网架结构大直径螺栓球节点锥头承载力计算式.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 3 期 2012 年 3 月 Vol. 33No. 3Mar． 2012 009 文章编号 1000-6869 2012 03-0062-08 网架结构大直径螺栓球节点锥头承载力计算式 陈龙中 1， 2，童乐为1，陈扬骥1 1． 同济大学 土木工程学院，上海 200092; 2． 华润置地 厦门 有限公司，福建厦门 361009 摘要 建立弹塑性有限元模型， 对大直径螺栓球节点试验中容易破坏的锥头进行数值计算， 试验结果验证了有限元模型的 适用性。考虑了影响锥头承载力的各种主要因素， 进行了相应的参数分析。揭示了大直径锥头具有底板壁厚塑性贯通、 锥 壳壁厚塑性贯通和局部承压破坏等三种破坏模式， 掌握了螺栓直径 d、钢管直径 D5以及有关锥头的径向厚度 t、 底板厚度 H、 锥头斜率 k、 底板受荷面积比 S 等各种几何参数对锥头承载力的影响效应。基于多元回归分析， 提出了大直径锥头前两 种破坏模式的承载力计算式。与试验结果相比， 计算式较为准确可靠， 可应用于工程设计。 关键词 螺栓球节点;大直径锥头;有限元分析;破坏模式;承载力计算式 中图分类号 TU393. 3TU311. 41文献标志码 A ula for bearing capacity of conical head in large-diameter bolted spherical joints of space grid structures CHEN Longzhong1， 2，TONG Lewei1，CHEN Yangji1 1． College of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China; 2． China Resources Land XiamenLimited，Xiamen 361009，China AbstractAn elasto- plastic finite element model was established and used for numerical calculation of conical heads in the large- diameter bolted spherical joints which frequently failed during the previous experiments carried out by the authors． The experimental results validated the finite element model． Main factors influencing the bearing capacity of the conical head was considered and the relevant parametric study was carried out． Three kinds of failure modes were discovered in a large- diameter conical head，i． e． the bottom plate through- thickness plastification，the shell through- thickness plastification and the local bearing failure． The effects of the geometric parameters such as bolt diameter d ， tube diameter D5and radial thickness t ，bottom plate thickness H ，slope of conical head k and loading area ratio of bottom plate S of conical head on the bearing capacity of a conical head were understood． The ulas for calculating the bearing capacity corresponding to the er two failure modes were proposed based on multiple regression analysis． Compared with the experimental results，it is concluded that the ulas are accurate and reliable and can be used in engineering design． Keywordslarge- diameter bolted spherical joint;conical head;finite element analysis;failure modes;ula for bearing capacity 作者简介 陈龙中 1983 ， 男， 福建泉州人， 工学硕士， 助理工程师。E- mail chenlongzhong163. com 收稿日期 2010 年 8 月 26 0引言 作为一种基本连接方式， 螺栓球节点已广泛应 用于空间网架、 网壳结构中。随着大直径超高强度 螺栓的研制成功， 大于 M64 的大直径螺栓球节点已 在大跨度网架结构中得到运用和推广。例如天津博 物馆、 北京中环大厦、 云南红塔体育中心等网架所用 的螺栓最大规格分别达到 M76、 M85、 M90; 广州新客 站大跨候车厅网架中采用的 M72 ～ M100 超高强螺 栓多达 562 根 ［1 ］; 文献［ 2］ 某网架工程也采用了大量 M68 ～ M90 的高强螺栓。 锥头作为螺栓球节点的主要配件， 受力比较复 杂， 但目前我国的现行设计规范 JGJ 71991网架结 构设计与施工规程 仅指出“锥头的任何截面应与连 接的钢管等强” ［3 ］， 并没有给出锥头强度的验算公 式。国内对锥头的受拉承载力已有一定的研究， 得 出配套螺栓规格在 M64 以下的锥头承载力的简化计 算式 ［4- 7 ］， 但对于大直径锥头的研究仍比较缺乏。本 文作者在文献［ 2］对 7 组 M68 ～ M90 的螺栓球节点 进行了较为全面的受拉承载力试验研究， 但目前还 没有适用于大直径锥头承载力的简化计算式。 本文在文献［ 2］已进行的试验数据验证的基础 上， 建立有限元模型进行弹塑性有限元计算和参数 分析， 并采用多元回归分析技术， 提出了大直径锥头 承载力的简化计算式， 为大直径螺栓球节点锥头的 设计提供参考。 1有限元分析模型 1. 1有限元模型假定 根据螺栓球节点的轴对称旋转体构造特点， 以 及螺栓球节点受拉时， 锥头将拉力从钢管传递至螺 栓的受力特点， 对大直径锥头的计算模型作如下假 定 ①锥头与螺栓是轴对称旋转体; ②锥头与螺栓的 约束条件为轴对称; ③螺栓球的拉力作用在螺杆上， 且均匀分布于螺杆截面; ④螺栓与锥头顶板之间的 接触传力表现为相互挤压作用。因此， 利用轴对称 性来简化计算模型， 即取整个节点的一个环向剖面 的半结构进行分析， 如图 1 所示。 采用 ANSYS 计算软件， 钢管、 锥头与高强度螺栓 均采用轴对称单元 PLANE 82。在螺栓和锥头底板的 接触区域以及可能接触区域的表面 图 1 采用接触 对来描述两者的接触行为。节点的有限元模型见 图 2。 文献［ 2］试验中高强度螺栓的材料为 42CrMo， 弹性模量为 2. 06 105MPa， 应力- 应变关系采用多线 型， 屈服强度为 940 MPa， 见图 3a; 锥头材料为 Q345B 级钢， 有限元模型中采用材性试验测得的数据进行 分析计算， 其中弹性模量为2. 06 105MPa， 屈服强度 为 312. 5 MPa， 应力- 应变关系采用多折线模型， 如图 3b 所示; 钢管材料为 Q345B 级钢， 根据以往材性试 验数据的统计结果， 取弹性模量 E 为2. 06 105MPa， 强化模量取5‰， 泊松比为 0. 3， 屈服强度为 345 MPa， 极限拉应变 εu取 0. 15， 应力- 应变关系采用多折线模 型， 如图 3c 所示。 图 1计算模型 图 2有限元模型 Fig． 1Calculation modelFig． 2Finite element model 图 3螺栓、 锥头和钢管的材料本构关系 Fig． 3Stress- strain curves of bolt，conical head and tube 1. 2有限元模型校验 1. 2. 1测点荷载- 应变强度曲线比较 文献［ 2］ 的试验在锥头底板布置了三向应变片， 本文通过弹塑性有限元计算获得测点位置处 锥头 底板下侧中间位置， 见图 2 的应变值。图 4 给出了 连接件 C2 锥头 4 及 C4- 1 锥头 2 上测点的应变强度 有限元计算值与试验中每个底板上 4 个测点的实测 值对比， 可以看出， 测点应变强度的有限元计算值与 试验实测值不仅在弹性阶段相吻合， 在后期的塑性 36 a连接件 C2 锥头 4 b连接件 C4- 1 锥头 2 图 4连接件中的锥头底板荷载- 应变强度曲线 Fig． 4Load- strain curves of conical head plate in connection 发展阶段也非常接近， 说明本文采用的有限元计算 模型可靠。 1. 2. 2锥头承载力的判定准则 计算时评定达到锥头承载力可采用以下两种准 则 ①锥头的底板或者锥壳的塑性区贯通时认为锥 头达到承载力; ②在有限元计算中， 迭代发散时， 认 为锥头达到承载力。后者锥头变形过大， 偏于不安 全， 故本文采用前者作为锥头达到承载力的准则。 表 1 给出了锥头承载力的试验值 取自文献［ 2］ 与 有限元计算值的比较， 其中锥头承载力的有限元计 算值取锥头底板或者锥壳塑性贯通时的荷载 Nu， 试 验实测值取发现锥头开裂时的荷载 Pc。 从表中可以 看出， 试验锥头塑性贯通荷载为试验开裂荷载 Pc的 0. 90 ～0. 93 倍， 平均为 0. 91 倍， 表明锥头底板的开 裂是在达到塑性区贯通之后发生的， 对大直径锥头 有限元计算的承载力采用塑性区贯通的判定法则， 合理可靠， 偏于安全。 综上所述， 本文采用的有限元模型能真实地模 拟锥头受力状态， 准确预测大直径锥头的承载力， 以 此为基础可对其他大直径锥头进行深入研究。 表 1锥头承载力 Table 1Bearing capacity of conical head 锥头 型号 锥头开 裂荷载 Pc/kN 试验终 止荷载 P /kN 钢管 承载力 设计值 NT d /kN 锥头底板 塑性区 贯通荷载 Nu/kN Nu/Pc 破坏 形式 Z683 1172 8152 829底板贯通 Z763 2683 5573 5683 0490. 93底板贯通 Z803 6493 9684 0073 2720. 90底板贯通 Z85- 14 1724 1723 5683 7270. 90底板贯通 Z85- 24 1644 1643 5683 7270. 90底板贯通 Z90- 14 3104 3103 5683 9430. 91底板贯通 Z90- 24v2854 2853 5683 9430. 92底板贯通 注 1. 本文连接件 C1 试验过程中， 没有对锥头 Z68 进行定期的检 查， 因此没有获得锥头 Z68 的开裂荷载;2. 表中的破坏形式 “底板贯通” 是指锥头底板塑性区贯通;3. 钢管承载力设计值 NT d Af， f 310 MPa。 2锥头参数分析 2. 1模型参数简化 2. 1. 1部分构造参数取值 由图 5 锥头规格尺寸图可以看出， 锥头众多几 何参数中有很多构造参数。研究表明， 锥头的承载 力主要与锥头底板厚度、 锥头斜率、 底板受力分布等 因素有关， 其他构造参数的影响很小 ［7 ］， 因此本文考 虑工程的实际情况， 对分析模型的构造参数进行适 当简化， 详见表 2。 图 5实际锥头参数 Fig． 5Real parameters 表 2大直径锥头几何参数的简化取值 Table 2Simplified value of geometric parameters 几何参数a /mmφc /mmr /mmR /mm dc/mm 取值10454515d 1 注 螺栓 M68 的倒角宽度 c 取 3 mm。 46 2. 1. 2锥头等壁厚简化 在工程应用中， 锥头锥壳内壁与外壁的斜率一 般是不相等的， 这使得锥壳厚度在沿径向方向并不 相等。本文对试验的五种型号锥头进行等壁厚简 化， 即取锥壳和底板处的厚度为简化后的锥壳厚度， 并且取内壁斜率等于外壁斜率。简化前后承载力对 比结果见表 3。简化后的承载力等于或者略小于原 型， 说明对锥壳进行等壁厚简化偏于安全、 较为合理。 表 3锥头壁厚简化前后承载力对比 Table 3Comparison of bearing capacities using real and simplified thicknesses 锥头型号 不等壁厚原型 Nu0/kN 等壁厚模型 Nu/kN Nu/Nu0 Z682 8292 8291. 000 Z763 0493 0380. 996 Z803 2723 2600. 996 Z853 7273 6840. 988 Z903 9433 8700. 981 2. 1. 3螺栓参数 本文考虑螺栓与锥头的接触传力作用， 因此数 值模拟的模型不仅与锥头的几何参数有关， 还与螺 栓的几何参数有关。目前 JG 101999钢网架螺栓 球节点规范 ［8 ］对网架螺栓球节点中高强度螺栓的 规格进行了规定， 但由于工艺限制， 仅针对 M64 以下 螺栓。对于大直径的高强度螺栓， 并没有关于规格 方面统一具体的规定， 生产厂家一般根据各自企业 标准进行设计， 但企业标准之间大同小异。本文以 试验中用的螺栓的规格尺寸 表 4 进行大直径锥头 的数值模拟， 其他大直径螺栓的参数可通过表中数 值内插获得。 表 4参数分析中使用的螺栓规格 Table 4Bolt specification for parametric study 螺栓 型号 螺栓直径 d /mm 螺头直径 dk/mm 螺头厚度 K /mm 倒角半径 rb/mm 螺栓规格 示意图 M6868104442 M7676120473 M8080125503 M8585136533 M9090144563 2. 1. 4关于钢管厚度的讨论 文献［ 7］ 中将钢管塑性贯通视作锥头的破坏模 式， 本文认为这是一种节点破坏模式， 但不是锥头的 破坏模式。在有限元计算模型中， 螺栓、 锥头和钢管 组成联合体进行计算， 在锥头先于钢管及螺栓发生 破坏的情况下， 才能获得锥头的承载力。本文对文 献［ 2］ 试验的锥头进行分析， 发现钢管的厚度在满足 锥头先于钢管达到承载力的前提下， 对底板壁厚塑 性贯通和锥壳壁厚塑性贯通两种破坏模式的锥头承 载力影响较小。因此， 本文先根据螺栓与钢管同时 达到承载力初步给定钢管厚度， 然后得到锥头的初 步塑性贯通荷载 Nu，再根据锥头与钢管等强的原 则， 重新确定钢管的厚度进行计算。如此逐渐逼近， 得到锥头比钢管先塑性贯通的最小厚度 t0，从而获 得锥头先于钢管破坏的最终塑性贯通荷载。 2. 2参数分析选用的参数及范围 经过上述简化， 得出大直径锥头参数分析简化 后的计算模型， 可以看出仍需要如下 6 个参数 ①螺 栓直径 d; ②锥头壳体径向厚度 t 及锥头斜率 k 即 tanα ， 由式 1 计算 ; ③锥头底板厚度 H， 锥头的内 直径 D2; ④钢管的直径 D5 图 6 ， 这样才能确定出 唯一的锥头计算模型。 图 6简化后锥头参数 Fig． 6Simplified parameters 因此大直径锥头参数分析所选定的参数为d、 D5/d、 t/d、 H/d、 k、 S 或者 D2 。 其中， t 是锥头壳体 与底板连接处的径向厚度， S 是荷载作用面积占底板 面积的比例， 可分别按式 2 及式 3 计算得到。 k D5－ D1 2［ L1－ 0. 5 D5－ D4 tanφ］ 1 t Hk D1－ D2 2 2 S d2 k － d2 c D2 2 － d2 c 3 本文依据以往的研究结果和实际工程中大直径 锥头的应用情况 ［2 ］， 确定参数的变化范围为 68≤ d ≤ 90; 2. 75≤ D5/d ≤5. 0; 0. 5≤ H/d ≤0. 9; 0. 2≤ t/d ≤0. 6; 0. 2≤ k ≤0. 6; 0. 3≤ S ≤0. 9。 2. 3正交分析 2. 3. 1正交参数设计 因大直径锥头参数较多， 本文采用正交试验设 计法设计分析模型， 使参数点均匀分布在整个参数 56 空间内， 从而找出各参数对大直径锥头受拉承载力 的影响方式。根据正交设计理论， 对以上6 个参数建 立 5 个水平的正交表 表 5 。 表 5几何参数的取值 Table 5Geometric parameters 水平数d /mm D5/dH/dt/dkS 1683. 00. 50. 20. 20. 30 2763. 50. 60. 30. 30. 45 3804. 00. 70. 40. 40. 60 4854. 50. 80. 50. 50. 75 5905. 00. 90. 60. 60. 90 2. 3. 2分析结果 本文25 个正交设计的大直径锥头有限元分析模 型中， 有24 个达到承载力极限状态， 主要有三种破坏 模式。 1 底板壁厚塑性贯通。锥头底板较薄， 锥壳较 厚的情况下容易发生这种破坏。发生这种破坏的模 型约占 66， 其中大部分为底板螺孔下边缘处及顶 面荷载作用处塑性区贯通的破坏 图 7a 中 I 类 ， 但 当锥壳较厚时， 会发生沿顶面荷载作用处塑性区直 接贯穿底板厚度的塑性贯通 图 7a 中 II 类 。 2 锥壳壁厚塑性贯通。底板较厚、 锥壳较薄的 情况下可能会发生这种破坏模式。发生锥壳塑性贯 通的模型约占 21， 其中大部分为底板位置处的锥 壳沿厚度塑性贯通的破坏 图 7b 中 I 类 ; 当壁厚较 大时， 在底板荷载作用处及锥壳外壁形成的塑性区 率先屈服进入塑性， 当两个塑性区贯通时 图7b 中 II 类 ， 认为大直径锥头也达到承载力。 3 局部承压破坏。底板和锥壳厚度都较大的 时候， 会发生这种破坏模式， 发生这种破坏的模型约 占 13， 以顶面荷载作用处的塑性区贯穿螺孔内壁 为判定标准 图 7c 。 以上三种破坏模式中， 以前两种为主， 占正交分 析模型数量的 87。发生第三种破坏模式的锥头材 料利用率低， 在设计中应尽量避免， 设计时应重点控 制参数 H/d， 该参数较大时， 容易发生此类破坏。本 文重点讨论底板壁厚塑性贯通及锥壳壁厚塑性贯通 两种破坏模式的承载力。 2. 4几何参数影响效应分析 为了解大直径锥头的各几何参数对承载力的影 响效应， 对各个参数进行了单参数分析， 得出锥头的 承载力与各个参数的函数关系。考虑到锥头各参数 对不同破坏模式的影响程度不一， 分别对底板壁厚 塑性贯通和锥壳壁厚塑性贯通两种破坏模式进行单 参数分析; 同时为排除其他参数在极端情况下的影 响， 对每种破坏模式的单参数分析模型各取两组， 每 组 9 个模型， 其中 A、 B 两组为底板壁厚塑性贯通， C、 图 7大直径锥头的破坏模式 Fig． 7Failure modes of large- diameter conical head D 两组为锥壳壁厚塑性贯通， 共 36 个模型。两组模 型中， 除分析的参数外， 其他参数的取值互不相同。 经过单参数分析， 获得各参数对大直径锥头承载力 Nu的影响效应如下 1 一般情况下， 参数 D5/d 对大直径锥头承载 力的影响不显著。 D5/d 间接反映了锥壳的长度对大 直径锥头承载力的影响， 当 D5/d 太小、 锥壳长度过 短时， 由于构造上的突变造成应力集中， 会降低锥头 的承载力。 2 在参数 d 不变的情况下， 底板壁厚塑性贯通 破坏模式下的大直径锥头承载力与参数 t/d、 H/d、 S 呈正相关， 与参数 k 呈负相关， 并且都呈幂函数的关 系， 其中参数 H/d 对承载力的影响最显著; 锥壳壁厚 塑性贯通破坏模式下的大直径锥头承载力与参数 t/d、 D2/d 呈正相关， 与参数 k 呈负相关， 并且都呈幂 函数的关系， 其中参数 t/d、 D2/d 对承载力的影响最 显著。 3 在其他参数 D5/d、 t/d、 H/d、 S、 k 保持不变的 情况下， 参数 d 的变化反映了锥头模型同比例变化的 影响。分析表明， 同比例变化的锥头承载力与光面 螺杆处的面积呈线性关系， 即可以认为锥头所能承 受的螺栓光面螺杆处的极限均布荷载 qu不变。 分析得出大直径锥头承载力 Nu和参数 H/d、 t/d、 k 的关系图详见图 8。 3承载力计算式 3. 1计算式回归 通过上述单参数分析的结果， 可以获得锥头底 板壁厚塑性贯通模式的承载力 Nu， p计算式的形式为 Nu， p α0 t d α1 H d α2 Sα 3kα4d2f y 4 锥头壳体壁厚塑性贯通模式的承载力 Nu， s计算 式的形式为 66 aNu- H/d bNu- t/d cNu- k 图 8大直径锥头承载力 N u和参数 H/d、 t/d 及 k 的关系曲线 Fig． 8Nu- H/d、 Nu- t/d、 Nu- k curves Nu， s β 0 t d β1 D2 d β2 kβ 3d2f y 5 a计算式计算值及有限元计算值关系 b直方图及统计表 图 9底板壁厚塑性贯通的锥头承载力计算式计算值 N u， p与有限元计算值 N u， p比较 Fig． 9Comparison of bearing capacities corresponding to bottom plate through- thickness plastification between ula predicted and FEA results 通过多元线性回归分析， 分别获得底板壁厚塑 性贯通和锥壳壁厚塑性贯通两种破坏模式的承载力 简化计算式 6 和 7 。 Nu， p 2. 56t0. 23H0. 84S0. 06k －0. 16d0. 93f y 6 Nu， s 1. 50t0. 64D1. 01 2 k －0. 26d0. 35f y 7 式中， fy为锥头钢材的屈服强度。 通过回归系数的显著性检验， 得出计算式右边 的自变量对左边的因变量均有显著影响， 回归计算 式 6 和 7 有一定的合理性。最终大直径锥头的承 载力取两者中的小值， 即 Nu min{ Nu， p， Nu， s} 8 3. 2计算式与有限元计算结果的校验 将参数分析中发生底板壁厚塑性贯通及锥壳壁 厚塑性贯通的锥头尺寸分别代入式 6 及 7 ， 获得 的两种破坏模式下锥头承载力计算式计算值与有限 元计算值的比较分别列于图 9、 10。从图中可以发 现， 计算式计算值 Nu， p及 Nu， s与有限元计算结果 Nu， p 及 Nu， s吻合良好， 回归出的底板及锥壳塑性贯通模式 的承载力计算式离散小， 可以准确预测这两种破坏 模式的承载力。 3. 3计算式与试验结果的校验 文献［ 2］ 试验的大直径锥头均发生底板开裂， 属 于底板壁厚塑性贯通破坏模式， 将锥头尺寸 表 6 及 实测材性试验的屈服强度 fy312. 5 MPa 代入式 6 及现有文献关于常用锥头的计算式中 ［4- 7 ］， 得到试验 的大直径锥头承载力计算值。7 个试验锥头的承载 力试验值、 现有文献计算式计算值、 本文计算式计算 值的比较见表 7。由表可见， 按现有文献［ 4- 7］有关 常用锥头承载力的 4 个计算式计算结果与试验结果 比值的平均值分别为 0. 55、 0. 67、 0. 64、 0. 41， 均显著 小于 1， 过于保守。按本文式 6 得出的计算结果与 试验结果最接近， 其比值的平均值达到 0. 86， 且离散 度小， 说明底板壁厚塑性贯通破坏模式的承载力计 算式能有效预测大直径锥头的承载力。 76 a计算式计算值及有限元计算值关系 b直方图及统计表 图 10壳体计算塑性贯通的锥头承载力计算式计算值 N u， s与有限元计算值 N u， s比较 Fig． 10Comparison of bearing capacities corresponding to shell through- thickness plastification between ula predicted and FEA results 表 6文献［ 2］ 试验的大直径锥头的规格尺寸 Table 6Size of large- diameter conical heads used in tests of reference［ 2］ 锥头 型号 d / mm D1/ mm D2/ mm D3/ mm D4/ mm D5/ mm H / mm L / mm L1/ mm r / mm R / mm Z686917013624627729950200190515 Z767718015419221124550170160515 Z808117014522023927350200190515 Z858617014519221124550170160515 Z909118015419221124550170160515 表 7本文锥头承载力计算式与其他文献的比较 Table 7Comparison of ulas for bearing capacity of conical heads proposed in this paper and others 锥头 编号 试验值 文献［ 2］ Pc/kN 1 现有文献关于常用锥头承载力计算式的结果本文计算式计算结果 文献［ 4］ 文献［ 5］ 文献［ 6］ 文献［ 7］ Nu/kN 2 2 / 1 Nu/kN 3 3 / 1 Nu/kN 4 4 / 1 Nu/kN 5 5 / 1 式 6式 7min { Nu， p，Nu， s} Nu， p/kN 6 Nu， s/kN 7 Nu/kN 8 8 / 1 Z683 1171 9100. 612 5130. 811 9670. 631 4550. 472 6703 5572 6700. 86 Z763 2682 0470. 632 4770. 762 2110. 681 4770. 453 0403 9163 0400. 93 Z803 6492 1230. 582 5900. 712 3710. 651 4780. 413 1863 7653 1860. 87 Z85- 14 1722 1830. 522 6630. 642 5670. 621 5870. 383 4454 0733 4450. 83 Z85- 24 1642 1830. 522 6630. 642 5670. 621 5870. 383 4454 0733 4450. 83 Z90- 14 3102 2570. 522 7500. 642 7710. 641 6430. 383 6744 1553 6740. 86 Z90- 24 2852 1830. 512 7500. 642 7710. 651 6430. 383 6744 1553 6740. 86 均值0. 560. 690. 640. 410. 86 4结论 本文根据实际工程应用的需要， 在试验的基础 上对大直径螺栓球节点的薄弱环节锥头进行了弹塑 性有限元分析和承载力计算式回归， 得到以下主要 结论 1 本文建立的有限元数值分析模型经试验数 据校验， 能够正确模拟大直径锥头的实际受力性能， 并能准确地预测锥头的承载力。 2 在轴向拉力荷载作用下， 锥头会发生底板壁 厚塑性贯通、 锥壳壁厚塑性贯通和局部受压破坏三 种破坏模式。 3 锥壳长度对锥头底板壁厚塑性贯通和锥壳 壁厚塑性贯通两种破坏模式的承载力影响不显著， 但锥壳的长度过短， 会降低锥头的承载力。锥头底 板厚度对锥壳破坏模式的承载力影响不显著。 4 在参数 d 不变的情况下， 底板壁厚塑性贯通 破坏模式下的锥头承载力与参数 t/d、 H/d、 S、 k 都呈 幂函数的关系; 锥壳壁厚塑性贯通破坏模式下的锥 头承载力与参数 t/d、D2/d、k 都呈幂函数的关系。 在其他参数 D5/d、t/d、H/d、S、k 保持不变的情况 下， 锥头承载力与光面螺杆处的面积呈线性关系。 5 本文提出的大直径锥头基于底板壁厚塑性 贯通和锥壳壁厚塑性贯通两种破坏模式下的承载力 计算式， 经试验数据验证具有良好的精度， 可用于工 程设计， 其适用范围是 68≤ d ≤90;2. 75≤ D5/d ≤ 5. 0; 0. 5≤ H/d ≤0. 9;0. 2≤ t/d ≤0. 6; 0. 2≤ k ≤ 0. 6; 0. 3≤ S ≤0. 9。 86 参考文献 ［ 1］ 孟祥武． 广州新客站大跨度候车厅网架设计及 M100 超高强螺栓的应用［J］ ． 工业建筑， 1998， 28 7 1- 6． Meng Xiangwu． Truss design for large- span waiting hallofGuangzhounewrailwaystation＆ application for M100 super high strength bolts［J］ ． Industrial Construction， 1998， 28 7 1- 6 in Chinese ［ 2］ 童乐为， 陈龙中， 陈杨骥， 等． 网架结构大直径螺栓 球节点性能试验研究［J］ ． 土木工程学报， 2009， 42 5 40-45． Tong Lewei，Chen Longzhong，Chen Yangji，et al． Experimental study on behavior of large- diameter mero joints in space trusses［J］ ． China Civil Engineering Journal， 2009，42 5 40-45．in Chinese ［ 3］ JGJ 71991网架结构设计与施工规程［ S］ ． 北京 中国建筑工业出版社， 199521- 22． JGJ 71991 Specification for design and construction of trussed structure［S］ ． Beijing China Architecture ＆ Building Press， 1995 21- 22． in Chinese ［ 4］ 曹平周， 解慧玲． 钢网架锥头设计计算［ J］ ． 建筑结 构， 1996， 26 1 30- 32． ［ 5］ 陈学潮， 沈祖炎， 董宝， 熊英． 螺栓球节点锥头强度 的计算公式［C］/ / 第七届空间结构学术会议论文 集． 上海 中国土木工程学会桥梁及结构工程分会， 1994 655- 662． Chen Xuechao，Shen Zuyan，Dong Bao， Xiong Ying． ula for strength of cone- shaped connectors in bolted spherical joints［ C］/ / The Seventh International Symposium on Space Structure． Shanghai China Civil Engineering Society． Institute of Bridge and Structural Engineering， 1994 655- 662． in Chinese ［ 6］ 陈扬骥， 赵宪忠，杨军． 关于锥头计算的探讨［J］ ． 空间结构， 1997， 3 3 22- 27． Chen Yangji， Zhao Xianzhong，YangJun．Discussiononthestrength computation of cone- shaped connectors［J］ ．Spatial Structures， 1997， 3 3 22- 27． in Chinese ［ 7］ 章惠冬， 陈扬骥， 罗小华． 锥头强度的理论分析和简 化计算［J］ ． 建筑结构学报，2001， 22 6 36- 42． ZHANGHuidong，CHENYangji，LUOXiaohua． Theoreticalanalysisandsimplifiedcalculationfor strength of cone- shaped connectors in bolted spherical joints［J］ ． Journal of Building Structures，2001，22 6 36- 42． ［ 8］ JG 101999钢网架螺栓球节点［ S］ ． 北京 中国标 准出版社，1999． JG 101999The bolted joints of space grid structures［S］ ． BeijingChina Standard Press， 1999． in Chinese 96