曲面网壳扇形组合装配式节点试验研究

提出了一种用于曲面网壳结构的新型扇形组合装配式节点,该节点主要由扇形子构件、中心区域肋板以及高强螺栓三部分组成。区别于传统的焊接节点,该节点主要部件由工厂预制,现场使用高强螺栓进行组装,不仅减少了焊接工作量,也避免了高空焊接,降低了施工难度和风险。此外,节点中心区域采用无盖板连接,充分体现了其半刚性特征,同时也便于后期检修。

为探究该节点的受力特性,设计并完成了装配式节点试件和焊接节点试件的静力对比试验。试验针对两类节点的 6 个足尺试件,采取轴向、偏心以及横向加压三种加载方式,对比分析两类节点各关键部位应变分布规律、荷载-位移曲线、弯矩-转角曲线及破坏模式,考察了装配式节点的单向受压和弯曲性能,并得出其薄弱部位以及偏压作用的影响。采用有限元方法分析了各节点在单向受压和弯曲作用下的受力特性演化过程,并与试验结果进行对比。

通过对扇形组合装配式节点和传统焊接节点进行试验和有限元分析,可以得到以下结论:在单向受压荷载下,扇形组合装配式节点表现出与焊接节点相同性能,即受力可靠且变形较小;加载全过程中,扇形组合装配式节点的轴向刚度与焊接节点非常接近;在轴向偏心荷载下,扇形组合装配式节点的轴向刚度明显下降,因此在实际工程运用中应考虑压弯组合作用对节点的影响;弯曲试验中,扇形组合装配式节点破坏过程分三个阶段:弯矩小于81.5 kN·m 时,节点表现出良好的抗弯性能;弯矩在 81.5 ~ 142.6 kN·m 时,抗弯刚度存在明显退化现象;弯矩大于143 kN·m,高强螺栓受剪脆断,试件宣告破坏,因此提高此节点抗弯刚度的关键在于提高螺栓的抗剪能力。扇形组合装配式节点的有限元模拟和试验最终破坏形式相符,且应力分布规律以及弯矩-转角曲线整体均具有较高的吻合度。

空间网壳结构具有刚度大、稳定性高、受力合理、经济环保等优点,是目前适用范围非常广的结构类型。阮永辉等,黄泽韡,El-Sheikh,余振超等的研究表明节点刚度对空间网壳结构极限承载力有至关重要的影响。尹晨光设计了一种新型复式球节点,并探究了在不同尺寸条件下复式球节点在单向轴压和纯弯状态下的极限承载力,确定了新型球节点的承载力可达到传统焊接球节点的承载力,但缺少了新型节点与焊接节点抗弯承载力的对比研究。柯嘉设计了一种装配式的碗式节点,并对该节点进行了抗弯试验研究。由于这种节点采用与螺栓球节点相似的单螺栓连接,因此也存在抗弯承载力不足的缺陷。蔡健等提出一种适用于矩形杆件的新型焊接端板节点,由于该节点具有显著的刚性连接特征,虽然抗弯承载力得到了保证,但是施工过程需要高空焊接,焊缝质量难以保证。

本文提出一种用于曲面网壳的装配式节点,其组成如图 1 所示。不同于传统的焊接节点,该节点杆件和节点的加工和焊接工作全部在工厂完成,避免了高空焊接;在节点处根据杆件的数量均分几个扇形的子构件,所有子构件与节点肋板通过高强螺栓现场连接,且所有螺栓位于节点内部。节点中心区域采用无盖板连接,充分体现了其半刚性特征,同时也为后续检修提供了便利。

图 1 装配式节点

为了深入研究该节点的受力特性,本文对扇形组合装配式节点(简称装配式节点)试件和作为对比试件的焊接网壳节点进行单向受压试验和弯曲试验,其中单向受压试验分为单向轴压试验和单向偏压试验,旨在对比探究装配式节点与传统节点在单向荷载作用下的应力和变形特点以及受力性能,考察装配式节点与传统焊接节点在轴向刚度上的优劣,探讨该装配式节点用于实际工程的可行性;弯曲试验旨在探究装配式节点在弯矩作用下的弯矩-转角曲线和破坏模式,得出节点的转动刚度特征和受力性能的优缺点。最后,将试验结果与 ANSYS 有限元分析结果进行对比。

1.1 试件设计

根据某大跨网壳工程的杆件尺寸设计并制作了6 个足尺六杆件节点试件,将其分为两类,一类为装配式节点试件(编号 JD2,3,4,6,共 4 个),另一类为焊接节点对比试件(编号 JD1,5,共 2 个), JD1 和JD2 对两类节点在单向轴压荷载下的性能进行比较,JD3 和 JD4 采用偏心加压的方法考察装配式节点的压弯性能,其偏心距分别为 110 mm 和 130 mm(均为面外偏心)。JD5 和 JD6 采用横向加载的方法考察节点的弯曲性能。装配式节点的焊接(工厂焊接)部位在杆件的数量和肋板组合件的形式上类似于端板节点。对于端板节点:当杆件间夹角 α 、外平面角 β 固定时,节点承载力在节点端板厚度与杆件壁厚的比值不小于 2 时趋于稳定。因此,本试验在试件设计时该比值不小于 2。此外,在单层网壳结构中,杆件除轴力外还承受弯矩作用,而且壳面外弯矩通常远大于面内弯矩。因此,为了模拟真实情况下杆件的受力,反映面外弯矩对节点性能的影响,试件杆件中心线与节点在面外方向呈 1. 5° 夹角。装配式节点和焊接节点试件构造详图如图 2 所示,图中,a 为受力杆件高度, b 为非受力杆件高度, c 、 d 为节点区肋板厚度,  e 、 t 分别为连接板组合件厚度,试件的具体信息见表 1。

a—焊接节点;b—装配式节点。

图 2 试件构造详图 mm

表 1 试件参数

所有试件的钢管、节点区肋板、连接板均采用Q235B 钢材,螺栓采用 10.9 级高强度螺栓。依据 GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验:第 1 部分:室温试验方法》对钢材进行拉伸试验,测得各参数平均值为:弹性模量为 2.095×10 ⁵ MPa,屈服强度 σ _s 为 269.52 ~ 274.90 MPa, 极限抗拉强度 σ _b 为404.29 ~ 433.08 MPa, 断后伸长率 δ 为 30% ~31.67%。试件材料的材性试验结果如表 2 所列。

表 2 材料力学性能

1.2 试验加载与量测方案

试验加载装置如图 3 所示,试验加载设备为50 t 液压千斤顶,节点的单向受压试验和弯曲试验均采用静力分级加载方案,预加载荷载值为 50 kN,最大加载取设备吨位的 80% 即 400 kN。对于单向受压试验,通过液压千斤顶在试件顶端直接加轴向荷载,加载区间为 0 ~ 200 kN 时,约 50 kN 为一个荷载等级;加载区间为 200 ~ 400 kN 时,约 25 kN 为一个荷载等级。对于弯曲试件,同样通过液压千斤顶在试件中点施加轴向荷载,采用分级加载,加载区间在 0 ~ 180 kN 时,约 25 kN 为一个荷载等级;加载区间在 180 ~ 400 kN 时,约 3 kN 为一个荷载等级。根据屈服判定条件,当出现下列情况之一时,判定试件达到破坏:1) 试件发生过大的塑性变形而不能继续加载; 2) 试件任意部位出现明显的断裂。

a—单向轴压试验;b—弯曲试验。

图 3 加载装置

试验测点布置如图 4 所示,本次试验的测试工作主要包括荷载测量、应变测量和位移测量。荷载测量采用拉压式压力传感器,水平放置于液压千斤顶下方,连接数字信号采集仪;应变片的布置主要以有限元分析结果为依据,在应变较大和节点关键部位布置应变片;位移计分别布置在位移比较敏感的加载端、节点区和支座处。

a—JD1 ~ JD4 位移测点布置正立面;b—JD1、JD2 位移测点布置侧立面;c—JD3、JD4 位移测点布置侧立面;d—JD5、JD6 位移测点布置;e—JD1 ~ JD6 应变测点布置。

图 4 测点布置

2.1 单向受压试验

2.1.1 试验现象

JD1:在加载至 300 kN 时, JD1 有轻微锈斑掉落;加载至 400 kN 时,JD1 有 2 个测点进入屈服,分别为测点 11 和 12,如图 5 所示。

图 5 JD1 屈服测点

JD2:在加载至 300 kN 时,JD2 也仅有轻微锈斑掉落;加载至 400 kN 时,没有出现较大的塑性变形,受限于千斤顶吨位,停止试验。

JD3:试验加载至 400 kN 时,JD3 肋板与连接板组合件的接触面有轻微的滑移,连接板与矩形杆件焊接处也未发生开裂现象,只有轻微锈斑掉落,位于节点区的 3 个测点进入屈服,分别为测点 8、9、46,如图 6 所示。

JD4:试验加载至 400 kN 时,JD4 也只有轻微锈斑掉落,位于节点区的 4 个测点进入屈服,分别为测点 8、9、11、46,屈服测点的形态见图 6。

图 6 JD3、JD4 屈服测点

2.1.2 荷载-位移曲线

JD1、JD2 的实测轴向荷载-轴向位移对比曲线见图 7。可以看出,JD1、JD2 在 400 kN 的荷载作用下位移较小。当荷载处于 0 ~ 50 kN 区间时,JD1 与JD2 位移基本相同;荷载处于 50 ~ 300 kN 区间时,JD2 的轴向刚度稍大于 JD1,与 JD1 相比,JD2 在相同荷载下的位移要小 0.42 mm;荷载超过 300 kN时,JD2 位移要超过 JD1 并且持续增大,原因在于JD2 轴向压力克服螺栓预紧力使肋板和连接板组合件发生滑移导致轴向位移增大。总体看, JD2 与JD1 的轴向刚度非常接近。

图 7 JD1、JD2 荷载-位移曲线

JD2 ~ JD4 的实测轴向荷载-轴向位移对比曲线见图 8。可以看出,当加载到最大荷载 400 kN 时,JD3、JD4 位移均较小。当荷载处于 0 ~ 50 kN 区间时,JD3 和 JD4 位移吻合较好;荷载处于 50 ~ 300 kN区间时,JD3 和 JD4 的位移最大偏差为 0.37 mm;荷载达到 400 kN 时,JD4 相比 JD2 的轴向位移增加了约 47.48%。在整个加载过程中,JD2 的轴向位移均小于 JD3 和 JD4,说明轴向荷载的偏心会降低装配式节点的轴向受力性能。

图 8 JD2、JD3、JD4 荷载-位移曲线

2.1.3 弯矩-转角曲线

本装配式节点在每根杆件与节点连接处为扇形组合件(子构件),相邻的子构件之间通过高强螺栓连接,属于半刚性节点。半刚性节点在荷载作用下,其弯矩-转角曲线能综合反映节点强度和刚度等受力性能。转角 θ 可由式(1)确定,计算简图见图 9。

式中: Δ 为点中心区域位移量; L 为加载端到节点中心的距离。

图 9 转角计算简图

由于所有试件的杆件在面外均有倾斜,无论单向受压试件的荷载是否存在偏心,其杆端亦存在面外弯 矩。JD1、JD2 的面外弯矩-转角对比曲线见图 10。可以看出,在弯矩不大于 3 kN·m 时,JD1与 JD2 的弯矩-转角曲线非常接近;当弯矩大于3 kN·m 时,JD2 弯曲刚度下降,可能的原因之一是JD2 在轴向受压情况下,随着弯矩增加,轴向荷载超过节点板与肋板间的摩擦力导致节点板与肋板发生滑移,螺栓发生剪切变形从而增大节点转角。

图 10 JD1、JD2 弯矩-转角曲线

JD2 ~ JD4 的弯矩-转角对比曲线见图 11。可以看出,当弯矩达到 7. 946 kN·m 时,JD2 最大转角为0.003 15 rad,受设备吨位限制,JD2 无法继续加载,此时 JD3 和 JD4 对应转角均小于 0.0015 rad。

图 11 JD2 ~ JD4 弯矩-转角曲线

在弯矩不大于 20 kN·m 时,JD3 与 JD4 的弯矩-转角曲线吻合较好,说明在荷载较小时偏心距对节点的弯曲刚度影响较小;当弯矩大于 20 kN·m 时,JD3 和 JD4 的转动刚度明显受偏心距的影响变大。

2.2 弯曲试验

2.2.1 试验现象

JD5:试验荷载加至 200 kN 时, JD5 有轻微变形;荷载加至 250 kN 时,试件形心下移现象明显,杆端测点已基本全部进入屈服。荷载加至 300 kN 时,杆端与节点板组合件上测点已经屈服,而杆件还处于弹性状态,试件形心下移量已达 12.74 mm。荷载加载至 371 kN 时,杆件与节点连接处的焊缝断裂,试件破坏,停止加载。破坏形态见图 12。

a—整体形态;b—破坏位置。

图 12 JD5 破坏形态

JD6:从开始加载至 100 kN 时,试件形心下移量稳定发展,其余部件无明显变化; 荷载加载至175 kN 时,节点区 35 号测点进入屈服状态,其余测点应变数值虽有增长但幅度不大,此时节点区肋板与连接板间缝隙已有约 10 mm 宽,形心下移现象明显;荷载加至 192 kN 时,连接板组合件下端两颗高强螺栓发生剪切破坏,节点变形增大显著,试件破坏,停止加载。破坏形态见图 13。

a—整体形态;b—螺栓破坏形态。

图 13 JD6 破坏形态

2.2.2 弯矩-转角曲线

JD5、JD6 实测弯矩-转角对比曲线见图 14。可以看出,JD5 从受荷到破坏经历了三个阶段: 1) 弹性阶段(0 ~ 163 kN·m):此阶段弯矩-转角曲线呈一条直线,节点基本处于弹性工作状态; 2) 弹塑性阶段(163 ~ 293.4 kN·m):此阶段弯矩-转角曲线不再呈一条直线,由于节点区部分测点进入屈服状态,抗弯刚度不断降低;塑性破坏阶段(293.4~ 302.37 kN·m):此阶段弯矩-转角曲线逐渐平缓最终接近水平,节点区大部分测点进入塑性阶段,节点塑性区急剧发展,最终节点由于杆端焊缝失效开裂发生破坏。

图 14 JD5、JD6 弯矩-转角曲线

JD6 从受荷到破坏同样经历了三个阶段:1) 弹性阶段(0 ~ 81.5 kN·m):节点基本处于弹性工作状态,试件形心略微下移,此时高强螺栓未出现滑移,节点区肋板与连接板仍连接紧密,整体表现出较大的抗弯刚度; 2) 弹塑性阶段(81.5 ~ 142.6 kN·m):此阶段由于节点区肋板与连接板出现缝隙且高强螺栓发生滑移,抗弯刚度明显退化; 3) 塑性破坏阶段(143 ~ 156.5 kN·m):此阶段节点抗弯刚度进一步下降,形心下移急剧增大,节点区肋板与连接板间缝隙迅速增大,高强螺栓发生剪切破坏,最终脱落,试件破坏。

与轴压试验相比,弯曲试验中焊接节点的转动刚度显著增大,而装配式节点的转动刚度变化较小,说明加载方式对焊接节点转动刚度的影响明显大于装配式节点。在弯曲试验中,受螺栓滑移及变形的影响,装配式节点的转动刚度和抗弯承载力明显低于焊接节点。

3.1 模型概况

以 JD5 和 JD6 为例,运用 ANSYS 软件模拟各节点在单向受压作用和弯曲作用下的受力特性演化过程。节点各部位尺寸均按照图 2 建模。

3.1.1 单元类型及网格划分

单元类型选用三维 8 节点实体单元,每个节点有三个自由度,能够较为真实地模拟在此次试验中试件的状态。整体的网格划分情况见图 15。

a—焊接节点;b—装配式节点。

图 15 网格划分

3.1.2 接触设置及边界条件

当各部件组装在一起时,需要合理布置其接触和约束条件以提高模型计算精度。为使受力更贴近实际,螺栓头与连接板组合件内面、连接板组合件外面与节点区肋板面、节点区肋板面与连接板组合件对称面、螺母与连接板组合件内面、螺杆与连接板组合件嵌面、螺杆与节点区肋板嵌面之间均设置为面-面接触,接触性质由法线方向的“硬接触”和切线方向的“罚函数”两部分构成,其切向按相关文献设置摩擦系数,取值均为 0.15。两杆件端板底部一端施加全约束,另一端施加 z 向约束以模拟实际边界条件,自试件节点区形心处施加 z 方向面荷载,如图 16 所示。

图 16 边界条件与荷载施加

3.1.3 材料本构

模型中钢材和高强螺栓的弹性模量均为 2.06×10 ⁵ MPa,高强螺栓的屈服强度取 940 MPa,抗拉强度取 1040 MPa,泊松比为 0.3。钢材的屈服强度根据材性试验取 271.58 MPa,抗拉强度取 416.33 MPa,泊松比为 0.3。螺栓、钢材均采用双线性随动强化模型,如图 17 所示。

图 17 材料本构模型

3.2 有限元分析结果

图 18 分别给出了弯曲试件 JD5(焊接节点)和JD6(装配式节点)在试验破坏荷载下的 Mises 应力云图,JD5 的最大应力达到了 394 MPa,出现在杆件与节点区焊缝位置,说明焊缝位置是焊接节点的薄弱位置,与试验破坏位置相符。JD6 螺栓位置最大应力远远大于焊缝处应力,也超过了屈服应力(940 MPa),说明螺栓是装配式节点的薄弱部位,与试验破坏位置也相符。

a—JD5;b—JD6;c—JD6 螺栓。

图 18 有限元对比模型应力云图 MPa

图 19 给出了 JD5 和 JD6 模拟和试验的弯矩-转角对比曲线。可以看出,由于有限元模型中没有模拟焊缝对节点整体性能的影响,而实际试件焊接过程中局部不可避免会进行加热冷却的过程,热胀冷缩效应会使局部焊缝区域产生残余应力,影响试件整体的承载力,导致 JD5 加载前期出现有限元分析结果比试验偏大的现象。

a—JD5;b—JD6。

图 19 试验及模拟弯矩-转角曲线

在加载前中期,JD6 的有限元分析与试验结果吻合度较高,偏差明显低于加载后期,主要原因是在加载后期高强螺栓开始受力且有限元中设置的本构参数与螺栓实际本构存在差异。

有限元分析中,加载和边界条件等参数的设定均为理想状态,与实际试验均存在些许误差。此外,试件是通过工厂预制完成的,制作精度不足也会导致试件尺寸与模型有些许差异,影响试件承载力。

通过对扇形组合装配式曲面网壳节点和焊接节点进行试验及有限元数值模拟,本文主要结论如下:

1) 单向受压荷载下,扇形组合装配式节点拥有与焊接节点相同的性能,受力可靠,且变形较小。在试验加载过程中,扇形组合装配式节点的轴向刚度与传统焊接节点非常接近。

2)单向受压荷载下,轴向荷载的偏心会明显降低扇形组合装配式节点的轴向刚度,因而这种节点若用于实际工程中应考虑压-弯组合作用对节点的影响。

3) 弯曲试验中,扇形组合装配式节点的破坏过程存在三个阶段:弯矩小于 81.5 kN·m 时,节点表现出良好的抗弯性能;弯矩在 81.5 ~ 142.6 kN·m时,抗弯刚度明显退化;弯矩大于 143 kN·m 时,螺栓受剪脆断,试件破坏,因此提高装配式曲面网壳节点抗弯刚度的关键在于提高螺栓的抗剪能力。

4) 扇形组合装配式节点有限元模拟和试验最终的破坏形态相符,应力分布规律、弯矩-转角曲线整体吻合较好。