鋼結(jié)構(gòu)屋蓋由174m x 180m和174m x60m 的兩個(gè)矩形平面用角度為50°的扇形平面連接而 成,屋蓋總面積約5.5萬m2。整個(gè)屋蓋的大部分 重量通過12根拉索分為兩組懸掛在兩根主桅桿 上,再由桅桿、撐桿及穩(wěn)定索組成的穩(wěn)定承 載體系傳至下部的混凝土結(jié)構(gòu)。本文研究對(duì)象是主桅桿上同時(shí)連接六根屋蓋 拉索的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)為鑄鋼件，呈 圓筒狀，外徑1.7m，高1. 89m,筒身壁厚150mm， 節(jié)點(diǎn)整體為單軸對(duì)稱。為提高整個(gè)鑄鋼節(jié)點(diǎn)的承 載力，在節(jié)點(diǎn)筒體內(nèi)設(shè)置二道環(huán)形加勁肋，肋板內(nèi) 徑1.0m，厚80mm。節(jié)點(diǎn)的幾何形狀及承受的1.2 倍設(shè)計(jì)荷載見圖2。本節(jié)點(diǎn)的材料性能相當(dāng)于德 國(guó)規(guī)范DIN7182中的鑄鋼材料GS -20Mn5。

      該鑄鋼節(jié)點(diǎn)具有以下特點(diǎn)：

      (1) 體積**，自重約14.51。

      (2) 節(jié)點(diǎn)上的支管較多,空間有6根拉索通 過錨桿連接到支管上。

      支管受力大，*1. 2倍設(shè)計(jì)荷載達(dá)到 _kN，且受力較復(fù)雜，索的拉力通過錨桿端面 與支管內(nèi)腔耳環(huán)端面的承壓傳遞到節(jié)點(diǎn)上目前鑄鋼節(jié)點(diǎn)雖然造價(jià)較高，但是，它可以避 免復(fù)雜節(jié)點(diǎn)因大量焊縫重疊交叉而產(chǎn)生的焊接缺 陷，具有可加工成各種構(gòu)造形狀復(fù)雜、承載力要求 高的節(jié)點(diǎn)等優(yōu)點(diǎn)，近年來在我國(guó)大跨度空間結(jié)構(gòu) 連接節(jié)點(diǎn)方面顯示出良好的應(yīng)用發(fā)展趨勢(shì)[1]。 然而，目前鑄鋼節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)還沒有任何可采用的 規(guī)范。鑒于本文討論的工程重要性和這種復(fù)雜鑄鋼節(jié)點(diǎn)的**使用，有必要對(duì)其進(jìn)行試驗(yàn)研究和 有限元分析，評(píng)估其在設(shè)計(jì)荷載作用下的安全性。

      2試驗(yàn)方案

      2.1加載裝置設(shè)計(jì)

      本文鑄鋼節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)采用與實(shí)際工程完全一 致的足尺試件，各支管的拉力將加載到1.2倍的設(shè)計(jì)荷載?？紤]到加載支管多，有6根，且都為拉 力;再者，各拉力方向不同，又是傾斜方向（非豎 向、非水平），常用的反力架、試件地槽錨桿固定 的加載方式難以實(shí)施。為此，本文專門設(shè)計(jì)了如 圖3所示的自平衡方式對(duì)各支管加載的裝置，它 由1個(gè)反力臺(tái)座和6套加載設(shè)備組成，每套加載 設(shè)備又由600t穿心式千斤頂、螺桿、螺母、套筒等 配件組成。鑄鋼節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)時(shí)，拉索的拉力是通過 一個(gè)兩端有螺紋的連接套筒，其一端與穿心式千 斤頂?shù)穆輻U連接，另一端與錨桿連接，從而將千斤 頂?shù)暮奢d施加到鑄鋼節(jié)點(diǎn)的支管內(nèi)部端面上。

      加載反力臺(tái)座自重達(dá)15t，外形似蓮花座，6 根變截面箱形懸臂梁象6朵花瓣從臺(tái)座中間向四 周伸出。鑄鋼節(jié)點(diǎn)放置在反力臺(tái)座上，每個(gè)懸臂 梁的挑出方向與各自對(duì)應(yīng)的支座軸向垂直，安裝 好千斤頂及其連接配件，即可直接對(duì)支管加載，如 圖4所示。有限元計(jì)算以及試驗(yàn)實(shí)測(cè)表明在試驗(yàn) 荷載作用下，懸臂梁端部撓度僅5mm，遠(yuǎn)小于千 斤頂行程，懸臂梁的剛度能夠保證加載順利進(jìn)行。 試驗(yàn)時(shí)6個(gè)600t穿心式千斤頂按各索的拉力同 比例同步加載。在正式加載前進(jìn)行兩次預(yù)加載， 檢驗(yàn)加載和測(cè)試系統(tǒng)是否正常。正式試驗(yàn)時(shí)拉力 均勻分成12級(jí)加載，直至加到設(shè)計(jì)荷載的1.2 倍。2.2測(cè)試方案鑄鋼節(jié)點(diǎn)上共布置了 31個(gè)單向應(yīng)變片和61個(gè)三向應(yīng)變花。

      在鑄鋼節(jié)點(diǎn)支管與主管相貫線部位中截面左 右各30mm的截面上布置三向應(yīng)變片。其中靠近 主管的截面(稱作Tib截面，i為支管編號(hào),i = l， 2,3,4,5,6,如支管2和主管相貫線部位靠近主管 的截面叫T2b截面，參見圖1)上按逆時(shí)針布置6 個(gè)三向應(yīng)變片，夾角60°，分別記作Tib-1 ~Tib -6,參見圖5;而靠近支管的截面（稱作Tia截 面，i為支管編號(hào),i = l，2,3,4,5,6,如支管2和主 管相貫線部位靠近支管的截面叫T2a截面，參見 圖1)上按逆時(shí)針布置3個(gè)三向應(yīng)變片，夾角60°， 分別記作Tia-l~Tia-3,參見圖5。試驗(yàn)中在 支管5、支管6與支管3、支管2上的應(yīng)變片對(duì)稱 粘貼，以檢驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的對(duì)稱性。為了解主管上應(yīng)力 分布情況，主管上分別沿兩圈周向布置了六個(gè)三 向應(yīng)變片，它們均關(guān)于節(jié)點(diǎn)對(duì)稱面對(duì)稱布置，應(yīng)變 片離相鄰兩根支管軸線的水平距離相等。析 3.1拉力校核為驗(yàn)證穿心式千斤頂加載的實(shí)際拉力，在每根 支管的套筒上以120°等間距布置三片單向應(yīng)變片。 在達(dá)到*試驗(yàn)荷載時(shí)支管軸力實(shí)測(cè)值與千斤頂 的荷載輸出值比較見表2,各支管軸力實(shí)測(cè)值均略 大于千斤頂荷載輸出值，除支管2偏大些外，其他 支管都基本上達(dá)到了預(yù)期要施加的荷載值。

     3.2應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

       試驗(yàn)表明，加載至*試驗(yàn)荷載時(shí)，試件上所

有測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線都保持在線彈性范圍內(nèi)，根據(jù)彈性理論將測(cè)得的應(yīng)變換算成應(yīng)力。評(píng) 價(jià)鋼材在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下是否進(jìn)入屈服的Mises 應(yīng)力按公式(1)計(jì)算。

o-Mi^.3 -(o-l+a-2, -crx〇-y +3t^)1/2計(jì)算表明,Mises應(yīng)力*的測(cè)點(diǎn)位于Tia截 面，大小為1〇1 MPa,遠(yuǎn)小于鑄鋼材料強(qiáng)度設(shè)計(jì)值 230MPa。圖6給出了部分測(cè)點(diǎn)的加載等級(jí)-Mi- ses應(yīng)力曲線，其中測(cè)點(diǎn)T2b -6與T6b -2關(guān)于鑄 鋼節(jié)點(diǎn)沿對(duì)稱平面幾何對(duì)稱。從圖中可以看出在 整個(gè)加卸載過程中，測(cè)點(diǎn)T2b - 6與T6b -2的加 載等級(jí)-Mises應(yīng)力曲線較為吻合，這與節(jié)點(diǎn)幾何 和加載條件對(duì)稱是相符合的。完全卸載后，全部 測(cè)點(diǎn)基本上無殘余應(yīng)變。這些試驗(yàn)結(jié)果表明，加 載到設(shè)計(jì)荷載的1.2倍時(shí)，鑄鋼節(jié)點(diǎn)上的強(qiáng)度是 能滿足設(shè)計(jì)要求的，具有足夠的承載力。圖6部分測(cè)點(diǎn)加載等級(jí)-Mises應(yīng)力曲線

4有限元分析

本文鑄鋼節(jié)點(diǎn)足尺靜力試驗(yàn)已為它的受力性 能和承載能力提供了一定的評(píng)估依據(jù)。但限于客 觀條件，試驗(yàn)時(shí)難于布置更多的測(cè)點(diǎn);鑄鋼節(jié)點(diǎn)某 些部位預(yù)計(jì)應(yīng)力較大，但試驗(yàn)時(shí)難于布點(diǎn)，如各支 管耳環(huán)端面、主支管相貫線部位等;試驗(yàn)難以測(cè)出 沿管壁厚實(shí)驗(yàn)比較，驗(yàn)證ANSYS模型正確后，用有限元結(jié) 果作為試驗(yàn)研究的補(bǔ)充。

4.1有限元分析模型

鑄鋼節(jié)點(diǎn)主管壁厚達(dá)150mm，支管與主管相 貫線倒角段厚度是變化的，考慮到幾何模型的不規(guī) 則性，采用10節(jié)點(diǎn)4面體實(shí)體單元與自適應(yīng)網(wǎng)格 技術(shù)來劃分單元。主管底部6個(gè)位移分量均被約 束，各支管拉力按照試驗(yàn)荷載折算成均布面荷載后 施加于六個(gè)支管耳環(huán)端面上。圖7為鑄鋼節(jié)點(diǎn)的 有限元模型。鑄鋼節(jié)點(diǎn)按理想彈塑性材料計(jì)算，屈 服強(qiáng)度取275MPa，屈服準(zhǔn)則選用Mises強(qiáng)度理論。從表3中可以看出：

(1) 比較有限元計(jì)算值aSLo和cr：L.6，得知 考慮了摩度方向的應(yīng)力分量后測(cè)點(diǎn)處的Mises應(yīng) 力均有所增大，增幅在6?17%左右。說明鑄鋼 件在厚度方向存在一定的應(yīng)力分量，但是對(duì)**終 的Mises應(yīng)力影響不大。

(2)  比較3和，得知測(cè)點(diǎn)處的有限 元計(jì)算應(yīng)力的數(shù)值大小以及變化趨勢(shì)與對(duì)應(yīng)的實(shí) 測(cè)值基本吻合,故用有限元計(jì)算結(jié)果crJL，6來推 算整個(gè)鑄鋼節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布是可靠的。

(3) 測(cè)點(diǎn)計(jì)算值對(duì)稱性較好,驗(yàn)證了有限元 模型的對(duì)稱性。

以下原因可能造成試驗(yàn)值和有限元計(jì)算值之 間的差別:試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)鑄鋼節(jié)點(diǎn)試件表面較 粗糙，試件加工也存在一定的制造誤差，如支管與 主管相貫線倒角段倒角不夠光滑，支管與主管不 圓、壁厚不均等，而這些因素難以在計(jì)算上加以精 確考4.2有限元計(jì)算結(jié)果及其與試驗(yàn)值的對(duì)比

確定空間一點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)，必須具有六個(gè)應(yīng) 力分量，但試驗(yàn)中只能在鑄鋼節(jié)點(diǎn)外表面布置應(yīng) 變片，測(cè)出的是該測(cè)點(diǎn)切平面內(nèi)的三個(gè)應(yīng)力分量, 沿管壁厚度方向的三個(gè)應(yīng)力分量無法測(cè)得。然 而，本文的鑄鋼件壁厚遠(yuǎn)比一般節(jié)點(diǎn)的壁厚大，達(dá) 到150mm厙。本文有限元分析的另一個(gè)目的是 考察鑄鋼件壁厚方向的應(yīng)力影響。將有限元模型 中與試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)位置的六個(gè)應(yīng)力分童取出，分 別計(jì)算它們的Mises應(yīng)力o^L,6(計(jì)人厚度方向 的應(yīng)力分量，大小按公式(2)計(jì)算）與aU不 計(jì)人厚度方向的應(yīng)力分量，大小按公式（1)計(jì) 算），然后，比較考察鑄鋼件壁厚的影響。

= [crl+〇'2,+(rl ~xcry -cr%〇-l -cry2 + 3(t?2J]i/2 (2)

峩3給出了鑄鋼節(jié)點(diǎn)各支管的*Mises應(yīng) 力實(shí)測(cè)值及有限元計(jì)算值，其中支管2與支管6、 支管3與支管5關(guān)于節(jié)點(diǎn)對(duì)稱面對(duì)稱。慮，從而使有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值有一定的

差別。

是鑄鋼節(jié)點(diǎn)在1.2倍設(shè)計(jì)荷載作用下有 限元計(jì)算的應(yīng)力分布圖，節(jié)點(diǎn)的受力形式使應(yīng)力 分布具有區(qū)域性特點(diǎn)。錨桿拉力直接作用在支管 根部的耳環(huán)端面，并就近傳遞到主管上，支管的端 部基本不受力。支管與主管相貫線倒角段應(yīng)力較 大，*Mises應(yīng)力107MPa，倒角段平滑的過渡 曲面及逐漸增加的節(jié)點(diǎn)壁厚較好地改善了桿件交 匯處的應(yīng)力集中現(xiàn)象。整個(gè)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力*區(qū)域出現(xiàn)在鑄鋼節(jié)點(diǎn)耳環(huán)端面上，*Mises應(yīng)力 223 MPa(小于鑄鋼材料設(shè)計(jì)強(qiáng)度值230MPa),該 處較大的局部擠壓應(yīng)力及截面尖角的出現(xiàn)造成了