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时间:2020-03-22
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1、钢管桁架连接钢板对T型节点轴向承载力的影响分析宋启明刘亚申北京建筑大学圃摘要:圆钢管结构通常用于大跨屋盖,计算上按桁架处理,檩条与钢管桁架多采用钢板连接。对于T型节点,荷载经檩条通过节点钢板传到弦管,然后传到支管。节点钢板与弦管焊接长度的差异,导致节点边界条件强弱的变化,从而影响节点的轴向承载力。本文采用ANSYS建立3个T型节点的有限元模型,计算其承载力,并与试验结果对比,验证了有限元模型的正确性。在此基础上,模拟了多种节点钢板长度下的T型节点承载性能,分析了节点钢板长度对T型节点轴向承载力的影响。关键词:圆管节点;T型节点;轴向承栽力;檩条
2、1引言圆钢管结构广泛应用于体育馆、火车站、机场候机楼等大跨屋盖中,其造型简洁、优美,施工也比较方便。计算上通常将其看作桁架,屋盖荷载通过檩条传到钢管节点,钢管杆件只承受轴向力。檩条与钢管节点通过钢板连接,因此屋盖荷载经钢板传到弦管,然后传到支管。而现有的一些关于管节点的轴向承载力研究中,荷载的施加方式有所不同:一般是施加支管轴向荷载,弦管两端部约束,既有采用简支边界,也有采用固定边界,也有一端固定,一端自由。可见,这些研究中采用的荷载施加方式与实际结构中荷载施加方式存在着差异。本文以T型节点为例,用ANSYS建立有限元模型计算其轴向承载力,并与
3、试验结果对比,验证有限元模型的准确性。进而模拟节点钢板与T型节点的连接,分析不同钢板长度对轴向承载力的影响。2有限元模型一图1焊缝模型采用ANSYS建立T型节点有限元模型,弦管、支管及焊缝均使用SHELLl81单元。由于壳单元没有几何厚度,弦管、支管均按其中面建模。焊缝则参考Vegte,按图1的方式建模,其中焊缝单元宽度ww=t。,焊缝单元高度砒:o.5f。托。,焊缝壳体厚度取为0.5£,。材料模型采用理想弹塑性,弹性模量E为206GPa,泊松比为0.3,等向应变强化,Von—Mises屈服准则,焊缝与支管相同。试验中弦管端部为简支,因此有限元
4、模型也采用简支边界,约束弦管端部的径向位移,放松其轴向位移。与试验相同,轴向压力通过支管施加。为保证沿支管轴向加载,约束支管端部x、z方向的平动自由度。为防止在集中轴向荷载下支管端部屈服,在端部设置刚性环,弹性模量为103E。节点区域应力集中严重,因此此处的网格划分较密,以保证计算的精确性;远离该区域,网格逐渐稀疏以保证计算的速度。节点承载力的求解采用弧长法,迭代次数一般设置为75次,即可捕捉到荷载极值,并获得荷载位移曲线下降段。本文的计算方法已用于TX型和1Tr型圆钢管节点的承载力研究。3模型验证本文为验证有限元模型的准确性,将模拟结果与试验
5、结果进行对比。图2为3个不同13值的T型节点各部分尺寸详图。各节点的实测尺寸见表1,其中弦管钢材的屈服强度k经由材性试验结果取为平均值345.0MPa。试验加载装置采用千斤顶对支管加压,弦管端部用钢板焊接,并搁置在钢支座上。试验中记录支管端部及弦管中央底部位移,以记录节点的凹陷变形。图2T型节点详图2016.0373圃表1试验参数lod0dlt0tlll(mm)T11800.0298.076.35.66.2375.0T31800.0298.1147.25.86.4745.0T51800.0297.9220.26.16.51126.5有限元计算的
6、节点承载力R一与试验节点承载力R。的对比结果如表2,其中承载力为荷载位移曲线的极值点,荷载位移曲线的对比见图7,位移定义为支管端部与弦管中央底部位移的差值。表2有限元计算结果与试验结果对比F⋯(kN)F。。(1(N)F。—E.。T185.088.61.04T3155.0162.51.05T5249.7264.71.06从以上表2可见有限元算得承载力稍偏大,但二者之间误差均小于10%,三个节点的荷载一位移曲线的吻合度较好,特别是在弹性段。但出现误差,原因可能是有限元计算采用的弹性模量和泊松比与试验材料有区别,以及试验测量的位移存在偏差。但本文的目
7、的在于研究节点承载力,因此该有限元模型是合适的。4檩条与弦管的连接模拟文献[1]只给出檩条与钢管结构连接的示意图,并未规定节点钢板的具体尺寸。本文为简化问题,将节点钢板与弦管的接触面(位于弦管中央)看作固定边界,约束其平动和转动自由度。相应将弦管端部约束取消,荷载仍通过支管轴向施加。图3圆心角的定义针对T1、T3、T5三种模型参数,分析了不同节点钢板长度对节点承载力的影响。在有限元模型中用连接边界对弦管圆心的圆心角来表示节点钢板的长度,该圆心角关于XY平面对称(图3)。鑫”。羚s。委。.:。一、,.。.,,+o鞠心霸图4计算结果计算结果如图4所
8、示,其中纵坐标按表2中有限元计算的节点承载力进行了无量纲化处理。对于T1节点,当圆心角达到90。时,节点承载力与通常的弦管简支边界节点承载力相等。当圆
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