伞形钢桁架结构焊接相贯节点的力学性能

焦晋峰，马 霄，雷宏刚，张建丽

(太原理工大学 建筑与土木工程学院，山西 太原030024)

0 前 言

焊接钢管相贯节点具有外形独到、构造简捷以及承载能力良好等特点，近年来被广泛应用到工业厂房、机场航站楼、火车站、展览馆等建筑结构形式当中［1-7］。随着建筑结构外形立面多样化，结构的节点型式和受力变得更加复杂，而目前国内外学者对于焊接钢管相贯节点的研究，主要集中在已有的固定简单形式和单一截面，如常见N 型、K 型、X 型、T 型、KK 型等［8］，且试验研究以缩尺节点为主，大尺寸足尺节点的研究较少［9-12］。目前《钢结构设计规范》仅对X、T、K、KK 型等常用的相贯节点提供了理论承载力计算公式，对空间焊接钢管相贯节点并未进行详细的规定，因此对类似的空间焊接相贯节点的研究具有重要的理论和实际意义［9］。本文以山西省太原南站为工程背景，选取其屋盖结构——伞形空间钢桁架下弦节点为研究对象，采用通用有限元软件ABAQUS 进行理论分析，研究在空间多向轴向加载作用下节点的应力分布规律和破坏模式，并对比同一节点型式在不同加劲肋构造情况下的受力性能，进而优化加劲肋的构造形式。

1 工程背景

太原南站屋盖结构由平面投影尺寸为36 m×42.8 m 的伞状结构单元组合而成。屋盖单元的主要受力结构由两榀变截面主桁架与X 形钢柱(见图1)构成，桁架方向与X 形钢柱的肢方向相同。主桁架下弦与X 形柱刚接连接，次桁架与主桁架相连构成相互支撑的稳定结构体系，在桁架上、下弦平面内设置钢次梁以支承屋面板及吊顶(兼作钢桁架的侧向支撑)，因此屋架主桁架和次桁架相交处的节点杆件多且受力复杂。

图1 伞形空间钢结构桁架和选取节点位置示意Fig.1 Schematic diagram of umbrella-shaped space steel truss structure and location of the joint

2 有限元建模

2.1 几何模型

本文所选节点为太原南站伞形空间钢桁架结构中下弦节点——具有代表性的9 根焊接钢管相贯而成的8#节点，该节点主管尺寸大，且节点各杆件截面形式不一，主管为矩形管，支管分别为两根圆管和六根矩形管，节点各杆件截面规格见表1 所示。该节点计算模型采用:主管(G1B)一端固定、另一端(G1A)沿Y 向约束，其余支管杆端均为自由端，通过杆件端部实施轴向加载(见图2，图中所示载荷为1.0 倍设计载荷)。

图2 节点计算模型和杆件加载示意图Fig.2 Schematic diagram of model of joint and bar loading

表1 8#节点杆件截面规格及长度统计表Tab.1 Statistical table of Section size and length of bar in the joint mm

为了研究焊接钢管相贯节点在最不利工况载荷作用下不同加劲构造措施对节点承载能力的影响，优化并确定合理的加劲肋形式。本文针对该节点支管与主管相贯区域内，选用三种加劲构造措施，分别为节点构造A 型(无任何加劲肋);节点构造B 型(井字形加劲肋(见图3a));节点构造C 型(横隔板+纵向加劲肋(见图3b))。

图3 节点构造B、C 型示意图Fig.3 Schematic diagram of joint structure of type B、C

2.2 有限元模型

本文采用通用有限元软件ABAQUS 进行建模分析，所选单元类型为S4R(四节点壳单元减缩积分);钢材采用Q235C 和Q345C 两种，弹性模量E为2.06×1011Pa，泊松比μ 为0.3，材料本构关系均采用三折线弹塑性模型(见图4);分析步按照设计工况载荷添加，加载示意图(见图2);为保证节点单元网格划分质量和计算结果精度，同时考虑到计算成本，因此在节点整体布置种子的基础上，支管与主管交汇区域将网格种子加密布置，单元划分以四边形为主，采用自由网格划分。

图4 材料强度曲线Fig.4 Diagram of material strength

3 节点有限元分析

3.1 节点构造A 型

根据有限元分析所得的von Mises 应力云图可知:①节点在0.2 倍设计荷载下，首先在受拉支管与主管交汇处的主管管壁开始屈服，此时荷载较小，主管1 216.9 kN，受拉支管381.3 kN(见图5(a));②主管节点交汇处的塑性区随着荷载的增加而逐渐扩大，尤以主管和受拉支管显著，且各支管中圆管先于矩形管出现屈服;③荷载加至设计荷载的0.6 倍时，主管管壁出现明显的凹陷、鼓曲变化，严重影响节点承载能力，继而致使节点发生破坏(见图5(b))。

图5 节点构造A 型应力云图Fig.5 Stress nephogram of joint structure of type A

3.2 节点构造B 型

根据有限元分析所得的von Mises 应力云图可知:①在节点域设置加劲肋后，节点受力性能整体得到改善，节点塑性区域明显减少，承载能力有显著的提高，在0.7 倍设计荷载作用下，最先出现屈服为圆管相贯线最高点处(见图6(a));②节点塑性区主要集中在主支管交汇处，方管尤以角点显著，圆管塑性区表现在相贯线的最高点处(见图6(b)中红色区域);③主管管壁加劲肋不连续处为相对薄弱位置，易于出现屈服(见图6(b)中红色区域)。

图6 节点构造B 型分析结果图Fig.6 The result diagram of joint structure of type B

3.3 节点构造C 型

节点构造C 型基于节点构造B 型的基础上，采用横隔板+纵向加劲肋构造措施。由有限元分析所得的von Mises 应力云图可知:①在节点域主管增设五块横隔板后，节点整体受力性能得到进一步改善，屈服区域减少，节点等效应力整体变小(见图7(a));②相贯节点塑性区仍旧主要集中在主支管杆件交汇处，方管仍以角点位置显著，圆管塑性区仍出现在相贯线的最高点处(见图7(b)中红色区域);③主管管壁加劲肋不连续处，在加载至1.3 倍设计荷载时仍未出现屈服(见图7(b))。

图7 节点构造C 型分析结果图Fig.7 The result diagram of joint structure of type B

4 节点承载力对比分析

对比三种不同加劲肋形式下的节点分析可知:

①在节点构造A 型中，相贯节点屈服最早出现在主管与受拉支管交汇处的主管管壁，0.2 倍设计荷载为其临界破坏荷载，且随荷载持续增大主支管交汇处出现大面积的屈服(见图8(a));而采取节点构造B 型后，节点整体屈服出现延迟，且首先出现在圆管相贯线最高点处;

②荷载加至1.0 倍设计荷载时，节点构造B 型主管管壁加劲肋不连续处开始出现屈服，且仅在主管施加轴力一侧(见图8(b));而节点构造C 型在1.4 倍设计荷载时在相同位置才开始出现屈服，且节点整体刚度和强度优于节点加劲肋B 型(见图8(c));

③节点构造C 型内横隔板在加载至1.1 倍设计荷载出现屈服，随荷载增加塑性区逐渐扩大(见图8(d)红色区域);

④节点构造B 型与节点构造C 型屈服模式大致相同，均在圆管相贯线最高点处开始出现屈服;以支管(杆件8)与主管相贯区域冠点为研究对象可知(见图9)，在相同加载制度下，节点构造A 型不论在承载力还是变形方面，相对其余两种构造措施，其数值均偏低;

同时节点构造C 型就节点承载力和抵抗变形能力方面均优于节点构造B 型:当荷载加至2 倍设计荷载时，杆件8 的269 号有限元节点处，节点构造C 型的最大位移值是节点构造B 型最大位移值的0.15 倍，而相应的节点构造C 型的弹性极限承载力是节点构造B 型的1.33 倍。

图8 各加劲肋措施下节点分析结果图Fig.8 The result diagram of joint by different stiffener structure

图9 杆件8－269 号节点处结果曲线Fig.9 The result curve about node 269 in branch pipe 8

5 结 语

根据上述分析，可得以下结论:

①焊接钢管相贯节点在空间多向加载受力情况下，主支管杆件交汇处易出现屈服，降低节点承载能力，尤其以矩形管角点、圆管相贯线位置为最不利受力位置，且圆管先于矩形管屈服;

②节点构造C 型有效改善节点构造B 型中在主管管壁加劲肋不连续处的刚度不足，且延缓节点塑性区域的扩展;

③对焊接相贯节点而言，设置合理的节点构造措施可有效提高节点承载能力。就增强节点整体承载能力而言，节点构造C 型＞节点构造B 型＞节点构造A 型;但就加劲构造本身而言，在相同载荷工况作用下，节点构造B 型＞节点构造C 型＞节点构造A 型。结合工程实际，针对类似的相贯节点，建议选取节点构造C 型，并将节点中主管平面外变形为管壁厚的3%作为对应承载力极限状态，同时设计时可根据实际情况适当加大纵向加劲肋厚度。

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