偏心受力節(jié)點的柱頂節(jié)點有限元分析

偏心受力節(jié)點的柱頂節(jié)點有限元分析

上海浦東國際機場二期工程總面積約40萬米，機場走廊全長1400米，全長66.36米，兩端各90.36米。主要包括第二條道路和第二個車站的建設(shè)。其中，該站是一個大型空間鋼架，主要分為入口和出口。各層的y形立柱布置在結(jié)構(gòu)平面上。y形柱的10根連接到截面，梁與柱傾斜連接，柱底與混凝土相連，為固定支架。y型柱模型如圖2所示。在對航站樓進行整體結(jié)構(gòu)有限元分析時,除了解屋蓋結(jié)構(gòu)的受力性能和承載性能外,特別需要分析研究Y型鋼柱的受力性能和承載能力.由于屋面結(jié)構(gòu)梁和Y型柱構(gòu)造上的原因,梁柱連接點的位置不在梁的軸線上,因此在航站樓的整體模型中,Y型柱與梁的連接模擬直接影響到梁和柱的內(nèi)力計算結(jié)果.在屋蓋結(jié)構(gòu)的數(shù)值分析中,Y型鋼柱在柱頂通過簡化的剛臂模型與鋼屋架的次梁及主梁連接,保證了整體體系中連接傳力的可靠性.許多學(xué)者的研究結(jié)果表明,這種模擬方法就結(jié)構(gòu)整體而言,對內(nèi)力分布影響不大,但對于連于該節(jié)點的梁和柱來說,內(nèi)力計算結(jié)果就不準確,且可能不安全.所以,有必要建立Y型鋼柱和主次梁連接的實體模型,分析Y型鋼柱柱頂節(jié)點處的內(nèi)力.另一方面,由于次梁偏心連于主梁上,這種偏心對于梁柱內(nèi)力的影響也不能忽略.根據(jù)設(shè)計要求,本文建立了4種Y型鋼柱與梁連接節(jié)點的計算模型,將不同模型分析結(jié)果進行比較,得出節(jié)點的內(nèi)力以及隨著次梁尺寸變化的節(jié)點內(nèi)力變化,為節(jié)點設(shè)計提供計算依據(jù).1有限元模型建立Y型鋼柱柱頂截面為箱形截面,形狀如圖3,板厚40mm,材料為Q235.主次梁均為變截面箱形梁,主梁截面為□1922×484×14×14,次梁截面為□1186×380×14×14.結(jié)構(gòu)設(shè)計時,由于屋面結(jié)構(gòu)梁和Y型柱構(gòu)造上的原因,梁柱連接節(jié)點不在主梁和次梁相交位置的軸線上(如圖4(c)所示),主次梁與柱連接產(chǎn)生偏心.為了研究連接偏心對梁柱傳力性能及節(jié)點受力性能的影響,本文建立了4種有限元模型進行分別計算.不同模型的具體形式分述如下.1.1同的短鋼梁連接原航站樓整體計算模型中采用的短鋼梁模型,如圖5(a)所示,即采用與Y型鋼柱柱頂段截面相同的短鋼梁連接Y型鋼柱和主梁,代替梁柱實際連接中的偏心距.短鋼梁和屋面主梁剛接,和Y型鋼柱柱頂鉸接,以模擬實際該處的鉸節(jié)點連接方式.采用短鋼梁連接方法模擬梁柱偏心連接簡單,同時可以將主次梁承受的荷載以及變形傳到Y(jié)型鋼柱的柱頂,但是,用短鋼梁的變形代替節(jié)點的變形是不準確的.1.2剛性連接理論模擬梁柱偏心連接的剛臂模型采用一剛性無窮大的短臂將Y型鋼柱和主梁連接,連接方式如圖5(b)所示,釋放剛臂與柱連接處的三向旋轉(zhuǎn)剛度以模擬鉸節(jié)點.剛性連接是ANSYS提供的一種虛擬連接,等價于在連接的兩端建立一組約束方程,在釋放三向旋轉(zhuǎn)剛度時,約束方程會約束連接的兩端距離保持不變.由于剛臂本身剛度無窮大,等于不考慮連接的變形.1.3梁-板-墻-柱-板有限元耦合如圖5(c)所示,將Y型鋼柱柱頂?shù)木植恐髁翰捎冒鍤ぴ?而梁的其它部分仍采用線單元模型.板殼單元和線狀梁單元的交界面采用耦合方式連接,耦合6個自由度.本模型中,主梁和Y型鋼柱的柱頂采用鉸接于一點的彈性鋼梁連接,從而梁柱連接的偏心節(jié)點直接反映在梁段板殼元的受力與變形中,如圖4(b)所示.1.4局部板殼元模型為了得到次梁截面尺寸改變帶來的節(jié)點內(nèi)力變化以考察梁柱內(nèi)力的變化,考察次梁偏心對節(jié)點受力的影響,本模型增加次梁的尺寸,使之與主梁同高,建立主次梁局部板殼元的實體計算模型如圖5(d).2屋頂配重分布根據(jù)設(shè)計要求,在考察梁、柱節(jié)點模型影響時,僅考慮結(jié)構(gòu)上的恒荷載、活荷載,相應(yīng)的荷載組合為1.35恒載+1.4活載,荷載的具體數(shù)值如表1所列.限于篇幅,對屋面配重的分布不作詳細說明.3局部坐標系轉(zhuǎn)換本文采用ANSYS軟件進行數(shù)值計算,得到4種模型的節(jié)點處內(nèi)力.表2為采用板殼元建模的Y型鋼柱的柱頂節(jié)點在整體坐標系下的內(nèi)力,表3為結(jié)構(gòu)中同根構(gòu)件對應(yīng)不同節(jié)點計算模型時的內(nèi)力,構(gòu)件具體位置如圖6所示.表3的結(jié)果表明,不同的梁柱連接簡化模型,在該節(jié)點區(qū)域外,桿件的內(nèi)力變化很小(截面增大后的模型中,桿件內(nèi)力有所減小).也就是說這種局部模擬差異,對結(jié)構(gòu)整體內(nèi)力分布影響很小,但對于相連的柱與梁,內(nèi)力差異不能忽略.為了分析的直觀,將內(nèi)力數(shù)值按照圖7所示局部坐標系轉(zhuǎn)換,局部坐標系X方向和Y方向分別為沿柱頂橫截面兩主軸方向,Z方向為柱分支軸線方向.經(jīng)過坐標轉(zhuǎn)換后,在局部坐標系下不同模型計算結(jié)果列于表4中.由表4可得,增加次梁高度后,Y型柱柱頂節(jié)點在各個方向的內(nèi)力分量均有下降.增加次梁截面后,內(nèi)力下降的百分比如表5所示.在局部坐標系下,圖8以柱形圖的方式表現(xiàn)了以上4個模型的比較結(jié)果,圖中:1為短鋼梁模型;2為剛臂模型;3為實體模型(次梁截面高度未改);4為實體模型(次梁截面加高).由圖8可見,模型1和模型2的計算結(jié)果較接近,與模型3計算得到的剪力數(shù)值相差較大.可見用短鋼梁或剛臂模擬梁柱連接不準確,盡管合力數(shù)值與實體模型計算所得相近,但這兩種連接方式采用桿型構(gòu)件代替節(jié)點,帶來剪力傳遞的誤差是存在的,具體表現(xiàn)為X向的剪力偏大,而Y向剪力偏小.由于計算時采用設(shè)計荷載,遠小于結(jié)構(gòu)實際的承載力,連接處的內(nèi)力與變形并未達到極限承載狀態(tài)時的最大值,所以模型1和模型2的計算結(jié)果接近.從表4和圖8可看出,4種模型的合力很接近,這表明,不同模型的計算結(jié)果對節(jié)點的內(nèi)力分量有較大的影響,但對結(jié)構(gòu)整體內(nèi)力分布影響都很小.模型3中,次梁未改變尺寸計算得到Mises應(yīng)力云圖如圖9所示;模型4中,改變尺寸后計算得到Mises應(yīng)力云圖如圖10.由圖9、圖10的比較可知,次梁截面增加之前,節(jié)點處主次梁模型Mises應(yīng)力最大值為219.71N/mm2,且主次梁連接處應(yīng)力集中現(xiàn)象較嚴重;次梁截面增加后,主次梁模型中的Mises應(yīng)力最大值為203.01N/mm2,且應(yīng)力集中現(xiàn)象減弱.因此,適當增加次梁高度有利于減少柱的剪力.4模型計算結(jié)果(1)梁柱連接節(jié)點的模擬方法,對結(jié)構(gòu)整體內(nèi)力分布影響不大,但對連于節(jié)點梁柱內(nèi)力的影響不能忽略;(2)原短鋼梁模型計算得到的柱頂剪力和實體模型結(jié)果相差較大;(3)剛臂與短鋼梁模型計算結(jié)果相近,說明連接梁柱采用附加短臂的剛度與短鋼梁相比較對于柱頂剪力幾乎沒有影響;(4)對于實體模