近年来, 大跨空间结构发展迅速, 结构形式越来越新颖, 对节点形状提出了多样化和复杂化的要求。目前常用的球节点、板节点和焊接相贯节点的焊接残余应力较大、施工较为复杂, 无法满足大跨钢结构复杂节点的设计要求^[1]。铸钢节点作为一种新型节点形式, 采用整体浇筑法成型, 节点形状设计灵活, 避免了杆件相贯线切割、交汇焊缝处残余应力大等问题, 已成为大跨钢结构复杂节点的首选形式之一^[2,3], 在工程中的应用也越来越广泛^[4,5,6,7,8]。然而, 目前尚无成熟的铸钢节点设计方法, 在实际荷载作用下, 铸钢节点的受力状况十分复杂, 且往往处于结构的关键位置, 其安全性至关重要, 故有必要对铸钢节点进行专门研究^[9]。

　　 武汉天河机场T3航站楼的屋盖造型呈自由曲面形态, 如图1所示。其平面尺寸东西向最大长度为1 214m, 南北向最大宽度为262m, 结构单元最大边长为287m。屋盖支承于变截面圆钢管柱上, 典型跨度为36m, 最大跨度为54m, 檐口处最大悬挑为39m。屋盖采用两向正交正放网架结构形式, 典型网格尺寸为2.3, 4.5m, 厚度为2.2～6.5m, 根据受力大小及建筑造型的要求进行布置。网架上、下弦杆采用贯通的圆管, 腹杆与上、下弦杆采用相贯节点连接^[10]。其中部分节点由于相连的杆件数量过多, 且处于受力关键部位, 采用了铸钢节点。铸钢节点选用G20Mn5调质状态铸钢制作。

　　 为了考察武汉天河机场T3航站楼网架结构中铸钢节点的受力性能, 评估其安全性, 本文根据《铸钢节点应用技术规程》 (CECS 235∶2008) ^[11] (简称铸钢规程) 的相关要求, 对铸钢节点进行检验性足尺试验研究和弹塑性有限元分析。考虑到铸钢节点在网架中的受力情况和试验条件, 选择位于网架上弦具有代表性的铸钢节点FLQ-35A进行试验研究, 网架上铸钢节点的选取位置见图2。试验节点的三维模型如图3所示。试验在武汉大学岩土与结构工程安全湖北省重点实验室完成。

　　 如图4所示, 铸钢节点由10根圆管空间交汇而成, 节点中心区域为实心, 节点杆件相交处倒圆角, 半径为30mm。其中主管G1和G5是主要受力杆件, 同支管G3, G8一起用于连接网架上弦, 其余杆件用于连接网架腹杆。为满足试验加载的要求, 消除支座、加载装置的约束对节点试件应力分布的影响, 根据加载装置与千斤顶尺寸设计接长管与封头钢板。

　　 选取与节点试件同批次的材料加工3组标准材性试样, 通过材性试验测得铸钢材料的材性参数平均值:弹性模量为203 900MPa, 屈服强度为397MPa, 抗拉强度为547MPa, 断后伸长率为26.0%。

　　 节点试件各杆件主要承受轴力作用, 受剪力和弯矩作用相对较小, 因而试验分析时忽略杆件的剪力和弯矩。试验时, 将杆件G5, G6, G7固接于试验台座上, 对杆件G1, G2, G9和G10施加轴向荷载, 杆件G3, G4和G8由于所受轴力相对其他杆件较小, 故可忽略不计。加载装置如图5所示, 采用3 200kN千斤顶对杆件G1施加轴向压力, 采用1 000kN拉压千斤顶对杆件G2施加轴向压力, 采用600kN拉压千斤顶对杆件G9, G10施加轴向压、拉力, 拉压千斤顶锚固于反力架或反力墙上。

　　 根据铸钢规程, 试验荷载取1.3倍设计荷载, 各加载杆件的试验荷载数值如表1所示, 表中拉为正, 压为负。

　　 正式加载前, 首先对节点试件进行4级预加载, 每级取设计荷载的10%, 分4级卸载, 每级加 (卸) 载间歇5min。预加载完毕后, 对节点试件进行正式加载。正式加载分20级进行, 每级取试验荷载的5%, 每级加载完成5min后采集数据;卸载分5级进行, 每级卸载20%, 卸载完毕20min后采集残余变形数据。加载时要求各杆件同步加载并稳定在试验要求的加载值。

　　 结合初步有限元分析结果, 应变测点主要布置在以下区域:1) 各加载杆件和约束杆件中间区域的轴向方向;2) 杆件G1与G2相交处;3) 杆件G1与G5相交处。测点布置如图4所示。

　　 为监测节点在加载过程中的变形, 安装4个位移计, 位移计W1测量杆件G1和G5的轴向变形, 位移计W2测量杆件G2和G6的轴向变形, 位移计W3测量杆件G10的轴向变形, 位移计W4测量杆件G9的轴向变形。

　　 通过单向应变片或三向应变花测得各应变测点处的应变, 由材料力学的线弹性理论公式计算得到测点处的应力。若计算得到的测点应力小于材料屈服强度397MPa, 则测点应力为实际应力;若计算得到的测点应力大于397MPa, 则认为材料屈服。对于单向应变片, 测点应力σ按式 (1) 计算;对于应变花, 采用式 (2) 和式 (3) 计算测点处的折算应力σ_s。

　　 $\begin{array}{l}\sigma =E\epsilon (1)\\ \begin{array}{c}\sigma {}_1\\ \sigma {}_3\end{array}=\frac{E}{2}[\frac{\epsilon {}_{0°}+\epsilon {}_{90°}}{1-\nu }\pm \frac{1}{1+\nu }\times \\ \sqrt{(\epsilon {}_{0°}-\epsilon {}_{90°}){}^2+(2\epsilon {}_{45°}-\epsilon {}_{90°}-\epsilon {}_{0°}){}^2}](2)\\ \sigma {}_{\text{s}}=\sqrt{\frac{\sigma {}_1^2+\sigma {}_3^2+(\sigma {}_1-\sigma {}_3){}^2}{2}}(3)\end{array}$

　　 式中:ε为单向应变片的应变数据;ε_0°, ε_45°, ε_90°分别为应变花0°, 45°, 90°方向的应变数据;E为弹性模量;ν为泊松比, 取ν=0.3。

　　 各杆件上均布置了单向应变片, 根据式 (1) 计算出杆件上各测点的表面应力, 得到杆件G1, G2, G5和G9的荷载-应力关系曲线, 如图6所示。试验结果显示, 主管G1的最大压应力为76.7MPa, 主管G5的最大压应力为87.7MPa, 支管G2的最大压应力为44.9MPa, 支管G9的最大压应力为30.8MPa, 各测点的应力均未超过材料的屈服强度397MPa, 加载过程中各测点荷载-应力曲线基本呈线性变化, 表明各测点在试验荷载下均处于线弹性状态。

　　 另外, 从图6中曲线可以看出, 各测点截面处2个应变片所测得的应力结果有差异, 分析其原因, 可能是铸钢件浇筑时材料分布不均匀或加载过程中杆件受到偏心力矩的作用等因素所致。

　　 节点试件核心区的表面为双向应力状态, 采用三向应变花测得各测点的应变值后, 按式 (2) 计算出第一主应力σ₁和第三主应力σ₃, 然后采用畸变能密度准则, 根据式 (3) 计算得到测点处的von Mises应力σ_s。图7为节点试件核心区各测点的荷载-应力曲线。根据试验结果, 在试验荷载下, 最大von Mises应力出现在测点G1-1处, 为207.3MPa, 小于材料屈服强度397MPa, 加载过程中各测点荷载-应力曲线基本呈线性变化, 表明各测点在试验荷载下均处于线弹性状态。

　　 根据位移计W1和W2所测数据, 绘制G1, G5处主管和G2, G6外支管沿杆件轴向方向的变形随加载变化的曲线 (图8) 。试验结果表明, 杆件的轴向变形在加载过程中基本呈线性变化, 其中主管的轴向变形最大, 约为1.11mm (压缩) 。

　　 根据试验结果可知, 节点试件在加载过程中未出现刚度软化和塑性变形, 节点试件处于线弹性状态。试验结束后, 节点试件没有明显残余变形。试验结果表明, 节点试件在1.3倍设计荷载下可保证结构的安全, 且该节点试件仍可用于实际工程中。

　　 根据铸钢节点实测几何尺寸建立ABAQUS分析模型, 模型采用C3D10四面体单元进行网格划分, 对节点相贯线区域进行网格细分。材料本构采用根据材性试验结果简化后的三折线模型, 泊松比取0.3。材料的屈服准则遵循von Mises屈服准则及相关流动准则。有限元分析时, 模型荷载和边界条件与试验模型所受条件相同。图9为节点试件的von Mises应力云图。由图9可知, 节点试件在杆件相交区域应力较大, 局部存在应力集中现象, 由于节点试件核心区是实心区域, 应力较小。

　　 表2列出了部分测点的应力试验值与有限元计算值的对比结果。由于单向应变片的测点沿杆件截面对称布置, 故对比分析时取同一杆件截面上两个应变片的平均值与有限元计算值对比, 以减小试验过程中偏心加载造成的影响。

　　 根据表2可知, 试验结果与有限元计算结果吻合良好。大部分测点应力试验值与有限元计算值比较接近, 个别测点应力试验值与有限元计算值差别较大, 主要原因可能是有限元计算模型与试验模型存在一定差异, 有限元计算模型基于材料均匀、杆件相交形成理想相贯线这一假定, 而实际节点试件在铸造过程不可能达到这一理想状态;另外, 试验中加载系统安装偏差导致节点试件的偏心加载亦可能导致试验结果与有限元结果的差异。

　　 试验结果与有限元结果对比分析表明, 有限元分析能够作为对铸钢节点极限承载力判断的补充。因此, 对上述有限元模型进行弹塑性分析, 计算铸钢节点的极限承载力。

　　 根据弹塑性有限元分析结果, 主管G1应力云图如图10所示。主管G1率先进入塑性并迅速扩展, 最终因主管G1变形过大而导致节点试件破坏。根据主管G1的变形值绘制节点的荷载-位移曲线, 如图11所示。

　　 根据图11可知, 铸钢节点有限元分析的极限承载力为设计荷载的9.2倍, 满足铸钢规程规定的有限元分析所得极限承载力应大于荷载设计值3倍的要求, 该铸钢节点具有较高的安全储备。

　　 通过对武汉天河机场T3航站楼铸钢节点FLQ-35A开展加载试验和有限元分析, 可以得出以下结论:

　　 (1) 试验加载过程中, 节点试件没有明显可见变形和裂缝, 节点试件始终处于线弹性状态。当加载到1.3倍设计荷载时, 节点试件最大应力出现在测点G1-1, 为207.3MPa, 小于铸钢材料的屈服强度397MPa。试验完成卸载后, 节点试件没有明显残余变形。该节点试件满足设计要求。

　　 (2) 有限元计算结果与试验结果吻合良好, 验证了有限元模型的正确性, 表明了有限元分析可以准确模拟节点试件的实际受力状态。

　　 (3) 弹塑性有限元分析结果表明:节点试件的极限承载力为设计荷载的9.2倍, 满足铸钢规程规定的有限元分析所得极限承载力应大于荷载设计值3倍的要求, 该铸钢节点具有较高的安全储备;节点试件失效破坏将从主管G1变截面处的局部塑性发展开始。