徐 坤1，高勇刚1，徐联民1，冯 锋1，陈 治1，徐士杰1,2
（1．中建钢构有限公司，四川成都 620564;2．青岛绿城建筑设计有限公司，山东青岛 266000）
[摘要]网架结构已经在建筑工程领域得到广泛的应用，而传递网架结构内力的关键部位之一就是铸钢件，其受力性能能否满足施工和使用要求至关重要。重庆江北机场新建航站楼天窗位置空间造型迥异、铸钢件的受力相对复杂，利用ANSYS有限元软件对其力学性能进行分析，通过试验，对典型铸钢件分级进行加载，对其不同部位的应变采用不同的采集方式。这一系列的工作保证了施工过程安全有效地进行，结果也印证了用ANSYS对铸钢件进行有限元分析的可行性。
[关键词]钢结构；铸钢件；受力性能；有限元分析；试验
[中图分类号]TU391 [文章编号]1002-8498(2016)08-0067-05
1工程概况
重庆江北国际机场新建T3A航站楼位于重庆东北方向的渝北区，T3A航站楼建筑平面呈“X”形，可分为E区中央大厅及A，B，C，D指廊共5个部分，平面呈蝶形。中央大厅平面尺寸为279m×393m（最窄处）~401m×456m（最宽处），其平面沿南北向设置了4道天窗带，天窗带两侧屋盖有1～4. 3m高差，建筑造型要求屋盖下表面也形成相应高差，屋盖钢结构在此采用折板网架的形式，天窗区域采用立体桁架，桁架节点采用铸钢节点。
铸钢节点可以避免或降低构件相接处的应力集中程度，具有节点设计自由度大、外形美观等特点，在越来越多的工程中被采用。
重庆江北国际机场新建T3A航站楼同样运用了大量的铸钢节点，但是网架天窗部位部分铸钢节点构造最为复杂，体型大、端口较多、受力较大（见图1），对其进行有限元分析和相关的试验研究是保证该工程顺利进行的必要条件。
2研究背景
重庆江北机场T3A航站楼E区大厅采用大跨度空间钢桁架和两向正交钢管桁架结构。其中不少钢管桁架节点是空间多杆件相交汇的复杂相贯节点，受力状态极为复杂。因此，选择其中的一个关键节点进行足尺模型试验，研究节点的受力性能，检验设计是否合理，判断采用ANSYS对其进行的计算与实际情况的差别是否满足要求，这样可以保证施工和使用过程中节点的安全，为了使工作更具代表性，所选取的铸钢节点位置比较典型，受荷相对较大，端口连接杆较多，只要选取的节点能够满足强度要求，其他铸钢节点承载力亦没有问题。
为了能够更好地体现试验的效果，选取重庆江北机场T3A航站楼最有代表性的铸钢件节点ZGJ -6，探究在指定工况作用下的受力性能，对此节点进行轴向拉压试验，检验其承载力水平是否满足设计要求。铸钢件节点及指定最不利工况如图2所示，其中轴力和剪力单位为k N，弯矩单位为k N. m。
3 有限元分析
3.1 有限元模型
由于本次研究对象体型复杂，采用Solid Works进行有限元实体模型的建立，根据铸钢件实际尺寸采用1:1进行模型建立，然后导人ANSYS进行有限元分析，采用三维实体单元对几何模型进行网格划分，每个单元有10个节点（4个角点和6个中间节点），每个节点有6个自由度，采用局部加密的自适应法划分节点计算模型的网格。
分析中铸钢假定为理想的弹塑性材料，材料的弹性模量为2. 06×105 M Pa，泊松比取0.3．屈服强度为360MPa，进行弹塑性分析时，采用VonMises屈服准则及相关的流动法则。由于铸钢球管节点的壁比较厚，为提高计算精度，网格划分控制单元尺寸为25mm。根据MST2011求出的各个杆件的轴力，铸钢节点各个杆件的内力是平衡的，为使结果反映节点的真实受力状态，边界条件为节点在某一工况下杆件轴力、弯矩及剪力反向施加于该节点上。
受荷载大小（主要包括受轴力、弯矩及剪力），采用通用有限元程序ANSYS模拟铸钢节点在上述工况下所产生的应力、应变、变形，并以此作为评价铸钢节点安全性的依据。
3.2应力云图
在通用有限元软件ANSYS中对该铸钢件节点在实际工程该工况作用下的受力性能进行模拟，等效应力云图如图3所示。
4 加载与试验方案
4.1试验基本要求
1)进行试验的试件为1件，采用足尺试件，用作试件的铸钢节点采用与实际节点相同的加工制作参数，并在试验前按实际节点检验要求进行检验。
2)本试验为检验性试验，加载时不允许发生试验部位及非试验部位的损坏。
3)本试验最终施加的荷载不应小于指定工况荷载值的1.3倍。
4)本试验被要求加载指定工况为1个(工况2)。
本试验节点共有8个杆端，各杆端编号如图4所示。
为了方便描述，将本铸钢件节点的各支管根据图2中显示的轴力大小予以命名，具体命名情况如表1所示。
4.2试验装置
如图5所示，采用试验装置内的顶部主油缸、侧向的辅助油缸和伺服油缸对节点进行加载。1号主油缸的最大加载能力为12 000kN，2～5号辅助油缸的最大加载能力为8 000kN，6～7号伺服油缸的最大加载能力为6 000kN。为了减小加载可能造成的偏心影响，油缸与顶管端部之间设置了球铰。
4.3荷载取值
在试件加工时将铸钢件与各支管焊接，并在支管端部通过端板处的螺栓与油缸固定。加载过程中将指定工况下的荷载施加于杆端，忽略数值较小的弯矩和剪力，只施加轴向荷载。另外FG3和FG6因荷载过小，故没有进行接长，放弃加载。
本试验采用逐级加载，最大加载到指定工况的1.3倍，最终卸载归零。
4.4测点布置
根据节点受力特点，管身应力主要为轴向应力，因此采用单向应变片测试；管管汇交区域尤其是多条相贯线附近区域应力状态比较复杂，采用三向应变花测量。
本试验主要测量加载过程中铸钢件节点各部位的应力应变变化情况。测试采用电阻应变计法，应变采集工作由DH3816静态应变测试分析系统承担。具体的测点布置情况如下：①对于铸钢件的各支管，除了放弃加载的FG3和FG6以外（下同），在每一支管的中部区域截面（距离支端250mm）布置单向应变片，每隔45。布置1个，每个截面共布置8个，总计48个。编号为Pl~P48。按FG1，FG2，FG4，FG5，XG1，XG2的顺序排列，每个截面顺时针排列（下同）。②在铸钢件各支距离相贯线20mm处布置三向应变花，每隔900布置1个，每个截面共布置4个，总计24个。编号为Hl~H24。③在铸钢件各支端部与支管对接焊缝距离40mm处布置三向应变花，每隔900布置1个，每个截面共布置4个，总计24个。编号为H25~H48。应变片布置与测点编号如图6~8所示，图中应变片用P表示，应变花用H表示。
4.5加载路径
在正式加载前，首先对节点进行3级预加载，每级取设计荷载的10%，并分3级卸载，每级加（卸）载间歇为5min。
正式加载时分13级加载，每级荷载为设计荷载的10%，逐级加载至指定工况的1.3倍，最终逐级卸载至零。为使整个加载过程中数据采集真实准确、变形得到充分发挥，每级加载应至少间隔5min，期间采集应变数据3次，待数据稳定之后进行下一级加载。加载只有轴力，FG3和FG6因荷载过小放弃加载，弦杆1与加载系统内的底座通过端板和高强螺栓固定。
5试验结果
5.1实测数值
该铸钢件节点加载至指定工况的1.3倍时的应力数据如表2~4所示。其中表2通过单向应变片测点采集的应变直接计算而成。表3、表4通过三向应变花采集的应变换算而成（编号前加H）。表中数值拉应力为正，压应力为负。
5.2荷载，应力曲线
图9为各管管身中部以及管身端部的轴向应力随加载级数增加的变化情况。
需要说明的是，本次试验采用与实际工程中相同截面的支管，并采用相同的连接方式与铸钢件节点进行对接。对于各管身同圈轴向应力存在些许不均匀的现象，可能是对接焊缝的质量所致。在加载至指定工况的1.3倍时，铸钢件各腹杆和弦杆的管身中部轴向应力的理论计算结果，及其与试验过程中在铸钢件相应位置实测得到的轴向应力的比较情况如表5所示，表中每个测点的实测结果为各管身中部测点轴向应力的平均值。
6 结语
本次试验针对重庆江北机场T3A航站楼的铸钢件节点ZGJ1，进行了足尺试件的分级加载试验，最大加载值为指定工况设计值的1.3倍。同时，进行了该铸钢节点的有限元对比分析。主要结论如下。
1)通过加载过程中采集得到的应力数据可以发现，铸钢件各管身的轴向应力的应力梯度较小，而管管交汇区的主应力的应力梯度较大。加载至1.3倍指定工况状态时，管身最大轴向应力为115. 0MPa，管管交汇处的最大主应力为214. 6MPa，管身端部的最大主应力为115. 0MPa，均低于铸钢件材质G20Mn5 QT强度设计值(235MPa)。
2)通过与理论计算的对比，理论计算与实测结果呈现了相似的规律，通过应力云图可以看出，铸钢件在该指定工况作用下，等效应力最大值为153. 2MPa，出现在管管交汇区域，理论计算值小于试验值。
3)随着指定工况荷载的逐级施加，铸钢件各测点的应力均呈现较好的线弹性增长趋势，直至施加到1.3倍设计荷载，铸钢件未发生试验部位和非试验部位的破坏，仍处于弹性受力状态，表明铸钢件节点ZGJ1在指定工况作用下，满足材料强度的设计要求。
有限元模拟得到的理论值和实际数值存在差异是很正常的，通常这种差异来自几个方面：①有限元软件本身的误差 本身有限元就是一个离散模型，和实际铸钢件构件相比存在离散化误差，同时有限元模拟方法是建立在一些先行假设的基础上，这些假设也有可能会带来误差；②试验简化带来的误差如本工程忽略了杆端的剪力和弯矩，对于ZGJl-FG3和ZGJl-FC6的轴力过小，试验也没有考虑加载；③建模参数存在差异 由于试验过程中人为的客观影响因素很多，不可能完全和软件模拟的条件、状况相同。
经过多次分析计算，在进行有限元分析时，在管管交汇加劲肋处进行约束最为有效，这样既避免了没有约束受力不平衡的问题，也避免了在主管端部进行约束容易造成管段局部应力过大的问题，不符合实际情况，这种约束方法可为他类似构件的有限元分析提供参考。
