主管管壁加厚的T型圆钢管节点抗火性能有限元研究

张红燕,邵永波,何树宾,杨 杰

(烟台大学土木工程学院,山东 烟台 264005)

钢管结构因其良好的力学性能在现代建筑中得到了广泛的应用．尤其在海洋工程中,钢管结构更是以绝对的优势得到建筑师的青睐．由于薄壁结构的特性,当主管承受来自支管轴向荷载作用时,主管在靠近节点的部位由于要承受径向荷载而容易发生破坏．为了提高主管的径向刚度,通常采取某种措施对主管进行加固,从而提高管节点的承载力．本文采取的加固方法是对主管管壁局部加厚[1],即增大主管与支管相贯处主管的管壁厚度,从而局部增大相贯处主管的径向刚度,达到提高管节点承载力的目的．邵永波等[2-5]对于常温下主管管壁加厚型T型钢管节点的力学性能分别进行了试验研究与有限元分析,结果表明该加固方法能有效加强管节点的静力承载能力及滞回性能．

日益增多的火灾给钢结构建筑带来了严重的威胁．众所周知,钢材的各项性能在高温下会急剧下降,甚至导致整个结构失效．对于钢结构构件在火灾下的性能,国内外学者主要集中在对房建结构中钢结构基本构件的研究,而对于钢管及节点在火灾下的研究则相对较少．赵金城等[6-8]通过试验测试和有限元模拟的方法研究了一系列T型圆钢管节点及加劲环加强节点在恒高温作用下及火灾作用后节点的破坏过程及承载能力,并通过参数分析得到了管节点几何参数对节点承载能力的影响．Nguyen等[9-10]通过试验测试和有限元模拟的方法研究了T型焊接圆钢管节点在恒高温下的破坏模式和极限承载力,分析了主管边界条件、主管轴力及管节点几何参数等对节点抗火性能的影响．

目前,对主管管壁加厚型钢管节点的抗火性能的研究还未见报道,本文结合已有的研究结果,利用有限元软件ABAQUS对未加固及主管管壁加厚型T型圆钢管节点在高温恒载作用下的抗火性能进行了对比分析．

1 管节点热传导的基本理论

1.1 管节点几何模型

图1和图2分别表示了未加固T型圆钢管节点和主管管壁加厚的T型圆钢管节点的几何形状．其中Tc表示管壁加厚处的管壁厚度,Lc表示管壁加厚段的长度．图中同时给出了用来表征管节点几何形状的几个常用无量纲参数,其中α表示主管长度和半径的比值,β表示支管与主管的半径比,γ表示主管半径与壁厚的比值．

图1 未加固T型圆钢管节点

图2 加固T型圆钢管节点

本文主要研究壁厚对管节点性能的影响,因此只将Tc作为变量,其余参数保持不变．具体取值如表1所示．其中T1为未加固T型圆钢管节点,RT2和RT3为加固T型圆钢管节点．

表1 T型圆钢管节点几何尺寸

1.2 管节点热传导基本理论及假定

在抗火分析中,热分析是一个非常重要的环节．能否准确模拟真实火灾时环境温度的增长至关重要．目前,国际上通用的火灾下标准升温曲线是ISO834,其表达式如下

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

(1)

式中:T为升温过程中环境温度;T0为升温前的环境温度,T0=20℃;t为升温时间．

图3 ISO834升温曲线

火灾时,管节点处于火焰气流包围之中,热量的传递分为2个环节．

(1)周围环境通过对流与辐射将热量传递给节点表面.

(2)节点受火面通过传导将热量传递给节点内部．

由能量守恒定律,钢管表面任意一点的温度可由式(2)得到

(2)

式中:k是导热系数;Ti是管节点内表面的温度;Ts是管节点外表面的温度;T∞是周围空气的温度;Tsur是辐射体的温度;h是对流系数;φ是形状影响系数;ε是发射率;σ是斯蒂芬-波尔兹曼定律;l是钢管的壁厚．

在对焊接钢管节点的抗火性能进行分析时,对模型进行了适当的简化:不考虑蠕变的影响;升温过程中假设管节点均匀受热;忽略高温对钢材相变的影响;对流、辐射系数为常数．

由于钢材的材料性质对温度十分敏感,能否正确的预测管节点在火灾时的破坏,材料属性的选择至关重要．本文的材料模型采用了Eurocode 3中的双线性模型．选用的钢材为Q235,弹性模量E为206 GPa,图4是高温下的材料模型．泊松比μ在升温过程中保持0.3不变．

2 管节点抗火分析的有限元模型验证及建立

本文采用ABAQUS软件对管节点的抗火性能进行有限元模拟和分析,该软件分析火灾的方法有2种:直接热力耦合和间接热力耦合．由于直接热力耦合方法较复杂,本文采用间接热力耦合方法．即先进行热分析得到钢管表面的温度数据之后,再导入计算力分析的模型中．

图4 高温下钢材应力-应变关系

2.1 有限元模型验证

为了保证有限元分析结果的精确性,需要对有限元模型进行验证．文献[9]对不同温度下T型圆钢管节点的极限承载力进行了试验研究,图5是文献[9]中的试验装置图．

图5 验证试验装置图

由于管壁加厚型圆钢管节点与未加固的圆钢管节点的有限元模型建立方法类似,因此本文选用了文献[9]中5个试件的试验结果来验证所建有限元模型的可靠性．验证模型如图6所示,常温下钢材材料性质采用试验实测数据,高温下应力-应变关系采用Eurocode 3(2005)中的强化形式,其他相关参数(如导热系数等)均按照Eurocode 3(2005)中的规定选取．模型单元选用实体单元,以便于加固节点的研究．热分析时,单元类型为DC3D8,力分析时,单元类型为C3D8I．分析时,首先按照ISO834标准升温曲线将试件加热到某一温度并保持不变,然后在支管端部施加竖直向下的位移,最后得到荷载-位移曲线．

图6 验证模型

试验中的5个试件分别表示为PT1-550、PT3-20、PT3-550 、PT3-700和PT5-550,其中数字下标1、3、5表示节点编号;数字550、20、700表示预设的试验温度．表2为有限元计算结果与试验结果的对比．

表2 恒定高温下有限元与试验极限承载力对比

由表2可以看出,有限元结果与试验结果吻合良好,说明本文提出的有限元模型是准确可靠的,能够用于T型圆钢管节点的模拟分析．

2.2 有限元模型建立

验证模型采用了稳态分析方法,本文中采用的是瞬态分析方法,即先在支管端部施加某一恒定轴力后保持,然后采用ISO834升温曲线对节点施加温度荷载至节点破坏．后者更能符合实际火灾情况．

热分析中,除温度场外,节点不受任何边界条件及荷载的约束,热分析结束时得到钢管表面的温度数据;力分析时,将主管两端完全固定,支管端部约束除竖直位移以外的所有自由度,首先沿支管轴向施加一个恒定的压力,稳定后再将热分析中得到的温度数据导入,使钢管升温至失效．模型的边界条件如图7所示．

在对管壁加厚的T型圆钢管节点进行有限元分析时,首先计算出T1在常温下的极限承载力Fcr,再分别取Fcr的20%,40%,60%,80%作为各个节点模型火灾分析时支管的轴向外荷载,各级荷载列于表3中．

图7 节点边界条件

表3荷载等级

Tab.3 Load level kN

Fcr20% Fcr40% Fcr60%Fcr80%Fcr 334.266.84133.68200.52267.36

3 管节点抗火有限元分析结果

根据计算得到的有限元结果,发现随着环境温度的升高,节点上的温度也在逐渐升高．图8显示了节点相贯处钢管表面的温度-时间曲线,其中横轴代表时间,纵轴代表温度．从图8中可以看出,随着壁厚的增加,温度增长渐缓．

图8 T型圆钢管节点的温度-时间曲线

3.1 失效模式

通过计算得到各节点的失效模式,如图9所示．失效模式有节点失效(图9(a))和构件失效(图9(b))2种．未加固节点全部表现为节点失效．节点失效是指节点相贯线处发生主管表面塑性破坏．这是由于节点相贯线处应力集中较大,应力分布复杂;随着温度的升高,钢材的屈服强度和弹性模量逐渐降低,且主管径向刚度较小,主管上表面与支管相贯部分出现局部凹陷,并在鞍点附近出现鼓曲变形,而支管无明显变形．构件失效出现在加固模型RT2中荷载比为0.6Fcr和0.8Fcr的情况下,表现为主管端部下表面发生鼓曲,随后管壁厚度改变处的上表面鼓曲,节点处无明显变形,随着温度的上升节点整体产生向下的位移．

图9 失效模式

3.2 主管变形-温度曲线

主管变形是指在主管与支管相贯处,主管上表面与下表面的位移差,距离变小为正,距离变大为负．图10是各节点在不同荷载等级下主管变形与温度的关系．从图10可以看出,加固节点与未加固节点的变形趋势基本相同．在一开始的恒温加载阶段,主管产生了微小的初始变形,荷载恒定后,在升温的初始部分,由于管壁受热膨胀,初始变形慢慢减小,随着温度的继续升高,钢材的强度逐渐降低,主管变形开始变大,最终导致节点破坏．从图中还可以看出,荷载比对主管变形的影响非常显著,荷载比越大,主管变形越快,达到破坏时的节点温度越低．

比较图10中的3个模型,加固节点在耐火性能的优势显而易见．在500℃之前,RT1和RT2的主管几乎没有变形,随着温度的上升,主管变形逐渐变大,最终节点失效．其中比较特殊的是,模型RT2在荷载比为0.6Fcr和0.8Fcr时,主管变形一直很小,说明在这2种情况下节点没有破坏,而是产生了如图9(b)所示的构件破坏．这是因为加固后的节点主管径向刚度增大,相比未加固节点抵抗支管轴向压力的能力增大．在荷载比较小的时候,支管轴向压力小,主管主要受轴力作用,而当荷载比较大的时候,构件产生了较大的初始挠度,随着温度升高,材料的屈服强度和弹性模量逐渐降低,构件挠度继续增大(如图9(b)),与此同时,主管因温度升高膨胀产生的膨胀力,在主管端部产生了较大的附加弯矩,使构件先于节点破坏．

图10 T型圆钢管节点主管变形-温度曲线

常温下,将主管变形达到主管直径3%的时刻定义为节点的失效时刻．为了便于比较火灾下加固节点与未加固节点的耐火性能,本文采取了相同的失效准则．失效时刻的节点温度和加热时间分别表示为临界温度和临界时间．表4列出了3个模型在不同荷载比下临界温度与时间,其中MF表示构件失效．从表4中可以看出加固后节点在失效时的耐火时间要远远大于未加固节点的耐火时间,所以加固的T型圆钢管节点在耐火时间上具有很好的性能．

表4 T型圆钢管节点变形临界温度与时间

3.3 主管轴向反力-温度曲线

各节点的主管轴向反力与温度的关系如图11所示．从图11可以看出,在升温初期,由于钢管受热膨胀,主管受到压力的作用并逐渐增大,随着温度的继续上升,钢管的屈服强度和弹性模量下降,主管挠度逐渐增大,抵消了一部分由受热膨胀产生的压力,所以轴向反力开始减小,随着挠度的继续增大,轴向反力慢慢转化为拉力．在同一个节点中,荷载比越大,轴向反力极值(将主管中轴向压力所能达到的最大值定义为轴向反力极值)越小．

对比3个节点的轴向反力与温度的关系图可以看出:2个加固节点RT1和RT2的轴向反力极值基本相同,这说明管壁加厚的程度对节点的轴向反力影响不敏感．当荷载等级较大时,未加固节点的轴向反力极值远小于加固节点的轴向反力极值;当荷载等级较小时,3个节点的轴向反力极值基本相同．这是因为对于加固节点或是荷载较小的情况,主管主要受轴力,挠度较小,在较长一段时间里,膨胀产生的轴向压力起主导作用;而对于荷载较大时的未加固节点,主管挠度相对较大,产生“悬链线”作用,使主管内产生拉应力而减弱了膨胀引起的压应力．

图11 T型圆钢管节点轴向反力-温度曲线

4 结 论

利用有限元软件ABAQUS对主管管壁加厚的T型圆钢管节点在高温恒载作用下的抗火性能进行对比分析,得到以下结论:

(1)对于管壁加厚的T型圆钢管节点,在相同的受热条件下,管壁厚度越大,节点表面的温度越低．

(2)未加固节点的典型失效模式是节点失效,而在加固节点中,当管壁厚度和荷载比均较大时,失效模式由节点失效变为构件失效．

(3)通过不同荷载比下临界时间和临界温度的对比,加固节点较未加固节点有更好的耐火性能,且管壁厚度越大,耐火性能越强．

(4)当荷载较大时,未加固节点产生了悬链线作用,从而减小了主管中的轴向反力,而加固节点由于径向刚度增大减弱了这一影响．

参考文献:

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