空间ck-ov形圆管搭接圆管节点静力性能试验研究

空间ck-ov形圆管搭接圆管节点静力性能试验研究

0空间国家机构节点的受接特点目前，国内外对圆管架框架内的静能力做出了大量的研究，但这种k-圆形管节点的研究主要是单个k平面之间的间隙节点（以下简称空间k节点）。在实际工程中由于各种因素的限制,经常会遇到空间KK形节点腹杆之间相互搭接的情况。腹杆搭接形式和搭接率的不同均使得KK形搭接节点的受力性能与KK-Gap形节点有很大不同,尤其是对于单K平面内外均为搭接的空间KK形节点(简称空间KK-Ov形节点,如图1所示),4根腹杆的交错搭接及空间作用使得该类节点的受力性能尤为复杂,目前国内外鲜见对此类节点形式的研究,现有规范或承载力公式亦未对空间KK形搭接节点做出设计规定。鉴于国内大量土木与建筑工程空间钢管桁架结构应用的需要,亟需对KK-Ov形节点的受力性能、破坏模式、空间作用的相互影响效应等进行深入研究。本文以上海旗忠网球中心为工程背景,对空间KK-Ov形圆管节点进行了静力性能试验和理论研究。通过对4根腹杆交错搭接的空间KK-Ov形圆管节点试验研究和非线性有限元分析,分析节点的受力性能、破坏模式、荷载-位移曲线、塑性区域分布以及空间参数的影响效应,提出了一些结论和设计建议,为后续的节点承载力计算方法和公式回归提供参考。1试验总结1.1节点节点受力模型上海旗忠网球中心主赛场其屋盖为可开合的结构,由钢结构环向桁架和8个形似上海市花“白玉兰”叶片的钢结构桁架组成(图2)。试验节点原型取自网球中心的单叶钢结构屋盖中底部的边缘处,采用1∶1.6的缩尺模型。试件设计时考虑了受力状态相似、腹杆搭接顺序相似、几何相似和材料相似等条件,并以构件轴向应力相似为控制条件,以尽可能反映原型节点的力学性能。试验节点的受力模型及各腹杆搭接方式如图3所示。弦杆(1)、(2)及受压腹杆(4)、(6),受拉腹杆(3)、(5)。节点中各腹杆的搭接顺序较为复杂,腹杆(3)为受拉贯通,受压腹杆(4)和受拉腹杆(5)搭接在腹杆(3)上,受压腹杆(6)又同时搭接在腹杆(4)和腹杆(5)上。节点单K平面内的贯通腹杆受拉且内隐蔽部分焊接(属K-TW形)。节点试件采用一个包含KK-Ov形节点的空间悬臂小桁架进行。图4为试件几何尺寸及构造,各腹杆均采用同一钢管规格。相应的节点几何参数及无量纲参数,见表1和表2。1.2材料性能试验试验节点的钢管规格有2种,材料均为Q345B钢材。从节点加工的钢管上切割材料进行标准材性试验。节点各腹杆材性实测结果见表3。1.3辅助反力桁架端部约束试验采用间接加载方式,即将试验节点组合入一个便于加载控制的桁架系统对其施加荷载,加载方法采用整体桁架式方法对节点试件加载,即将包含节点试件的空间试验桁架左端通过T形转换构件与一较长的辅助反力桁架端部刚性连接,试验桁架右端通过一门式反力架采用2个千斤顶施加竖向荷载P(P为每个千斤顶的输出荷载),从而在试件中产生预期的作用力。在弹性阶段分级(级差100kN)施加荷载至300kN,单次采集数据;进入弹塑性阶段后开始连续加载(速率5kN/s)和采集数据,直至节点破坏丧失承载力(此时千斤顶无法继续加载或杆件焊缝区拉裂)而结束试验。整个试验装置见图5、6。图5试件加载装置Fig.5Testsetup1.4杆件力弹塑性分析试验时测试内容有:1)与试验节点相交的弦杆、腹杆的中部截面上布置单向应变片,以监控杆件内力;2)在试验节点相贯线附件的弦杆、腹杆上布置三向应变片,以测试节点的应力状况和弹塑性变形的发展,如图7所示;3)在悬臂桁架端部的下弦杆下端及其两侧布置位移计,测试其竖向位移,腹杆轴线方向上弦杆管壁变形,以及弦杆管壁的横向变形,如图8所示。2试验结果与分析2.1节点处弦管管路屈曲变形试验当单个千斤顶加载至P=450kN左右时,试件的荷载-位移曲线出现转折点,试件进入塑性阶段。当单个千斤顶加载至P=500kN左右时,试验节点的弦管管壁变形明显,并且变形加速增大,节点处受拉腹杆下方弦管管壁侧面内凹,受压腹杆下方弦管管壁侧面外凸。当单个千斤顶加载至P=540kN时,节点处弦管管壁变形过大,荷载无法增加,试验结束。试件最终丧失承载能力时,在节点的杆件交汇处、弦杆管壁发生较大的屈曲变形,原来的圆形状变成了椭圆状,受压腹杆处的弦杆管壁顶面凹陷、侧面鼓出,受拉腹杆处的弦杆管壁侧面凹进、顶面鼓出,两受压腹杆间的弦杆管壁向下凹陷(图9)。受拉腹杆(3)与弦杆的连接焊缝局部拉裂,受拉腹杆(5)在四根腹杆汇交处的连接焊缝局部开裂(图10)。从破坏现象看,节点具有弦杆管壁局部屈曲破坏的明显特征,同时伴随有腹杆根部局部屈曲破坏和焊缝开裂。2.2腹杆轴力-弦杆管壁—荷载-弦杆管壁局部变形曲线监控试验节点各杆件内力的单向应变片均大致位于各杆件中部截面上。节点破坏时,各杆件上的单向应变片测点数值均处于材料的屈服应变之内,可用于反算加载至最终破坏时各杆件的轴向力。图11为荷载-弦杆侧壁横向变形曲线,其中纵坐标为单个千斤顶的输出荷载P,横坐标为相应的弦杆管壁横向变形;图12为腹杆轴力-弦杆管壁沿腹杆轴线方向变形曲线,其中纵坐标为受拉或受压腹杆轴力,横坐标为在腹杆轴力作用下沿其轴线方向的弦杆管壁局部变形,其中已扣除腹杆轴力引起的腹杆弹性变形。腹杆轴力以受拉为正,受压为负;变形以弦杆管壁凸出为正,凹进为负。由图11、图12可见,无论是受压腹杆还是受拉腹杆,在节点受荷至杆件轴力达到375kN时,荷载-位移曲线基本呈直线变化,此时管节点处于弹性工作阶段;杆件轴力超过400kN时,节点刚度明显下降,弦杆管壁塑性变形发展较快;节点区域弦杆管侧壁横向变形较腹杆轴向弦杆管壁变形更为明显。2.3节点区域应变分布采用应变强度考察节点区各测点的应变发展情况。应变强度的表达式为:式中,ε1、ε2、ε3分别为三向主应变。图13给出了弦杆及4根交错搭接的腹杆沿相贯线附近测点的应变强度随端头荷载变化的分布图,横坐标为三向应变片编号(图7),纵坐标εeff为应变强度;图中εy为钢材单向拉伸的屈服应变。由图13可见:1)弦杆上应变分布。在P=300kN时,两受拉的贯通腹杆(3)、(5)下弦杆管壁测点T2、T14即达到材料的屈服应变强度,其邻近区域的应变增长较快,该区域较早进入塑性。2)腹杆上应变分布。单K平面内两腹杆搭接处测点(T20、T21及T28、T29)首先发生屈服,且该位置处的应变强度一直为最大。3)在同级荷载作用下,受拉的被搭接腹杆根部测点的应变强度大于相应的受压腹杆根部测点的应变强度;弦杆管壁上的测点也有类似规律。4)在极值点荷载作用下,节点区域绝大部分测点的应变强度超过了材料的屈服应变,节点区域有较大的塑性发展。比较而言,弦杆管壁塑性发展较明显。2.4节点的承载力以杆件承受轴力为主的圆管相贯节点,其静力承载性能主要有两种判别准则:1)图12中腹杆轴力-弦杆管壁纵向变形曲线中的极值点(强度准则);2)弦杆管壁沿腹杆轴线方向变形达到某一限值(3%D,D为弦杆直径)时所对应的轴力值(变形准则)。节点的承载力取强度准则和变形准则二者中的较小值。试验节点丧失承载能力时各杆件的轴力列于表4中。由于此时各腹杆轴线方向的弦杆管壁变形未超过3%D的变形限值,故依据钢管节点破坏的强度准则,取表4各腹杆轴力中的最小绝对值作为该试验节点的承载力(Nu=425kN)。对试验节点,按GB50017—2003《钢结构设计规范》公式计算得到的节点承载力值为243kN(公式中几何参数、材料强度均采用试验实测值),与试验值的比值为0.57,偏于保守。这主要是因为现行设计规范对于空间KK形节点承载力的计算是在平面K形节点承载力的基础上乘以折减系数0.9得到;对单K平面内搭接的节点,按间隙为零考虑。因而,对试验节点,现行设计规范既未考虑单K平面内搭接的影响,亦未考虑空间参数的影响。3非线性开元分析3.1节点端部约束加工有限元分析时,从桁架中取出节点,腹杆和弦杆的长度取4倍的各自钢管直径,以消除端部边界条件对节点区域的影响。采用ANSYS软件库中的SHELL181壳单元,并按节点实际构造情况进行建模和计算。图14给出了节点杆件的边界条件,弦杆一端固支,另一端为可沿弦杆轴线方向位移的固定支座。4根腹杆端部边界均为滑动铰支座,约束径向位移,仅允许沿腹杆轴线方向有位移。为了方便控制杆件端部的约束类型,在划分网格以后,各杆件端部的约束以端部截面所有网格单元节点约束的形式来实现,并编程实现杆件端部约束的可控变换,增强施加有限元约束类型程序段的适应性。钢管材料采用双线性模型,弹性模量、切线模量以及屈服强度采用材性试验数据,泊松比υ取0.3。材料弹塑性的发展和单元刚度由vonMises屈服准则及相关的流动法则确定,采用等向强化理论。非线性分析时采用弧长法,在出现负刚度时终止分析。3.2有限分析的结果及其实验验证3.2.1空间条件分析节点破坏模式宏观上反映了节点的受力性能。为从整体上把握空间KK-Ov形节点的静力性能,有必要对节点破坏模式进行分析和探讨。图15~17为节点破坏模式的有限元分析结果与试验结果的对比。其中,图15为有限元模拟极限荷载作用下节点的弦杆管壁局部变形,可以看出,在最终破坏时,受压腹杆(4)、(6)下的弦杆管壁凹陷,同时侧面的弦杆管壁横向凸出(图15b),腹杆(4)、(6)根部发生局部屈曲;而受拉腹杆(3)、(5)近弦杆处发生局部“颈缩”,侧面的弦杆管壁横向凹陷;图15c、15e为弦杆管壁两个侧面的局部变形有限元分析结果,从图15c和15d以及图15e和15f的比较可以看出,有限元可较为准确模拟试验节点破坏时的局部变形。根据文献的研究假定,钢材达到0.2εu(εu为材料的极限拉应变)时将出现初裂缝。有限元分析表明,受拉腹杆(3)、(5)与弦杆之间连接焊缝区域的拉应变达到了0.2εu,表明焊缝区将产生裂纹,对比图16a与16b、16c与16d可见,有限元分析验证了裂纹产生的准确性。图17给出了极限荷载作用下节点vonMises应力云图,图中红色区域进一步说明了塑性区域分布在节点部位的弦杆管壁和腹杆根部,这与试验结果一致。可见,本文建立的有限元模型可以准确地模拟空间KK-Ov形节点的破坏模式。文献的研究表明,对于单K平面内外均为间隙的空间KK形节点,其破坏模式主要有两种:一种是弦杆管壁塑性破坏且两受压腹杆之间的弦杆管壁无局部变形(称为CLD1破坏,图18a),另一种是弦杆管壁塑性破坏且两受压腹杆之间的弦杆管壁受挤压外凸(称为CLD2破坏,图18b)。本文在已校准的有限元分析模型基础上,采用全面分析法,计算了243个空间KK-Ov形节点。有限元分析结果显示,空间KK-Ov形圆管节点出现了不同于CLD1和CLD2破坏的失效模式,如图18c所示。此模式与CLD1和CLD2破坏有相似性,均发生弦杆管壁塑性破坏,但弦杆管壁局部变形又有区别于CLD1和CLD2破坏的显著特征,即两受压腹杆之间的弦杆管壁在腹杆轴压力作用下凹陷,本文称其为CLD3破坏模式。对243个空间KK-Ov形圆管节点的统计分析表明,该类节点发生的主要破坏模式为BY破坏(腹杆屈服)、BLB破坏(腹杆局部屈曲)和CLD3+BLB的联合破坏模式。其中64.2%的节点发生了CLD3+BLB破坏,30.5%的节点发生了BLB破坏,发生BY破坏的节点较少,仅占5.3%,破坏模式分布规律如图19所示。由图可见,空间KK-Ov形圆管节点主要发生CLD3+BLB联合模式的破坏。统计分析表明,对于几何无量纲参数γ>10、τ>0.4的节点,其破坏模式主要为CLD3+BLB联合模式破坏。当τ≥0.7时,除了发生CLD3+BLB破坏模式外,还伴随有受拉腹杆与弦杆连接焊缝的开裂。这主要是由于4根腹杆搭接增加了节点区域的应力集中,超过焊缝强度。因此此类节点应尤其注意节点相贯区域焊缝强度的计算,建议采取加强焊缝并减少应力集中的措施。3.2.2腹杆针织构加固装置横坐标图20为节点受压腹杆轴力-弦杆管壁局部变形曲线的有限元与试验结果比较,其中横坐标为沿腹杆轴线方向的弦杆管壁局部变形(以凹进为负,扣除腹杆轴力引起的腹杆弹性变形)。由图20可见,在整个加载阶段,计算值与试验值基本吻合,说明本文建立的有限元分析模型参数可靠,基本符合试验节点的实际情况。3.2.3有限元分析结果依杆件承受轴力为主的管节点承载力判断准则,由有限元分析确定的节点承载力与试验值的比较见表5。为进一步验证有限元分析模型的适用性,本文表5又对国际管节点数据库中编号为DKS-59的试验节点进行了有限元分析。表5的计算结果再一次表明本文建立的有限元分析模型的可靠性。图21为空间KK-Ov形圆管节点典型的腹杆轴力-腹杆轴线方向上的弦杆管壁相对变形关系曲线。图21反映了空间参数ζt对节点承载力的影响。由图可见,对于空间KK-Ov形节点,其节点承载力随ζt的增大而增大,ζt为负值,表示平面外腹杆搭接,且ζt值越小搭接率越大,故随平面外搭接率的增大,节点承载力反而减小。4加强焊缝,注意应力集中本文以上海旗忠网球中心为工程背景,通过对平面内外均搭接的空间KK形圆管节点(空间KK-Ov形节点)的试验研究和有限元分析,得到如下结论和设计建议:1)空间KK-Ov形节点在发生承载力破坏时,常伴随有受拉腹杆与弦杆连接焊缝的开裂,建议采取加强焊缝并减少应力集中的措施。2)对于空间KK-Ov