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1、现行网架规程 JGJ7 一 91 中, 受压、拉空心球承载力计算公式分别为,Nc Nt 分别为受压空心球轴向压力、拉力设计值。受压承载力计算公式是经验公式, 没有能够反应受压球失稳破坏的机理, 因此是不尽合理的。受拉承载力公式也是根据试验结果数据综合整理得出没有能够根据受拉球冲切破坏的机理推导其承载力计算公式。而现行网壳规程 JGJ61-2003 中把受拉、受压两种受力形式的计算合二为一, 其计算公式为Nr 为受压和受拉承载力设计值，这个公式把空心球承载力计算公式建立在承载力较高的受拉形式上,忽略了受压失稳的破坏形态, 是不合理, 偏于不安全的 。通过查阅资料我们能发现：焊接空心球节点试验研究
2、及破坏机理分析以单向受力状态来考察焊接空心球节点的承载能力, 所有试件均按单向受力设计了拉、压球节点的形式为保证空心球节点的破坏是由于球体的失效引起而不是因为管承载力不足所致, 根据经验, 将所有管的厚度取为球壳厚度加上 2-4mm。 受压球节点采用普通的加顶底盖板的形式。受拉球节点全部采用压扁管端的形式。.本文试验所用球体是按规范在球成品库中取的 6 个样品, 对部分新制的半球做了厚度减薄量的检测。将成品半球对半切割后得到试件, 沿试件的锅底 ”冲压拉薄区球面布置了 16 个测点。球在锅底的附近最薄 , 在赤道即冲压半球的边界处最厚, 整个壳体厚度沿半球成锯齿状分布, 如图所示节点用管子全部
3、是专门买进的 20 号钢厚壁无缝管 , 管在模具上施焊成型, 外观检查节点两头的管均能保证平直.全部试件运进实验室后均经过超声波检验, 这些节点基本上代表了实际网架中的节点,故基于这些试件提出的观点更具有工程实际意义。另外对所有的试件还测量了焊缝宽度 W 的值, 其范围一般在 4-8mm。根据空心球节点的承载力的主要承载力影响因素有球厚 , 管径 d, 球径 D , 管厚 t, 及球管焊缝宽度 , 采用正交试验设计 , 分别按二水平四因素和二水平二因素设计了两组节点试件。拉压节点采用相同的正交表。本文所有试验均为破坏性试验, 在天津大学土木系建筑材料实验室完成。试验中测试记录球面等位移线, 球
4、面应变 及管轴向应45，变, 受拉压试件的荷载纵向位移曲线, 受压试件的荷载横向位移曲线, 破断荷载值, 部分受压球节点屈曲后强度 变形关系图。部分球节点极限承载能力如表 1-4 所示。在试验中受压球破坏现象表明, 受压球节点的破坏属于一种特殊的破坏形式, 它既不像普通受压试件, 也不同于板的失稳破坏形式, 它在开始屈服的同时, 还能提供荷载储备, 在完全屈服后的下降段,类似于失稳试件, 变形急剧增加的同时, 荷载一再下降, 而且屈服强度与极限强度之差远小于普通受压试件的极限强度与屈服强度之差。从受拉球试验破坏形式上看, 它不同于普通低碳钢受拉试件的破坏形式, 而是类似于脆性材料的破坏, 其破
5、坏属于“ 冲切” 破坏, 这种破坏形式主要体现在似乎还有承载潜力的情况下突然脆断, 而且变形 一直与荷载 P 近似成线形关系变化.焊接空心球节点有限元分析实际结构中的焊接空心球处于空间受力状态, 但研究结构表明在多向和单向受力状态下空心球节点的承载能力与单向的承载能力相接近, 因此选取单向受力状态的焊接空心球模型进行有限元分析。在单向受力状态下, 将球管分开来考虑, 把管对球壳的作用力作为一圈竖向的均布力, 在此受力情形下分析球壳表面的应力分布规律。由于球壳及荷载的轴对称性, 可只分析空心球的 1/8, 各边界的支承形式均为滑动铰支座, 即只允许边界在对称面内的法向水平位移, 不允许其它方向的
6、位移及任何方向的转动。基本的分析思路是: 把球壳离散为三角形单元, 在三角形单元的分界线以适当的约束连接在一起成为折板, 解此折板结构就可以得到球面各点的内力位移。当三角形单元划分的非常小, 及有限三角形单元相当多时, 折板结构的解就可以逼近球壳的真实解了。球壳三角形单元的应力状态可以认为是平面应力状态和薄板应力态的组合。这是因为在小位移情形下, 平面应力状态的节点力和弯曲应力状态下的节点位移互不相关, 而弯曲应力状态下的节点力与平面应力状态下的节点位移也互不相关。所以组合状态下的单元刚度矩阵可以直接由平面应力单元和弯曲板单元的刚度矩阵组合而成。然后通过求解总体刚度方程可得到节点位移, 进而求得应变和应力。对 D300*8-104. 的受压球节点进行分析, 通过有限元计算可得到球面各单元的应力, 得到应力变化规律。
