13重庆袁家岗体育中心体育场网壳铸钢节点设计

1、第!卷 第#期建 筑 结 构年#月$%重庆袁家岗体育中心体育场网壳铸钢节点设计邓开国（中国建筑西南李巧&%#）提要 重庆袁家岗体育中心体育场网壳采用了七种形式的铸钢节点，设计过应用 ()*+* 和 ,-*.-*系列对节点进行了空间三维实体有限元计算。线弹性及非线性分析结果表明，最不利工况下，部分节点局部区域的峰值应力有超过铸钢屈服极限的情况，但屈服区域范围小，同时最大应变值尚小。为验证计算分析结果，对两个受力较大的铸钢节点进行了足尺实体静力试验，采用分级加卸载制度获取各级荷载下各观测点应力应变值。两者的比较表明，试验结果与理论计算结果大致相同，最不利应力分布范围总体吻合。铸钢节点绝大部分区域处

2、于线弹性状态，节点整体应力水平不高，表明铸钢节点设计合理。 铸钢节点 有限元分析 应力分布 应变 屈服极限 足尺试验!#$%&()*+,#)-)./0#$&+*&%1$&%23,&4$,%,&%-),0$35 -). 67-*./012 345267，859547（,:514*76;:?:5;0?;60/0=521 A0=04?:B1=;5;6;0，,:012C6&%#，,:514）87#)9,:)：D:0040=0E01;FG0=7H?4=;=;00I17C0=4C7G;0C51,:712J512+641K542412=;4C56L=;00ILH6IO512?71C5;5715=?:7=01

3、H7L4II;:0C0=521O512?71C5;571=N()*+*41C,-*.-*H515;00I0 L01;=7H;0=406=0C;7414IF=5=;:0=;0=41C=;4517H;:0?4=;=;00I17C0=ND:0414IF=5=0=6I;=0E04I;:4;L4K75;F 404=7H;:0L7=;17C0=4051;:0I70=I0E0IND:762:;:0G04OE4I607H;:0=;0=51G4;404=0Q?00C=;:0F50IC I5L5;7H;:0?4=;=;00I，4=;:0F50IC512404=40=L4II41C;:0L4Q5L6L=;4515=

4、4?0G;4MI0NB17C0;7E05HF;:0414IF=5=0=6I;=，=;4;5?;0=;71;50C76;，41C;:0=;0GMF=;0GI74C4GGIF=F=;0L5= 4C7G;0C;7H51C76;:0=;0=41C=;451E4I607H04?:;0=;512G751;ND:0?7LG45=5717H;0=6I;=51C5?4;0=;:4;:0F40M4=5?4IIF4?7C0CN*;0=7HL7=;404=7H17C0=40510I4=;5?G:4=041C;:0;7;4I=;0= I0E0I5=17;:52:ND:0C0=5217H?4=;=;00I17C0=5=0

5、4=714MI0N;0=C5=;5M6;571；=;451；F50ICI5L5;；H6II=?4I0;0=;=袁家岗体育场网壳结构铸钢节点的设计袁家岗体育场空间网壳结构整体设计情况详见文。由于本网壳结构的大跨度造型，每片网壳除南北两着地点外，在中部与下部钢筋混凝土结构连接处增设了两个不动铰支座，通过四根倒伞型斜撑与网壳连接，以减缓大跨度的影响；而经过整体计算后的杆件截面在杆件内力、杆件外径及壁厚等方面均较常见网架结构大许多。因此，在两着地点及中间不动铰支座斜撑附近的个别节点，由于汇交杆件数量多，直径大，采不动铰支座（支座 T）、分别与支座 T 四根斜撑杆相连的四个铸钢球节点（为&，#，S，$）

6、以及支座 (上方的鼓型铸钢节 点（! 号 ）。 铸 钢件按德国 /B)U#$标准中 V*$%.1制作，材性指标为：屈服极限$!%.W4；极限强度X%.W4；延伸率$Y，设计强度取值为$!%.W4。下面重点分析!况，其空间轴侧图和#号铸钢节点的应力应变情。铸钢节点有限元分析铸钢节点的有限元分析采用大型通用有限元()*+*进行，同时对个别特殊节点还采用了 ,-*.-*?用空心焊接球节点要求，而采用了铸钢节点。结合工程实际，对部分节点采用了特殊节点形式（如鼓型）；对于铸钢球节点则参照目前的网壳规程，系列进行了补充计算分析，并将两结果进行比较将工的铸钢球最大直径定为S%LL；与此同时，校核，提高分析的

7、精确性。由于铸钢节点在整体结构中与数根空间汇交杆件相连，在有限元分析中，必须从总体结构中选取恰当的铸钢节点模型形式，才能保证计算分析的结果接近于真实工作中的铸钢节点受力状态，从而达到理论分析服务于工程设计的目的。因此， 在铸钢节点分析模型中，按实际铸钢节点形式建立空间实体模型。为考虑模型的加载，在非支座的分析模对于这部分节点则从各种计算工况中选取最不利情况下的相关杆件内力作为节点荷载进行有限元分析计算，以评估节点的安全储备，进而为整体网壳的安全性评估提供依据。两片网壳采用铸钢节点$# 个，七种节点形 式。七种形式分别为：南北着地点支座（支座 (）、中间$型中按实际工作状态加入与铸钢节点相连的各

8、杆（ 各杆取一定长度），并将各杆的内力作为节点荷载施加在整体计算模型杆端；而对铸钢支座，则在支座与杆件相数值误差而会使计算程序误认为节点不平衡而令计算失真，同时结合整体计算中各空间汇交杆件均按二力杆考虑的实际情况，因此选取刚度最大的杆件端面施连的端面上施加以面积所对应的内力值。由于分加空间约束（ 其轴向变形最小而忽略或不予忽略析中的空间实体铸钢节点模型包括空间汇交杆件，最小杆件尺寸为!#$，为确保分析的精确性，有限元分析中采用空间四面体!#节点单元，最小网格尺寸控制在%#& 以内。根据网壳结构整体计算的% 种工况，分别选取各节点在其几种最不利工况下的内力作为荷载，对上述七种形式铸钢节点均进行了

9、有限元分析，计算时首先假定材料处于弹性工作状态。时，将其变形值作为强迫位移），从而实现计算与实际尽可能吻合。铸钢节点最不利工况内力表!注：!）与!,号鼓型节点相连的!# 根杆，分别以最大两杆（!00#$(#）最大内力控制；(）与!号节点相连的!#根杆，以最大杆（!1(#$,1）最大内力控制；,）拉为“5”，压为“2”，以下各表同。有限元弹性分析下的各铸钢节点总体应力由于与节点相连的各空间杆件，在网壳总体设计时已通过构件计算确保满足强度条件，铸钢节点有限元分析的主要目的在于反映节点应力水平，从而检验其安全性能。因此，对于有限元计算结果，将铸钢节点本身的应力状况作为分析的重点，而对于在节点分析中因

10、直接加载而造成的空间汇交杆件局部加载点应力集中所产生的应力峰值则不予关注。各铸钢节点弹性分析时应力情况概要见表(。(),图! 铸钢节点空间轴测图节点最不利工况节点最不利工况的确定基于其相连杆件在各组工况下的内力值，分别从中选取各自最大拉、压力出现的工况，以该工况为控制工况，取该工况下各杆内力为节点荷载进行节点分析。遵循以上原则，经计算的节点最不利工况组数依次为：支座 * 三组、支座 +六组、鼓型节点两组、其余铸钢球节点各一组。!, 号节点的两组最不利工况各杆内力及! 号节点的一组最不利工况下的各杆件内力如表!所示。()!鼓型（!,号）铸钢节点()弹性计算下的应力分布规律!)整体而言，两工况下应

11、力分布呈现区域性特点，分约束情况对于两支座 *，+，根据实际支承情况，对支座底板按两种约束情况分别考虑完全固端约束和水平面固端约束（考虑仅在水平面内固端约束的原因是为了反映支座受拉而使底板离开约束面的不利情况）。理论上， 铸钢球节点通过空间汇交杆件内力自身满足平衡条件而无须施加约束，但由于实际数值计算总会有微小的()(别在节点与连接端口处加载点、连接端口与鼓型面相交周边均有应力集中区域，而鼓形面其余绝大部分区域内应力水平较低。工况一最大应力出现在鼓形面上连接端口（连接 /(）与鼓形面的相交处的局部区域内，应力峰值为4#),1678；工况二弹性计算下应力峰值达到,#)(678，出现在鼓形面上连接

12、端口（连接,0铸钢节点与工况杆件杆件截面（&）杆件内力（-.）!, 号鼓 型 节 点， /0， /分别出现最 大 拉压力工况/!/(/,/0/%/1/4/!#!#$!(#,$!(!04$!#$!00#$(#!#$!,(0$!%!00#$(#!#$!#$,1()020,030%),20,3,2(,()!01312(#!)#!1%3,!01)#2%#1(34 2!)4,342!(%),(#!31,(!)42%,43(2%)(%3!2,)230! 号铸 钢 球 节 点，/ 出现最大压力/!/(/,/0/%/1/4/!#!,(0$!%!#($(#!(0$!1(#$,1!#$!(!#($(#!#($(#

13、!#($(#!#($(#!#($(#2!4#)124,1)20!0)#2!#44%)1,00)!2,(,)2#44)12(,1)2,#%)02(1%)1杆 !）与鼓形面相交区域内的微元点上。值!,的值），但 !,较 !&更接近鼓形面中部，受连接面位置的影响，在 !, 连接端口与鼓形面的连接周弹性计算时节点!# $%&折算应力表(边区域内出现了整个节点的最大应力值。.(*/#$%工况二：!处外加面荷载最大，同时 !/处外加面荷载亦很大（!值!/值），应力叠加，整个节点的最大应力值出现在连接端口与鼓形面的连接()*+,#$%!/周边区域内，这是受鼓形面形状变化影响的关系。图 为鼓型节点工况一静力弹

14、性计算的应力分布。,为了从数值上更明确地掌握该节点的应力水平，将两工况下连接端口上施加的断面面积平均内力值、端口加载点 #2343折算应力峰值、连接端口与鼓形面相交周边的 #2343折算应力峰值列表比较，见表（!列表示与为! 的杆相连端口）。图鼓型铸钢节点工况一弹性计算下应力分布,非线性分析下的节点应力和应变,*鼓型节点区域分布应力值（#$%）表)由于鼓型节点在工况二中应力峰值点达到了 ()*+,#$%，超过了铸钢材料的屈服极限设计值 （,(#$%），此时节点部分区域已进入弹塑性阶段，因此有必要进行非线性有限元分析，非线性分析中假定铸钢材料为理想弹塑性，遵循屈服准则。678 #2343经非线性

15、计算，该工况下节点应力峰值从弹性计算下的()*+,#$%降到了,(+*+#$%，在该峰值相临的局部区域内应力水平有所提高，这是铸钢节点峰值点接近屈服而发生应力重分布、峰值点向相临区域卸载的结果。整体而言，非线性计算下的鼓型节点总体应力分布状况与弹性计算下的三个区域相对一致。与此同时，节点局部应力峰值区域很小，非线性计算的最大应变值为(*(./+，节点此时仍然有相当的富余从表可以看出，该节点应力分布可归纳为鼓形面、连接端口以及鼓形面与连接端口相交周边三个区域，其中各部分的应力水平有如下规律。（&）连接端口的应力水平主要受相连接空间杆件的内力控制，除两端（分别为加载端和与鼓形面相交区承载力。非线性

16、计算下的应变情况。域）外，整体应力分布均匀，应力值均低于端面处施加的面荷载，其具体应力水平由该连接端口与其连接杆件的相对刚度值确定。（,）鼓形面除与连接端口相交周边局部应力集中区域外，其余区域整体应力水平很低；在远离连接端口的大片鼓形面区域中，两工况下应力值均低于,(#$%。（）鼓形面与连接端口相交周边区域的应力值主要受连接端口及其相连杆件内力的控制，但同时也受其在鼓形面上位置的影响：整体而言，连接区域越接近鼓形面中部（左右两端面的转角部位），连接处的应力对连接端口应力的放大越明显（两工况中仅!.例外）。（+）工况一：!&+-与 !,处施加的面荷载最大（!& 的图 鼓型铸钢节点工况二非线性计算

17、下的应变杆 端!&!,!+!-!/!)!.!&(工况一外加均布力.*)(+*&+.*+.*,*/,/*&(/*,/)*&(&.*.)*,(端口应力峰值/+*(/*(.-*-)-*,-*.,.*/-&(*(,&*+&.*()*)/端口与鼓形面相交周边应力+*-(.(*/+*(.(*-/,*.(,*-,*&-,-*,(工况二外加均布力&(*(-*),&,*+*&)&-*&(&/+*.&,*/&*)(&+&*/&*-.端口应力峰值&(+*)(/+*.(&*(-+*.(&+)*-(&)*.(&(*-(&,*.(&+,*-(,*)端口与鼓形面相交周边应力&,-*+(&,*&(&(+*()*.,()*+,

18、&.*(./*/*/铸钢节点峰值应力（#$%）峰值应变峰值应力情况说明&号鼓型节点()*+,(*(&-工况二最大内力杆 ! 与鼓型 面转折点相交区域&号球节点,*.(*(&.杆端加载处的点上区域内应力!,(#$%&)号球节点-+*)&(*(&/.三杆与球面交汇点上&.号球节点,)*(*(&+最大内力杆与球面相交端的局部微小区域内，球面大部分 应 力 ! &(#$%支座 0(+*)(*(&+)两杆汇交处与节点肋板的相交点上区应力!,(#$%支座 1,&*-(*(&()两杆汇交段与节点底板相接处，核心区应力!&-(#$%球型（$%号）铸钢节点体育场钢网壳节点中尤显重要的$* 号和$% 号铸钢节点进

19、行空间足尺实体模型试验。!#弹性计算下的应力分布规律号铸钢节点在空间各杆连接端口与球面相接$%试件材性试验经中国船舶工业 材料与结构试验检测中心测试，相应材性指标为：$* 号和$% 号节点所在批试件屈服强度!0 分别为!-#，*!#()。针对试验节点，靖江市产品质量监督检验所受托进行节点检验，其中$* 号节点的屈服强度 !0 为 !#()；$% 号节点的为 !&/()。*$圆环区域有应力集中现象，最大应力区域内平均应力值约为$&$()；节点峰值应力达到*#+%$()，出现在 ,&杆件与球面的交汇处。整体而言，$% 号铸钢节点的应力分布主要划分为两类区域：连接端口与球面相接圆环区域，连接端口及球

20、面远离交汇区域。在圆环区域外的节点区域，整体应力水平均较低。$%号节点弹性计算下的应力分布。由于应力空间节点足尺实体模型试验网壳$* 号、$% 号节点三种工况的足尺模型静力*!峰值点超过铸钢屈服极限设计控制值，需对该节点进行非线性分析。试验于!/*的构件年.至&月在西南交通大学完成，试验中和工况均与有限元分析中一致。试验采用分级加载制度，试验荷载达到设计荷载的$! 倍，并测取了各级荷载下各测点的应力应变值。弹性理论计算与试验比较如表+所示。试验结果与理论计算结果大致相同，节点最不利位置范围与理论分析结果总体一致，说明理论计算一定程度上可以接近节点的真实应力情况；相对而言，理论计算下节点应力值较

21、试验测定值偏高，但节点绝大部分区域处于线弹性状态。其中$*号（ 鼓型）铸钢节点，在倍设计荷载的试验加载下，,. 杆件管脚最大应力$!达到了!674空心管结构连接设计指南4科学社，&0024注：计算应力对应设计荷载，实测应力一对应设计荷载；实测应力二对应&,/倍设计荷载。强士中等4重庆体育中心体育场钢网壳节点结构实体试+,验4西南交通大学，中国建筑西南，/114钱等4重庆袁家岗体育场网壳罩棚钢结构技术4中.,结论通过对工!国建筑科学结构所，/114 （上接第/.页）线不相交，其他的三条能力谱曲线虽然和需求谱曲线相交，其交点对应的基底剪力距离结构的承载力极限非常接近，结构已经处于较 状态。参考文献

22、七种形式铸钢节点的有限元分析和其中两个重要节点的实体试验，综合理论分析与试验结果如下结论： （&）理论分析与试验结果总体一致，表明采用有限元的理论分析能够反映铸钢实体节点的真实应力水平，该方法可行；因此，对于工的大多数节点，采用有限元分析能够达到模拟试验的效果，可以大大节省试验费用，同时仍能较好地反映出节点的实际应力状态。，吴 斌，龙 旭等4饭店消能减振抗震加固分析与设&,计：时程分析法4工程与工程振动，/11&，/&（-）4等4饭店等重要建筑消能减振抗震加/,固设计方法4建筑结构学报，/11&，/（/）4 , ?6:6A7%B:%) C$D4%EF%BA=:=GA:6E%BA5#CHI6GG

23、65BG=76AJKA5;6AL:4$M4C4;A:LA:667A:L，?B%:G=7;P:A67ABQ，&00+4（ ）理论分析与试验结果在一定程度上存在着差/别，这说明对于部分应力水平相对较高，节点位置相对重要的铸钢节点进行实体试验是必要的，尤其对于工的极个别关键节点，理论分析与实际情况的客观差别可能会阻碍节点设计最不利状况的发现。因此，在理论分析的基础上对部分关键节点补充实体试验是必要的。熊向阳，戚振华4侧向荷载分布方式对静力弹塑性分析的影响4建筑科学，/11&，&2（+）4+, 96EKFBD7%RA:!E67，?6:67A7%B:%)C$D4$7=%:;5=:=G%NFMJ=67%:%EQA=G6A