聞洋 ，吳夏至 ?，熊林 ，熊文

（1.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010；2.廣東工商職業(yè)技術(shù)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，廣東 肇慶 526000）

新能源革命是未來數(shù)十年能源和電力產(chǎn)業(yè)最大的變革趨勢(shì)，我國(guó)正在成為全球新能源革命的中心，風(fēng)力發(fā)電在新能源革命中的地位舉足輕重［1］.隨著發(fā)電機(jī)組裝機(jī)容量越來越大型化，對(duì)于風(fēng)電塔架的要求也越來越高.格構(gòu)式風(fēng)電塔架憑借其運(yùn)輸方便、拆裝便利、剛度大、用鋼量少等優(yōu)點(diǎn)將會(huì)擁有廣闊的發(fā)展前景［2-4］.

在格構(gòu)式風(fēng)電塔架節(jié)點(diǎn)的研究中，傳統(tǒng)式的相貫節(jié)點(diǎn)和管板節(jié)點(diǎn)已經(jīng)取得了相對(duì)完備的理論成果，但兩者都存在高空施焊、焊接效果不理想、殘余應(yīng)力復(fù)雜等缺點(diǎn)［5-10］，因此探尋新的節(jié)點(diǎn)形式對(duì)于格構(gòu)式風(fēng)電塔架的發(fā)展具有重大的意義.為此，課題組基于裝配式節(jié)點(diǎn)的概念先后研究了螺栓球節(jié)點(diǎn)、桿式分支等節(jié)點(diǎn)［11-14］.上述節(jié)點(diǎn)具有現(xiàn)場(chǎng)免施焊、拆裝便利等優(yōu)點(diǎn)，但因其腹桿合力未交于塔柱中心，引起附加彎矩造成了節(jié)點(diǎn)剪切破壞.這對(duì)裝配式節(jié)點(diǎn)的推廣使用十分不利.

基于此，課題組提出了分體球型節(jié)點(diǎn)與橢球型節(jié)點(diǎn)兩種不同的解決方案.兩種節(jié)點(diǎn)的腹桿合力均能交匯于塔柱中心，傳力路徑明確合理.本文開展了兩個(gè)分體球型節(jié)點(diǎn)和兩個(gè)橢球型節(jié)點(diǎn)的靜力試驗(yàn)研究，以期得到兩種節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布規(guī)律及破壞模式，并以此分析兩種節(jié)點(diǎn)優(yōu)勢(shì)與弊端，對(duì)裝配式節(jié)點(diǎn)形式的進(jìn)一步探索提供試驗(yàn)依據(jù)與理論支持.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

以內(nèi)蒙古白云鄂博礦區(qū)風(fēng)電場(chǎng)某1.5 MW 錐筒塔架為原型，結(jié)合《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50017—2017）［15］和《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50135—2019）［16］，通過SAP2000軟件進(jìn)行內(nèi)力分析，建立鋼管混凝土四肢柱風(fēng)電塔架模型.根據(jù)試驗(yàn)場(chǎng)地、加載設(shè)備的情況按照1∶1.6 的比例設(shè)計(jì)了2 個(gè)分體球型節(jié)點(diǎn)和2個(gè)橢球型節(jié)點(diǎn).節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖1所示.

圖1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造示意圖Fig.1 Node structure diagram

分體球型節(jié)點(diǎn)與橢球型節(jié)點(diǎn)的塔柱、腹桿均采用20Mn 無縫鋼管，塔柱采用C40 混凝土進(jìn)行填充.球臺(tái)、球臺(tái)蓋板采用Q235 鋼，圓螺栓球與橢球型螺栓球采用45#鋼切削而成，球臺(tái)與球臺(tái)壓板使用M20高強(qiáng)螺栓鎖緊，腹桿與螺栓球間采用10.9 級(jí)M27 高強(qiáng)螺栓連接，采用坡口焊的焊接方式將球臺(tái)焊接在包裹體上.試件主要參數(shù)見表1.鋼材的力學(xué)性能見表2.

表1 試件主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of specimens

表2 鋼材力學(xué)性能指標(biāo)Tab.2 Mechanical properties of steel MPa

1.2 加載裝置及加載制度

加載方式采用臥位加載，塔柱右側(cè)底板通過高強(qiáng)螺栓與承力支座連接，地腳螺栓將承力支座與地槽卡死，塔柱左側(cè)放置在半圓形支撐架上，上部半圓形卡扣通過高強(qiáng)螺栓將塔柱鎖緊.試驗(yàn)采用兩臺(tái)液壓伺服器，一端與受拉、壓腹桿的加載板相連，另一端通過錨桿與重力反力墻固定.受壓側(cè)伺服作動(dòng)器與腹桿相連處設(shè)置防側(cè)移裝置，避免出現(xiàn)附加彎矩使受壓腹桿出現(xiàn)側(cè)移.加載裝置示意圖見圖2.

圖2 加載裝置Fig.2 Test setup

試驗(yàn)采用荷載控制的加載方式，分為預(yù)加載階段、標(biāo)準(zhǔn)加載階段和破壞加載階段，壓、拉腹桿采取1.05∶1 的比例加載.根據(jù)ABAQUS 軟件進(jìn)行非線性分析得到極限理論荷載.正式試驗(yàn)前進(jìn)行預(yù)加載，保證各試驗(yàn)儀器能夠正常工作；標(biāo)準(zhǔn)加載階段每級(jí)荷載增量取極限荷載的10%，當(dāng)荷載增加至極限荷載的85%或試件出現(xiàn)明顯的塑性變形時(shí)，試件進(jìn)入破壞加載階段，荷載增量降為極限荷載的5%；當(dāng)試件出現(xiàn)明顯破壞時(shí)，試驗(yàn)停止.

2 試件破壞形態(tài)

試件JD-1 表現(xiàn)為球臺(tái)材料強(qiáng)度破壞，如圖3（a）所示.初始加載階段無明顯現(xiàn)象，當(dāng)受拉側(cè)荷載為160 kN 時(shí)，球臺(tái)壓板內(nèi)緣出現(xiàn)輕微變形；當(dāng)受拉側(cè)荷載增大到214 kN時(shí)，球臺(tái)壓板與球臺(tái)的間隙增大；當(dāng)荷載繼續(xù)增大至288 kN 時(shí)，受拉側(cè)球臺(tái)從冠點(diǎn)焊縫處被完全拉斷，試驗(yàn)結(jié)束.試件JD-2 表現(xiàn)為球臺(tái)壓板屈曲破壞，如圖3（b）所示.初始加載階段無明顯現(xiàn)象，當(dāng)受拉側(cè)荷載達(dá)到245 kN時(shí)，球臺(tái)壓板內(nèi)緣出現(xiàn)輕微屈曲；荷載增大至298 kN時(shí)，球臺(tái)與球臺(tái)壓板間出現(xiàn)不均勻的間隙；當(dāng)荷載達(dá)到347 kN時(shí)，球臺(tái)壓板內(nèi)緣屈曲嚴(yán)重造成螺栓球被拉出，試驗(yàn)結(jié)束.試件JD-3 表現(xiàn)為球臺(tái)壓板撕裂破壞，如圖3（c）所示.初始加載階段無明顯現(xiàn)象，當(dāng)受拉側(cè)荷載為198 kN時(shí)，球臺(tái)承板與球臺(tái)壓板間出現(xiàn)細(xì)微間隙；荷載達(dá)到305 kN 時(shí)，受拉側(cè)球臺(tái)壓板微微隆起，出現(xiàn)細(xì)微裂縫；最終當(dāng)荷載達(dá)到346 kN 時(shí)，裂縫貫通，試驗(yàn)結(jié)束.試件JD-4 表現(xiàn)為受拉腹桿螺栓螺紋破壞，如圖3（d）所示.初始加載階段無明顯現(xiàn)象，當(dāng)受拉側(cè)荷載為245 kN 時(shí)，球臺(tái)與球臺(tái)壓板出現(xiàn)輕微的塑性變形；荷載繼續(xù)增加至390 kN 時(shí)，受拉腹桿的高強(qiáng)螺栓突然被拔出，試驗(yàn)結(jié)束.

圖3 節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)Fig.3 Node destruction form

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試件荷載-變形曲線

圖4 所示為節(jié)點(diǎn)腹桿荷載-變形關(guān)系曲線圖，規(guī)定腹桿受拉時(shí)位移值為正值，腹桿受壓時(shí)位移值為負(fù)值.JD-1與JD-2曲線受拉側(cè)在加載初期呈線性增長(zhǎng)，且兩條曲線基本吻合.當(dāng)荷載增大至214 kN 時(shí)，JD-1 曲線斜率開始下降，兩條曲線開始分離；當(dāng)荷載增大至288 kN 時(shí)，JD-1 的球臺(tái)被拉斷；當(dāng)荷載達(dá)到298 kN 時(shí)，JD-2 的曲線斜率也逐漸下降，這是由于球臺(tái)壓板逐漸屈曲出現(xiàn)塑性變形導(dǎo)致；當(dāng)荷載增大至347 kN 時(shí)，螺栓球被拉出.JD-3 加載初期受拉側(cè)曲線呈線性增長(zhǎng)，當(dāng)荷載增大至305 kN時(shí)，斜率大幅下降，這是由于球臺(tái)壓板內(nèi)緣坡口出現(xiàn)裂縫所致；當(dāng)荷載達(dá)到346 kN 時(shí)，球臺(tái)壓板裂縫完全貫通.JD-4 加載初期受拉側(cè)曲線呈線性增長(zhǎng)；當(dāng)荷載增長(zhǎng)到390 kN 時(shí)，受拉腹桿的高強(qiáng)螺栓突然從橢球中被拉出，試驗(yàn)結(jié)束.

圖4 腹桿荷載-變形關(guān)系曲線Fig.4 Load-deformation curves of specimens

分析分體球型節(jié)點(diǎn)的腹桿荷載-變形關(guān)系曲線可以發(fā)現(xiàn)，JD-1與JD-2的曲線斜率在彈性階段基本保持一致，說明分體球型節(jié)點(diǎn)在彈性工作階段，球臺(tái)壁厚的增長(zhǎng)對(duì)節(jié)點(diǎn)的變形能力影響并不明顯.當(dāng)試件JD-1 與JD-2 進(jìn)入塑性變形階段時(shí)，JD-2 腹桿的極限位移相對(duì)于JD-1 多9 mm，塑性發(fā)展階段更長(zhǎng).這是由于球臺(tái)壁厚由6 mm 增大至10 mm，球臺(tái)軸向抗拉承載力大幅提高，節(jié)點(diǎn)破壞模式由球臺(tái)被拉斷轉(zhuǎn)變?yōu)榍蚺_(tái)壓板屈曲破壞，節(jié)點(diǎn)承載力增大20.5%.分析橢球型節(jié)點(diǎn)的腹桿荷載-變形關(guān)系曲線可知：在全段曲線中，JD-4的曲線斜率明顯大于JD-3，且JD-4 曲線彈性階段比JD-3 更長(zhǎng)，節(jié)點(diǎn)極限承載力提高12.7%.說明橢球型節(jié)點(diǎn)隨著球臺(tái)壁厚的增大，節(jié)點(diǎn)區(qū)剛度顯著增加，節(jié)點(diǎn)極限承載力顯著增強(qiáng).

綜上，對(duì)比分析兩種節(jié)點(diǎn)的腹桿荷載-變形關(guān)系曲線可得：在相同壁厚條件下，橢球型節(jié)點(diǎn)的彈性工作階段比分體球型節(jié)點(diǎn)更長(zhǎng)，承載能力更佳；且在彈性工作狀態(tài)下，當(dāng)球臺(tái)壁厚由6 mm增長(zhǎng)至10 mm時(shí)，橢球型節(jié)點(diǎn)的曲線斜率較分體球型節(jié)點(diǎn)有了大幅提升，表明球臺(tái)壁厚的增加顯著提升了橢球節(jié)點(diǎn)的整體剛度，但對(duì)分體球型節(jié)點(diǎn)的整體剛度提升不大.

3.2 球臺(tái)區(qū)應(yīng)力分布

球臺(tái)是固定螺栓球和連接包裹體的主要構(gòu)件，且存在大量焊縫，球臺(tái)區(qū)應(yīng)力分布情況十分復(fù)雜，對(duì)球臺(tái)區(qū)等效應(yīng)力的研究十分重要.圖5 為球臺(tái)測(cè)點(diǎn)布置圖，圖6為等效應(yīng)力分布圖.

圖5 球臺(tái)測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Monitoring points arrangement of table area

圖6 球臺(tái)區(qū)等效應(yīng)力分布曲線Fig.6 Equivalent stress distribution curves of table area

分析分體球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)等效應(yīng)力可知：1～4號(hào)為壓區(qū)球臺(tái)測(cè)點(diǎn)，5～8 號(hào)為拉區(qū)球臺(tái)測(cè)點(diǎn).拉區(qū)球臺(tái)的等效應(yīng)力整體要高于壓區(qū)球臺(tái)等效應(yīng)力，在JD-1 與JD-2中，壓區(qū)球臺(tái)最大等效應(yīng)力均出現(xiàn)在2號(hào)測(cè)點(diǎn)，分別為103 MPa、149 MPa；最小等效應(yīng)力出現(xiàn)在1 號(hào)測(cè)點(diǎn)和3 號(hào)測(cè)點(diǎn)，分別為64 MPa、9 MPa.最大等效應(yīng)力分別為最小應(yīng)力的1.6 倍和17 倍.拉區(qū)球臺(tái)最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在7 號(hào)測(cè)點(diǎn)和8 號(hào)測(cè)點(diǎn)，分別為307 MPa、256 MPa；最小等效應(yīng)力均出現(xiàn)在6 號(hào)測(cè)點(diǎn)，分別為168 MPa、79 MPa.最大等效應(yīng)力分別為最小等效應(yīng)力的1.8倍、3.2倍.2號(hào)測(cè)點(diǎn)表現(xiàn)為壓應(yīng)力，這是由于螺栓球在推力的作用下與球臺(tái)壁碰撞擠壓.對(duì)于JD-1，當(dāng)荷載增大至260 kN 時(shí)，7 號(hào)測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)力出現(xiàn)躍升，這是由于球臺(tái)在拉力作用下焊縫出現(xiàn)裂縫.荷載達(dá)到288 kN 時(shí)，6號(hào)、7號(hào)測(cè)點(diǎn)再次發(fā)生躍升，這是由于球臺(tái)根部的裂縫已經(jīng)貫通，球臺(tái)被拉斷，試驗(yàn)結(jié)束.對(duì)于JD-2，各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力增長(zhǎng)較為均勻，當(dāng)荷載增長(zhǎng)至347 kN 時(shí)，球臺(tái)壓板屈曲，螺栓球被拉出，試驗(yàn)結(jié)束.對(duì)比試件JD-1與JD-2，球臺(tái)壁厚由6 mm 增大至10 mm 時(shí)，節(jié)點(diǎn)承載力增大了20.5%，最大等效應(yīng)力值下降了16%.球臺(tái)的軸向剛度顯著提高，應(yīng)力增長(zhǎng)更加均勻，應(yīng)力耗散能力更強(qiáng).

分析橢球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)等效應(yīng)力可知：JD-3、JD-4等效應(yīng)力最大值與最小值分別出現(xiàn)在3 號(hào)、4 號(hào)測(cè)點(diǎn)和8 號(hào)、2 號(hào)測(cè)點(diǎn)，最大等效應(yīng)力分別為最小等效應(yīng)力的9.7 倍和7.1 倍.1 號(hào)、3 號(hào)測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)較大幅度的應(yīng)力增長(zhǎng)，這是由于橢球在腹桿的拉、壓作用下易出現(xiàn)平面外偏轉(zhuǎn)，使橢球腹部與1 號(hào)、3 號(hào)測(cè)點(diǎn)擠壓加劇.對(duì)于JD-3，當(dāng)荷載達(dá)到150 kN 時(shí)，4 號(hào)測(cè)點(diǎn)由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)為拉應(yīng)力，這是由于球臺(tái)出現(xiàn)塑性變形，橢球偏轉(zhuǎn)與球臺(tái)壁產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng).當(dāng)荷載達(dá)到300 kN時(shí)，拉應(yīng)力又轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，這是由于球臺(tái)壓板出現(xiàn)屈曲，橢球尖端偏轉(zhuǎn)程度加大，橢球尖端被拉出球臺(tái)外緣，對(duì)4 號(hào)測(cè)點(diǎn)造成擠壓.對(duì)于JD-4，4 號(hào)測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)力有了最大幅度的提升，這是由于橢球尖端與4 號(hào)測(cè)區(qū)碰撞最為劇烈，當(dāng)荷載達(dá)到250 kN、300 kN 時(shí)，4 號(hào)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力均出現(xiàn)躍升，原因是球臺(tái)由于橢球擠壓出現(xiàn)塑性變形.對(duì)比試件JD-3 與JD-4，球臺(tái)壁厚由6 mm 增大至10 mm 時(shí)，節(jié)點(diǎn)承載力增大了12.7%，最大等效應(yīng)力值下降了33%.在相同荷載作用下，各測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)力顯著下降.

綜上，對(duì)比分析兩種節(jié)點(diǎn)球臺(tái)區(qū)的等效應(yīng)力分布情況發(fā)現(xiàn)，相對(duì)于橢球型節(jié)點(diǎn)，分體球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)區(qū)等效應(yīng)力分布更為均勻，等效應(yīng)力極差更小，應(yīng)力集中現(xiàn)象不明顯，表明分體球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)受力更均勻，材料利用率更高.當(dāng)球臺(tái)壁厚由6 mm 增長(zhǎng)至10 mm 時(shí)，兩種節(jié)點(diǎn)的極限承載力均顯著提升，并有效降低了相同荷載作用下球臺(tái)的等效應(yīng)力，表明球臺(tái)壁厚是影響節(jié)點(diǎn)承載力的關(guān)鍵因素.

3.3 球臺(tái)壓板應(yīng)力分布

球臺(tái)壓板是束縛螺栓球的主要承力構(gòu)件，試驗(yàn)中兩種節(jié)點(diǎn)的球臺(tái)壓板均出現(xiàn)不同程度的損壞，探尋兩種節(jié)點(diǎn)球臺(tái)壓板區(qū)等效應(yīng)力分布情況對(duì)分析節(jié)點(diǎn)的受力模式具有重要意義.圖7 為球臺(tái)壓板區(qū)的測(cè)點(diǎn)布置圖，圖8為等效應(yīng)力分布圖.

圖7 球臺(tái)壓板測(cè)點(diǎn)布置Fig.7 Monitoring points arrangement of ball table pressing plate

圖8 球臺(tái)壓板等效應(yīng)力分布曲線Fig.8 Equivalent stress distribution curve of ball table pressing plate

分析分體球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)壓板等效應(yīng)力可知：試件JD-1、JD-2 中1～4 號(hào)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力增長(zhǎng)并不明顯，原因是在受壓區(qū)球臺(tái)壓板與螺栓球相互作用很小，球臺(tái)壓板僅起構(gòu)造作用.分析5～8 號(hào)測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)力可知，拉區(qū)球臺(tái)壓板的最大等效應(yīng)力均出現(xiàn)在6 號(hào)測(cè)點(diǎn)，分別為130 MPa、311 MPa；最小等效應(yīng)力分別出現(xiàn)在5 號(hào)測(cè)點(diǎn)和7 號(hào)測(cè)點(diǎn)，為65 MPa、100 MPa.最大等效應(yīng)力分別為最小等效應(yīng)力的2 倍和3.1 倍.表明分體球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)壓板等效應(yīng)力分布比較均勻，等效應(yīng)力極差不大.對(duì)于試件JD-1，球臺(tái)壓板的等效應(yīng)力水平整體偏低，這是由于拉區(qū)球臺(tái)被拉斷，球臺(tái)壓板的作用未被充分發(fā)揮.對(duì)于試件JD-2，當(dāng)荷載增大到300kN、347 kN 時(shí)，6 號(hào)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力發(fā)生躍升，原因是在受拉腹桿作用下，螺栓球?qū)? 號(hào)測(cè)點(diǎn)的擠壓加劇，造成球臺(tái)壓板進(jìn)一步屈曲.對(duì)比試件JD-1與JD-2，球臺(tái)壁厚由6 mm 增長(zhǎng)至10 mm，球臺(tái)壓板各測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力增長(zhǎng)明顯，6號(hào)測(cè)點(diǎn)最大等效應(yīng)力值增長(zhǎng)了139%，表明球臺(tái)壁厚的增長(zhǎng)使得球臺(tái)壓板受力程度加大.

分析橢球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)壓板等效應(yīng)力可知：JD-3、JD-4球臺(tái)壓板最大等效應(yīng)力均出現(xiàn)在1號(hào)測(cè)點(diǎn)分別為438 MPa、337 MPa；最小等效應(yīng)力出現(xiàn)在2 號(hào)測(cè)點(diǎn)分別為50 MPa、16.2 MPa.最大等效應(yīng)力分別為最小等效應(yīng)力的8.7 倍、20.8 倍，表明球臺(tái)壓板區(qū)等效應(yīng)力分布不均勻，等效應(yīng)力極差相對(duì)較大.對(duì)于試件JD-3，當(dāng)荷載達(dá)到346 kN 時(shí)，1 號(hào)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力大幅減小，2 號(hào)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力出現(xiàn)躍升，這是由于球臺(tái)壓板裂縫完全貫通、應(yīng)力重分布所致.對(duì)于試件JD-4，由于受拉腹桿螺栓被拉出，球臺(tái)壓板的作用未被完全發(fā)揮，除1 號(hào)測(cè)點(diǎn)外，其余測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力增長(zhǎng)幅度較小.對(duì)比試件JD-3 與JD-4，當(dāng)球臺(tái)壁厚由6 mm 增長(zhǎng)至10 mm，在相同荷載作用下，球臺(tái)壓板各測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力顯著下降，1 號(hào)測(cè)點(diǎn)最大等效應(yīng)力值降低23%，表明球臺(tái)壁厚的增加顯著降低了球臺(tái)壓板的等效應(yīng)力水平，改善了球臺(tái)壓板的工作性能，提高了球臺(tái)壓板的安全儲(chǔ)備.

綜上，對(duì)比兩種節(jié)點(diǎn)球臺(tái)壓板等效應(yīng)力分布情況發(fā)現(xiàn)：橢球型節(jié)點(diǎn)相較于分體球型節(jié)點(diǎn)，球臺(tái)壓板區(qū)的等效應(yīng)力分布更為分散，等效應(yīng)力極差更大.原因是分體球型節(jié)點(diǎn)受力時(shí)，螺栓球與球臺(tái)壓板內(nèi)緣緊密貼合，受力較為均勻，使得球臺(tái)壓板在破壞時(shí)表現(xiàn)為壓板內(nèi)緣整體平面外屈曲.而橢球型節(jié)點(diǎn)在受力過程中橢球易發(fā)生偏轉(zhuǎn)，使得受拉側(cè)橢球尖端與球臺(tái)壓板碰撞擠壓，造成此區(qū)域的應(yīng)力大幅增長(zhǎng)，應(yīng)力集中現(xiàn)象顯著.

3.4 節(jié)點(diǎn)破壞模式對(duì)比分析

綜合試驗(yàn)破壞形態(tài)與試件受力情況，對(duì)兩種節(jié)點(diǎn)的破壞模式進(jìn)行對(duì)比分析可知：對(duì)于分體球型節(jié)點(diǎn)，球臺(tái)壁厚為6 mm 時(shí)，球臺(tái)軸向抗拉承載力不足，節(jié)點(diǎn)的破壞模式表現(xiàn)為球臺(tái)材料強(qiáng)度破壞.球臺(tái)壁厚增長(zhǎng)為10 mm 時(shí)，球臺(tái)的軸向抗拉承載力顯著增加，球臺(tái)壓板的平面外剛度不足造成球臺(tái)壓板內(nèi)緣屈曲，節(jié)點(diǎn)的破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)榍蚺_(tái)壓板屈曲破壞.對(duì)于橢球型節(jié)點(diǎn)，球臺(tái)壁厚為6 mm 時(shí)，球臺(tái)在橢球碰撞擠壓下出現(xiàn)塑性變形，橢球發(fā)生偏轉(zhuǎn)與球臺(tái)壓板發(fā)生擠壓導(dǎo)致球臺(tái)壓板撕裂.當(dāng)球臺(tái)壁厚由6 mm 增長(zhǎng)至10 mm 時(shí)，球臺(tái)的徑向剛度極大提高，產(chǎn)生的塑性變形減小，對(duì)橢球的束縛作用增強(qiáng)，此時(shí)受拉側(cè)腹桿螺栓出現(xiàn)“滑絲”現(xiàn)象，螺紋失效，節(jié)點(diǎn)破壞模式由球臺(tái)壓板撕裂轉(zhuǎn)變?yōu)槁菟菁y破壞.

對(duì)比兩種節(jié)點(diǎn)的破壞模式可知，由于兩種節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式不同導(dǎo)致球臺(tái)的破壞模式存在明顯差異.分體球型節(jié)點(diǎn)在受力時(shí)球臺(tái)主要受腹桿傳遞的豎直分力，球臺(tái)破壞時(shí)表現(xiàn)為沿球臺(tái)根部焊縫薄弱區(qū)整體被拉斷.橢球型節(jié)點(diǎn)在受力時(shí)拉、壓腹桿共同作用在橢球上產(chǎn)生一個(gè)水平合力，使橢球尖端與球臺(tái)壁碰撞擠壓，球臺(tái)的破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為徑向的塑性變形.

綜上，節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式與球臺(tái)壁厚度對(duì)兩種節(jié)點(diǎn)的破壞模式具有重要影響.橢球型節(jié)點(diǎn)螺栓螺紋破壞突然，破壞時(shí)沒有先兆，屬于一種不安全的破壞模式.在節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)，螺栓的擰入深度應(yīng)適當(dāng)加大，以杜絕此種破壞模式的發(fā)生.

4 有限元分析

為了與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以及更為全面地分析球臺(tái)壁厚對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理和影響規(guī)律，采用ABAQUS 有限元分析軟件對(duì)試件的受力性能進(jìn)行參數(shù)擴(kuò)展分析.

4.1 有限元模型

鋼材的材料屬性采用韓林海給出的二次塑流模型，核心混凝土的材料屬性采用韓林海提出的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型，混凝土塑性階段采用塑性損傷模型定義［17］.混凝土和鋼管、螺栓球與球臺(tái)和球臺(tái)壓板的接觸界面在法線方向采用硬接觸，在切線方向采用罰摩擦，取摩擦因數(shù)為0.6和0.15.

通過非線性分析得出承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值，經(jīng)對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，兩者誤差率基本保持在10%以內(nèi)，且模擬試件的破壞特征與試驗(yàn)時(shí)的破壞特征基本吻合，表明有限元模擬的精度滿足要求，可以依此對(duì)球臺(tái)壁厚度進(jìn)行參數(shù)擴(kuò)展分析.承載力數(shù)值對(duì)比見表3，試驗(yàn)破壞特征對(duì)比見圖9.

圖9 試驗(yàn)破壞特征對(duì)比Fig.9 Comparison of test failure characteristics

表3 節(jié)點(diǎn)承載力對(duì)比Tab.3 Node bearing capacity comparison

4.2 參數(shù)擴(kuò)展分析

因試驗(yàn)中試件數(shù)量過于局限，故利用ABAQUS有限元分析軟件對(duì)球臺(tái)壁厚進(jìn)行參數(shù)擴(kuò)展分析，對(duì)分體球型節(jié)點(diǎn)和橢球型節(jié)點(diǎn)分別建立8 個(gè)有限元模型，參數(shù)擴(kuò)展分析表見表4.圖10 為模型承載力與球臺(tái)壁厚關(guān)系曲線.

表4 參數(shù)擴(kuò)展分析Tab.4 Parameter expansion analysisz

由圖10 可得：隨著球臺(tái)壁厚的增加，兩種節(jié)點(diǎn)的極限承載力均有顯著提升.對(duì)于橢球型節(jié)點(diǎn)，模型極限承載力的增幅隨著球臺(tái)壁厚的增長(zhǎng)逐漸減小，當(dāng)球臺(tái)壁厚為9 mm 時(shí)，模型承載力的增長(zhǎng)到達(dá)瓶頸期，這是由于球臺(tái)徑向剛度顯著提高，抵抗變形的能力極大提升，此時(shí)隨著球臺(tái)壁厚繼續(xù)增加，節(jié)點(diǎn)承載力增幅顯著放緩.對(duì)于分體球型節(jié)點(diǎn)，當(dāng)球臺(tái)壁厚由4 mm 增長(zhǎng)至7 mm 時(shí)，模型極限承載力增長(zhǎng)幅度較大；當(dāng)球臺(tái)壁厚由7 mm 增長(zhǎng)至11 mm 時(shí)，模型承載力的增長(zhǎng)進(jìn)入平臺(tái)期.原因是球臺(tái)壁厚的增長(zhǎng)極大提升了球臺(tái)的軸向抗拉承載力，使得節(jié)點(diǎn)的破壞模式由球臺(tái)材料強(qiáng)度破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榍蚺_(tái)壓板屈曲破壞，節(jié)點(diǎn)極限承載力對(duì)球臺(tái)壁厚的敏感程度大大降低.

圖10 節(jié)點(diǎn)承載力與球臺(tái)壁厚關(guān)系曲線Fig.10 Relationship curve between joint bearing capacity and table wall thickness

對(duì)比兩節(jié)點(diǎn)的承載能力可發(fā)現(xiàn)，橢球型節(jié)點(diǎn)的極限承載力整體要高于分體球型節(jié)點(diǎn)8%～15%.究其原因，是因?yàn)榉煮w球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)主要承受螺栓球傳遞的軸向力，節(jié)點(diǎn)承載能力由球臺(tái)軸向抗拉承載力和球臺(tái)壓板承載力兩者中的較小值決定；而橢球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)主要受橢球傳遞的橫向力，球臺(tái)與球臺(tái)壓板的極限承載能力共同決定了節(jié)點(diǎn)的承載能力.

5 結(jié)論

1）分體球型節(jié)點(diǎn)的破壞模式為球臺(tái)材料強(qiáng)度破壞與球臺(tái)壓板屈曲破壞.橢球型節(jié)點(diǎn)的破壞模式表現(xiàn)為球臺(tái)壓板撕裂破壞與高強(qiáng)螺栓螺紋破壞.

2）由腹桿荷載-變形關(guān)系曲線得：在相同壁厚條件下，橢球型節(jié)點(diǎn)的彈性階段更長(zhǎng)，承載能力更強(qiáng).且曲線在彈性階段時(shí)，球臺(tái)壁厚由6 mm 增長(zhǎng)至10 mm 時(shí)，橢球型節(jié)點(diǎn)的整體剛度顯著增強(qiáng)，但對(duì)分體球型節(jié)點(diǎn)整體剛度提升不大.

3）由節(jié)點(diǎn)等效應(yīng)力分布情況得：相對(duì)于橢球型節(jié)點(diǎn)，分體球型節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布更為均勻，應(yīng)力極差更小，材料利用率更高.隨著球臺(tái)壁厚的增長(zhǎng)，分體球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)等效應(yīng)力水平下降的同時(shí)球臺(tái)壓板等效應(yīng)力顯著上升.橢球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)及球臺(tái)壓板的等效應(yīng)力水平均有較大水平降低.

4）由節(jié)點(diǎn)破壞模式結(jié)合有限元分析可知，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式的不同導(dǎo)致球臺(tái)受力模式存在差異，使得橢球型節(jié)點(diǎn)的極限承載力高于分體球型節(jié)點(diǎn)5%～18%.

5）采用有限元分析軟件對(duì)球臺(tái)壁厚進(jìn)行參數(shù)擴(kuò)展，得出球臺(tái)壁厚對(duì)兩種節(jié)點(diǎn)承載能力的影響規(guī)律.結(jié)果表明：當(dāng)分體球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)壁厚增長(zhǎng)至7 mm，橢球型節(jié)點(diǎn)球臺(tái)壁厚增長(zhǎng)至9 mm 時(shí)，兩種節(jié)點(diǎn)的極限承載力對(duì)球臺(tái)壁厚的敏感度大大降低，研究結(jié)果可為工程設(shè)計(jì)提供參考.