矩形钢管桁架KT 型加强节点有限元对比分析

熊　健　甘梅蓉　罗军俊

（武汉理工大学土木工程与建筑学院，湖北武汉　430070）



矩形钢管桁架KT 型加强节点有限元对比分析

熊健甘梅蓉罗军俊

（武汉理工大学土木工程与建筑学院，湖北武汉430070）

摘要：结合工程实例，利用有限元方法，从破坏模式、塑性发展状况、极限承载力等方面，对内加劲加强节点和未加劲节点进行对比分析，结果表明内加劲加强方式能够明显提高节点的承载力和刚度，满足实际工程需要。

关键词：KT型节点，加劲板，有限元分析

0　引言

钢管结构是一种由管状截面构件连接而成的钢结构形式。近年来随着钢结构的飞速发展，钢管结构因其具有良好的几何特性、优美的外观，应用十分广泛。矩形钢管桁架是钢结构中的一种重要形式，与圆形钢管相比，矩形钢管能够提供更大的刚度，但其构件具有明显的极轴方向，导致矩形钢管桁架施工工艺相对复杂，常用于某些大跨度人行天桥或工业廊道中。在矩形钢管桁架节点区域，一般容易出现管壁的局部屈曲和开裂，然而节点外的杆件内力相对较小，因此，综合经济与安全考虑，通常仅针对节点区域进行强化处理即可。实际常用外套管或内加劲板等措施进行强化。结合重庆港主城港区果园作业区廊道工程，利用有限元分析方法，对工程中使用的KT型节点进行加强处理，分为无加强、衬加劲板加强两种方式进行。

1　工程概况

本工程为重庆港主城港区果园作业区廊道工程中的栈桥，主要结构跨度为38. 5 m，结构采用钢管桁架结构，如图1所示。钢管桁架的弦杆和腹杆均采用矩形钢管。本文研究对象是其结构中的过渡KT型节点，具体的连接形式如图2所示。焊接采用全熔透坡口焊缝，杆件连接处做喇叭口过渡段，过渡段角度在20°～30°。

图1　栈桥桁架立面图

图2　过渡KT型节点形式

2　有限元分析

本文选用ABAQUS有限元软件分别对无加强节点和加劲板加强节点进行分析和计算。通常情况，ABAQUS中壳单元分别为常规壳单元和基于连续体的壳单元两类。常规的壳单元通过对单元的平面尺寸、表面法相和初始曲率的定义来离散参考面。常规单元不能通过节点定义厚度，一般通过截面属性定义壳的厚度。本文选取ABAQUS中的S4R壳单元。

2.1材料特性

过渡型KT节点交汇处的主管、中管、支杆均采用Q345B低合金高强度结构钢。钢材的应力应变曲线选择如图3所示。

1）弹性阶段。如图3所示第一段斜线，σ= Esε（σ≤fy）。2）强化阶段。如图3所示第二段斜线，σ=0. 01Esε（σ＞fy）。

2.2荷载及边界条件

从空间钢结构分析软件SAP2000中的模型中提取杆件轴力，选择1. 2D + 1. 4L + 1. 3E荷载组合，左中右支杆的受力比例为3. 67∶-0. 95∶-2. 23。选择如图4所示边界条件及加载方式。

图3　高强钢材应力—应变曲线

图4　节点的边界条件及加载方式图

2.3有限元模型的建立

在有限元程序中建模之前，必须要确定主支管的长度和研究参数。据以往研究，主管长度l1与主管宽度b0的比值在6～12之间，主管长度对节点性能的影响很小，支管长度l2与支管宽度bi（i =1，2，3）的比值在6～10之间，支管长度对节点性能的影响可忽略不计。结合本文的研究需要，主支管长度分别取l1= 9b0，l2=8b2。节点几何参数为：主管宽度b0= 350 mm，支管宽度bi= 350 mm（i = 1，2，3），过渡段长度L = 800 mm，过渡段角度α1= 30°，主管厚度t0=16 mm，支管厚度ti=8 mm（i =1，2，3），支管与主管夹角θ=40°。采用四边形壳单元对模型进行网格划分，网格划分如图5所示，图6为加劲后节点内部图。

图5　模型网格划分

图6　加劲后节点内部图

2.4分析结果

1）破坏模式的对比见图7。

图7a）为第二类未加劲典型节点在拉杆荷载为3 303 kN时的破坏形态，图7b）为相同节点加劲后在拉杆荷载为4 044 kN时的破坏形态。对比后可以发现，两者最终的破坏模式类似，都是以拉杆和过渡段都屈服为特点。但是所承受的荷载不同。除此之外，可以发现加劲后节点拉杆与过渡段相连处未发生明显的变形，而未加劲节点在此处出现隆起，这足以说明加劲板对节点的变形起到约束作用，有效控制了节点的屈曲变形。

图7　节点破坏模式的对比图

2）节点塑性开展的对比见图8。

图8　第二类典型节点塑性开展的对比图

图8a）为拉杆荷载为1 651. 5 kN时，加劲前典型节点的V-Mises应力云图，此时未加劲节点已出现应力集中，位于左侧过渡段与弦杆相连处角点。图8b）为拉杆荷载为1 468 kN时，加劲后典型节点的V-Mises应力云图，此时各杆件受力较为平均，未出现应力集中现象。图8c），图8d）分别为拉杆荷载为2 202 kN时，典型节点加劲前和加劲后的V-Mises应力云图，此时未加劲节点左侧过渡段外表面部分单元已进入塑性，而加劲后节点仅在过渡段与弦杆相连处角点出现应力集中。图8e）为拉杆荷载3 033 kN时加劲前典型节点的V-Mises应力云图，此时未加劲节点左侧拉杆和过渡段已经完全进入塑性状态，与之相连的弦杆上表面也有部分区域进入塑性状态。图8f）为拉杆荷载为2 936 kN时，典型节点加劲后的V-Mises应力云图，此时节点仅左侧过渡段少数单元进入塑性。

3）节点极限承载力的对比。

图9为典型节点加劲前和加劲后的荷载—位移曲线图。从图中可以看出，未加劲节点和加劲节点在弹性阶段的曲线较为相近，但是加劲后节点的弹性阶段较未加劲节点长，即加劲后节点较晚进入塑性状态，并且进入塑性阶段后的刚度较未加劲节点强。此外，由图反映出加劲后节点的极限承载力为4 075. 5 kN，而未加劲节点的极限承载力为3 041 kN，加劲后极限承载力较加劲前提高了将近1. 34倍。

图9　第二类典型节点加劲前后荷载—位移曲线图

3　结语

本文对未加劲过渡KT型节点和加劲后过渡KT型节点采用有限元分析软件ABAQUS进行数值模拟分析，根据所得结果对二者进行了破坏模式、塑性发展状况以及极限承载力三方面深入对比，主要得到以下结论：

1）对比未加强和加强后节点的破坏模式，可以发现未加劲节点的破坏先由各杆件交汇处破坏发展到杆件的破坏，而加劲后的节点先由杆件破坏，然后蔓延至节点交汇处。加劲后的节点充分体现出“强节点，弱构件”这一原则，对整体结构抗震性能起到积极作用。

2）加劲后的节点强度和刚度明显优于未加劲节点。加劲后节点的极限承载力明显高于未加劲节点，并有效的减少节点应力集中现象。

3）加劲板对杆件的变形起到一定的约束作用，有效控制了节点的屈曲变形。

参考文献：

［1］李星荣.钢结构连接节点设计手册［M］.北京：中国建筑工业出版社，2005.

［2］庄茁.基于ABAQUS的有限元分析和应用［M］.北京：清华大学出版社，2009.

［3］舒兴平，郑伯兴. KT型相贯节点极限承载力非线性有限元分析［J］.湖南大学学报，2006，12（6）：64-66.

The finite element analysis and comparison on rectangular steel tube truss type KT type strengthening node

Xiong Jian Gan Meirong Luo Junjun
（Civil Engineering and Architecture Institute，Wuhan University of Technology，Wuhan 430070，China）

Abstract：Combining with the engineering example，using the finite element method，from the failure mode，plastic development situation，ultimate bearing capacity and other aspects compared and analyzed the domestic stiffening and strengthening node and not stiffening node，the results showed that the stiffening and strengthening way could obviously increase the bearing capacity and stiffness of node，met the needs of practical engineering.

Key words：KT type node，stiffening plate，finite element analysis

中图分类号：TU311. 41

文献标识码：A

文章编号：1009-6825（2016）09-0052-02

收稿日期：2016-01-14

作者简介：熊健（1991-），男，在读硕士