在钢结构设计中, 连接节点是一个非常重要的环节, 为了简化计算, 节点设计一般均按完全刚接或完全铰接处理, 而关节轴承节点作为一种近年来发展的铰接节点形式, 应用越来越多^[1,2,3,4]。

某大剧院 (见图1) 钢柱柱脚处的向心关节轴承节点结构复杂、受力形式多样, 而支座节点是结构受力体系中的关键部件, 关系到整个结构的安全性。由于该工程中使用的支座节点缺乏试验依据和明确的受力机理, 为验证设计荷载下的安全性, 对关节轴承节点 (见图2) 进行静力加载试验, 为设计和使用提供依据。

为研究节点受力性能, 对柱脚轴承节点GZJ-1进行足尺试验, 节点平面内设计荷载及轴承径向额定荷载如表1所示。由于试验机的限制, 试验仅考虑竖向压力和平面内剪力作用下节点的受力性能。

各材料性能如下:弹性模量均为2.06×10⁶MPa;屈服强度:销轴850MPa, 向心关节轴承897MPa, 其余均为384MPa;屈服应变:销轴4 126×10^-6, 向心关节轴承4 171×10^-6, 其余均为1 864×10^-6。

该轴承节点对结构轴力传递路径为:柱→中耳板→向心关节轴承→销轴→双耳板。

轴承节点GZJ-1的试验加载装置如图4所示。试验时, 利用试验机的压盘在A, B端进行加载, 底座C端通过螺栓同地面连接。

试验设备安装调试就位后, 先进行3级预加载, 每级ΔF_A=5k N, F_B=0k N。以检验试验测试系统是否正常工作, 调试完毕后卸载, 并进行正式加载。首先进行加载端A的荷载F_A加载, 当F_A<60k N时, 采用荷载控制, 每级荷载增量取为ΔF_A=5k N;当F_A在60~290k N时, 采用荷载控制, 每级荷载增量取为ΔF_A=10k N;然后将F_A从290k N加载到297k N。当F_A达到297k N后保持F_A=297k N, 进行F_B的加载。当加载端B的荷载F_B<10k N时, 采用荷载控制, 每级加载增量取为ΔF_B=2k N;当F_B在10~50k N时, 采用荷载控制, 每级荷载增量取为ΔF_B=5k N;当F_B达到50k N时节点达到设计荷载水平, 之后逐步卸除F_B。待F_B=0后进行F_A加载, 采用荷载控制, 每级荷载增量取为ΔF_A=10k N, 当F_A达到957k N时改变加载速度, 每级荷载增量取为ΔF_A=30k N。在进行荷载控制的加载过程中, 不断观察监视器的数值变化, 一旦出现位移大幅度增加即停止荷载控制加载, 改用位移控制, 加载速度为1mm/min, 直至节点发生破坏。节点破坏后以位移控制卸载, 卸载速度为5mm/min。

节点GZJ-1的应变花布置如图5~7所示, Ta和Tb系列应变花测量双耳板外侧和内侧应变, Tc系列应变花测量中耳板应变, Td系列应变花测量盖板应变。由于节点具有对称性, 在平面内加载时节点两侧应变理论上应相同。考虑到测点在试件拼装和加载过程中可能损坏, 利用Tg, Th和Ti系列应变花为Ta, Tb和Tc系列应变花关键位置应变备份, 防止试验中关键测点损坏造成数据不完整。

荷载控制阶段, 节点变形较小, 观测点应变随荷载增长而增大, 且前期基本呈线性关系, 在竖向荷载F_A达到1 200k N后不再有线性关系。

位移控制阶段, 前期节点变形较小, 观测点应变随荷载增长而增大。位移控制后期, 节点变形较大, 观测点应变不断增大, 竖向荷载先后在2 600k N和2 500k N左右波动。记录的最大竖向荷载为2 629k N, 为节点竖向设计荷载的8.37倍, 轴承径向额定荷载1.92倍。

最后盖板飞出, 节点破坏 (见图8a) 。观察发现, 双耳板向外张开, 圆形耳板孔已经变成椭圆形 (见图8b) , 圆孔上部区域有向外鼓起现象 (见图8c) 。销轴发生一定的弯曲变形, 表面有1~2mm深的压痕, 销轴横截面变成椭圆形, 变形明显。连接销轴和盖板的螺栓因螺杆被剪断而断裂 (见图8b) 。定位环、轴承和中耳板外部无明显变形 (见图8d) 。

图9为GZJ-1节点在试验过程中的竖向荷载-竖向相对位移关系曲线。图中δ为节点上底板相对于下底板的移动距离, 取距离缩小时值为正。可以看出:在设计荷载值内, δ随竖向荷载F_A的增大呈线性增长。随着竖向荷载的增大, δ的增长速度越来越快, 出现一定的非线性。

图10为GZJ-1节点在试验过程中的竖向荷载-双耳板转角关系曲线。图中α为双耳板转动角度, 耳板闭合时α为正。可以看出在设计荷载值内, α随竖向荷载F_A的增大呈线性增长。随着竖向荷载的增大, α的增长速度越来越快, 出现一定的非线性。

Ta7测点在试验中损坏, 现用Tg7的应变近似表示。从图11中可以看出:加载初期, 各个测点的Mises应变随荷载增大近似呈线性变化, 之后应变增长逐渐加快, 出现一定非线性。在设计荷载 (F_A=313.83k N, F_B=49.33k N) 下, 各个测点的Mises应变均未达到500με, 在1倍轴承径向额定荷载值 (F_A=1 372k N, F_B=0k N) 下测点Tg7和Ta8的Mises应变超过3 000με, 超过屈服应变。其他测点Mises应变均<1 800με, 未达到屈服应变。在8倍竖向设计荷载 (F_A=2 511k N, F_B=0k N) 下所有测点Mises应变均很大, 超过屈服值。施加水平力时各测点的Mises应变有不同程度的增大, 卸除水平力后部分测点应变值可以恢复。

图12为Ta系列测点在设计荷载为2倍设计荷载 (F_A=627.7k N, F_B=0k N) 和竖向荷载为3倍设计荷载 (F_A=941.5k N, F_B=0k N) 时Mises应变沿耳板孔的分布情况。可以看出:在设计荷载下, 圆孔上部区域 (-30°~30°) 的Mises应变较大, 两侧应变较小。当竖向荷载增大时圆孔上部区域Mises应变显著增大, 其他位置应变值也有一定程度的增大。图中圆孔上部区域的最大Mises应变值为1 438με, 当θ超过-60°~60°范围, 各个测点的Mises应变值均<400με。

图13为Ta系列测点在竖向荷载为1倍轴承径向额定荷载时的Mises应变沿耳板孔分布情况。图中圆孔上部 (θ在0°附近) Mises应变值很大, 超过5 000με, 当测点沿圆孔下移时Mises应变值迅速减小, 当θ超过-60°~60°范围, 各个测点的Mises应变值均<1 000με。

按照试验节点的几何尺寸, 应用ABAQUS前处理模块建立模型并按照试验要求施加约束。在顶板施加静荷载, 底板施加位移约束来模拟试验中节点的受力情况。模型对试件中的盖板和螺栓进行了简化, 将盖板和销轴端部使用TIE软件进行螺栓连接模拟。

向心关节节点销轴部分为高强材料40Cr, 轴承用不锈钢4Cr13, 其他部分由普通钢材Q345C, Q345B制作。在进行有限元建模分析时, 将材料40Cr和Q345C、Q345B考虑成理想弹塑性, 4Cr13考虑成弹性材料。由于模型中接触较多, 为较真实地模拟接触关系, 通过“面-面接触”模拟接触, 采用质量较好的六面体单元C3D8I。

为保证有限元模型计算结果的可靠, 将计算结果和试验测得结果进行比较, 图14为RSPBJ-70、节点中部分测点Mises应变的试验测值和计算值的比较。从图中可以看出, 有限元计算结果同试验测得结果吻合较好, 有限元模型得到验证。

图15为轴承节点GZJ-1在竖向荷载为8倍设计值 (F_A=2 511k N) 时的von-Mises应力云图。在此工况下:耳板变形较为明显, 双耳板的耳板孔由圆形变成椭圆, 其上方局部鼓起;轴承部分的最大应力出现在外圈侧面, 由轴承和中耳板挤压引起;销轴中较大面积进入塑性, 上耳板和销轴挤压区域应力最大, 出现了较明显的挤压变形和一定程度的弯曲变形。中耳板在与轴承外圈侧面接触的位置应力最大, 耳板孔下方较大区域内的应力都比较大;双耳板的最大应力位于耳板孔上方的鼓起位置, 与试验现象较为一致。

对关节轴承节点进行足尺试验, 试验表明:节点在设计荷载下无明显变形, 耳板和轴承的vonMises应力分布不均匀并随荷载的增大而变大, 最大值出现在接触的上部或下部。试验最大加载达到8.43倍设计荷载时, 由于销轴和耳板变形严重, 导致连接盖板和销轴的螺栓被拉断而破坏。

采用有限元软件模拟足尺试验, 其结果与试验结果基本吻合。从应力云图中得到耳板接触部分因挤压导致应力较大, 销轴中间位置在弯矩作用下应力较大。在8倍设计荷载下销轴大面积屈服, 耳板孔变形明显。