桁架拱塑料大棚骨架平面內(nèi)豎向荷載受力性能試驗(yàn)

史旖旎,解恒燕,鄭 鑫,陳 斌

(黑龍江八一農(nóng)墾大學(xué) a.園藝園林學(xué)院;b.工程學(xué)院,黑龍江 大慶 163319)

0 引言

自20世紀(jì)80年代以來(lái),隨著設(shè)施農(nóng)業(yè)在我國(guó)的飛速發(fā)展,溫室的數(shù)量和占地面積增長(zhǎng)迅速,但國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)溫室骨架結(jié)構(gòu)的研究成果并不多。王新忠等利用有限元分析軟件確定連棟塑料溫室的屈曲模態(tài)和臨界線荷載,發(fā)現(xiàn)連棟塑料溫室結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的研究方法[1]。丁敏等對(duì)Venlo型溫室建立有限元模型,分析計(jì)算在風(fēng)雪荷載工況下結(jié)構(gòu)的極限承載力,并對(duì)結(jié)構(gòu)整體性能進(jìn)行了研究[2]。俞永華等利用非線性有限元理論在考慮初始缺陷條件下確定華東型連棟塑料溫室在雪荷載工況下的極限承載力[3]。齊飛等對(duì)易發(fā)生整體失穩(wěn)的生產(chǎn)性連棟溫室利用理論分析和有限元計(jì)算進(jìn)行穩(wěn)定性設(shè)計(jì)[4]。郭彥林等對(duì)桁架拱結(jié)構(gòu)平面內(nèi)的穩(wěn)定性能進(jìn)行了研究[5]。梁健等對(duì)采用立體鋼管桁架拱結(jié)構(gòu)形式的大跨度陽(yáng)光溫室大棚進(jìn)行分析[6]。從以上研究成果可見(jiàn),目前對(duì)溫室結(jié)構(gòu)的研究主要集中在連棟、大型、復(fù)雜溫室上,對(duì)單跨、形式簡(jiǎn)單的塑料大棚骨架的系統(tǒng)研究則較少,對(duì)桁架拱結(jié)構(gòu)形式的研究主要集中在土木工程領(lǐng)域。

桁架拱塑料大棚擁有獨(dú)特的格構(gòu)式主體骨架,大量的節(jié)點(diǎn)更方便在生產(chǎn)中進(jìn)行懸掛和吊掛,因此在我國(guó)北方寒區(qū)被廣泛應(yīng)用且數(shù)量眾多[7]。由于溫室的安全性低于房屋,且其設(shè)計(jì)、制造與施工并無(wú)國(guó)家強(qiáng)制標(biāo)準(zhǔn)與規(guī)范,而農(nóng)戶(hù)通常重視的是降低造價(jià)[8],故多數(shù)桁架拱塑料大棚骨架尺寸隨意,形式眾多。在我國(guó)北方寒區(qū),暴雪引起大棚坍塌的事故時(shí)有發(fā)生,造成嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失甚至危及人身安全,為避免大棚坍塌,一些有經(jīng)驗(yàn)的農(nóng)戶(hù)不得不邊下雪邊除雪,不分晝夜,勞民傷財(cái)[9]。為得到桁架拱塑料大棚骨架在平面內(nèi)豎向荷載下真實(shí)的受力情況,本文對(duì)采用常規(guī)合格鋼材制作的桁架拱塑料大棚骨架足尺模型進(jìn)行了試驗(yàn),研究桁架拱型塑料大棚在豎向荷載作用下的受力性能,為其安全使用和后續(xù)分析提供依據(jù)。

1 桁架拱輕鋼塑料大棚骨架試驗(yàn)準(zhǔn)備

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

按照北方寒區(qū)桁架拱塑料大棚骨架常用材料和尺寸設(shè)計(jì)了4榀桁架拱輕鋼塑料大棚骨架足尺模型,骨架矢跨為6m,拱上弦及下弦軸線均為圓弧線。桁架拱輕鋼塑料大棚骨架結(jié)構(gòu)如圖1所示。

l.桁架拱塑料大棚骨架矢跨 f.骨架矢高 x.桁架上弦節(jié)點(diǎn)間距 h.骨架跨中桁架拱高度圖1 桁架拱骨架示意圖Fig.1 Sketch of truss arch skeleton

桁架拱塑料大棚骨架上弦采用鋼管,下弦和腹桿采用鋼筋。上弦鋼管和下弦鋼筋均是通長(zhǎng)連續(xù)的,腹桿為單根短鋼筋,與上、下弦采用焊接連接。試驗(yàn)影響因素取桁架拱骨架矢高f、上弦節(jié)點(diǎn)間距x及桁架拱高度h,每個(gè)因素取兩個(gè)水平。4根桁架拱塑料大棚骨架基本參數(shù)如表1所示。

表1 桁架拱塑料大棚骨架基本參數(shù)一覽表

1.2 試驗(yàn)材料及性能

桁架拱塑料大棚骨架上弦采用外徑為24mm、壁厚2.5mm的無(wú)縫鋼管,鋼材牌號(hào)為Q235,下弦和腹桿采用直徑為8mm的HRB335級(jí)鋼筋。根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法》(GBT228.1-2010)[10]進(jìn)行鋼管、鋼筋拉伸試驗(yàn),材料性能實(shí)測(cè)值如表2所示。

表2 鋼管及鋼筋力學(xué)性能指標(biāo)Table 2 Mechanical properties of steel pipe and steel bar

1.3 試驗(yàn)加載裝置設(shè)計(jì)與加載方法

一般情況下,平面外的穩(wěn)定性可以通過(guò)設(shè)置足夠的面外支撐來(lái)保證,為保證對(duì)單榀大棚骨架實(shí)施豎向加載,大棚骨架采用5等分點(diǎn)豎向加載;為防止大棚骨架在加載過(guò)程中出現(xiàn)平面外變形過(guò)大的情況,在骨架兩側(cè)l/4及跨中處分別設(shè)置3套側(cè)向約束。每套側(cè)向約束由兩肢等邊角鋼焊接形成,通過(guò)高強(qiáng)螺栓在底部與槽鋼連接固定,側(cè)向約束與骨架之間只是接觸,未設(shè)置加強(qiáng)連接。模擬大棚實(shí)際建設(shè)情況,大棚骨架腳部采用固定端支承,在骨架底部設(shè)置槽鋼與拱腳可靠連接,在豎向荷載作用下,形成自平衡體系。為了保證底部槽鋼的強(qiáng)度及變形量要求,按照預(yù)估骨架最大水平推力對(duì)槽鋼的強(qiáng)度和變形進(jìn)行驗(yàn)算,得到140mm×58mm×6mm的Q235等級(jí)的槽鋼,滿(mǎn)足試驗(yàn)要求。加載采用重力加載方式,設(shè)計(jì)4個(gè)加載鐵筐,加載時(shí),在鐵筐中同步放置鋼砝碼。加載點(diǎn)為骨架上弦,鐵筐采用U型卡具和鋼絞線固定在上弦節(jié)點(diǎn)上。試驗(yàn)裝置如圖2所示。

1.拱腳 2.大棚骨架 3.側(cè)向約束 4.加載筐 5.槽鋼圖2 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Sketch of test device

1.4 大棚骨架及試驗(yàn)裝置加工制造

大棚骨架及試驗(yàn)裝置在工廠加工制造。首先,在加工平臺(tái)上進(jìn)行尺寸放樣,再將上弦鋼管在平臺(tái)上采用冷彎的方式彎成曲線,另將腹桿和下弦桿鋼筋按照設(shè)計(jì)位置焊接在鋼管上。骨架上的所有焊接節(jié)點(diǎn)均采用滿(mǎn)焊,以確保焊接質(zhì)量。骨架加工完成后,進(jìn)行桿件尺寸及節(jié)點(diǎn)位置復(fù)核,以保證制造誤差在允許范圍內(nèi)。骨架底部槽鋼在拱腳位置設(shè)置U形擋板,以底部槽鋼為底模,在U形擋板兩側(cè)增設(shè)側(cè)模,將骨架拱腳插入U(xiǎn)形擋板,再澆筑混凝土。混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30,澆筑形成的混凝土塊尺寸為100mm×100mm×300mm,如圖3所示。

圖3 骨架拱腳的混凝土塊Fig.3 Concrete block at arch foot

1.5 試驗(yàn)點(diǎn)布置及數(shù)據(jù)采集裝置

在試件拱腳、骨架兩側(cè)l/4、跨中及加載點(diǎn)處的上弦、下弦和腹桿布置電阻應(yīng)變片,采用江蘇東華測(cè)試技術(shù)股份有限公司生產(chǎn)的DH3818N靜態(tài)應(yīng)變采集儀采集測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值。在骨架兩側(cè)l/4、跨中及加載點(diǎn)處骨架上弦布置LVDT位移傳感器,測(cè)量骨架在相應(yīng)點(diǎn)的豎向位移;應(yīng)變采集和位移采集均連接電腦進(jìn)行人工控制采集。

將加工好的試驗(yàn)裝置運(yùn)回實(shí)驗(yàn)室并進(jìn)行架設(shè)、布點(diǎn),試驗(yàn)全貌如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)全貌Fig.4 Photo of test

2 桁架拱塑料大棚骨架豎向加載試驗(yàn)

2.1 加載制度

加載方法為人工向鐵筐中放置砝碼,4人同步加載,輕拿輕放,避免引起鐵筐振動(dòng)從而影響試驗(yàn)結(jié)果。正式加載前對(duì)骨架進(jìn)行預(yù)加載,以確保儀器設(shè)備正常工作。預(yù)加載分3級(jí)進(jìn)行,每級(jí)加載100N,然后卸載,開(kāi)始正式加載;每級(jí)加載100N,加載后持荷15min采集應(yīng)變和位移數(shù)據(jù)[11];當(dāng)加載至預(yù)估破壞荷載的80%后荷載分級(jí)加密,每級(jí)加載10N,直至試驗(yàn)結(jié)束,停止加載。

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象

4榀大棚骨架從開(kāi)始加載到試驗(yàn)結(jié)束均表現(xiàn)出相似的試驗(yàn)現(xiàn)象。加載初期,試驗(yàn)骨架變形穩(wěn)定,無(wú)肉眼可見(jiàn)的明顯平面外變形,骨架兩側(cè)豎向位移幾乎同步,變形穩(wěn)定。當(dāng)加載超過(guò)0.5Pu(Pu為骨架的破壞荷載)后,發(fā)現(xiàn)一側(cè)或兩側(cè)同時(shí)距離拱腳最近的骨架下弦鋼筋發(fā)生肉眼可見(jiàn)的平面外彎曲;同時(shí),一側(cè)拱腳混凝土開(kāi)裂,發(fā)出響聲。繼續(xù)加載1～2級(jí),骨架一側(cè)繞著約束裝置為支點(diǎn)發(fā)生平面外彎曲變形,而另一側(cè)無(wú)明顯平面外變形;或兩側(cè)均有平面外變形,但一側(cè)明顯而另一側(cè)不明顯,但隨著荷載增加,一側(cè)平面外變形明顯增加,而另一側(cè)平面外變形放緩。接近破壞荷載時(shí),骨架整體變得不穩(wěn)定,增加很少的豎向荷載,骨架產(chǎn)生持續(xù)的豎向變形。當(dāng)加載達(dá)到Pu時(shí),骨架瞬間豎向最大位移超過(guò)300mm,加載鐵筐落地,發(fā)出巨響,加載停止,試驗(yàn)結(jié)束。此時(shí),平面外側(cè)曲一側(cè)的“S”形彎曲變形也超過(guò)300mm,側(cè)曲明顯一側(cè)的拱腳混凝土表面開(kāi)裂,另一側(cè)開(kāi)裂輕微或不開(kāi)裂。試驗(yàn)后發(fā)現(xiàn),試件N-1和N-3各發(fā)生了一處腹桿與上弦節(jié)點(diǎn)之間的焊接破壞,破壞點(diǎn)均位于骨架東側(cè)0～l/4范圍內(nèi),試件N-2和N-4未發(fā)生類(lèi)似破壞。4榀大棚骨架停止加載均是因?yàn)榧虞d鐵筐落地,無(wú)法繼續(xù)加載,未發(fā)生材料強(qiáng)度破壞。以骨架N-1為例,卸載后骨架平面內(nèi)變形如圖5(a)所示,平面外變形如圖5(b)所示。

(a)平面內(nèi)

(b)平面外圖5 骨架N-1卸載后的變形Fig.5 Deformation of skeleton N-1 after unloading

3 桁架拱塑料大棚骨架試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 骨架極限荷載及豎向位移

4榀桁架拱塑料大棚骨架極限荷載Pu及跨中豎向位移fmax如表3所示。

由表3可知:骨架N-1的極限荷載最大,N-3次之,N-2、N-4較之為小,可見(jiàn)對(duì)于跨度相同的桁架拱骨架,矢高越小,承載力越大。由骨架N-1與N-3及N-2與N-4可知,跨度和矢高相同的桁架拱骨架,桁架節(jié)點(diǎn)間距越小,承載力越大。骨架桁架高度h對(duì)桁架拱骨架承載力的影響最小。跨度l相同的桁架拱塑料大棚骨架承載力根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算影響因素分析得到影響因素排列為:矢高f>上弦節(jié)點(diǎn)間距x>桁架高度h。骨架最大豎向位移為40.1mm,超過(guò)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017-2017)豎向位移限值1/150[12]。

表3 骨架極限荷載及跨中豎向位移Table 3 Ultimate load and vertical displacement at mid span of for all skeletons

3.2 骨架荷載-位移曲線

在試驗(yàn)過(guò)程中,向鐵筐中加砝碼造成了振動(dòng),從而導(dǎo)致位移傳感器滑移現(xiàn)象發(fā)生,去除滑移量后的4榀大棚骨架跨中荷載-位移曲線如圖6所示。由于加載后期骨架變形迅速且偏離骨架平面位置,而位移傳感器只能測(cè)得骨架平面內(nèi)豎向位移,故只采集到骨架未偏離平面位置前的豎向位移。試驗(yàn)加載是從安裝完試驗(yàn)加載筐后開(kāi)始測(cè)量,桁架和鐵筐平分到4個(gè)加載點(diǎn)的質(zhì)量為270N,故荷載-跨中撓度曲線縱軸的起始坐標(biāo)值為270N。

圖6 骨架跨中荷載-位移曲線Fig.6 Curve of load-displacement at mid-span for all skeletons

由圖6可見(jiàn):4榀大棚骨架荷載-位移曲線在加載結(jié)束時(shí)仍呈上升趨勢(shì),沒(méi)有下降段,說(shuō)明骨架仍能繼續(xù)承載,未達(dá)到極限承載力。停止加載的原因是骨架豎向位移較大,致使加載鐵筐落地,試驗(yàn)停止。由于骨架N-2、N-4矢高為2100mm,骨架N-1、N-3矢高為1500mm,骨架N-2、N-4具有較大的加載位移行程,則得到的跨中極限豎向位移也較骨架N-1、N-3大。骨架N-3跨中偏離豎向平面位置較早,未采集到加載后期豎向位移,因此骨架N-3跨中荷載-位移曲線行程較短。由破壞后的骨架變形看,骨架N-3跨中豎向極限位移也超過(guò)35mm。

由圖6可見(jiàn):4榀大棚骨架荷載-跨中位移曲線均呈兩段式,即骨架從開(kāi)始加載至彈性極限為第一直線段,此階段骨架處于彈性階段,骨架在此階段受力平穩(wěn),且歷經(jīng)時(shí)間較長(zhǎng);超過(guò)彈性極限荷載后,骨架荷載-跨中位移曲線出現(xiàn)剛度衰減,斜率降低明顯,荷載增加較小而位移增加較大,骨架在該階段受力不穩(wěn)定,直至鐵筐落地、試驗(yàn)加載結(jié)束。骨架在超過(guò)彈性極限荷載后發(fā)生剛度降低是由于骨架上有超過(guò)材料彈性極限荷載而進(jìn)入屈服狀態(tài)的點(diǎn),致使骨架整體剛度降低。由圖6的骨架N-1和N-4最后一點(diǎn)可見(jiàn),骨架荷載-跨中位移曲線有上升趨勢(shì),即曲線斜率增大,由于此時(shí)骨架受力形式未發(fā)生變化,因此不能認(rèn)為是骨架剛度增大。由試驗(yàn)現(xiàn)象可知,加載后期,由于骨架一側(cè)變形較大,致使另一側(cè)上翹,使得骨架跨中豎向位移增大減緩,在荷載-跨中位移曲線上表現(xiàn)為曲線斜率增大,并非此時(shí)骨架剛度增大。由圖6曲線斜率可見(jiàn):4榀大棚骨架荷載-跨中位移曲線初始剛度骨架N-3最大,骨架N-4最小,骨架N-1和N-2剛度相當(dāng)。

由圖6求得4榀骨架跨中彈性極限荷載和位移,如表4所示。

表4 骨架跨中彈性極限荷載對(duì)應(yīng)的位移Table 4 Elastic ultimate load and corresponding displacemen at mid span for all skeletons

4榀大棚骨架l/4處荷載-位移曲線如圖7所示。由于加載后期一側(cè)變形比另一側(cè)大,變形大的一側(cè)首先側(cè)向偏離平面位置,導(dǎo)致該側(cè)位移傳感器失去作用,因此圖7中位移取骨架較晚偏離平面位置一側(cè)的l/4處數(shù)值。

通過(guò)圖7與圖6的對(duì)比可見(jiàn):圖7骨架l/4處位移小于骨架跨中位移,與圖6變化趨勢(shì)相同;圖7曲線也呈兩段式,在超過(guò)彈性極限荷載后,骨架荷載-跨中位移曲線出現(xiàn)剛度衰減,斜率降低明顯,荷載增加較小而位移增加較大,直至試驗(yàn)加載結(jié)束。在初始彈性階段,骨架兩側(cè)l/4處變形同步且穩(wěn)定,而超過(guò)初始彈性段終點(diǎn)后兩側(cè)骨架變形不同步,且骨架變形大一側(cè)對(duì)變形小一側(cè)有影響。經(jīng)分析得到圖7中4榀骨架彈性段終點(diǎn)對(duì)應(yīng)荷載與表4值相同,說(shuō)明骨架局部進(jìn)入屈服狀態(tài)后,致使骨架整體剛度降低,變形增大。

圖7 骨架l/4處荷載-位移曲線Fig.7 Curve of load-displacement at l/4 for all skeletons

3.3 骨架荷載-桿件應(yīng)變曲線

以承載力最大的骨架N-1為例,骨架跨中截面左側(cè)的腹桿及下弦桿的荷載-應(yīng)變曲線如圖8所示。

圖8 骨架N-1跨中截面左側(cè)腹桿及下弦桿荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Curve of load-strain of web member and bottom chord at the left of mid span for skeleton N-1

由圖8可見(jiàn):骨架跨中位置的腹桿和下弦桿應(yīng)變是平滑連續(xù)的;從開(kāi)始加載桿件應(yīng)變隨荷載增加呈線性增長(zhǎng),達(dá)到彈性極限荷載Pe=2270N后,桿件荷載-應(yīng)變曲線偏離初始直線段,斜率降低,應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率增大,直至試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)采集到的骨架腹桿最大應(yīng)變?yōu)?428.18με,下弦桿最大應(yīng)變?yōu)?239.06με,均未超過(guò)下弦和腹桿的屈服應(yīng)變2405με,說(shuō)明骨架N-1跨中處至試驗(yàn)停止時(shí)下弦和腹桿一直處于彈性工作階段,未達(dá)到屈服。

3.4 骨架變形形態(tài)

以骨架N-1為例,繪制得到桁架拱塑料大棚骨架豎向加載試驗(yàn)后骨架變形圖,如圖9所示。

(a) 變形正視圖

(b) 變形俯視圖圖9 骨架N-1試驗(yàn)后變形圖Fig.9 Diagram of skeleton deformation after test

由圖9(a)可見(jiàn),骨架N-1在豎向平面內(nèi)變形最大點(diǎn)既不在跨中,也不在l/4處,而是在二者之間,豎向最大變形達(dá)到45mm,為跨度的1/133。

由圖9(b)可見(jiàn),骨架左跨平面外變形不明顯,而右跨發(fā)生了較為明顯的平面外變形,最大平面外變形達(dá)到44mm,變形形狀為繞著側(cè)向約束的曲線。由此說(shuō)明,側(cè)向約束對(duì)骨架側(cè)向起到了一定的支撐作用,但由于側(cè)向約束與骨架接觸位置未設(shè)置加強(qiáng)連接,故側(cè)向約束的兩肢角鋼也有側(cè)向閃出。試驗(yàn)結(jié)束測(cè)得骨架N-1在豎變形最大處,即圖9(a)45mm處上弦壓應(yīng)變?yōu)?973.29με,遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)上弦鋼管的屈服應(yīng)變值1796με。由圖9(b)可見(jiàn),此處的平面外變形也很大。在圖9(b)平面外最大變形44mm附近的上弦鋼管壓應(yīng)變?yōu)?966.86με,進(jìn)入屈服狀態(tài),測(cè)得此位置的下弦鋼筋已超過(guò)20 000με,受拉屈服明顯。由于應(yīng)變片粘貼在上弦鋼管下側(cè),當(dāng)發(fā)生平面外屈服時(shí),與屈服點(diǎn)在同一截面的測(cè)點(diǎn)應(yīng)變位于中和軸附近,無(wú)法測(cè)得屈服時(shí)刻的屈服點(diǎn)應(yīng)變。當(dāng)上弦鋼管上測(cè)點(diǎn)應(yīng)變片測(cè)得屈服應(yīng)變時(shí),說(shuō)明測(cè)點(diǎn)附近的平面外屈服區(qū)已擴(kuò)展至測(cè)點(diǎn)位置,此時(shí)平面外屈服已經(jīng)比較明顯。由以上分析可見(jiàn),當(dāng)骨架豎向加載至Pe時(shí),骨架首先進(jìn)入平面外屈曲,致使骨架整體剛度降低,荷載-位移曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。

4 大棚骨架有限元模型建立及分析

4.1 有限元模型建立

由試驗(yàn)結(jié)果可知,在骨架處于彈性階段時(shí),骨架的平面外變形不明顯,為簡(jiǎn)化模型,建立桁架拱塑料大棚骨架模型只在平面內(nèi)變形。采用ABAQUS有限元軟件建立桁架拱塑料大棚骨架模型,骨架桿件有限元模型采用三維線性梁?jiǎn)卧?B31),由于只研究桁架拱塑料大棚骨架平面內(nèi)豎向荷載受力,所以約束了所有桁架節(jié)點(diǎn)的平面外位移(U3=UR1=UR2=0)。在桁架拱骨架豎向5等分點(diǎn)處建立集,再在集上施加荷載以此模擬試驗(yàn)荷載。網(wǎng)格劃分時(shí),對(duì)模型整體進(jìn)行布種,種子布置完成后對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為了保證計(jì)算的精確性和簡(jiǎn)潔性,調(diào)整網(wǎng)格劃分的密度,通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn),當(dāng)Mesh選取40mm時(shí)數(shù)值模擬結(jié)果接近于試驗(yàn)結(jié)果。桁架拱大棚骨架有限元模型如圖10所示。

圖10 桁架拱塑料大棚骨架有限元模型Fig.10 FEM model of truss arch greenhouse skeleton

4.2 有限元分析結(jié)果

由于桁架拱塑料大棚骨架試驗(yàn)中未發(fā)生材料破壞且有平面外失穩(wěn)變形,當(dāng)有限元分析也加載至與試驗(yàn)極限荷載同級(jí)時(shí),骨架荷載-位移曲線一直處于上升段,與試驗(yàn)情況一致。以骨架N-1為例,其跨中荷載-位移曲線試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比如圖11所示。

圖11 骨架N-1跨中荷載-位移曲線實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Fig.11 Comparison of test points and simulated curve of load-displacementat mid-span for skeleton N-1

由圖11可知:有限元模擬骨架平面內(nèi)受力情況的曲線光滑連續(xù),由于設(shè)置了側(cè)向約束,因此曲線未出現(xiàn)試驗(yàn)中的兩段式,一直幾乎為直線發(fā)展;當(dāng)模擬加載至彈性極限荷載Pe=2270N時(shí),得到跨中豎向位移為24mm,相比試驗(yàn)值大2mm;由于沒(méi)有剛度衰減,因此當(dāng)模擬加載至極限荷載Pu=2390N時(shí),得到跨中豎向位移為26mm,比試驗(yàn)值小4mm。

其他3榀骨架跨中荷載-位移曲線試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比與圖11相似。模擬分析得到的4榀骨架加載至跨中試驗(yàn)彈性極限位移fe時(shí)的荷載如表5所示。

表5 4榀骨架跨中彈性極限位移fe時(shí)的荷載與試驗(yàn)荷載對(duì)比Table 5 Comparison of load at mid-span corresponding to fe and test load for all skeletons

由表5可見(jiàn):采用ABAQUS分析得到的彈性極限荷載與試驗(yàn)測(cè)得的彈性極限荷載實(shí)際值誤差最大約為6%,滿(mǎn)足計(jì)算精度要求。

模擬分析得到的4榀骨架加載至試驗(yàn)彈性極限荷載l/4位移fe時(shí)的豎向荷載,如表6所示。

表6 4榀骨架l/4處彈性極限位移fe時(shí)的豎向荷載與試驗(yàn)值對(duì)比Table 6 Comparison of load at l/4 corresponding to fe and test load for all skeletons

由表6可見(jiàn):采用ABAQUS分析得到的彈性極限荷載與試驗(yàn)測(cè)得的彈性極限荷載實(shí)際值誤差最大約為2%,滿(mǎn)足計(jì)算精度要求。由于桁架拱輕鋼塑料大棚骨架通常都處在彈性階段,故在進(jìn)行大棚骨架使用階段受力分析時(shí),故建立的ABAQUS有限元模型是可信的。

5 結(jié)論

1)對(duì)骨架的承載力影響最大的因素是骨架矢高f,其次是上弦桁架節(jié)點(diǎn)間距x,影響最小的因素是桁架高度h。

2)骨架荷載-位移曲線為兩段式,在超過(guò)彈性極限荷載后,骨架剛度降低,荷載-位移曲線進(jìn)入第二直線段。骨架荷載-桿件應(yīng)變曲線與荷載-位移曲線形狀相似。

3)由骨架的變形形態(tài)分析可知,骨架在超過(guò)彈性極限荷載后處于平面外屈曲狀態(tài)。

進(jìn)行的桁架拱塑料大棚骨架試驗(yàn)存在以下不足:應(yīng)變片是按照平面內(nèi)破壞粘貼的,對(duì)骨架平面外屈服欠考慮,故未測(cè)得平面外屈服時(shí)刻的相關(guān)數(shù)據(jù)。所建立的ABAQUS有限元模型相對(duì)簡(jiǎn)化,對(duì)于骨架彈性狀態(tài)計(jì)算尚可,而對(duì)于分析骨架后期變形及屈服狀態(tài)是不夠的。后續(xù)應(yīng)考慮初始缺陷的非線性屈曲穩(wěn)定有限元分析,以明確骨架真實(shí)具體的受力狀態(tài),為桁架拱塑料大棚的安全性分析提供素材。