足尺带加劲肋空心焊接球节点极限承载力分析

足尺带加劲肋空心焊接球节点极限承载力分析

通过简化连接和合理的空心球节点，广泛用于空间网格结构。国内外学者对圆管焊接空心球节点在单向轴力作用下的承载力进行了大量的理论和试验研究。JGJ61—2003《网壳结构技术规程》认为,在满足一定构造要求的条件下,拉、压节点均属于强度破坏,将节点拉、压承载力用相同的形式表示。同时,根据JGJ78—1991《网壳结构工程质量检测评定标准》的规定,焊接空心球节点必须抽样进行单向轴心受拉和受压的承载力试验,且试验破坏荷载与承载力设计值之比(检验系数)不应小于1.6。试验破坏荷载的判断准则如下:“试验中当继续加荷而仪表的荷载读数却不上升时,该读数即为极限破坏值”。本文进行了多次带加劲肋空心焊接球的单向加载试验。试验中发现,按照JGJ78—1991的准则进行破坏荷载的判断存在以下两个方面的问题:1)单向加载试验,尤其是受拉试验中,试件存在明显的刚度下降的现象,但由于钢材的强化以及大的几何非线性的积极影响,承载力会不断提高,出现无荷载增加的变形可能性很小;2)单向加载试验,尤其是受压试验后期,钢管及钢球均可能发生压屈变形,节点随时可能发生失稳破坏,试验者往往会因潜在危险而停止试验,无法按规范要求取得破坏荷载的数据。JGJ78—1991给出的是定性准则,试验结果可能因人而异。与此不同的是,GB50152—92《混凝土结构试验方法标准》中第8.0.1条给出了多个定量的判断指标,为准确地判断承载力提供了方便。我国有多个规范给出了焊接空心球节点的设计承载力公式,计算值各不相同。出于安全起见,设计人员往往取最小值作为设计依据,这种做法往往偏于保守。如何经济、安全地选取球节点的承载力计算公式是值得思考的问题。此外,在球节点的承载力计算方面,陈志华等人提出,规范公式建立在承载力较高的受拉形式上,而忽略了受压失稳的形式,是不合理,且偏于不安全,并且通过试验得出:节点受压承载力小于受拉承载力。韩庆华等人对节点尺寸完全相同的32组受压节点和32组受拉节点的承载力进行统计,得出在其他条件相同的情况下,节点受压承载力均低于受拉承载力。最新的JGJ7—2010《空间网格结构技术规程》在保留JGJ69—2003承载力公式形式的情况下,对节点承载力值进行了适当修正。文献根据试验和理论分析,研究了影响球节点承载力的主要因素及各因素影响程度的大小。文献计算了节点在单向、双向及三向正交受力情况下的极限承载力,结果表明:单向受压比多向受压承载力要略高,但差别不大,多向受压以单向为主。文献针对实际单层网壳中,焊接空心球节点常受到三向轴力的作用或三向轴力和弯矩的共同作用,利用有限元对其进行模拟,得出了在三向受力(各个钢管间夹角为60°)状态下节点的承载力公式及其影响因素。现行规范中均未对节点在多向受力下的承载力有所规定,这方面的研究还有待进一步的展开。基于以上原因,本文拟在试验的基础上,运用有限元软件建立焊接空心球节点模型,对其受力过程进行模拟,尝试提出定量或定量、定性相结合的方法,作为判断破坏荷载的准则;得到破坏荷载后,通过检验系数对各规范中承载力设计公式进行对比;运用有限元计算多种影响因素(球壁厚、球径、钢管直径及多向受力)下球节点的拉、压受力过程,得出影响因素与承载力之间的关系。1设计负荷和破坏负荷分析1.1试验与研究1.1.1试验系统及加载装置本试验工程背景为某体育中心跳水馆球,由于该结构体型复杂,造型特殊,设计方要求在施工前对直径400mm以上的焊接球进行足尺构件的静载试验,对节点安全性与极限承载力作出评价。试验球节点共12个,分4组,每组3个,各组球节点的几何尺寸如表1所示。试验分别采用20000kN液压伺服压力机和YQ-400油压千斤顶对球节点进行轴向压、拉试验,利用DH3185数据采集系统进行试验数据采集,加载装置如图1所示。球节点采用分级加载和稳载相间隔的加载方案,试验采用BF-120-2A电阻应变计和YHD-200位移传感器(最小分度值为0.005mm),对各级加载荷载作用下钢球、钢管的应变和位移进行测量。由于球节点为对称受力,故应变测量主要集中在球节点1/8部分,在球冠处粘贴多个三向应变花,在钢管处粘贴应变片。每个球节点设置8个位移计,球身和钢管各布置4个。1.1.2载初始阶段荷载—试验现象及结果拉、压试件的受力过程基本相同,其大致经历3个阶段:弹性工作阶段,弹塑性工作阶段和破坏阶段。以D800受压球为例,在荷载初始阶段(荷载小于6000kN),球身和钢管部分变形很小,节点处于弹性状态;此后,钢管和球身变形速率先后增大,节点处于弹塑性状态但节点位移保持稳定;当荷载处于7200~12000kN范围内时,节点球身以及钢管的变形迅速发展,试验中可以间断地听到焊缝局部断裂劈啪的响声,至荷载达到12000kN以后,节点有明显的屈曲,试验停止。1.2破坏荷载的材料和准则采用弹塑性线性强化的三折线应力-应变关系曲线和等向强化的VonMises屈服准则,考虑几何非线性和材料非线性,模拟中不考虑焊缝和残余应力的影响,利用弧长法进行全过程分析。计算模型的材料本构关系按照试验中钢管上应力-应变关系确定,如表2所示。采用ABAQUS分析软件,取1/2的球体和钢管实体进行分析,对称面上取对称边界条件,选取10结点4面体修正实体单元(C4D10M),自由划分网格,模型见图2a。由于有限元分析不存在试验安全的问题,可以得到试件在位移控制下的破坏荷载,甚至是荷载-位移曲线的下降段。计算采用的破坏荷载判断准则如下:材料强度方面,以钢材应变达到0.25对应的荷载为破坏荷载;屈曲稳定方面,以荷载-位移曲线的峰值荷载为破坏荷载。1.3jgj7—有限元计算结果与试验值对比表3是球体极限承载力的试验结果、有限元结果与规范公式计算值的比较。从表3可见,有限元结果与试验结果较为接近,最大误差为3.6%。表中同时给出了JGJ7—91、JGJ61—2003、JGJ7—2010的计算结果。比较可知,JGJ61—2003计算公式所得承载力偏大,尤其是对于直径大于500mm的球体,试验所得破坏荷载与规范公式计算值之比(承载力检验系数)小于1.6,设计将偏于不安全。JGJ7—91虽不适用于500mm以上球节点,但在表4中同样进行了对比。对比可知,试验与有限元模拟所得破坏荷载与JGJ7—2010计算值之比最接近于1.6,说明JGJ7—2010是3个规范中最准的。图3给出了试验中两种不同直径球体的试验与有限元结果的对比。从图中可以看出,试验曲线与有限元曲线吻合较好,分析较为准确,可以利用其展开进一步的研究工作。文献对试验中焊接空心球的破坏荷载采用定性方式进行判断,加上安全问题,这种方法在试验中较难实现。本文在试验的基础上,结合有限元计算结果提出以下两条定量的判定建议:1)球体变形达到球径的1.2%时,认为节点达到极限承载力;2)当试验的荷载-位移曲线中荷载增量(kN)与平均位移增量(mm)之比,即某点的切线斜率小于或等于1%时,认为节点达到极限承载力,并取前一次所加荷载作为破坏荷载。以上两条判断建议有一条满足,即可认为达到破坏荷载。判断建议与试验所得的破坏荷载比较如表4所示。可以看出,由以上两条判断准则对应的荷载与试验值相比最大相差10.1%,平均相差5.0%,精度满足工程要求。2影响因素分析2.1影响确定的因素通过有限元计算,得到不同球壁厚、球径、钢管直径的球节点的拉、压破坏荷载。各个变化参数按JGJ7—2010构造要求取值,即球径与球壁厚之比在25~45范围内,球径与钢管厚之比在2.4~3.0附近,球壁厚与钢管壁厚之比在1.5~2.0附近。在模拟计算中,每次改变一个影响参数,其他参数保持不变。由于篇幅有限,在此仅给出部分计算结果如图4所示。1)由图4a—图4f可知,影响球节点承载力的主要因素为钢管直径、球壁厚、球径。当钢管直径较小时,增大钢管直径会明显提高球节点承载力,随着直径增大,这一效果减弱;增大球壁厚度则可以显著提高球节点的承载力以及刚度。相比较而言,球径的增大也带来承载力的提高,但效果不如壁厚明显。2)由图4g—图4j可知,模拟所得各因素对承载力的影响趋势与规范公式中各因素对承载力的影响趋势基本符合。3)在尺寸构造相同的情况下,节点受压承载力明显小于受拉承载力,受压值与受拉值之比在0.72~0.78,这一结果与文献的结论相近。但根据规范公式,考虑加劲肋的影响下,受拉承载力是受压承载力的0.78左右,与有限元分析结论正好相反。2.2节点受拉、压承载力实际网壳结构中球节点常受到多向轴力的作用,文献对多向正交受力进行了研究,并得出当支管荷载较小时,多向受力状态与主管单向受力状态相近的结论,但关于多向、非正交受力情况下球节点承载力变化的研究不多。本文通过有限元建模(模型见图2b),讨论了正交十字形球节点、60°K型节点和三向受力双K型球节点在不同工况下的拉、压性能。取主管作用轴力为F1,支管作用轴力F2,F2=λF1,分别取λ=0.3,0.6,1.0,共36种工况。为避免加劲肋对节点承载力造成影响,在模拟时不考虑加劲肋的设置;为了清除管径的影响,计算中支管与主管外径相同,具体计算结果见图5。由图5可知:1)随着支管与主管荷载比值的增加,球节点承载力呈明显下降趋势,在λ=0.3时,多向受力节点受拉承载力较单向受力节点受拉承载力值5925.98kN最大下降11.0%,受压承载力较单向受压承载力值4603.32kN最大下降10.2%;在λ=1.0时,受拉承载力最大下降45.8%,而受压承载力最大下降32.8%。2)从90°十字形节点到60°双K型节点,节点承载力总体呈下降趋势。正交节点和60°K型节点,当λ=0.3时,节点破坏机理与主管单向受力时基本相同,拉、压承载力分别下降6.1%和6.5%;当λ=0.6时,节点承载力下降较为明显,拉、压承载力分别下降18.8%和11.5%;当λ=1.0时,拉、压承载力分别下降36.0%和22.8%。对于60°双K型节点,由于支管的存在将影响主管塑性区的开展,所以节点承载力下降较为明显,当λ=1.0时,其拉、压承载力分别下降45%和32.8%。3)针对球节点承载力在多向受力且支管轴力较大时,承载力下降较多的情况,建议在规范公式中应予以考虑相关折减系数,以保证节点具有足够的承载力。对于实际情况中出现较多的双K型节点,可以考虑其受压承载力折减系数为0.55~0.90,受拉承载力折减系数为0.70~0.90,但具体确定拉、压承载力折减系数还需要进一步试验研究和有限元模拟。3试验数据分析1)通过检验系数和试验数据,对3种不同规范的计算结果进行了对比,证明JGJ7—2010具有较好的精度。2)结合已有试验和有限元分析结果,提出了两条定量地判断试验中球节点极限荷载的标准。通过试验数据的验证,证明两条标准有足够的精度。3)钢管直