1、第 31卷 第 5期 2010年 5月.31.52010005結構學報 文章編號 :1000 6869(2010)05 0034 08世博軸陽光谷鋼結構節點試驗研究及有限元分析陳 敏1 , 邢 棟 1 , 趙 陽 1 , 蘇 亮 1 , 董石麟1 , 汪大綏2 , 方(1.浙江大學 空間結構研究中心, 浙江杭州 310058;2.華東衛2 , 張安安3, 上海 200002;3.上海世博土地, 上海 200125)摘要 :世博軸陽光谷單層網格結構采用了一種全新的節點形式 ,其主要設計思路是矩形桿件僅上下翼緣板及兩根內力最大桿件的腹板與節點區焊接。根據不同的工藝, 節點區有以加勁板連接的兩塊端板

2、和實心圓柱體兩種構造形式。為直觀了解節點的受力性能 、破壞機理和承載能力, 保證連接節點的安全可靠, 并驗證通過不同工藝的節點能夠滿足設計要求,選取 3個陽光谷中的 10個典型節點進行了足尺試驗研究。試驗結果表明, 所采用的節點形式具有足夠的安全儲備,可以滿足 “強節點弱桿件 ”的設計要求 ;節點區為實心圓柱體的構造形式, 應力水平較低,應力集中也較為緩和。對試驗節點的有限元分析表明, 考慮大變形的彈塑性非線性有限元分析可以較好地模擬節點的受力性能。:單層網格結構 ;節點 ;靜力試驗 ;有限元分析;受力性能號 :393.3 317.1文獻標志碼 : 1 , 1 , 1 , 1 , 1 , 2

3、, 2 , 3(1., , 310058, ;2. ., 200002, ;3. ., 200125, ): . . , : ., , , . /' ., . , .:;基金項目科技支撐計劃世博科技專項:世博軸及綜合體研究(20094306), 上海市科學技術委員會科研計劃項目世博科技專項:世博軸及綜合體研究(080580300), 教育部新世紀優秀。-: 985 63 支持計劃(-07-0759)。作者簡介:陳敏( 985通訊作者:趙陽( 970收稿日期:20 0 年 月), 男, 浙江溫嶺人, 工學), 男, 浙江紹興人, 工學博士, 教授。-:340引言世博軸屋頂包括張拉索膜結構

4、和 6個“陽光谷” 鋼結構 (, 6 個陽光谷分別編號為 1 6)1 。陽光谷鋼結構采用了由三角形網格組成的單層空間網格結構體系, 結構簡潔通透, 圖 1所示為鋼結構完成后陽光谷 3 的。桿件和節點是網圖 2 陽光谷節點.2 格結構的兩個重要組成部分。陽光谷桿件除頂圈為實心矩形桿件, 其余均為焊接矩形。目前我國(也稱主桿 )的腹板與節點體相連 , 其余桿件的腹板受力不連續。網格結構最常用的節點形式有焊接空心球節點和螺栓球節點, 但球節點形式陽光谷的設根據不同施工的工藝, 實際工程中的計要求。圖 2為陽光谷實際工程中的節點, 由 6節點采用了圖 3 所示的兩種具體形式, 主要區別在節點區。2 6

5、采用圖 3所示節點構造 , 節根等截面的矩形直接相貫連接組成。為達到節點外形效果, 陽光谷鋼結構采用了一種國內外尚未有工程應用的新型節點形式。單層空間網格結構能否正常承載, 節點的形式及其強度 、剛度是關鍵因素 , 節點的破壞將導致與之相連的若干桿件的失效, 進而導致結構的破壞。因此, 節點設計是網格結構設計的關鍵之一。對于一種新型的節點形式, 驗證其可靠性最直接有效的途點區包括上 、下 2 塊六邊形端板及 1塊豎向加勁板, 各桿件的上下翼緣與相應的端板焊接, 內力最大的 2 根桿件 (桿件 3和 6, 桿件編號見圖 3)的腹板伸至加勁板并與之焊接, 從而使腹板貫通, 其余 4 根桿件的腹板不

6、伸至加勁板, 僅相鄰腹板通過角焊縫連接使節點區封閉。1 采用圖 3所示節點構造 , 節點區為實心圓柱體, 各桿件的上下翼緣與圓柱徑是節點試驗, 如文獻 2 4 分別新型節點形式進行了試驗研究。網格結構中的焊接, 腹板也僅有內力最大的 2 根桿件 (桿件 3和 6)與圓柱體焊接, 其余同樣為相鄰腹板角焊縫連接使6 個陽光谷鋼結構分別由 3 家施工作 (1;2、4、6;3、5 ), 各制根據各自節點封閉。兩種形式的節點均主要通過矩形上下翼緣傳力。的的工藝特點采用了不同的制作方法。為直觀了解節點實際的受力性能 、破壞機理和承載能力 , 保證新型連接節點的安全可靠, 同時驗證通過不同工藝的節點能夠滿足

7、設計要求, 本文對陽光谷鋼結構的 10個典型節點進行足尺試驗, 同時對試驗節點進行彈塑性有限元模擬。圖 1 鋼結構完成后的陽光谷 3.1 3圖 3 節點示意圖.3 1陽光谷鋼結構節點形式2試驗概況陽光谷鋼結構新型節點的主要設計思路是矩形在節點區域僅上下翼緣板及兩根內力最大桿件2.1 加載裝置試驗在浙江大學結構空間結構大型節點35試驗加載裝置上進行。該裝置可實現空間4按同樣方法對陽光谷 1和 4 各選擇 3個節點進行足尺試驗, 共 10 個節點試件, 見表 1。這些節點均位于各陽光谷底部位置及由下部豎直區域向水平區 域轉折的過渡位置。 試件材料與實際工程一致, 材性試驗測得的鋼材屈服強度見表 1

8、。 節點部分的所左右的節點加載試驗, 設有 1 個垂直方向的固定主油缸和 4個活動油缸, 各油缸均可實現拉 、壓加載 , 4個活動油缸的移動系統自動實現。試驗節點均有以及油缸的加載均通過6根桿件。試驗時, 其中 1根桿件有及桿件的截面均與實際結構相同, 桿件與頂部固定主油缸通過螺栓相連, 由主油缸對其加載 ;與其對應的下方桿件則與反力架內的底部支座焊接連接, 作為試驗節點的固定約束端 ;其余 4 根桿件分別由 4個活動油缸移動至合適位置就位后由活動油缸加載。由于活動油缸可靈活適應不同方向桿件的加載要求, 因此該裝置適合用于空間關系復雜的陽光谷節點的加載試驗。2.2 試驗節點的選擇每個陽光谷具有

9、上千個節點, 應確定受力最為不利的節點進行試驗。僅以陽光谷 3 為例說明選擇試驗節點的原則。(1) 選擇與受力最不利桿件相連的節點進行試驗。陽光谷 3共包含 17 種不同截面類型的桿件。對每一類桿件, 采用簡化方法計算所有桿件上 下翼緣的應力比 (桿件最大應力與屈服應力之比 )5 , 將最大應力比大于 0.95 的節點作為試驗對象。所選擇的節點可以代表連接該類截面桿件的所有節點中的最不利情況。(2) 試件滿足加載裝置的內部空間要求。 每個節點均連接有 6根桿件, 空間關系十分復雜, 所選試驗節點必須滿足加載系統的內部空間要求, 即每根桿件的加載端位置必須有一個活動油缸能移動 到長度則根據加載裝

10、置的內部空間有所調整, 但均小于桿件實際長度。2.3 加載方案及測點布置2.3.1 加載方案試驗采取 1 根桿件端部固定, 其余桿件端部施加荷載的加載方法。如圖 4 所示, 桿件 4與底端支座連接, 作為固定約束端 ;桿件 1由固定主油缸加載, 其余桿件由活動油缸加載, 在理想試驗狀態下加載桿件端部可近似為鉸接。陽光谷整體結構的有限元分析結果表明 , 每根桿件都承受軸力、彎矩、剪力和扭矩的共同作用, 但總體上軸力占主要地位, 兩個方向的彎矩其次, 扭矩及剪力的影響很小, 可以忽略。對試驗節點, 若試驗時通過對桿件施加偏心力產生彎矩, 則折算偏心距大多不超過 10 。但考慮到這樣小的偏心距在實際

11、試驗中很難準確實現, 因此在試驗中僅施加軸力, 軸力值則根據軸力產生的應力占總應力的比例進行調整, 保證試驗中的桿件最大應力與實際結構基本一致。各桿件根據調整后的軸力進行比例加載。根據設計荷載進行分級加載, 在彈性階段, 加載步數較少, 加載增量較大 ;當試件進入塑性階段后 ,5減小加載增量, 直到加載至極限荷載試件破壞為止。2.3.2 測點布置在每根桿件跨中的翼緣和腹板表面各布置 4 個位。若根據上述原則 (1)選擇的試件加載系統內部空間要求, 則選擇應力比略低, 但能滿足空間要求的節點。根據以上原則, 陽光谷 3 中確定編號分別為134、140、151和 1086的 4個節點進行試驗, 分

12、別記為試件 3 134、3 140、3 151 和 3 1086。另外應變片, 共計 24個應變片 ;在各桿件與節點區(端板或中心圓柱 )的連接處及區中心各布置 1個應變花, 共計 14 個應變花。試件應變測點布置見圖 4, 其中, 測點 1、5、9、13、17、21和測點 3、表 1 試件基本參數 1主桿(桿件 3、6)截面其它桿件截面桿件最大應力試件編號應力比屈服強度 6(桿件 3)20(桿件 6)8080808080808080808080808025308080808080800080808080808080808080808080802580808080808080808060 -9

13、000.942773726(桿件 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 分別布置在上下翼緣, 測點2、6、10、14、18、22 和測點 4、8、12、16、20、24分別布置在兩側腹板 , 測點1 7 和測點8 14 分別布置在節點區的兩個表面。

14、圖 5 試件 1 900破壞形態.5 1 900(2)荷載小于 1108(設計荷載的 1.44倍 )時 ,試件各桿件的軸向應變都呈線性增大, 節點區各處應變均處于彈性階段。桿件、節點區均未出現肉眼可見的變形。(3)荷載加至 1193(設計荷載的 1.56倍 )時 ,內力最大桿件 6 進入彈塑性階段, 內力最大桿件與節點區連接處也開始進入彈塑性階段。桿件、圖 4 加載示意及測點布置.4 節點區仍未出現肉眼可見的變形。(4)荷載加至 2104(設計荷載的 2.74倍 )時 ,內力最大桿件 6 發生弱軸方向的平面外失穩破壞,3試驗過程與現象描述試件無法繼續承載, 試驗結束。 此時, 節點區大部分測點

15、已進入塑性階段。圖 6 給出了試件破壞后各試件的加載過程及試驗現象類似, 限于篇幅, 本文對圖 3所示的兩種節點構造形式各選擇一個代表性試件 1 900和 4 1032進行試驗過程與現象描述。3.1 試件 1 900(1) 整個試驗加載過程中 , 2根內力最小的桿件 2 和 5處于受拉狀態, 其余 4根桿件處于受壓狀態。 (2)荷載小于 1429(設計荷載的 1.25 倍 )時 ,的, 可見除失穩桿件 6, 其余桿件及節點區域均未出現明顯變形。試件各桿件的軸向應變呈線性增大, 節點區各處應變均處于彈性階段。桿件 、節點區均未出現肉眼可見的變形。(3)荷載加至 1622(設計荷載的 1.39 倍

16、 )時 ,圖 6 試件 4 1032破壞形態.6 4 1032內力最大桿件 3 進入彈塑性階段, 節點區仍處于彈性階段。桿件 、節點區仍未發現可見變形 。(4)荷載加至 2361(設計荷載的 2.02 倍 )時 ,內力最大桿件 3 發生弱軸方向的平面外失穩破壞,試件無法繼續承載, 試驗結束。此時除少數測點出現塑性應變外, 其余大部分測點仍處于彈性范圍。4試驗結果及分析4.1 荷載 應力曲線根據加載過程中各測點圖 5為試件破壞后的, 可見除失穩桿件3, 其余的應變數據, 可計桿件及節點區域均未出現明顯變形。3.2 試件 4 1032(1)整個試驗加載過程中 , 6根桿件均處于受壓狀態。算出相應位

17、置的應力, 其中, 根據桿件的單向應變可求得桿件應力, 根據節點區的三向應變可求得 等效應力 。圖 7、圖 8 分別給出了試件 1 900、4 1032部分測點的荷載 應力曲線。可見在加37載初始階段, 應力隨荷載的增加基本線性增長, 表明試件處于彈性受力階段。隨著荷載的增大, 部分測點的應力增長明顯加快, 呈現非線性增長趨勢, 試件的部分區域進入塑性。兩個試件的最終破壞都是由于單根桿件的平面外失穩, 破壞時, 試件 1 900 節點除 3、9等少數測點進入塑性 , 節點區的大部分測點仍處于彈性范圍 ;而試件 4 1032節點核心區的多數測點已進入塑性狀態。()內力最大桿件 6、次大桿件 3

18、的跨中()內力最大桿件 3、次大桿件 6 的跨中()節點區正面()節點區正面()節點區背面圖 8 試件 4 1032荷載 應力曲線.8 4 1032力分布復雜, 節點區與桿件連接處出現較為明顯的應力集中。其中節點區為兩塊端板的構造形式, 應力集中現象更為顯著, 桿件與端板連接處的最大應力明顯大于相應的最大應力 ;而節點核心區為實心圓柱體的構造形式, 應力集中較為緩和。()節點區背面對比圖 7、圖 8可見, 節點區為實心圓柱體的構圖 7 試件 1 900荷載 應力曲線.7 1 900造形式,區應力水平總體較低。4.2 試件破壞荷載及破壞形態表 2列出了 10個試件的試驗破壞荷載及最終破壞形態,

19、表中試驗破壞荷載系數為破壞荷載與設計荷載的比值。試驗結果表明, 兩種形式的節點區都具有較大的剛度, 試驗結束后沒有出現明顯變形, 節點與桿件間的連接焊縫也均未發生破壞。 節點區域的應38試件 1 900、1 1100、3 151、3 140、31086和 4 1032, 分別在桿端所加荷載達到設計荷載的 2.02、1.40、1.63、1.82、1.87 和 2.74 倍時, 內力最大桿件發生單桿繞弱軸方向的失穩 (各試件的失穩桿件號見表 2);試件 1 1696 和 4 135 分別在桿端所加荷載達到設計荷載的 2.39倍和 1.85 倍時,內力次大桿件發生單桿繞弱軸方向的失穩 ;試件3 13

20、4在桿端所加荷載達到設計荷載的 2.30 倍時, 內力最大和內力次大的兩根桿件幾乎同時發生繞弱軸方向的失穩。 單根桿件或兩根桿件的失穩均導致試件喪失承載能力。此時, 由應變測試結果可知節點的部分區域已進入塑性狀態, 但節點區并沒有出現肉眼可見的明顯變形, 節點尚可繼續承載。應該說明, 對每個節點, 內力最大和內力次大桿件總是位于同一軸線上且設計內力相差不大, 如試件1 900, 內力最大桿件 3、次大桿件 6的軸力分別為 1143和 1103。試驗中由于加載偏心等因素的影響, 內力次大桿件的實際受力很有可能超過內力最大桿件, 因此試驗中既可能設計內力最大的桿件出現失穩, 也可能設計內力次大的桿

21、件出現失穩 ;當兩桿的實際受力接近時, 還會出現兩根桿件幾乎同時失穩的現象, 如試件 3 134。試件 4 132在桿端所加荷載達到設計荷載的 1.99倍時 , 由于加載設備能力所限, 為確保試驗安全而沒有繼續加載 ;加載結束時 , 試件局部塑性發展顯著, 但試件的桿件及節點區均未出現明顯變形, 試件尚可繼續承載。5有限元分析5.1 有限元模型采用通用有限元程序 對試驗節點進行有限元模擬, 采用實體單元 95 建立計算模型 (圖 9)。由于節點形狀十分復雜 , 特別是桿件與節點核心區的連接處存在大量尖角轉接的區域 、高曲率的小區域和的邊界, 利用常用的 建立三維模型時會出現無法進行布爾運算 、

22、模型無法導入或 無法劃分網格等問題 。為此首先利用 軟件 6 建立節點的三維幾何模型, 然后導入 程序中 , 較好地克服了上述問題。分析中同時考慮了材料非線性和幾何非線性的影響。鋼材彈性模量取 2.06105, 屈服強度見表 1, 采用理想彈塑性模型, 服從 屈服準則 , 不考慮殘余應力的影響。在桿件 4 端部約束所有方向的位移, 作為固定約束端 ;在其余桿件端部只約束平面外兩個方向的線位移, 不約束軸向位移, 作為鉸接端。在節點劃分單元時考慮了網格的疏密過度, 在應力較集中處劃分較密的網格, 所建模型的單元總數約為 30000 50000。5.2 有限元計算結果及與試驗結果的比較彈塑性有限元

23、分析得到的試件破壞荷載及破壞 形態匯總于表 2。從破壞荷載看, 扣除未破壞的試件4 132, 其余 9個試件的有限元破壞荷載與試驗破壞荷載相比, 平均相差 13.4%;從破壞形態看 , 除試件 4 1032 有限元破壞形態為節點區變形過大, 與試驗結果不同, 其余試件的有限元分析破壞形態均與試驗破壞形態基本一致。有限元分析得到的試件1 900 和 4 1032 的部分荷載 應力曲線及與試驗結果的比較見圖 10、圖 11, 多數測點的曲線與試驗結果吻合良好, 尤其在彈性階段。10 個試驗節點為由三家施工制作的三個陽光谷 1、3、4中各類截面桿件所對應的最不利受力節點, 代表了陽光谷節點的最不利情

24、況。上述試驗結果表明, 所采用節點形式具有足夠的安全儲備, 可以滿足“強節點弱桿件”的設計要求。表 2 試驗結果及與有限元結果的比較 2 試驗破壞荷載系數有限元破壞荷載系數試驗結果有限元結果試件編號試驗破壞形態有限元分析破壞形態 -900 - 00 - 6963- 343- 403- 53- 0864- 324- 354- 032內力最大桿件 3 平面外失穩內力最大桿件 3 平面外失穩內力次大桿件 6 平面外失穩內力最大 6和次大桿件 3平面外失穩內力最大桿件 3 平面外失穩內力最大桿件 3 平面外失穩內力最大桿件 3 平面外失穩未破壞內力次大桿件 6 平面外失穩內力最大桿件 6 平面外失穩內

25、力最大桿件 3平面外失穩內力最大桿件 3平面外失穩內力最大桿件 3平面外失穩內力最大桿件 6平面外失穩內力最大桿件 3平面外失穩內力最大桿件 3平面外失穩內力最大桿件 3平面外失穩內力最大桿件 3平面外失穩內力最大桿件 3平面外失穩節點區變形過大2 02402 392 3082638799852 742 35382 203 002 42 252 202 382 52 8508800977857285848696000000039()內力最大桿件 6 翼緣圖 9 有限元計算模型.9 ()內力最大桿件 6與節點區連接處圖 11 4 1032有限元與試驗荷載 應力曲線比較.114 1032()內力最

26、大桿件 3 翼緣()設計荷載作用:)()內力最大桿件 3與節點區連接處圖 10 1 900有限元與試驗荷載 應力曲線比較.10 1 900()破壞荷載作用:)圖 12 試件 1 900節點區 等效應力分布云圖.12 1 900圖 12、13分別給出了試件 1 900 和 4 1032在設計荷載 、破壞荷載作用下節點區 等效應力分布。可見兩個試件的應力發展情況基本一致 :在設計荷載作用下 , 節點區基本處于彈性階段;達到破壞荷載時, 局部進入塑性階段, 大部分區域仍處于彈性階段。這與試驗結果也基本一致。達到破40壞荷載時, 試件 1 900 的節點區 (實心圓柱壞, 節點尚可繼續承載。(2)所選取的 10個試驗節點代表了陽光谷節點的最不利受力情況。 試驗結果表明, 所采用的節點形式具有足夠的安全儲備, 可以滿足 “強節點弱桿件”的設計要求。體 )總體應力水平相對較低 , 應力集中現象也不明顯 ;而試件 4 1032的節點區 (六邊形端板 )總體應力水平較高, 且應力集中現象明顯, 尤其在端板的角點處。(3)與節點區為兩塊端板的構造形式相比,節點區為實心圓柱體的構造形式應力水平較低, 應力集中較為緩和。(4)考慮大變形的彈塑性非線性有限元分析可以較好地模擬試驗節點的受力性能。參 考 文 獻 1, , , .