加劲肋厚度对焊接球节点承载力的影响分析

 戴俊辉1，苏英强2，仝书敬2，王留成2，俞福利2

（1．浙江工业职业技术学院建筑工程分院，浙江绍兴312000；2．浙江精工钢结构集团有限公司，浙江绍兴  312030）

[摘要]目前加劲肋厚度对焊接空心球节点性能影响的研究不多，至今没有一部结构设计规范明确提出加劲肋厚度对焊接球节点强度的影响大小。如何经济、安全地选取加劲肋厚度是值得思考的问题。为有效评估加劲环板厚度对焊接球承载力的影响，运用有限元软件ABAQUS建立带肋焊接空心球节点模型，提出焊接空心球内部加劲肋的构造壁厚取值方法，同时研究了在受压和受拉情况下，不同加劲肋厚度对焊接球承载力的影响。

[关键词]钢结构；焊接球；加劲肋；承载力；影响分析

[中图分类号]TU391  [文章编号]1002-8498(2016)08-0097-06

 焊接空心球节点具有连接简捷、受力合理的优点，是国内空间网格结构中应用最为广泛的节点形式之一。在空间网架及网壳结构中，如希望焊接球节点具有更大的承载力，设置加劲肋无疑是最有效的措施之一。然而过多的加劲肋会带来造价的增加和钢材的浪费。《空间网格结构技术规程》JGJ7-2010（以下简称网格规程）在5.2.8条仅规定了焊接球内加劲板厚度不应小于球壁的厚度，实际工程中通常取与空心球的壁厚相同。

 同时，网格规程给出了焊接空心球节点承载力的计算公式，对于加肋空心球，当仅承受轴力或轴力与弯矩共同作用但以轴力为主且轴力方向和加肋方向一致时，其承载力可乘以加肋空心球承载力提高系数，受压球取1.4，受拉球取1.1。

 目前加劲肋厚度对焊接空心球节点性能影响的研究不多，至今没有一部结构设计规范明确提出加劲肋厚度对焊接球节点强度影响大小。如何经济、安全地选取加劲肋厚度是值得思考的问题。

1  加劲肋板构造取值方法

 网格规程在5.2.8节提到：当空心球外径大于300mm，且杆件内力较大需要提高承载力时，可在球内加肋；当空心球外径≥500mm时，应在球内加肋。肋板必须设置在轴力最大杆件的轴线平面内，且其厚度不应小于球壁的厚度。

 焊接空心球内部肋板通常为环形加劲肋板，中心开孔大小为焊接球直径的1/2~1/3，如图1所示，在实际工程中，肋板厚度一般与球壁厚度相同。

 江磊分析研究了加劲肋开孔大小对加肋焊接空心球节点受压承载力的影响，分析结果表明：当中心开孔满足图1要求时，加劲肋开孔大小对节点承载力的影响十分微小，可以忽略不计，在实际工程中，为了节省钢材的用量，加劲肋开孔大小通常取为D/2。

2  带加劲环板的焊接球模型选取

2.1计算模型选取

 工程中常用的薄壁球壳节点，杆件汇交方向任意、多样，一个节点上常有空间多方位的杆件汇交，受力机理复杂。大量的试验研究表明，这种薄壁球壳节点在单向受力和双向受力时，其破坏荷载接近。为了试验以及理论计算上的方便，且在保证工程精度的条件下，现行球壳承载力的设计计算公式均以单向受力为依据。本小节的分析节点均为单向受压。

 为了有效地评估加劲环板厚度对焊接球承载力的影响，本文选用D800×35，D600×30，D500×22，D450×20，D400×18和D300 x12 6种类型的带肋焊接球进行有限元模拟分析，加劲环板的厚度在构造厚度和焊接球壁厚之间选取。焊接球的极限承载力模拟参照《钢网架焊接空心球节点》JG/T11-2009，第6.1.1节焊接空心球的极限承载力试验方法一般采用单向拉、压试验。单向试件如图4所示，其中加肋焊接球上钢管应焊在加肋方向，图中d为钢管直径，P为试验施加的作用力。

 详细的焊接球分析节点的几何尺寸如表2所示。

2.2有限元分析

 采用弹塑性线性强化的4折线应力-应变关系曲线和等向强化的Von-Mises屈服准则，考虑几何非线性和材料非线性，模拟中不考虑焊缝和残余应力的影响，利用弧长法进行全过程分析。计算模型的材料本构关系按照试验中钢管上应力-应变关系确定，钢材的应力应变曲线如图5所示，fu=470MPa, ε1=0.0011 , ε2=0.02, ε3=0.2, ε4=0.25,当钢材厚度≤16mm时，f y=345 M Pa；当钢材厚度>16mm时,f y= 325MPa。

 采用ABAQUS分析软件，取足尺焊接球体和钢管实体进行分析，选取八节点线性六面体单元( C3D8)，网格划分控制单元边长，焊接球与钢管交接附近缩小控制尺寸，获得较高的精确度网格，网格最大尺寸控制在10~15 mm，荷载施加采用位移加载模式，通过提取支座处的竖向反力得到施加到管端部轴向力的数值，节点有限元模型如图6所示。

 由于有限元分析不存在试验安全的问题，计算采用的破坏荷载判断准则如下：材料强度方面，以钢材应变达到0. 25对应的荷载为破坏荷载；屈曲稳定方面，以荷载-位移曲线的峰值荷载为破坏荷载。

 结构破坏的判断原则为：①球体变形达到球径的1.2%时，认为节点达到极限承载力；②当试验的荷载-位移曲线荷载增量( k N)与平均位移增量( mm)之比，即某点的切线斜率≤1%时，认为节点达到极限承载力，并取前一次所加荷载作为破坏荷载。以上两条判断标准有一条达到，即可认为达到破坏荷载。

3不同加劲环板厚度对焊接球承载力影响的有限元分析结果

3.1有限元分析结果与网格规程计算值比较

通过试验和有限元模拟对比分析所得到的破坏荷载除以试验检验系数与网格规程计算值

之比最接近，证明了网格规程中计算公式的准确性。

 表3给出了受压焊接空心球极限承载力的有限元结果与网格规程公式计算值的比较。  

从表3可见，对于D450×20，D500×22，D600×30和D800×35直径较大焊接球，有限元计算结果比规程计算结果偏大，其中最大误差为12. 46%，设计偏于安全。对于D300×12和D400×18小直径焊接球，除D400×18（加劲板厚度18mm）外，其余焊接球节点的有限元计算结果均小于规程计算结果，最大误差为- 12. 87%，设计偏于不安全。

 图7给出不同加劲板厚度下D800×35，D600×30,D500 x22,D450×20,D400 x18和D300×12 6种焊接球有限元结果的对比。各类焊接球受压承载力随加劲板厚度的变化如表4所示。

从图7中可以看出，焊接空心球节点的受压承载力随内加劲板厚度的增加而增大，但增大的幅度很小，例如D800×35焊接球，加劲板厚度从35mm变化到25mm时，节点承载力减小4.51%。

3.2验证焊接球节点分析结果

 为证明3.1节中结论的普遍性，本节选取D450×16和D600×20两类焊接球，材质均为Q345，加劲肋厚度分别选择12，16mm和14，20mm。其中12mm和14mm分别为两类球的构造厚度。

 图8分别给出了不同加劲板厚度下，D450×16和D600×20两类焊接球有限元结果的对比。

 从图8中可以看出，当球内部加劲肋厚度满足构造厚度要求时，加劲肋厚度对焊接球节点的承载力影响很小，且焊接球节点承载力均大于网格规程中的取值，设计偏于安全，因此，焊接球内部加劲板厚度可以按照文中提到的构造厚度选用。

3.3  受拉焊接球节点分析结果

 以上小节分析了6类焊接球在单压状态下的极限承载力，选用相同的研究手段，本小节主要研究D400 x18~D800×35 5类焊接球节点在不同加劲板厚度下的受拉承载力变化，其中加劲板厚度分别取为构造厚度和焊接球等壁厚2种。为得到焊接球节点在受拉状态下的承载力，在有限元模拟中适当地加大钢管的壁厚，确保最终破坏是球节点的破坏。

 破坏的判断准则：材料强度方面，以钢材应变达到0. 25对应的荷载为破坏荷载；屈曲稳定方面，以荷载-位移曲线的峰值荷载为破坏荷载。以上两条判断标准有一条达到，即可认为达到破坏荷载。

 表5给出了受拉焊接空心球极限承载力的有限元结果与网格规程公式计算值的比较。从表中可以看出，焊接空心球节点的受拉承载力随内加劲板厚度的增加而增大，有限元计算结果比规程计算结果偏大较多，设计偏于安全。同时可以看出，加劲板厚度的变化对焊接球节点承载力的影响较小，承载力随加劲板厚度增加而提高的最大幅度为4. 75%。

 图9分别给出不同加劲板厚度下，D800×35,D600×30,D500×22, D450×20, D400×18 5种焊接球有限元结果的对比。

 2)有限元分析结果表明，对于外径≥450mm的带肋焊接空心球，当球内部加劲肋厚度满足构造厚度要求时，加劲肋厚度对焊接球节点的承载力影响很小，且焊接球节点承载力均大于网格规程中的取值，设计偏于安全，因此，焊接球内部加劲板厚度可以按照文中提到的构造厚度选用。

 3)对于外径< 450mm的空心球，由于有限元模拟及相关试验得到的极限承载力均小于网格规程的取值，设计偏于不安全，因此，焊接球内部加劲板厚度建议按照规程规定，肋板厚度与球壁厚度相同。