外伸端板节点有限元分析.pdf

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1、文章编号:1674-2974(2009)05-0001-06外伸端板节点有限元分析?何益斌1?,黄?频1,郭?健1,2,肖阿林1(1.湖南大学 土木工程学院,湖南 长沙?410082;2.湖南大学 设计研究院,湖南 长沙?410082)?摘?要:为考察外伸端板连接中不同端板厚度、螺栓直径、螺栓布置对节点受力性能以及端板强度的影响,采用有限元数值分析软件 ANSYS 建立半刚性端板连接节点模型进行非线性有限元分析.在建立模型和计算分析过程中考虑了弹塑性、大变形和接触问题.分析结果表明:端板厚度的变化对节点的初始转动刚度、极限转动能力以及抗弯承载力都有不同程度的影响;节点的初始转动刚度随着端板厚度

2、的增加而增加,但节点的极限转动能力却随着端板厚度的增加而减小;设计中建议采用大螺栓、中等厚度的端板,同时螺栓应尽量布置在靠近梁翼缘一侧;传统的 T 形件方法计算端板强度,其计算结果偏低.关键词:端板节点;强度;T 形件;有限元;转动刚度中图分类号:TU973.13?文献标识码:AFinite Element Analysis for Extended Endplate ConnectionsHE Y-i bin1?,HUANG Pin1,GUO Jian1,2,XIAO A-lin1(1.College of Civil Engineering,Hunan Univ,Changsha,Huna

3、n?410082,China;2.Design Institute of Hunan Univ,Changsha,Hunan?410082,China)?Abstract:The finite element software ANSYS was used to analyze the influences of different end-platethickness,bolt diameter and layout of bolts on joint performances and end-plate strength in extended end-plateconnections.T

4、he analytical models took into account material nonlinearities,large displacements and geometricaldiscontinuities.T he analysis has indicated that the change of end-plate thickness affects the initial rotationalstiffness,the ultimate rotational capacity and the bearing capacity of connections to var

5、ying degrees.Initial rota-tional stiffness of connections increases with end-plate thickness,but the utmost rotational capacity of connec-tions decrease with end-plate thickness.In order to guarantee the ductility of connections,big bolts and mediumend-plate thickness should be adopted and bolts oug

6、ht to be put as close as possible to the flange of the beam.T he T-stub analogy has limitations in representing the strength of end-plate.The results computed by the T-stub analogy are lower than finite results.Key words:endplate connection;strength;T-stub;finite element method;rotation stiffness?外伸

7、端板连接节点由于其易于安装和定位、施工方便而成为目前广泛应用的一种梁柱半刚性连接节点.梁柱端板连接节点主要由端板、螺栓、节点域柱翼缘和腹板等部分组成,构造特点决定了端板连接强度和刚度具有一定的复杂性.任何构造上的变化都会对节点的性能产生影响,如果要通过试验对每一个影响因素都进行研究,显然是不经济的.而合理的有限元模型能够以较高的精度对实际结构的受力情况进行模拟,在一定程度上弥补了试验研究的不足.通过有限元模拟,人们能够比较准确、全面地?收稿日期:2008 05 01基金项目:国家自然科学基金资助项目(50778070)和湖南省科技计划资助项目(2008GK312)作者简介:何益斌(1965-)

8、,男,湖南益阳人,湖南大学教授,博士生导师?通讯联系人,E-mail:hyb2035 第 36 卷?第 5 期2 0 0 9 年 5 月湖南大学学报(自 然 科 学 版)Journal of Hunan University(Natural Sciences)Vol.36,No.5May?2 0 0 9了解端板连接的细部受力特性.国内外许多研究者利用大型有限元程序对各种类型的连接进行了分析1-5,取得了很好的效果.本文使用有限元软件ANSYS10.0,对半刚性外伸端板连接节点进行了全过程受力分析.在建立模型和计算分析过程中考虑了弹塑性、大变形和接触这些复杂非线性问题.分析的重点是此类连接的承载

9、能力、受力机理、变形特点和端板强度.在已提出的端板强度计算模型中,应用最广泛的是屈服线模型6-8.但是这种模型不能将端板、撬力以及螺栓力三者综合考虑,仅仅是将撬力按照螺栓承载力的 33%9来考虑.近年来,在计算端板强度时,越来越多的人采用 T 形件方法.在端板连接中,T 形连接件是一个重要的组成部分.柱翼缘弯曲、端板的弯曲等都可以用相应的 T 形连接件来模拟.但是 T 形件连接与端板连接上存在几何差异,端板连接中,由于梁腹板的存在,在梁高范围内对端板起了加劲作用,必然能提高端板的强度 10.因此,本文用有限元方法分析了端板厚度、螺栓直径和螺栓布置对端板强度的影响,为端板强度的设计提供了指导.1

10、?有限元分析1?1?节点参数为了分析外伸端板连接节点的受力性能,模拟文献 11 的试验共设计了 7 组节点模型.设计主要考虑了以下 3个参数的变化:(a)端板厚度;(b)螺栓直径;(c)螺栓布置.外伸式端板连接节点一般由很多组件组成,当组件破坏时,有些延性好,有些则很差.板件(节点域、端板)的耗能能力强,变形能力大,具有较好的延性;而连接材料(焊缝和螺栓)的耗能能力低,变形能力小,延性较差.因此,为了保证节点破坏时具有较好的延性,应保证连接的承载力高于板件,同时为了研究端板厚度、螺栓直径等因素对端板强度的影响,本文节点设计的原则是保证梁柱构件和螺栓不先于节点破坏,只让其发生端板破坏.梁柱截面尺

11、寸分别为H300 mm?200 mm?8 mm?12mm 和H300 mm?250 mm?8 mm?12 mm.端板尺寸为 200 mm?500 mm.节点螺栓采用四排两列总数为 8 个 10.9 级摩擦型高强度螺栓.螺栓到梁腹板的距离 ew=54 mm.除螺栓外其余构件材料均为Q345B 钢.节点模型的主要参数见表 1,节点详细尺寸如图 1 所示.表 1?节点详细尺寸Tab.1?Details of each load casemm节点编号端板宽度端板厚度螺栓直径mnCEP120016205050CEP220018205050CEP320020205050CBD120020225050CBD

12、220020245050CDS120018205545CDS220018206040图 1?节点详图Fig.1?Connection detail1?2?有限元模型的建立为减少程序计算量,建立有限元模型时进行如下简化 7.1)本文主要研究节点平面内端板的受力性能,不考虑梁柱构件的平面外屈曲,结构关于梁柱腹板中心线对称,故可以利用结构的对称性,仅建立一半的模型,见图 2 所示.图 2?节点和螺栓有限元模型Fig.2?Finite element model of a connection and a bolt2)将螺栓视为一个整体,其有线元模型见图 2所示.由于整个加载过程中,螺栓头和螺母与端板

13、一直保持紧密接触,所以建模时,不考虑螺栓头和螺母与端板接触分析,将其与端板粘结,同时也没有考虑2?湖南大学学报(自然科学版)2009 年螺栓杆与孔臂之间的相互作用.3)本文在单元划分时,在关键部位和形状不规则部位,比如应力梯度大的地方、螺栓、端板等关键组件,网格尺寸划分得比较小,使不规则处过渡自然,关键部位的单元形状好,网格精细.1?3?单元类型本文所有节点均采用三维 20 节点六面体单元SOLID95.节点螺栓预拉力的施加通过 PSMESH 生成三维预拉单元 PRETS179 来实现;端板和柱翼缘之间的接触通过创建三维接触对来模拟,将端板表面定义为接触面,将柱翼缘表面定义为目标面,分别用三维

14、八节点面-面接触单元 CONTA174 和三维目标单元 TARGE170 模拟.接触面间抗摩擦系数为0.44.1?4?材料模型11梁柱均为 Q345B 钢,应力-应变关系为理想的弹塑性模型,屈服后弹性模量均为零,对厚度?16mm 的钢板,屈服强度为 363.3 MPa,弹性模量为204 227 MPa;对厚度 16 mm 的钢板,屈服强度为391.1 MPa,弹性模量为 190 707 MPa.螺栓为 10.9级摩擦型高强度螺栓.高强度螺栓(包括螺栓头、螺栓杆和螺母)的应力-应变关系采用三线性模型,高强度螺柱的材料性质表 2 所示.屈服准则采用 VonMises屈服准则,材料屈服后采用流动理论

15、和随动强化准则.表 2?高强度螺栓的材料性质Tab.2?Material properties of bolt应力/MPa9951 1601 160应变0.004 830.1360.151?5?边界条件和计算过程对梁柱腹板中心面施加对称约束,同时对柱脚施加固支约束,所有试件的分析过程都分两个荷载步:第一荷载步施加螺栓预紧力荷载;第二步,锁定第一步中螺栓预拉力产生的位移,在距离柱面1 200mm 的梁端位置施加竖向位移荷载,见图 1 所示.这样的加载顺序完全符合试件的实际试验过程以及实际工程中螺栓受力的先后顺序.第一步采用小变形静力分析,第二步采用大变形静力分析,即考虑二阶效应.2?非线性有限元

16、结果2?1?参数变化对节点受力性能的影响有限元分析计算得出的各节点的计算结果如表3 所示.连接面转角由柱翼缘变形、端板变形和螺栓变形组成,本文中连接面转角由式(1)计算.同时图4 给出了有限元计算得到的节点弯矩-转角曲线.?=(Dp1-Dc1)-(Dp2-Dc2)hf-tf.(1)式中:Dc1,Dc2分别为梁上下翼缘中心高度上柱腹板与翼缘交线上的侧移,Dp1,Dp2分别为梁受拉翼缘和受压翼缘中心处端板的侧移,Dc1,Dc2,Dp1和 Dp2位置见图 3 所示,hf为梁高,tf为梁翼缘厚度.图 3?参数位置示意图Fig.3?Schematic diagram of position for ea

17、ch parameter初始转动刚度 Sj,ini的计算公式为:Sj,ini=Me/?e.(2)式中:Me为节点的弹性极限抗弯承载力;?e为节点弯矩等于 Me时节点的转角.节点的弹、塑性极限状态定义如下12:节点中的组件(梁、柱、端板、螺栓)的等效应力首次达到屈服应力时的状态.节点的塑性极限状态为:在节点部分的组件中,塑性发展较充分,以致节点刚度大幅度降低或趋于零时,在微小的荷载增量下将发生较大的变形.表 3?节点有限元计算结果Tab.3?Finite method results of connections节点编号弹性极限转角/rad弹性极限弯矩/(kN?m)初始转动刚度/(kN?m?ra

18、d-1)塑性极限转角/rad塑性极限弯矩/(kN?m)CEP10.006 0163.427 346.10.0948243.4CEP20.004 9177.136 009.10.083 4283.3CEP30.004 1186.745 536.60.058 9302.6CBD10.004 6209.345 635.10.099 4325.6CBD20.004 3211.449 218.60.081 9324.0CDS10.005 4170.931 528.30.087 6272.6CDS20.006 2164.426 576.90.099 7260.8从表 3 和图 4 可以得出如下结论:1)节

19、点的弯矩-转角曲线呈现出明显的非线性特性,端板越薄非线性越明显.CEP1 的弯矩-转角曲线较其它节点更早地进入了非线性阶段,主要原因是,端板较薄时刚度较小,很小的荷载就能产生很大3第 5 期何益斌等:外伸端板节点有限元分析的变形,所以非线性特征较明显.过薄的端板弯曲变形很大,变形过大容易引起焊缝开裂,产生脆性破坏,结合我国?门式刚架轻型房屋钢结构技术规程?(CECS 102:2002)13端板厚度不小于 16 mm 的规定,设计中建议采用中等厚度的端板.转角/rad图 4?弯矩-转角关系Fig.4?Moment-rotation relationships for connections2)节

20、点的初始转动刚度随着端板厚度的增加而显著增加,但节点的极限转动能力却随着端板厚度的增加而减小.这是因为端板本身的变形不仅对节点转角有直接贡献,而且会阻止柱翼缘及柱腹板的剪切变形,当端板厚度增加时其作用趋于明显.当端板较厚时,再增加其厚度对节点初始刚度的影响不明显14.这是由于柱翼缘的厚度相对于端板已很薄,节点初始刚度此时主要由柱翼缘确定.所以端板厚度的增加在端板较薄时对节点初始刚度的影响更加突出.3)端板厚度的变化对于节点弹性极限抗弯承载力影响不大.相对而言,对于加载中后期的塑性抗弯承载力的提高更为有效.4)增大螺栓直径一定程度上能有效地提高节点的弹、塑性 抗弯承载力.当 螺栓直 径从 20

21、mm(CEP3)增加到 22 mm(CBD1)时,后者的弹、塑性极限弯矩较前者分别增加了 12.1%和 7.6%;当螺栓直径继续增大到 24 mm(CBD2)时,节点的弹、塑性极限弯矩值相差很小.这是因为螺栓与端板强度相差较大,再增大螺栓直径已起不到提高节点承载力的作用.尽管如此,由于螺栓屈服后变形能力和强度提高有限,而端板钢材在屈服后有较大的变形能力和强度提高,节点实际破坏中仍然有可能是螺栓断裂,为了避免节点发生螺栓破坏的脆性破坏模式,设计中建议采用大螺栓.5)从 CEP2,CDS1 和 CDS2的弯矩-转角曲线可以看出:随着螺栓远离梁翼缘,节点的弹、塑性弯矩值和初始刚度均有所下降.因此,设

22、计中建议梁翼缘两侧的螺栓距离翼缘表面的距离应尽可能小,达到构造和施工要求即可.2?2?端板变形及接触分布利用 ANSYS 的路径显示功能,可以查看沿实体模型中某一条路径的应力、位移等变量的分布状况.首先在端板上定义路径 AB,AC 如图 5 所示.图6,图 7 分别表示 CEP3 在路径 AB,AC 上施加荷载后端板相对于柱翼缘的位移.由图 6 可以看出,节点在达到弹性极限弯矩时,端板局部弯曲变形很小;随着荷载的增大,节点在梁受拉翼缘两侧变形较大,在第三排螺栓以下部位几乎没有缝隙;当达到塑性极限弯矩时,端板顶部与柱翼缘仍然保持接触,因此将会产生明显的撬力作用.结合图 6 和图 7,可以看出端板

23、在受力过程中双向受弯.图 5?路径示意图Fig.5?Path sketch in end-plate端板高度/mm图 6?AB 路径上端板相对位移(CEP3)Fig.6?End-plate relative displacement-pathAB in model CEP3由图 8 可见,节点在弹性极限弯矩和塑性极限弯矩下端板的接触区域基本分布在距离端板顶端350 450 mm 范围内,以及端板板顶 0 10 mm 范围内.此范围几乎不随着荷载的变化而改变,说明荷载的大小对接触区域的影响不大.4?湖南大学学报(自然科学版)2009 年端板高度/mm图 7?AC 路径上端板相对位移(CEP3)F

24、ig.7?End-plate relative displacement-pathAC in model CEP3端板高度/mm图 8?路径 AB 上端板接触应力分布(CEP3)Fig.8?End-plate contact stress distribution-pathAB in model CEP32?3?端板强度计算2.3.1?T 形件计算方法端板受弯破坏可以看成是 T 形连接件的破坏,其破坏时的承载力可以由等效的 T 形连接件的最大承载力取得.在计算端板强度时,根据端板强度和螺栓强度的相对强弱,端板有两种承载能力极限状态1.这两种承载能力分别为:(1)端板弱于螺栓.当螺栓很强,而端板

25、相对柔弱的情况下,到达极限状态时端板在螺栓中线处和焊缝边缘出现塑性铰,形成机构失效,如图 9(a)所示;(2)端板与螺栓强度相当.当出现这种破坏模式时,螺栓失效的同时,端板在焊缝旁出现一条塑性铰线,这种破坏形式主要是由于撬力增大时,螺栓受力增加,从而导致螺栓先于螺栓轴线处的翼缘板破坏,如图 9(b)所示.根据图 9,利用平衡关系可得两种破坏模式下的极限承载力分别为:Fu1=4Mp/m,(3)Fu2=(2Mp+2Bun)/(m+n).(4)式中:Fu1,Fu2分别为两种模式下的外加拉力;Bu为螺栓的极限受拉承载力;m 为螺栓中心到焊缝边缘的距离;n 为螺栓中心到端板边缘的距离;Mp为端板的塑性弯

26、矩,Mp=bt2pfy/4.其中,b 为 T 形件有效宽度;tp为 T 形件厚度,fy为材料的屈服强度.(a)端板弱于螺栓?(b)端板与螺栓强度相当图 9?T 形连接件的两种破坏模式Fig.9?Two failure modes of T-STUB2.3.2?有限元计算结果有限元结果表明,当端板达到其屈服强度时,应力主要集中于梁受拉翼缘两侧和螺栓周围.图 10 显示了节点达到弹性极限弯矩后端板的 Mises 应力分布情况.可以看出,端板随着塑性的发展在梁翼缘两侧和螺栓中线处将形成塑性铰机构.有限元分析计算得出的当端板屈服时各节点梁受拉翼缘承载力见表 4 所示.图 10?端板的 Mises应力(

27、N/mm2)Fig.10?Distribution of Mises stress in end-plate由表 4可知,有限元结果均比 T 型件方法计算的结果大,说明传统的 T 形件理论计算端板强度偏于保守.这是由于外伸端板半刚性节点构造的复杂性所致,其中梁腹板、螺栓布置等因素对端板强度的影响不容忽视.梁腹板由于在其梁高范围内对端板的加劲作用,显然能够提高端板的强度.其贡献主要取决于端板和梁腹板的相对刚度.当端板较薄相对5第 5 期何益斌等:外伸端板节点有限元分析梁腹板刚度较小时,如节点 CEP1,其有限元计算结果比 T 形件计算结果提高了约 52%.同时从表 4 可以看出,当端板厚度增大时

28、,梁腹板对与端板的加强作用减小.CEP3 有限元计算结果仅比 T 形件方法计算结果提高了大约 11%.因此,当端板达到一定厚度时,可以忽略梁腹板对端板强度的影响.此外,螺栓位置的布置对端板强度的计算结果也有影响.随着螺栓往端板顶部移动时,端板强度理论分析结果与有限元计算值相差加大.当端板强度与螺栓强度相差不大时,增大螺栓直径使 T 形件理论结果趋于保守,但当两者强度相差较大时,再增大螺栓直径对端板强度计算结果的影响不大.表 4?近似计算结果与有限元结果比较Tab.4?Comparison between FE results and T-STUB results节点编号T 形件方法计算梁受拉翼

29、缘承载力/kN有限元计算梁受拉翼缘承载力/kN比值CEP1186.0283.71.525CEP2235.4307.51.306CEP3290.6324.11.115CBD1290.6363.31.250CBD2290.6367.01.263CDS1214.0296.71.386CDS2196.2285.51.4553?结?论本文通过改变外伸螺栓端板连接节点的参数进行有限元分析,可得到以下几点结论:1)节点的初始连接刚度与端板厚度有关,端板越厚,初始连接刚度越大,并且较薄的端板对节点初始连接刚度的影响更加明显.节点的极限转动能力却随着端板厚度的增加而减小.2)节点的弹、塑性极限抗弯承载力随着端板

30、厚度的增加而有所提高.增大端板厚度对于加载初期的抗弯承载力影响不大,对于加载中后期的塑性抗弯承载力的提高更为有效.3)为了保证节点的延性,建议采用大螺栓,中等厚度的端板.4)梁翼缘两侧的螺栓距离翼缘表面的距离应尽可能小,达到构造和施工要求即可.5)由于半刚性外伸端板节点构造的复杂性,T形件理论计算得到的端板强度偏低.尤其是当端板较薄时,T 形件理论计算结果明显偏于保守.此外,螺栓直径以及布置对端板强度的计算结果也有一定的影响.参考文献 1?MAGGI Y I,GONCALVES R M,LEON R T.Parametric ana-lysis of steel bolted end plat

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