套筒參數(shù)對T型管節(jié)點受力特征的影響研究*

劉 蕓，周 翾，毛成超

（青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山東 青島 266033）

石油和天然氣作為重要的綠色稀缺資源及戰(zhàn)略儲備得到了世界各國的高度重視。海洋平臺以綜合性好、適用性強等優(yōu)點在石油、天然氣海上開采過程中得到廣泛應(yīng)用，但其同時存在建造時間長、造價高等顯著缺點，因此合理改進設(shè)計方法以延長其使用壽命，是一個具有現(xiàn)實意義的研究領(lǐng)域。

管節(jié)點相貫部位在反復(fù)荷載作用下易發(fā)生破壞，進而對海洋平臺整體受力產(chǎn)生影響，甚至導(dǎo)致其發(fā)生傾覆。本文借鑒建筑鋼結(jié)構(gòu)對梁柱節(jié)點進行加強來提高節(jié)點承載能力、轉(zhuǎn)移塑性鉸的研究思路，對管節(jié)點進行局部加強［1－3］。目前，管節(jié)點多采用焊接肘板、主管焊接環(huán)向加勁肋、鞍型板、灌漿、增加支撐等方式對局部進行加強［4－6］。上海交通大學(xué)馮祺等人提出一種套筒新型加強管節(jié)點型式，并針對以下因素對節(jié)點承載力的影響進行了研究：（1）撐管與弦管直徑比；（2）套筒長軸與撐管直徑比；（3）套筒橫軸與撐管直徑比［7－8］，然而其研究內(nèi)容卻并未涉及套筒厚度及長度等參數(shù)對節(jié)點的影響，加之橢圓形套筒在實際加工過程中構(gòu)件精度不易保證，本文針對圓形套筒的厚度、長度對節(jié)點承載力的影響展開研究。

1 有限元建模

套筒加強T型管節(jié)點的具體做法為：在T型管節(jié)點端部焊接一空心圓臺，具體構(gòu)造見圖1。

圖1 套筒節(jié)點的結(jié)構(gòu)形式及有限元模型Fig.1 Structure form and FEM model of sleeve reinforced T-joint

1.1 幾何模型

本文共研究了17個模型，所有構(gòu)件均采用Q345鋼，spa-1至spa-16模型為套筒加強 T 型節(jié)點，spa-17為未加套筒的普通節(jié)點。spa-17選用煙臺大學(xué)邵永生等人進行環(huán)口板加強型節(jié)點試驗研究時普通節(jié)點的尺寸［9－11］，具體尺寸如下：弦管長度l0＝2 000mm，直徑d0＝203mm，厚度t0＝6mm；撐管長度l1＝300mm，直徑d1＝50mm，厚度t1＝6mm。spa-1至spa-16模型的主管及撐管尺寸與spa-17相等，僅改變套筒尺寸，套筒長度l，厚度t，為研究方便，設(shè)套筒厚度與撐管厚度之比為α，即α＝t/t1，其變化范圍為0.6～1.2；設(shè)套筒長度與撐管直徑之比為β，即β＝l/d1，其變化范圍為1～2.5，具體參數(shù)見表1。

表1 試件編號及參數(shù)變化表Table 1 Specimens number and parameters

1.2 有限元建模及加載方式

為驗證本文研究方法的有效性，以文獻［9］中的普通T型管節(jié)點為例，利用ANSYS對其試驗過程進行模擬，模型采用solid92單元，泊松比0.3，彈性模量2.05×105MPa，選取文獻［9］材性試驗中實測的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，弦管兩端均為固支，撐管端部為滑動約束，采用施加軸向位移的方式進行加載。經(jīng)過有限元模擬，試件承載能力達到91.13kN，相對于試驗實測數(shù)據(jù)93.2kN，僅存在2.22%的誤差，因此本文有限元模擬結(jié)果能夠反映節(jié)點的真實受力情況。

在普通節(jié)點有限元模型的基礎(chǔ)上增設(shè)加強套筒，同時對套筒及附近區(qū)域網(wǎng)格進行加密，并對撐管端部施加軸向位移（見圖2）。

圖2 節(jié)點有限元模型Fig.2 FEM model of joint

2 套筒參數(shù)對T型管節(jié)點承載能力的影響評估

2.1 應(yīng)力云圖

圖3～5分別以模型spa-1、spa-16、spa-17為例，給出節(jié)點對應(yīng)位移加載為5和10mm時的應(yīng)力云圖。

對比圖3～5的應(yīng)力云圖分布規(guī)律可以看出，相對于普通節(jié)點spa-17而言，盡管加強型管節(jié)點spa-1和spa-16的最大應(yīng)力仍然出現(xiàn)在相貫線及附近區(qū)域，但應(yīng)力集中現(xiàn)象均得到一定程度的緩解。由于spa-1加強套筒尺寸較小，故對節(jié)點應(yīng)力分布的改善能力弱于spa-16，即套筒的加強參數(shù)會對節(jié)點應(yīng)力分布產(chǎn)生影響，因此本文的研究內(nèi)容具有實際意義。

圖3 spa-1在不同位移下的應(yīng)力云圖Fig.3 Stress nephogram of spa-1for different displacement

圖4 spa-16在不同位移下的應(yīng)力云圖Fig.4 Stress nephogram of spa-16for different displacement

圖5 spa-17在不同位移下的應(yīng)力云圖Fig.5 Stress nephogram of spa-17for different displacement

2.2 加強套筒厚度t對節(jié)點的影響

為研究套筒厚度t的影響，圖6列出了β分別為1，1.5，2和2.5時各構(gòu)件的軸力－位移曲線，因加載初期各曲線較為接近，為更加清晰的體現(xiàn)節(jié)點隨α變化沿y軸方向的增長規(guī)律，圖中僅描述了節(jié)點在承載力超過60kN的軸力位移發(fā)展曲線。由圖6（a）可知，當β＝1.0時，加強管節(jié)點spa-1、spa-2、spa-3、spa-4較普通管節(jié)點spa-17的極限承載力91.13kN顯著提高，分別達到160.66、163.39、167.23、171.79kN，并且各構(gòu)件荷載－位移曲線變化趨勢較為相似，在軸向位移達到5.5 mm之前，各構(gòu)件的曲線幾乎重合，當位移超過5.5mm之后，試件的承載能力隨α的增加而增大，即套筒越厚，節(jié)點承載力越高。圖6（b）、（c）和（d）中曲線變化規(guī)律與圖6（a）基本一致。

表2是以普通節(jié)點spa-17為參照，對比當β＝1、β＝1.5、β＝2、β＝2.5時，管節(jié)點隨α的改變對應(yīng)的承載能力與鋼材用量變化規(guī)律。由表2可知，套筒對提高節(jié)點承載能力極為有效，模型spa-16的用鋼量僅增加3.03%，其對應(yīng)的承載能力達到普通構(gòu)件的240.48%，即使用鋼增量最小的spa-1模型，其承載能力也得到顯著提高，為spa-17的176.3%。以上分析表明，套筒這一新型加強方式對改善管節(jié)點力學(xué)性能效果明顯。

將表2中的相關(guān)內(nèi)容繪制于圖7，由圖中曲線發(fā)展規(guī)律可看出：套筒長度固定時，隨用鋼量的遞增（即套筒厚度增加）節(jié)點承載力不斷增強。但當β＝2、β＝2.5時，曲線表現(xiàn)出較為平緩的分布規(guī)律，即當套筒長度超過一定范圍后，厚度對節(jié)點承載能力的影響程度減弱。

2.3 套筒長度h對節(jié)點的影響

圖8分別繪制了α＝0.6、0.8、1.0和1.2時，采用不同長度套筒進行加強的管節(jié)點與普通管節(jié)點的荷載－位移曲線?？梢钥闯鎏淄矃?shù)β對節(jié)點加強后極限強度的影響規(guī)律：圖8（a）中，當α＝0.6時，加強管節(jié)點與普通節(jié)點spa-17相比，極限承載能力得到顯著提高，但通過對比各曲線間的增幅可發(fā)現(xiàn)，盡管spa-5與spa-1、spa-9與spa-5、spa-13與spa-9之間增幅呈現(xiàn)出逐漸減弱的趨勢，但對比圖6可知，β的取值對節(jié)點力學(xué)性能的影響較α顯著。圖8（b）、（c）和（d）曲線變化規(guī)律與圖8（a）類似?？傮w來說，各條曲線之間增幅明顯，即節(jié)點對β的變化較為敏感。當加強套筒厚度固定之后，增加套筒長度能夠有效提高節(jié)點的承載能力。

圖6 套筒厚度對節(jié)點的影響Fig.6 The effect of sleeve thickness on bearing capacity of joints

表2 參數(shù)與模型spa-17的對比Table 2 Comparison of parameters for specimens and spa-17

圖7 套筒加強型節(jié)點質(zhì)量與承載能力關(guān)系Fig.7 The relationship between weight and bearing capacity in sleeve reinforced T-joints

表3為當α取值分別為0.6、0.8、1.0、1.2時，各節(jié)點承載能力及鋼材用量與spa-17的對比結(jié)果，可以看出，隨著α的增加，β對節(jié)點的影響逐漸減弱，例如當α＝0.6時模型spa-13用鋼量僅增加1.52%就促使節(jié)點承載能力達到普通模型的234%，然而，當α＝1.2時，spa-16試件的用鋼量增加3.03%，其承載能力僅為對比構(gòu)件的240%，即套筒長度對節(jié)點承載力影響將隨套筒厚度的增加而逐漸減弱。

為進一步直觀研究β的影響規(guī)律，將表3中的內(nèi)容繪制于圖9。由曲線發(fā)展規(guī)律可以看出：（1）與圖7對比，圖9中各曲線較為陡直，隨用鋼量增長，承載能力得到顯著提升，即套筒長度對節(jié)點影響明顯；（2）各曲線間差別較圖7微弱，這一現(xiàn)象表明參數(shù)α對節(jié)點的影響弱于β；（3）對比α＝0.6、α＝0.8、α＝1.0和α＝1.2時的4條曲線可發(fā)現(xiàn)，盡管其斜率伴隨α增加而減小，即套筒長度對節(jié)點承載力影響將隨套筒厚度的增加而逐漸減弱，但與圖7相比圖線仍然表現(xiàn)出顯著的遞增趨勢。

綜上所述，當套筒厚度固定時，節(jié)點承載能力隨套筒長度增加得到顯著改善，故適當提高加強套筒的軸向長度對優(yōu)化節(jié)點承載力而言是一項有效措施。

圖8 套筒長度對節(jié)點的影響Fig.8 Effect of sleeve height on bearing capacity of joints

表3 參數(shù)與模型spa-17的對比Table 3 Comparison of parameters for specimens and spa-17

圖9 套筒加強型節(jié)點質(zhì)量與承載能力關(guān)系Fig.9 The relationship between weight and bearing capacity in sleeve reinforced T-joints

3 結(jié)論

通過本文研究，可得到如下結(jié)論：

（1）套筒對于T型管節(jié)點具有很好的加強效果，能夠很大程度地提高節(jié)點的極限承載能力，但由應(yīng)力云圖分布規(guī)律可知最大應(yīng)力仍然出現(xiàn)在相貫線附近。

（2）當加強套筒長度固定時，單純增加其厚度對提高節(jié)點承載力的效果有限。

（3）節(jié)點對套筒長度的變化較為敏感，當用鋼量一定時，應(yīng)優(yōu)先選擇增加套筒軸向長度尺寸來改善節(jié)點受力情況。

本文研究成果表明套筒作為一種加強措施可有效改善管節(jié)點的受力情況。但應(yīng)該注意到加強套筒雖然對節(jié)點的承載能力有顯著提高，但最大應(yīng)力依然出現(xiàn)在節(jié)點相貫線附近，此處有撐管與弦管、套筒與弦管兩條焊縫通過，焊接殘余應(yīng)力的影響不容忽視，故未來應(yīng)在考慮焊縫的基礎(chǔ)上對套筒加強T型管節(jié)點展開更進一步的深入研究。

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