用中间连接的节点失效模式为主管表面塑性失效;（2）采用翼缘连接的节点失效模式随着支主管宽度比的增加由主管表面塑性失效转为主管侧壁屈曲失效;（3）采用翼缘连接的节点，其主管表面屈服范围比中间连接节点要大，但随着支主管宽度比的增加而减小;（4）支主管宽度比为0.4时，翼缘连接节点的受压承载力较中间连接的节点降低了24.68%;（5）设计时应考虑支主管的连接方式对节点受压承载力的影响。

关键词：支主管连接方式;方钢管T型节点;受压
0 引言
矩形钢管桁架结构由于具有外形简洁流畅、施工简单、节省材料等优点，在大跨结构以及人行天桥中广泛应用[1]。

矩形钢管空腹桁架人行天桥在设计计算时，一般认为矩形钢管T型节点的支管与主管为中间连接，即中轴线相交。

然而在实际工程中，由于结构尺寸的不同，或为了保证连接处的美观需要，支管与主管的连接不再是简单的中间连接，还有可能出现翼缘连接的情况[2]。

目前，矩形钢管T型节点的轴压性能的研究较为广泛。

江冰等对直接焊接的矩形钢管T型节点的极限承载力进行分析，并进行了修正[3]。

常鸿飞等进行了方钢管焊接T型节点的轴向静力性能试验研究，研究了不同支主管宽度比对T型节点受力性能的影响，结果表明，随着支主管宽度比的增加，节点的轴向承载力和初始刚度都有显著提高[4]。

Lesani M等对T型钢管
节点在轴压作用下的破坏模式、极限承载力等进行试验研究，并进行有限元模拟分析，其有限元模拟结果与试验数据吻合较好[5]。

吴文奇等对考虑截面圆角效应的T型方管节点进行分析，研究表明，截面圆角效应对节点极限承载力有一定影响，并提出了T型钢管节点的静力承载力的修正公式[6]。

然而，以上研究主要是针对中间连接的方钢管T型节点进行，并未考虑其他支主管连接方式的影响。

为深入分析支主管不同连接方式对方钢管T型节点的影响，本文以文献[4]所进行的试验为背景，采用有限元软件进行模拟，相关结果可为同类结构的设计计算提供参考。

[=XQS（]支主管连接方式对方钢管T型节点受压性能的影响/罗世斌，黄凯楠[=JP2]1 有限元模型的构建
1.1 几何尺寸
方钢管T型节点试件如图1所示[4]。

其中，主管长度l0=650 mm，断面尺寸
b0×h0×t0=100 mm×100 mm×5 mm;支管长度l1=300 mm，断面尺寸b1×h1×t1=40 mm×40 mm×4 mm。

根据圣维南原理，主管长度大于其3倍截面宽度，可认为其端部约束对加载无影响。

其中，支主管中间连接时，其节点侧视图如图1（b）所示;翼缘连接时，其节点侧视图如图1（c）所示。

1.2 材料本构及单元类型
本文中，钢材的应力应变关系采用简单二折线模型。

其中，钢材弹性模量Es=2.06×105 MPa，泊松比为0.3，密度ρ=7 850 kg/m3。

支管的屈服强度fy=372 MPa，极限强度为fu=460 MPa;主管的屈服强度fy=356 MPa，极限强度为fu=422 MPa。

分析时不考虑杆件初始缺陷对节点承载力的影响。

采用大型通用有限元软件ABAQUS进行分析。

模拟时，钢管采用S4节点完全积分的壳单元。

网格划分时，支主管相接处2倍主管管径范围内的网格尺寸为10 mm，其他位置的网格尺寸为20 mm（如图2所示）。

1.3 边界条件及加载
边界条件及加载方式如图3所示。

主管梁端采用固定边界条件;支管为一端与主管固结，一端自由。

根据文献[4]的试验结果，支管自由端施加的位移荷载S=0.05 m。

为了解支主管不同连接方式与支主管宽度比对方钢管T型节点受压性能的影响，其试件参数如表1所示。

2 节点受压性能分析
2.1 节点失效模式
对于直接焊接的方钢管T型节点，当支管受压时，其失效模式主要有主管表面塑性失效、支管局部屈曲、主管侧壁屈曲等失效模式[7]。

各节点的失效模式如下页图4所示。

支主管采用中间连接的方钢管T型节点的失效模式为主管表面塑性失效;而支主管采用翼缘连接时，其失效模式随着支主管宽度比的增加由主管表面塑性失效转为主管侧壁屈曲失效，并出现明显的不对称性。

由图4（a）和图4（b）可知，支主管采用翼缘连接的节点，其压跛程度比中间连接时的更加明显;由图4（b）～4（d）可知，随着支主管宽度比的增加，采用翼缘连接的节点，其主管底面也出现屈服现象。

2.2 节点应力分布
2.2.1 支主管连接方式不同时
图5为支主管不同连接方式时节点的Von-mises等效应力云图。

由图5可知，由于支主管连接方式的不同，其应力分布略有不同。

采用中间连接的节点，其节点最大等效应力为371.6 MPa，主要出现在支主管连接的角点处与接近2倍主管截面积的表面。

而支主管采用翼缘连接的节点，其最大等效应力稍小于支主管中间连接的节点，为371.1 MPa，但其屈服范围比中间连接时的更广。

出现这种现象的原因是，由于钢管管壁较薄，管壁的面外刚度明显低于其面内刚度，当节点受压时，采用翼缘连接的节点，由于支主管中轴线不在同一平面内，随着加载位移的增加，出现了面外弯矩，使得主管表面屈服范围扩大。

2.2.2 支主管宽度比不同时
图6为翼缘连接时，支主管不同宽度比的节点在主管上翼缘应力分布的等效云图。

由图6可知，随着支主管宽度比的增加，节点最大等效应力增大，YT-60-100的节点最大等效应力为371.1 MPa，YT-60-100的节点最大等效应力为377.5 MPa。

除此之外，支管断面积增大，支主管连接处的屈服范围有所减小，但是与支管翼缘相接位置处的主管翼缘侧壁屈曲程度更为严重。

这说明采用翼缘连接时，随着支主管宽度比的增加，支主管连接处的刚度增加，而主管侧板逐渐成为刚度薄弱点，应力增加更快。

2.3 节点极限承载力
图7为各节点支主管连接处主管表面的荷载-变形曲线对比图。

由图7可知，支主管宽度比β=0.4时，支主管采用中间连接时的节点承载力为28.08 kN，支主管采用翼缘连接时的节点承载力为21.15 kN，相比中間连接时降低了24.68%，说明支主管连接方式对节点承载力影响
很大。

除此之外，随着支主管宽度比的增加，节点承载力增大，当β=0.6时，节点受压承载力为32.87 kN;当β=0.8时，节点受压承载力为62.48 kN，较β=0.4时分别提高了17.06%、122.51%。

比较以上数值可知，当支主管宽度比较小（β<0.6）时，节点的连接方式对节点受压承载力的影响较宽度比的影响更大。

故设计时应考虑支主管连接方式的影响。

3 结语
本文进行对支主管连接方式不同的方钢管T型节点的受压性能进行分析，所得结论如下：
（1）支主管采用中间连接时的节点失效模式为主管表面塑性失效;采用翼缘连接时的节点，随着支主管宽度比的增加，节点失效模式转为主管侧壁屈曲失效，并存在明显的不对称性。

（2）支主管采用中间连接的节点，其屈服位置主要出现在支主管连接的角点处与接近2倍主管截面积的表面;采用翼缘连接的节点，其屈服范围比中间连接节点的大。

（3）随着支主管宽度比的增加，节点最大等效应力增大，但支主管连接处的屈服范围减小，主管侧壁应力增加更快。

（4）支主管宽度比为0.4时，翼缘连接的节点受压承载力比中间连接的节点降低了
24.68%。

设计时应考虑支主管的连接方式对节点受压承载力的影响。

参考文献：
[1]J.A.Packer.空心管结构连接设计指南[M].北京：科学出版社，1997.
[2]赵必大，柯柯，姜文澜，等.矩形钢管偏心相贯节点的平面外抗弯性能研究[J/OL].华中科技大学学报（自然科学版），2018，46（7）：29-35.
[3]江冰，周绪红，刘永健.焊接矩形钢管T，Y，X型节点的极限承载力计算[J].湖南大学学报（自然科学版），2003（S1）：102-104.
[4]常鸿飞，夏军武，张风杰.方钢管焊接T型节点轴向静力性能研究[J].中国矿业大学学报，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]吴文奇，卢晋福，吴耀华.考虑截面圆角效应的T型方管相贯节点静力承载力研究[J].钢结构，2005，20（2）：21-25.
[7]J.沃登尼尔.钢管截面的结构应用[M].上海：同济大学出版社，2004.。