钢结构节点试验研究及有限元分析

1、第 31卷 第 5期 2010年 5月.31.52010005结构学报 文章编号 :1000 6869(2010)05 0034 08世博轴阳光谷钢结构节点试验研究及有限元分析陈 敏1 , 邢 栋 1 , 赵 阳 1 , 苏 亮 1 , 董石麟1 , 汪大绥2 , 方(1.浙江大学 空间结构研究中心, 浙江杭州 310058;2.华东卫2 , 张安安3, 上海 200002;3.上海世博土地, 上海 200125)摘要 :世博轴阳光谷单层网格结构采用了一种全新的节点形式 ,其主要设计思路是矩形杆件仅上下翼缘板及两根内力最大杆件的腹板与节点区焊接。根据不同的工艺, 节点区有以加劲板连接的两块端板

2、和实心圆柱体两种构造形式。为直观了解节点的受力性能 、破坏机理和承载能力, 保证连接节点的安全可靠, 并验证通过不同工艺的节点能够满足设计要求,选取 3个阳光谷中的 10个典型节点进行了足尺试验研究。试验结果表明, 所采用的节点形式具有足够的安全储备,可以满足 “强节点弱杆件 ”的设计要求 ;节点区为实心圆柱体的构造形式, 应力水平较低,应力集中也较为缓和。对试验节点的有限元分析表明, 考虑大变形的弹塑性非线性有限元分析可以较好地模拟节点的受力性能。:单层网格结构 ;节点 ;静力试验 ;有限元分析;受力性能号 :393.3 317.1文献标志码 : 1 , 1 , 1 , 1 , 1 , 2

3、, 2 , 3(1., , 310058, ;2. ., 200002, ;3. ., 200125, ): . . , : ., , , . /' ., . , .:;基金项目科技支撑计划世博科技专项:世博轴及综合体研究(20094306), 上海市科学技术委员会科研计划项目世博科技专项:世博轴及综合体研究(080580300), 教育部新世纪优秀。-: 985 63 支持计划(-07-0759)。作者简介:陈敏( 985通讯作者:赵阳( 970收稿日期:20 0 年 月), 男, 浙江温岭人, 工学), 男, 浙江绍兴人, 工学博士, 教授。-:340引言世博轴屋顶包括张拉索膜结构

4、和 6个“阳光谷” 钢结构 (, 6 个阳光谷分别编号为 1 6)1 。阳光谷钢结构采用了由三角形网格组成的单层空间网格结构体系, 结构简洁通透, 图 1所示为钢结构完成后阳光谷 3 的。杆件和节点是网图 2 阳光谷节点.2 格结构的两个重要组成部分。阳光谷杆件除顶圈为实心矩形杆件, 其余均为焊接矩形。目前我国(也称主杆 )的腹板与节点体相连 , 其余杆件的腹板受力不连续。网格结构最常用的节点形式有焊接空心球节点和螺栓球节点, 但球节点形式阳光谷的设根据不同施工的工艺, 实际工程中的计要求。图 2为阳光谷实际工程中的节点, 由 6节点采用了图 3 所示的两种具体形式, 主要区别在节点区。2 6

5、采用图 3所示节点构造 , 节根等截面的矩形直接相贯连接组成。为达到节点外形效果, 阳光谷钢结构采用了一种国内外尚未有工程应用的新型节点形式。单层空间网格结构能否正常承载, 节点的形式及其强度 、刚度是关键因素 , 节点的破坏将导致与之相连的若干杆件的失效, 进而导致结构的破坏。因此, 节点设计是网格结构设计的关键之一。对于一种新型的节点形式, 验证其可靠性最直接有效的途点区包括上 、下 2 块六边形端板及 1块竖向加劲板, 各杆件的上下翼缘与相应的端板焊接, 内力最大的 2 根杆件 (杆件 3和 6, 杆件编号见图 3)的腹板伸至加劲板并与之焊接, 从而使腹板贯通, 其余 4 根杆件的腹板不

6、伸至加劲板, 仅相邻腹板通过角焊缝连接使节点区封闭。1 采用图 3所示节点构造 , 节点区为实心圆柱体, 各杆件的上下翼缘与圆柱径是节点试验, 如文献 2 4 分别新型节点形式进行了试验研究。网格结构中的焊接, 腹板也仅有内力最大的 2 根杆件 (杆件 3和 6)与圆柱体焊接, 其余同样为相邻腹板角焊缝连接使6 个阳光谷钢结构分别由 3 家施工作 (1;2、4、6;3、5 ), 各制根据各自节点封闭。两种形式的节点均主要通过矩形上下翼缘传力。的的工艺特点采用了不同的制作方法。为直观了解节点实际的受力性能 、破坏机理和承载能力 , 保证新型连接节点的安全可靠, 同时验证通过不同工艺的节点能够满足

7、设计要求, 本文对阳光谷钢结构的 10个典型节点进行足尺试验, 同时对试验节点进行弹塑性有限元模拟。图 1 钢结构完成后的阳光谷 3.1 3图 3 节点示意图.3 1阳光谷钢结构节点形式2试验概况阳光谷钢结构新型节点的主要设计思路是矩形在节点区域仅上下翼缘板及两根内力最大杆件2.1 加载装置试验在浙江大学结构空间结构大型节点35试验加载装置上进行。该装置可实现空间4按同样方法对阳光谷 1和 4 各选择 3个节点进行足尺试验, 共 10 个节点试件, 见表 1。这些节点均位于各阳光谷底部位置及由下部竖直区域向水平区 域转折的过渡位置。 试件材料与实际工程一致, 材性试验测得的钢材屈服强度见表 1

8、。 节点部分的所左右的节点加载试验, 设有 1 个垂直方向的固定主油缸和 4个活动油缸, 各油缸均可实现拉 、压加载 , 4个活动油缸的移动系统自动实现。试验节点均有以及油缸的加载均通过6根杆件。试验时, 其中 1根杆件有及杆件的截面均与实际结构相同, 杆件与顶部固定主油缸通过螺栓相连, 由主油缸对其加载 ;与其对应的下方杆件则与反力架内的底部支座焊接连接, 作为试验节点的固定约束端 ;其余 4 根杆件分别由 4个活动油缸移动至合适位置就位后由活动油缸加载。由于活动油缸可灵活适应不同方向杆件的加载要求, 因此该装置适合用于空间关系复杂的阳光谷节点的加载试验。2.2 试验节点的选择每个阳光谷具有

9、上千个节点, 应确定受力最为不利的节点进行试验。仅以阳光谷 3 为例说明选择试验节点的原则。(1) 选择与受力最不利杆件相连的节点进行试验。阳光谷 3共包含 17 种不同截面类型的杆件。对每一类杆件, 采用简化方法计算所有杆件上 下翼缘的应力比 (杆件最大应力与屈服应力之比 )5 , 将最大应力比大于 0.95 的节点作为试验对象。所选择的节点可以代表连接该类截面杆件的所有节点中的最不利情况。(2) 试件满足加载装置的内部空间要求。 每个节点均连接有 6根杆件, 空间关系十分复杂, 所选试验节点必须满足加载系统的内部空间要求, 即每根杆件的加载端位置必须有一个活动油缸能移动 到长度则根据加载装

10、置的内部空间有所调整, 但均小于杆件实际长度。2.3 加载方案及测点布置2.3.1 加载方案试验采取 1 根杆件端部固定, 其余杆件端部施加荷载的加载方法。如图 4 所示, 杆件 4与底端支座连接, 作为固定约束端 ;杆件 1由固定主油缸加载, 其余杆件由活动油缸加载, 在理想试验状态下加载杆件端部可近似为铰接。阳光谷整体结构的有限元分析结果表明 , 每根杆件都承受轴力、弯矩、剪力和扭矩的共同作用, 但总体上轴力占主要地位, 两个方向的弯矩其次, 扭矩及剪力的影响很小, 可以忽略。对试验节点, 若试验时通过对杆件施加偏心力产生弯矩, 则折算偏心距大多不超过 10 。但考虑到这样小的偏心距在实际

11、试验中很难准确实现, 因此在试验中仅施加轴力, 轴力值则根据轴力产生的应力占总应力的比例进行调整, 保证试验中的杆件最大应力与实际结构基本一致。各杆件根据调整后的轴力进行比例加载。根据设计荷载进行分级加载, 在弹性阶段, 加载步数较少, 加载增量较大 ;当试件进入塑性阶段后 ,5减小加载增量, 直到加载至极限荷载试件破坏为止。2.3.2 测点布置在每根杆件跨中的翼缘和腹板表面各布置 4 个位。若根据上述原则 (1)选择的试件加载系统内部空间要求, 则选择应力比略低, 但能满足空间要求的节点。根据以上原则, 阳光谷 3 中确定编号分别为134、140、151和 1086的 4个节点进行试验, 分

12、别记为试件 3 134、3 140、3 151 和 3 1086。另外应变片, 共计 24个应变片 ;在各杆件与节点区(端板或中心圆柱 )的连接处及区中心各布置 1个应变花, 共计 14 个应变花。试件应变测点布置见图 4, 其中, 测点 1、5、9、13、17、21和测点 3、表 1 试件基本参数 1主杆(杆件 3、6)截面其它杆件截面杆件最大应力试件编号应力比屈服强度 6(杆件 3)20(杆件 6)8080808080808080808080808025308080808080800080808080808080808080808080802580808080808080808060 -9

13、000.942773726(杆件 5)80 - 00 - 6963- 343- 403- 53- 0864- 324- 354- 032.00.980.97.000.970.95.00.980.97620630462525602062080664646666003 4288300296302942972883023793833793653953793723723798680666666367、11、15、19 和 23 分别布置在上下翼缘, 测点2、6、10、14、18、22 和测点 4、8、12、16、20、24分别布置在两侧腹板 , 测点1 7 和测点8 14 分别布置在节点区的两个表面。

14、图 5 试件 1 900破坏形态.5 1 900(2)荷载小于 1108(设计荷载的 1.44倍 )时 ,试件各杆件的轴向应变都呈线性增大, 节点区各处应变均处于弹性阶段。杆件、节点区均未出现肉眼可见的变形。(3)荷载加至 1193(设计荷载的 1.56倍 )时 ,内力最大杆件 6 进入弹塑性阶段, 内力最大杆件与节点区连接处也开始进入弹塑性阶段。杆件、图 4 加载示意及测点布置.4 节点区仍未出现肉眼可见的变形。(4)荷载加至 2104(设计荷载的 2.74倍 )时 ,内力最大杆件 6 发生弱轴方向的平面外失稳破坏,3试验过程与现象描述试件无法继续承载, 试验结束。 此时, 节点区大部分测点

15、已进入塑性阶段。图 6 给出了试件破坏后各试件的加载过程及试验现象类似, 限于篇幅, 本文对图 3所示的两种节点构造形式各选择一个代表性试件 1 900和 4 1032进行试验过程与现象描述。3.1 试件 1 900(1) 整个试验加载过程中 , 2根内力最小的杆件 2 和 5处于受拉状态, 其余 4根杆件处于受压状态。 (2)荷载小于 1429(设计荷载的 1.25 倍 )时 ,的, 可见除失稳杆件 6, 其余杆件及节点区域均未出现明显变形。试件各杆件的轴向应变呈线性增大, 节点区各处应变均处于弹性阶段。杆件 、节点区均未出现肉眼可见的变形。(3)荷载加至 1622(设计荷载的 1.39 倍

16、 )时 ,图 6 试件 4 1032破坏形态.6 4 1032内力最大杆件 3 进入弹塑性阶段, 节点区仍处于弹性阶段。杆件 、节点区仍未发现可见变形 。(4)荷载加至 2361(设计荷载的 2.02 倍 )时 ,内力最大杆件 3 发生弱轴方向的平面外失稳破坏,试件无法继续承载, 试验结束。此时除少数测点出现塑性应变外, 其余大部分测点仍处于弹性范围。4试验结果及分析4.1 荷载 应力曲线根据加载过程中各测点图 5为试件破坏后的, 可见除失稳杆件3, 其余的应变数据, 可计杆件及节点区域均未出现明显变形。3.2 试件 4 1032(1)整个试验加载过程中 , 6根杆件均处于受压状态。算出相应位

17、置的应力, 其中, 根据杆件的单向应变可求得杆件应力, 根据节点区的三向应变可求得 等效应力 。图 7、图 8 分别给出了试件 1 900、4 1032部分测点的荷载 应力曲线。可见在加37载初始阶段, 应力随荷载的增加基本线性增长, 表明试件处于弹性受力阶段。随着荷载的增大, 部分测点的应力增长明显加快, 呈现非线性增长趋势, 试件的部分区域进入塑性。两个试件的最终破坏都是由于单根杆件的平面外失稳, 破坏时, 试件 1 900 节点除 3、9等少数测点进入塑性 , 节点区的大部分测点仍处于弹性范围 ;而试件 4 1032节点核心区的多数测点已进入塑性状态。()内力最大杆件 6、次大杆件 3

18、的跨中()内力最大杆件 3、次大杆件 6 的跨中()节点区正面()节点区正面()节点区背面图 8 试件 4 1032荷载 应力曲线.8 4 1032力分布复杂, 节点区与杆件连接处出现较为明显的应力集中。其中节点区为两块端板的构造形式, 应力集中现象更为显著, 杆件与端板连接处的最大应力明显大于相应的最大应力 ;而节点核心区为实心圆柱体的构造形式, 应力集中较为缓和。()节点区背面对比图 7、图 8可见, 节点区为实心圆柱体的构图 7 试件 1 900荷载 应力曲线.7 1 900造形式,区应力水平总体较低。4.2 试件破坏荷载及破坏形态表 2列出了 10个试件的试验破坏荷载及最终破坏形态,

19、表中试验破坏荷载系数为破坏荷载与设计荷载的比值。试验结果表明, 两种形式的节点区都具有较大的刚度, 试验结束后没有出现明显变形, 节点与杆件间的连接焊缝也均未发生破坏。 节点区域的应38试件 1 900、1 1100、3 151、3 140、31086和 4 1032, 分别在杆端所加荷载达到设计荷载的 2.02、1.40、1.63、1.82、1.87 和 2.74 倍时, 内力最大杆件发生单杆绕弱轴方向的失稳 (各试件的失稳杆件号见表 2);试件 1 1696 和 4 135 分别在杆端所加荷载达到设计荷载的 2.39倍和 1.85 倍时,内力次大杆件发生单杆绕弱轴方向的失稳 ;试件3 13

20、4在杆端所加荷载达到设计荷载的 2.30 倍时, 内力最大和内力次大的两根杆件几乎同时发生绕弱轴方向的失稳。 单根杆件或两根杆件的失稳均导致试件丧失承载能力。此时, 由应变测试结果可知节点的部分区域已进入塑性状态, 但节点区并没有出现肉眼可见的明显变形, 节点尚可继续承载。应该说明, 对每个节点, 内力最大和内力次大杆件总是位于同一轴线上且设计内力相差不大, 如试件1 900, 内力最大杆件 3、次大杆件 6的轴力分别为 1143和 1103。试验中由于加载偏心等因素的影响, 内力次大杆件的实际受力很有可能超过内力最大杆件, 因此试验中既可能设计内力最大的杆件出现失稳, 也可能设计内力次大的杆

21、件出现失稳 ;当两杆的实际受力接近时, 还会出现两根杆件几乎同时失稳的现象, 如试件 3 134。试件 4 132在杆端所加荷载达到设计荷载的 1.99倍时 , 由于加载设备能力所限, 为确保试验安全而没有继续加载 ;加载结束时 , 试件局部塑性发展显著, 但试件的杆件及节点区均未出现明显变形, 试件尚可继续承载。5有限元分析5.1 有限元模型采用通用有限元程序 对试验节点进行有限元模拟, 采用实体单元 95 建立计算模型 (图 9)。由于节点形状十分复杂 , 特别是杆件与节点核心区的连接处存在大量尖角转接的区域 、高曲率的小区域和的边界, 利用常用的 建立三维模型时会出现无法进行布尔运算 、

22、模型无法导入或 无法划分网格等问题 。为此首先利用 软件 6 建立节点的三维几何模型, 然后导入 程序中 , 较好地克服了上述问题。分析中同时考虑了材料非线性和几何非线性的影响。钢材弹性模量取 2.06105, 屈服强度见表 1, 采用理想弹塑性模型, 服从 屈服准则 , 不考虑残余应力的影响。在杆件 4 端部约束所有方向的位移, 作为固定约束端 ;在其余杆件端部只约束平面外两个方向的线位移, 不约束轴向位移, 作为铰接端。在节点划分单元时考虑了网格的疏密过度, 在应力较集中处划分较密的网格, 所建模型的单元总数约为 30000 50000。5.2 有限元计算结果及与试验结果的比较弹塑性有限元

23、分析得到的试件破坏荷载及破坏 形态汇总于表 2。从破坏荷载看, 扣除未破坏的试件4 132, 其余 9个试件的有限元破坏荷载与试验破坏荷载相比, 平均相差 13.4%;从破坏形态看 , 除试件 4 1032 有限元破坏形态为节点区变形过大, 与试验结果不同, 其余试件的有限元分析破坏形态均与试验破坏形态基本一致。有限元分析得到的试件1 900 和 4 1032 的部分荷载 应力曲线及与试验结果的比较见图 10、图 11, 多数测点的曲线与试验结果吻合良好, 尤其在弹性阶段。10 个试验节点为由三家施工制作的三个阳光谷 1、3、4中各类截面杆件所对应的最不利受力节点, 代表了阳光谷节点的最不利情

24、况。上述试验结果表明, 所采用节点形式具有足够的安全储备, 可以满足“强节点弱杆件”的设计要求。表 2 试验结果及与有限元结果的比较 2 试验破坏荷载系数有限元破坏荷载系数试验结果有限元结果试件编号试验破坏形态有限元分析破坏形态 -900 - 00 - 6963- 343- 403- 53- 0864- 324- 354- 032内力最大杆件 3 平面外失稳内力最大杆件 3 平面外失稳内力次大杆件 6 平面外失稳内力最大 6和次大杆件 3平面外失稳内力最大杆件 3 平面外失稳内力最大杆件 3 平面外失稳内力最大杆件 3 平面外失稳未破坏内力次大杆件 6 平面外失稳内力最大杆件 6 平面外失稳内

25、力最大杆件 3平面外失稳内力最大杆件 3平面外失稳内力最大杆件 3平面外失稳内力最大杆件 6平面外失稳内力最大杆件 3平面外失稳内力最大杆件 3平面外失稳内力最大杆件 3平面外失稳内力最大杆件 3平面外失稳内力最大杆件 3平面外失稳节点区变形过大2 02402 392 3082638799852 742 35382 203 002 42 252 202 382 52 8508800977857285848696000000039()内力最大杆件 6 翼缘图 9 有限元计算模型.9 ()内力最大杆件 6与节点区连接处图 11 4 1032有限元与试验荷载 应力曲线比较.114 1032()内力最

26、大杆件 3 翼缘()设计荷载作用:)()内力最大杆件 3与节点区连接处图 10 1 900有限元与试验荷载 应力曲线比较.10 1 900()破坏荷载作用:)图 12 试件 1 900节点区 等效应力分布云图.12 1 900图 12、13分别给出了试件 1 900 和 4 1032在设计荷载 、破坏荷载作用下节点区 等效应力分布。可见两个试件的应力发展情况基本一致 :在设计荷载作用下 , 节点区基本处于弹性阶段;达到破坏荷载时, 局部进入塑性阶段, 大部分区域仍处于弹性阶段。这与试验结果也基本一致。达到破40坏荷载时, 试件 1 900 的节点区 (实心圆柱坏, 节点尚可继续承载。(2)所选取的 10个试验节点代表了阳光谷节点的最不利受力情况。 试验结果表明, 所采用的节点形式具有足够的安全储备, 可以满足 “强节点弱杆件”的设计要求。体 )总体应力水平相对较低 , 应力集中现象也不明显 ;而试件 4 1032的节点区 (六边形端板 )总体应力水平较高, 且应力集中现象明显, 尤其在端板的角点处。(3)与节点区为两块端板的构造形式相比,节点区为实心圆柱体的构造形式应力水平较低, 应力集中较为缓和。(4)考虑大变形的弹塑性非线性有限元分析可以较好地模拟试验节点的受力性能。参 考 文 献 1, , , .