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    圓鋼管K型彎管節(jié)點(diǎn)軸向剛度曲線參數(shù)化分析

    2019-09-23 01:02:04
    關(guān)鍵詞:弦桿腹桿軸力

    (貴州大學(xué)空間結(jié)構(gòu)研究中心, 貴州貴陽(yáng)550003)

    0 引言

    圖1 K型彎管節(jié)點(diǎn)示意圖Fig.1 Schematic of curve steel tube K-joint

    鋼管截面回轉(zhuǎn)半徑大,抗扭剛度好,極限承載力高,廣泛應(yīng)用于體育館、展覽館等大跨度及超大跨度空間結(jié)構(gòu)。隨著計(jì)算機(jī)多維數(shù)控切割技術(shù)的成熟,加工相貫線變得非常簡(jiǎn)單,相貫節(jié)點(diǎn)被普遍使用[1]。相貫節(jié)點(diǎn)是鋼管桁架結(jié)構(gòu)主要的節(jié)點(diǎn)形式,具有構(gòu)造簡(jiǎn)捷、受力合理、施工方便等優(yōu)點(diǎn)[2-4]。文獻(xiàn)[5-10]研究了鋼管K型直管節(jié)點(diǎn)的承載力、剛度及沖擊荷載作用下的受力性能,其弦桿為平直的。在大跨度、超大跨度屋蓋結(jié)構(gòu)中,魚(yú)腹式鋼管桁架結(jié)構(gòu)也是一種重要的結(jié)構(gòu)形式;根據(jù)結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn),其結(jié)構(gòu)高度從跨中向支座處逐漸減小,桿件內(nèi)力較均勻。魚(yú)腹式鋼管桁架結(jié)構(gòu)的弦桿均為彎管;彎曲的上弦便于屋面排水,其結(jié)構(gòu)剛度及整體性較好,這種結(jié)構(gòu)找坡方式避免了小立柱找坡帶來(lái)的不利抗震性能[11]。魚(yú)腹式鋼管桁架結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)為K型彎管節(jié)點(diǎn),如圖1所示。由于弦桿為彎管,在受弦桿軸力時(shí),節(jié)點(diǎn)會(huì)承受彎矩作用;在受腹桿軸力時(shí),弦桿具有拱的受力特點(diǎn)。這些造成了K型彎管節(jié)點(diǎn)與K型直管節(jié)點(diǎn)具有不同的剛度特點(diǎn),需要對(duì)其深入研究。

    文獻(xiàn)[12-13]研究了節(jié)點(diǎn)軸向剛度對(duì)鋼管桁架結(jié)構(gòu)靜動(dòng)力性能的影響,發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)軸向剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的變形、自振頻率等有較大影響??梢?jiàn),為了較準(zhǔn)確把握鋼管桁架結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能,需要研究相貫節(jié)點(diǎn)的軸向剛度。王偉等[8]研究了圓鋼管K型直管節(jié)點(diǎn)的軸向剛度,其提出的剛度計(jì)算公式中,沒(méi)有考慮弦桿、腹桿軸力的影響。武振宇、梁戰(zhàn)場(chǎng)[9]假設(shè)腹桿軸力—軸向位移曲線為雙折線,研究了各幾何參數(shù)對(duì)矩形鋼管K型直管節(jié)點(diǎn)初始和屈服軸向剛度的影響。胡濤[14]研究了圓鋼管ZYY型節(jié)點(diǎn)的初始軸向剛度,并給出了其計(jì)算公式。邱國(guó)志[15]研究了圓鋼管X型節(jié)點(diǎn)的軸向剛度—軸向荷載曲線,給出了該曲線的計(jì)算公式;發(fā)現(xiàn)軸向剛度隨著荷載的增加,其逐漸減小??芍S向剛度—軸向荷載曲線能較真實(shí)地反映節(jié)點(diǎn)軸向剛度的變化過(guò)程,能為結(jié)構(gòu)的模擬提供較準(zhǔn)確的節(jié)點(diǎn)軸向剛度計(jì)算模型。圓鋼管K型彎管節(jié)點(diǎn)(本文以下簡(jiǎn)稱(chēng)圓鋼管K型彎管節(jié)點(diǎn)為K型彎管節(jié)點(diǎn))主要適用于大跨度、超大跨度結(jié)構(gòu),需要給出其軸向剛度—軸向荷載曲線,以便進(jìn)行較準(zhǔn)確的結(jié)構(gòu)分析。

    本文應(yīng)用有限元軟件ANSYS對(duì)K型彎管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了參數(shù)化的數(shù)值分析,得到了節(jié)點(diǎn)軸向剛度的主要影響參數(shù)。引入兩個(gè)無(wú)量綱參數(shù),節(jié)點(diǎn)軸向剛度因子η和節(jié)點(diǎn)軸力因子ω,并確定了這兩個(gè)因子的關(guān)系曲線。通過(guò)多元線性回歸擬合了節(jié)點(diǎn)軸向剛度的計(jì)算曲線,為結(jié)構(gòu)分析提供較準(zhǔn)確的節(jié)點(diǎn)剛度計(jì)算模型。

    1 節(jié)點(diǎn)有限元模型的建立

    1.1 相關(guān)參數(shù)

    圖2 K型彎管節(jié)點(diǎn)邊界條件及加載 方式(不考慮弦桿軸力)Fig.2 Boundary conditions and loading methods of the curve steel tube K-joint

    采用有限元分析方法參數(shù)化研究K型彎管節(jié)點(diǎn)的軸向剛度曲線。如圖1所示,節(jié)點(diǎn)的組成為弦桿、腹桿(2根腹桿為同種規(guī)格圓鋼管),相貫線上1、2兩點(diǎn)為冠點(diǎn),3、4兩點(diǎn)為鞍點(diǎn)。弦桿的外徑與壁厚分別為:D0、T0,腹桿的外徑與壁厚分別為D1、T1;腹桿與弦桿的軸線夾角為θ,彎管坡度為i。本文K型彎管節(jié)點(diǎn)的幾何參數(shù)設(shè)置如下:τ0=D0/T0(弦桿外徑與其壁厚之比),τ1=D1/T1(腹桿外徑與其壁厚之比),其中τ0≤100、τ1≤60;β1=D1/D0(腹桿與弦桿外徑之比),且0.2≤β1≤1.0;θ≥30°,i≥0.05[3,16-17]。

    1.2 基本假定

    節(jié)點(diǎn)的計(jì)算模型采取以下假定:①腹桿承受的拉力、壓力大小相等;②忽略弦桿彎曲制作時(shí)產(chǎn)生的附加應(yīng)力;③節(jié)點(diǎn)焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力忽略不計(jì);④材料本構(gòu)模型采用雙線性強(qiáng)化模型,服從von-Mises屈服準(zhǔn)則和隨動(dòng)強(qiáng)化法則,切線模量ET取為0.01E。

    1.3 邊界條件及加載方式

    弦桿、腹桿從它們交匯點(diǎn)伸出的長(zhǎng)度分別為其外徑的3倍、4倍,以消除加載條件對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)域受力性能的影響。圖2、3分別為不考慮和考慮弦桿軸力的K型彎管節(jié)點(diǎn)的邊界條件、加載方式,P為沿著腹桿軸線作用的拉力或壓力,F(xiàn)為沿著弦桿軸線作用的拉力或壓力;圖3采用兩步加載的方式,以考慮弦桿軸力對(duì)節(jié)點(diǎn)域剛度的非線性影響??紤]實(shí)際的工程要求和節(jié)點(diǎn)的受力狀態(tài),結(jié)合有限元軟件的功能,在圖2、3中,弦桿的一端考慮為固定支座,其另一端僅允許有沿著弦桿軸線的位移,腹桿端部?jī)H約束其徑向位移和環(huán)向位移。

    (a) 第一步加載

    (b) 第二步加載

    圖3 K型彎管節(jié)點(diǎn)邊界條件及加載方式(考慮弦桿軸力)
    Fig.3 Boundary conditions and loading methods of the curve steel tube K-joint upon the chord bearing axial load

    1.4 單元選取及單元?jiǎng)澐?/h3>

    有限元分析采用ANSYS彈塑性SHELL181單元,圓鋼管的材料采用Q345鋼材,泊松比υ取為0.3,彈性模量E=2.06×105MPa。根據(jù)圣維南原理,分別采用如下的單元網(wǎng)格劃分:弦桿和腹桿的相貫區(qū)域采用較密的自由網(wǎng)格劃分,該相貫區(qū)域外的弦桿和腹桿采用尺寸較粗的映射網(wǎng)格,如圖4所示。

    圖4 K型彎管節(jié)點(diǎn)有限元模型Fig.4 Finite element model of the curve steel tube K-joint

    2 節(jié)點(diǎn)軸向剛度的參數(shù)化分析

    2.1 節(jié)點(diǎn)軸向剛度定義

    影響節(jié)點(diǎn)剛度的主要參數(shù)為:τ0、β1、τ1、θ、i、σz/fy(σz為弦桿橫截面承受的平均正應(yīng)力,fy為鋼材的屈服應(yīng)力)??紤]上述參數(shù)的變化,研究節(jié)點(diǎn)的軸向剛度。

    K型彎管節(jié)點(diǎn)的腹桿在受拉或受壓時(shí),腹桿產(chǎn)生軸向變形;腹桿與弦桿連接區(qū)域的節(jié)點(diǎn)域會(huì)產(chǎn)生局部變形。節(jié)點(diǎn)軸向剛度的基本計(jì)算公式如下:

    Ki-1=ΔPi-1/Δδi-1,

    (1)

    式中:Ki-1為第i-1荷載步的節(jié)點(diǎn)軸向剛度;ΔPi-1為第i-1荷載步腹桿承受的軸拉力或軸壓力增量,ΔPi-1=Pi-Pi-1(Pi、Pi-1分別為第i、i-1荷載步的軸力);Δδi-1為第i-1荷載步腹桿與弦桿相貫線上沿腹桿軸向的局部位移增量,其為:

    Δδi-1=(Δδ1+Δδ2+Δδ3+Δδ4)/4,

    (2)

    式中:Δδ1、Δδ2、Δδ3、Δδ4分別為相貫線上1、2、3、4點(diǎn)第i-1荷載步沿腹桿軸向的局部位移增量,其為第i、i-1荷載步的局部位移之差。

    2.2 節(jié)點(diǎn)軸向剛度的無(wú)量綱化

    為方便計(jì)算分析,將節(jié)點(diǎn)承受的軸向荷載與其軸向剛度進(jìn)行無(wú)量綱化處理,以獲得無(wú)量綱的軸向剛度—軸向荷載曲線。節(jié)點(diǎn)軸力因子的定義如下:

    ωi-1=Pi-1/Nc(腹桿受壓),

    (3)

    ωi-1=Pi-1/Nt(腹桿受拉),

    (4)

    式中:Pi-1為第i-1荷載步腹桿承受的軸壓力或軸拉力;Nc、Nt分別為腹桿承受壓力和拉力時(shí)相應(yīng)腹桿的承載力設(shè)計(jì)值,該承載力設(shè)計(jì)值按文獻(xiàn)[16]的圓鋼管K型相貫節(jié)點(diǎn)的公式進(jìn)行計(jì)算。

    節(jié)點(diǎn)軸向剛度因子的定義如下:

    ηi-1=Ki-1/(EA/L100),

    (5)

    式中:Ki-1為第i-1荷載步的節(jié)點(diǎn)軸向剛度;E為腹桿彈性模量;A為腹桿截面面積;L100為腹桿的長(zhǎng)細(xì)比為100時(shí)的計(jì)算長(zhǎng)度;EA/L100為腹桿的參考軸向剛度(本文以下簡(jiǎn)稱(chēng)腹桿的參考軸向剛度為腹桿的軸向剛度);腹桿的長(zhǎng)細(xì)比通常在50~150范圍內(nèi),取長(zhǎng)細(xì)比為100的腹桿的軸向剛度(EA/L100)為參考值。

    節(jié)點(diǎn)軸向剛度因子η是節(jié)點(diǎn)抵抗局部變形的剛度與腹桿軸向剛度的比值。當(dāng)η值很大時(shí),節(jié)點(diǎn)抵抗局部變形的能力較強(qiáng),節(jié)點(diǎn)軸向剛度與腹桿軸向剛度串聯(lián)后的總剛度與腹桿的軸向剛度相差不大,這時(shí)節(jié)點(diǎn)的軸向剛度可忽略不計(jì);當(dāng)η值靠近1時(shí),即節(jié)點(diǎn)抵抗局部變形的能力與腹桿抵抗軸向變形的能力接近,串聯(lián)后的總剛度約為腹桿軸向剛度的一半,此時(shí)節(jié)點(diǎn)的軸向剛度不容忽視;當(dāng)η值很小時(shí),節(jié)點(diǎn)抵抗局部變形的能力較弱,串聯(lián)后的總剛度比腹桿的軸向剛度小得多,節(jié)點(diǎn)軸向剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的受力影響顯著。

    2.3 節(jié)點(diǎn)的破壞應(yīng)力云圖

    K型彎管節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)如圖5所示。由圖5可知,K型彎管節(jié)點(diǎn)的破壞主要集中于弦桿與腹桿的相貫區(qū)域,此區(qū)域的受力較大,且連接部位易產(chǎn)生應(yīng)力集中。當(dāng)考慮弦桿軸力時(shí),K型彎管節(jié)點(diǎn)的破壞更嚴(yán)重,相貫區(qū)域破壞的區(qū)域更大,且塑性發(fā)展更充分。

    (a) 節(jié)點(diǎn)破壞的應(yīng)力云圖(不考慮弦桿軸力)

    (b) 節(jié)點(diǎn)破壞的應(yīng)力云圖(考慮弦桿軸力)

    圖5 K型彎管節(jié)點(diǎn)破壞應(yīng)力云圖
    Fig.5 Destructive stress cloud of the curve steel tube K-joint

    2.4 τ0對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響

    節(jié)點(diǎn)在滿(mǎn)足構(gòu)造要求的基礎(chǔ)上,腹桿、弦桿的截面幾何尺寸如表1所示,其他參數(shù)設(shè)置為:σz/fy=0、i=0.05、θ=45o。建立了5個(gè)有限元模型,以分析弦桿外徑與其壁厚之比τ0對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響。

    由圖6可知,τ0對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響顯著,且腹桿受拉時(shí)的剛度要優(yōu)于腹桿受壓時(shí)。隨著弦桿壁厚的增加,腹桿受壓時(shí)的剛度因子η增加,腹桿受拉時(shí)的剛度因子η減小。腹桿受壓時(shí)的剛度因子η皆小于1,其對(duì)結(jié)構(gòu)的受力影響較大;在ω較大時(shí),腹桿受拉時(shí)的剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的受力影響顯著。

    表1 不同τ0的節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)

    (a) 腹桿受壓(τ0變化)

    (b) 腹桿受拉(τ0變化)

    圖6τ0變化的η-ω關(guān)系曲線
    Fig.6 Relation curve ofη-ωwith different value ofτ0

    2.5 β1對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響

    節(jié)點(diǎn)在滿(mǎn)足構(gòu)造要求的基礎(chǔ)上,腹桿、弦桿的截面幾何尺寸如表2所示,其他參數(shù)設(shè)置為:σz/fy=0、i=0.05、θ=45o。建立了5個(gè)有限元模型,以分析腹桿與弦桿外徑之比β1對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響。

    表2 不同β1的節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)Tab.2 Joint model parameters of different β1

    由圖7可知,隨著β1的變化,節(jié)點(diǎn)軸向剛度亦變化較大,該軸向剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的影響也較大。腹桿受拉時(shí)的剛度要優(yōu)于腹桿受壓時(shí)的剛度,腹桿受壓的相貫區(qū)域會(huì)因剛度不足而率先破壞。

    (a) 腹桿受壓(β1變化)

    (b) 腹桿受拉(β1變化)

    圖7β1變化的η-ω關(guān)系曲線
    Fig.7 Relation curve ofη-ωwith different value ofβ1

    2.6 τ1對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響

    節(jié)點(diǎn)在滿(mǎn)足構(gòu)造要求的基礎(chǔ)上,腹桿、弦桿的截面幾何尺寸如表3所示,其他參數(shù)設(shè)置為:σz/fy=0、i=0.05、θ=45o。建立了5個(gè)有限元模型,以分析腹桿外徑與其壁厚之比τ1對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響。

    表3 不同τ1的節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)Tab.3 Joint model parameters of different τ1

    由圖8可知,隨著τ1的變化,節(jié)點(diǎn)軸向剛度亦變化較大,該軸向剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的影響也較大。腹桿受拉時(shí)的剛度優(yōu)于腹桿受壓時(shí)的剛度。隨著τ1的降低,節(jié)點(diǎn)軸向剛度皆呈下降趨勢(shì),可見(jiàn)應(yīng)優(yōu)先選用壁厚較薄的腹桿。

    (a) 腹桿受壓(τ1變化)

    (b) 腹桿受拉(τ1變化)

    圖8τ1變化的η-ω關(guān)系曲線
    Fig.8 Relation curve ofη-ωwith different value ofτ1

    2.7 θ對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響

    節(jié)點(diǎn)在滿(mǎn)足構(gòu)造要求的基礎(chǔ)上,腹桿、弦桿的相關(guān)幾何尺寸如表4所示,其他參數(shù)設(shè)置為:σz/fy=0、i=0.05。建立了5個(gè)有限元模型,以分析腹桿與弦桿軸線夾角θ對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響。

    表4 不同θ的節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)Tab.4 Joint model parameters of different θ

    由圖9可知,隨著θ的增大,腹桿受壓時(shí)的剛度逐漸增大,腹桿受拉時(shí)的剛度減??;θ變化對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度影響較大,該軸向剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的影響亦較大。腹桿受拉時(shí)的剛度優(yōu)于腹桿受壓時(shí)的剛度。

    (a) 腹桿受壓(θ變化)

    (b) 腹桿受拉(θ變化)

    圖9θ變化的η-ω關(guān)系曲線
    Fig.9 Relation curve ofη-ωwith different value ofθ

    2.8 i對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響

    節(jié)點(diǎn)在滿(mǎn)足構(gòu)造要求的基礎(chǔ)上,腹桿、弦桿的相關(guān)幾何尺寸如表5所示,其他參數(shù)設(shè)置為:σz/fy=0、θ=45o。建立了5個(gè)有限元模型,以分析彎管坡度i對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響。

    表5 不同i的節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)Tab.5 Joint model parameters of different i

    由圖10可知,隨著i的增大,節(jié)點(diǎn)軸向剛度亦有所增大;總的來(lái)看,彎管坡度i的變化對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響較小,而該軸向剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的影響較大。腹桿受壓時(shí)的剛度優(yōu)于腹桿受拉時(shí)的剛度。

    (a) 腹桿受壓(i變化)

    (b) 腹桿受拉(i變化)

    圖10i變化的η-ω關(guān)系曲線
    Fig.10 Relation curve ofη-ωwith different value ofi

    2.9 σz/fy對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響

    節(jié)點(diǎn)在滿(mǎn)足構(gòu)造要求的基礎(chǔ)上,相關(guān)參數(shù)如表6所示,弦桿承受軸拉力時(shí)σz/fy為正,弦桿承受軸壓力時(shí)σz/fy為負(fù);其他參數(shù)設(shè)置為:i=0.05、θ=45°。將節(jié)點(diǎn)模型分為弦桿受軸拉力、軸壓力兩種情況,每種情況建立9個(gè)有限元模型,以分析σz/fy對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響。

    表6 不同σz/fy的節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)Tab.6 Joint model parameters of different σz/fy

    由圖11可知,在弦桿承受軸拉力時(shí),腹桿受拉時(shí)的剛度優(yōu)于腹桿受壓時(shí)的剛度,且兩者η-ω關(guān)系曲線變化趨勢(shì)十分相近。在弦桿軸力較小時(shí),節(jié)點(diǎn)軸向剛度受其影響較小;隨著弦桿軸力的增加,節(jié)點(diǎn)軸向剛度的衰減越快,節(jié)點(diǎn)的脆性增大。工程應(yīng)用時(shí),應(yīng)優(yōu)先選用截面尺寸大的弦桿,以降低弦桿的軸拉力。

    (a) 腹桿受壓(σz/fy為正)

    (b) 腹桿受拉(σz/fy為正)

    圖11σz/fy為正的η-ω關(guān)系曲線
    Fig.11 Relation curve ofη-ωwithσz/fygreater than zero

    由圖12可知,在弦桿承受軸壓力時(shí),腹桿受拉時(shí)的剛度優(yōu)于腹桿受壓時(shí)的剛度;在ω較小時(shí),η-ω關(guān)系曲線近似為直線。ω<0.79時(shí),節(jié)點(diǎn)的軸向剛度隨著軸壓力的增加逐漸降低;ω>0.79時(shí),節(jié)點(diǎn)的軸向剛度隨著軸壓力的增加逐漸增大。η都小于1,節(jié)點(diǎn)的軸向剛度影響是不容忽視的,其對(duì)結(jié)構(gòu)的受力是不利的。

    (a) 腹桿受壓(σz/fy為負(fù))

    (b) 腹桿受拉(σz/fy為負(fù))

    圖12σz/fy為負(fù)的η-ω關(guān)系曲線
    Fig.12 Relation curve ofη-ωwithσz/fylesser than zero

    3 節(jié)點(diǎn)軸向剛度曲線的回歸計(jì)算公式

    3.1 節(jié)點(diǎn)軸向剛度—軸向荷載的簡(jiǎn)化曲線

    通過(guò)前述分析,可見(jiàn)相貫節(jié)點(diǎn)的幾何參數(shù)和桿件的受力條件都會(huì)影響節(jié)點(diǎn)的軸向剛度,它們對(duì)剛度的影響規(guī)律各不相同,同時(shí)影響的程度也各不相同。節(jié)點(diǎn)的軸向剛度隨著腹桿受力大小的改變而時(shí)刻發(fā)生變化,同時(shí)在不同參數(shù)及條件下η-ω關(guān)系曲線的變化趨勢(shì)也是復(fù)雜多變的,并非單一的線性函數(shù)關(guān)系。本文采用多元線性回歸的方法來(lái)擬合K型彎管節(jié)點(diǎn)的軸向剛度計(jì)算公式,即擬合η-ω關(guān)系曲線。

    圖13 η-ω的簡(jiǎn)化曲線Fig.13 Simplified curve of η-ω

    根據(jù)前述的η-ω關(guān)系曲線的變化趨勢(shì),假設(shè)該曲線的簡(jiǎn)化曲線為圖13,腹桿受壓與腹桿受拉時(shí)均采用此簡(jiǎn)化曲線。在圖13中,選取四個(gè)點(diǎn)并通過(guò)它們將曲線分為兩個(gè)部分:AB段為直線,BCD段為二次函數(shù)曲線。這四點(diǎn)的坐標(biāo)定義為:A點(diǎn)的坐標(biāo)(0,η0),η0為節(jié)點(diǎn)的初始軸向剛度;B點(diǎn)的坐標(biāo)(ω1,αη0),α為B點(diǎn)對(duì)應(yīng)的η值與初始剛度η0的比值;C點(diǎn)的坐標(biāo)(ω2,0.5αη0);D點(diǎn)的坐標(biāo)(ω3,0.1η0)。當(dāng)節(jié)點(diǎn)的軸向剛度下降到0.1η0時(shí),該剛度與腹桿軸向剛度串聯(lián)后的總剛度極小,結(jié)構(gòu)已基本失去了承受荷載的能力,因而本文只討論ω≤ω3時(shí)的節(jié)點(diǎn)軸向剛度。綜上所述,需要擬合的參數(shù)為:η0、α、ω1、ω2、ω3。

    3.2 腹桿受壓時(shí)參數(shù)的回歸分析

    從前述分析看出,在腹桿受壓時(shí),參數(shù)τ0、β1、τ1、θ、σz/fy的變化對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響較大,而參數(shù)i的改變對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響較小。本文忽略參數(shù)i的影響,構(gòu)造η0的多元回歸公式如下:

    η0=c0τ0c1β1c2τ1c3(sinθ)c4ec5σz/fy。

    (6)

    將式(6)兩邊進(jìn)行對(duì)數(shù)運(yùn)算,回歸公式變成如下形式:

    ln(η0)=lnc0+c1lnτ0+c2lnβ1+c3lnτ1+c4ln(sinθ)+c5σz/fy。

    (7)

    ln(η0)采用多元線性回歸的方法擬合,擬合的系數(shù)見(jiàn)表7。根據(jù)表8對(duì)回歸方程顯著性檢驗(yàn):檢驗(yàn)統(tǒng)計(jì)量F~Fα(p,n-p-1),F(xiàn)分布表中F0.05(5,17)=2.81小于回歸方程中的統(tǒng)計(jì)值,在顯著水平α=0.05下認(rèn)為回歸方程是顯著的,Pr反映大于t絕對(duì)值的概率,表示錯(cuò)誤拒絕原假設(shè)的概率;回歸方程的調(diào)整系數(shù)R2=0.97,回歸方程在統(tǒng)計(jì)數(shù)值上來(lái)看是顯著的。由表7對(duì)各回歸系數(shù)顯著性檢驗(yàn):檢驗(yàn)統(tǒng)計(jì)量t~tα/2(n-p-1),查t分布表tα/2(n-p-1)=t0.025(17)=2.11,小于本次回歸統(tǒng)計(jì)值,Pr反映大于t絕對(duì)值的概率,表示錯(cuò)誤拒絕原假設(shè)的概率。在顯著水平α=0.05下可認(rèn)為多項(xiàng)式ln(η0)回歸系數(shù)是高度顯著的。整理后,得到可接受的擬合方程為:

    η0=3.655 7τ0-2.079 6β1-1.650 1τ11.422 4(sinθ)1.343 8e1.615 5σz/fy。 (8)

    表9 計(jì)算數(shù)據(jù)的誤差分析Tab.9 Error analysis of calculation data

    隨機(jī)抽取5個(gè)有限元模型對(duì)回歸公式進(jìn)行誤差分析,5個(gè)模型的殘差計(jì)算結(jié)果如表9所示,可以看到本次回歸得到的η0計(jì)算公式吻合度較好。

    其他四個(gè)參數(shù)α、ω1、ω2以及ω3的回歸分析采用同η0類(lèi)似的方法,分別構(gòu)造類(lèi)似公式(6)的多元回歸公式。參考和η0相同的回歸方法對(duì)以上四個(gè)參數(shù)的多元回歸公式進(jìn)行顯著性檢驗(yàn)及誤差分析,得到這四個(gè)參數(shù)的回歸公式分別如下:

    α=26.451 2τ0-1.479 6β1-0.818 5τ10.567 7(sinθ)-0.228 0e-0.416 3σz/fy,

    (9)

    ω1=0.094 4τ0-1.159 6β1-1.875 6τ11.558 8(sinθ)-0.781 7e0.231 1σz/fy,

    (10)

    ω2=2.254 4τ0-0.146 0β10.162 2τ1-0.087 0(sinθ)-0.195 7e-0.073 5σz/fy,

    (11)

    ω3=2.696 6τ0-0.207 2β10.078 8τ10.067 6(sinθ)-0.172 5e-0.135 6σz/fy。

    (12)

    3.3 腹桿受拉時(shí)參數(shù)的回歸分析

    從前述分析看出,在腹桿受拉時(shí),參數(shù)τ0、β1、τ1、θ、σz/fy的變化對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響較大,而參數(shù)i的改變對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響較小。本文忽略參數(shù)i的影響,參考和腹桿受壓時(shí)相同的回歸方法,得到5個(gè)參數(shù)的回歸公式分別如下:

    η0=335.727 6τ0-6.499 5β1-5.351 5τ14.341 3(sinθ)1.533 4e2.119 5σz/fy,

    (13)

    α=6.642 6τ0-0.708 2β1-0.143 6τ10.147 7(sinθ)0.698 5e-0.453 4σz/fy,

    (14)

    ω1=0.256 3τ0-0.229 9β1-0.205 2τ10.217 3(sinθ)-3.128 5e-0.152 3σz/fy,

    (15)

    ω2=1.632 6τ0-0.042 7β10.077 7τ1-0.046 2(sinθ)-0.218 2e-0.092 4σz/fy,

    (16)

    ω3=2.340 1τ0-0.165 2β10.090 9τ10.062 1(sinθ)-0.115 4e-0.105 5σz/fy。

    (17)

    3.4 節(jié)點(diǎn)軸向剛度曲線的計(jì)算公式

    得到4個(gè)控制點(diǎn)的坐標(biāo)參數(shù)η0、α、ω1、ω2以及ω3的計(jì)算公式以后,根據(jù)圖12曲線的構(gòu)成形式,得到節(jié)點(diǎn)軸向剛度因子η與節(jié)點(diǎn)軸力因子ω的函數(shù)關(guān)系如下:

    (18)

    其中:

    a=0.1η0-bω3-cω32,

    4 結(jié)論

    ①增加弦桿的壁厚,腹桿受壓時(shí)的節(jié)點(diǎn)軸向剛度增加,腹桿受拉時(shí)的節(jié)點(diǎn)軸向剛度減?。桓箺U外徑與其壁厚之比降低,節(jié)點(diǎn)軸向剛度減小。

    ②腹桿與弦桿的軸線夾角增大,腹桿受壓時(shí)的節(jié)點(diǎn)軸向剛度增大,腹桿受拉時(shí)的節(jié)點(diǎn)軸向剛度減??;彎管坡度的變化對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向剛度的影響較小。

    ③在彎管坡度的影響下,腹桿受壓時(shí)的節(jié)點(diǎn)軸向剛度優(yōu)于腹桿受拉時(shí)的節(jié)點(diǎn)軸向剛度;在其他參數(shù)的影響下,具有與之相反的結(jié)論;總的來(lái)看,節(jié)點(diǎn)軸向剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的受力性能有較大的影響。

    ④通過(guò)多元線性回歸分析,考慮腹桿受壓以及腹桿受拉,分別得到了它們的節(jié)點(diǎn)軸向剛度因子η和節(jié)點(diǎn)軸力因子ω的關(guān)系曲線,即節(jié)點(diǎn)的軸向剛度—軸向荷載曲線。

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