河北盈丰铸钢钢结构有限公司

河北大型铸钢节点厂家供应大型钢构铸钢连接件

南通市体育会展铸钢节点
模型的非线性有限元分析
随着铸造工艺水平的提高，铸钢节点以其合理性与 实用性越来越受到工程界的关注。在国外，特别是日本、 德国等发达国家，铸钢节点已得到非常普遍的采用。国 内铸钢件的应用刚刚兴起，近几年来，钢管桁架结构以外 形丰富、传力简捷的优势也得到了飞速发展，当今建造的 大型公共建筑中，很多屋盖结构都釆用了该种结构形式， 取得了很好的技术经济效益⑵。南通体育会展钢结。
构屋盖工程采用管材作为主要受力构件，所以大多数节 点都是用钢管直接相贯焊接连接。而在体育馆和会展馆 的角部位置使用了铸钢节点，主要原因是整个结构的角 部有多根以上的杆件交于一点，如果使用钢管相贯焊节 点，则由于焊缝过于集中必然会造成大范围的焊接应力， 影响结构的承载力，而且由于复杂的相贯线，必然会给钢 管的制作造成很大的困难，如果釆用焊接球节点那么焊 接球的直径势必会很大，影响美观，因此后决定用铸钢节点
2本构关系
铸钢节点受力复杂，只有对其进行弹塑性分析，才能 从本质上了解铸钢球节点的受力性能。由于塑性变形不 可恢复，致使塑性应变和应力之间不存在像弹性分析中 广义虎克定律那样简单的应力应变关系，因此弹塑性分 析比弹性分析要复杂的多。弹塑性分析需要根据材料的 应力应变曲线建立相应的简化模型，目前常用的简化模 型主要有四种：理想弹塑性、理想刚塑性、线性强化弹塑 性和刚性理想塑性"耻。在这四种简化模型中，理想刚塑 性材料模型、刚性线性强化材料模型分别是理想弹塑性 材料模型和线性强化弹塑性材料模型省略弹性阶段的进 一步简化模型。本文主要采用理想弹塑性和线性强化材 料模型分别对铸钢节点进行有限元分析。
3有限元分析模型
节点建模釆用10节点SOLID92实体单元，该单元具 有塑性、蠕变、应力刚化、大变形和大应变以及复杂边界 适应性强等特性。单元的每个节点有3个自由度，即X、 Y、Z方向的位移。10节点SOLID92单元和二维情况的 三角形类似,插值函数是在三维坐标内的各次完全多项 式，从而保证了单元之间的协调性。由于铸钢节点具有 实心填充区部位，因此各个方向的正应力和剪应力均不 能忽略，所以SOLID92单元适合计算铸钢节点模型的应 力、应变问题釆用线性强化材料本构模型时，材料的 弹性模量为2. 0x105N • mm-2,屈服强度为300 N • mm-2，强化阶段的切线模量为1000 N • mm^2，极限应变 为0. 24。进行分析时，釆用von Mises屈服准则及相关的 流动法则。由于铸钢节点的壁比较厚，为提高计算精度， 网格划分控制单元边长为10mm〜20mm,在交界处缩小 单元尺寸，使其为原单元边长的一半。图4为铸钢节点 的有限元计算模型。
部。对于本文设计的模型，三个铸钢管由一块厚板连接 起来，形成一个整体，所以铸钢管除了受轴向压力外，还 有弯矩作用。通过专用加载头的合理设计，使得铸钢管 主要承受轴向压力作用，尽量减小弯矩作用的影响。为 了尽量模拟试验模型，荷载全部施加在下部的底盘上，而 在上部支座处设置固端约束。
4铸钢节点的试验结果与有限元计算结果 的对比分析
4.1铸钢节点的受力分析
分析节点的应力分布情况，有利于研究节点的破坏 机理，寻找节点的薄弱环节，从而为铸钢节点的设计提供 理论指导。图5给出了铸钢节点的von Mises应力分布 图。此模型未考虑倒角等参数的影响，即在相贯线处未 进行圆滑过渡。图6给出了考虑倒角参数影响的铸钢节 点von Mises应力分布图。
由图5和图6铸钢节点的von Mises应力分布图可 以看出，铸钢管与支座上下底盘及管管相交处的倒角处 应力值较高，其余部位的应力值相对较低。上下底盘和 铸钢管的中间段的应力值很小，远远低于峰值应力。通 过图5与图6的比较可以发现，铸钢节点由于在相贯线 处进行了倒角圆滑过渡，该处的应力峰值明显减小、应力 集中现象趋于平缓，从而改善了节点的应力分布。同时 铸钢节点的应力分布呈现出明显的规律性，在倒角部位 由于应力集中，其应力值大；而远离汇交区域的铸钢管 上及上下底盘上的应力值急剧减小。
4.2测点布置方案
该铸钢节点模型的几何形状、铸钢管截面分布、荷载 及约束条件具有对称性，故在荷载作用下节点的应变也 同样具有对称性。应变测点对称布置，从而校核节点的 对称性能。铸钢节点的应变测点布置如图7所示。
铸钢节点承担相连杆件传递的轴向力，杆段内力是 节点荷载的主要形式。节点荷载主要根据整体计算的各 种工况，从中选择不利工况下的杆件内力而得。节点 荷载的施加是将轴向力转化成面荷载加在铸钢管的端

4.3试验结果与理论计算结果的对比分析
作者根据调研所得到的结果以及收集的相关资料发 现，在进行铸钢节点有限元分析时通常假定铸钢材质为 理想弹塑性材料模型。本文也釆用了理想弹塑性材料模 型进行了有限元分析，通过与试验结果的比较发现釆用 理想弹塑性的有限元计算结果与试验结果在弹性阶段吻 合得很好，但在塑性段差异较大。根据上述材料本构关 系模型的理论并结合铸钢材质试验，作者釆用了线性强 化塑性材料本构模型进行有限元分析。通过比较发现， 釆用线性强化塑性材料本构模型的计算结果与试验实测 值更为接近。
由以上试验结果与计算结果的对比情况可知，在屈 服点以前的弹性阶段，两者吻合得很好，而在屈服点之后 两者的差异较大。对于釆用理想弹塑性材料本构关系的 有限元计算值，其在屈服之后的塑性发展段很长，表现为 应力应变曲线塑性段平缓且很长，这与理想弹塑性材料 的应力应变关系比较吻合；而对于试验实测值体现的应 力应变关系，当应力达到屈服点之后有一定的塑性发展， 但与有限元计算结果相比要小得多，同时试验模型有一 定的强化段。这主要是由于有限元分析时采用了理想弹 塑性材料本构关系，对铸钢材料进行了简化。而这种简 化后的模型与实际的铸钢节点模型之间的差异体现在上 述的试验实测值与有限元计算值的对比图上。线性强化 塑性材料模型比理想弹塑性材料模型更为接近试验实测 值。在弹性段比理想弹塑性材料模型的计算值更加接近 试验结果；在塑性强化段线性强化塑性材料模型同样与 试验结果吻合得很好。通过以上的比较可以得出，线性 强化塑性材料模型本构关系更适合该铸钢节点模型，它 更好的体现了铸钢节点的实际工作特性。
当试验荷载加到3400kN时，该节点模型三个铸钢管 上位于相贯线处的9个测点（1、2、3）、（12、13、14）、（23、 24.25）的试验实测应变值分别达到（1469、1439、1485）、 （1836、1815、1813）、（1385、1574、1316）。而相应的理论 计算屈服应变值为e = f,/E, = 1500“e,很显然9个测点 的试验实测应变值已趋近屈服应变值。将3400kN作为 本铸钢节点模型试验实测极限荷载，而该节点模型的计 算极限荷载为3285kN,该结构模型极限荷载的“二值差 异”为3.5%。显然极限荷载的计算值与试验实测值符合 得很好。
通过试验结果与理论结果的比较分析可知，在对铸 钢节点等铸钢材料进行非线性有限元分析时，应结合铸 钢材质试验釆用合适的本构模型。本铸钢节点模型采用 的线性强化塑性材料本构模型比通常采用的理想弹塑性 本构模型更为接近试验结果。