重庆江北机场大型复杂铸钢件受力 性能分析与试验研究
徐坤，高勇刚'，徐联民'，冯锋'，陈治"，徐士杰2
（1.中建钢构有限公司，四川成都620564；2.青岛绿域建筑设计有限公司，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，面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润异、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 [文献标识码]A
[文章编号]1002-8498(2016)08-0067-05
Performance Analysis and Experimental Research About Large Complex CastSteel of ChongqingJiangbeiAirport
Xu Kun' Gao Yonggang' Xu Lianmin’ Feng Feng' Chen Zhi' Xu Shijiel( 1. Chine Contruction Stel Seructure Co. Iad. Chengdu Sichaan 620564 China;2. Qingdeo Greenton Architectural Design Go. Lad. Qingdao Shandong 266000 Chine)
Abstract ;Space truss has been widely used in the field of construction engineering. One of the key parts[uqpam sl! J! uepaodu uaas! 1! *jaaps seo s! apsun aonog [rua ampns snn aonds ojproperties can meet the requirements of construction and use. The skylight f Chongqing Jiangbei Airportnew terminal is a different spatial structure and the stress of the cast steel is relatively plex. Theparts of the typical cast steel were graded loaded and the strain was collected by various methods as mechanical properties were analyzed by the finite element software. Through the experiment differentsau ss q pu *m ss q p an ssd os aaga pue aes a tabout cast steel was also proved to be feasible according to the experimental results.
Key words ;steel structures; cast steel; mechanical performance; finite element analysis; testing
铸钢节点可以避免或降低构件相接处的应力重庆江北国际机场新建T3A航站楼位于重庆集中程度，具有节点设计自由度大、外形美观等特
1工程概况
东北方向的渝北区，T3A航站楼建筑平面呈“X"形，点，在越来越多的工程中被采用.可分为E区中央大厅及A，B，C，D指廊共5个部 分，平面呈形.中央大厅平面尺寸为279m×393m（最窄处）-401m×456m（最宽处），其平面沿点构造最为复杂，体型大、端口较多、受力较大（见南北向设置了4道天窗带，天窗带两侧屋盖有1一图1），对其进行有限元分析和相关的试验研究是保4.3m高差，建筑造型要求屋盖下表面也形成相应高证该工程顺利进行的必要条件.域采用立体桁架，桁架节点采用铸钢节点.
了大量的铸钢节点，但是网架天窗部位部分铸钢节 重庆江北国际机场新建T3A航站楼同样运用
差，屋盖钢结构在此采用折板网架的形式，天窗区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.其中不少钢管衍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
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.
图1E区东侧铸钢件
采用通用有限元程序ANSYS模拟铸钢节点在上述 受荷载大小（主要包括受轴力、弯矩及剪力），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.
Fig. 1 Cast steel on the east side of area E
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.
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.
为了能够更好地体现试验的效果，选取重庆江6，探究在指定工况作用下的受力性能，对此节点进 北机场T3A航站楼最有代表性的铸钢件节点ZGJ-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kN，弯矩单位为kNm.
图3铸钢件节点等效应力云图Fig. 3 The equivalent stress nephogramof cast steel joint
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.
验部位及非试验部位的损坏. 2）本试验为检验性试验，加载时不允许发生试
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.
图2试件节点Fig. 2 Specimen joints
2). 4）本试验被要求加载指定工况为1个（工况
3有限元分析
3.1有限元模型
本试验节点共有8个杆端，各杆端编号如图4所示.
由于本次研究对象体型复杂，采用SolidWorks进行有限元实体模型的建立，根据铸钢件实际尺寸 采用1：I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.
的弹性模量为2.06×10MPa，泊松比取0.3，屈服 分析中铸钢假定为理想的弹塑性材料，材料强度为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
图4ZGJI轴测图
Fig. 4 ZGJ1 isometric drawing
排列（下同）.②在铸钢件各支距离相贯线20mm FG4，FG5，XG1，XG2的顺序排列，每个截面顺时针处布置三向应变花，每隔90°布置1个，每个截面共布置4个，总计24个.编号为HI-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90°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.
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.
表1铸铜件各支管命名
Table 1 Each branch steel casting name LN名称FG1FG2FG3FG4FGSFC6XGIXG2 轴力124.8 1 279.5 12. 91 193.4 430 9 301 9 1 182.8 1 455.8
4.2试验装置
如图5所示，采用试验装置内的顶部主油缸、侧向的辅助油缸和同服油缸对节点进行加载.1号主油缸的最大加载能力为12000kN，2-5号辅助油缸的最大加载能力为8000kN，6-7号伺服油缸的最 大加载能力为6000kN.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.
图6管身应变片布置
Fig. 6 Strain gauge arrangement of tube
图7FGI应变片布置
Fig. 7 Strain gauges arrangement of FG1
图5试件节点加载装置
Fig. 5 Specimen joint loading device
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.
图8铸钢件测点布置三维模型
Fig. 8 3D measuring points arrangement of cast steel
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.
4.5加载路径
在正式加载前，首先对节点进行3级预加载，每载间歇为5min. 级取设计荷载的10%，并分3级卸载，每级加（卸）
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PI-P48.按FG1，FG2，
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
表4管身接近相贯区在1.3倍指定工况下的等效应力
Table 4 The equivalent stress of pipe intersectionarea measuring points under 1. 3 timesspecified conditions
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面成（编号前加H）.表 中数值拉应力为正，压应力为负.
杆件 测点应力/MPa 杆件 测点疫力/MPeFG17.3 74.8 73.7 152.2FG2 141. 5 112. 6 86. 7 H25 H26 H27 H28 H29 H30 H31 90. 2 H32杆件 测点应力/MP 杆件 测点疫力/MPeFG4 214.6202. 5184. 5 H33 HB4 H35 173.2 H36 H37 H38 H39 H40测点应力/MPs 杆作 FG5 65. 8 测点应力/MPs 30. 6 28. 4 60. 4杆件 H41 H42 H43 H44 H45 H46 H47 H48XG1 46. 788.899.4 43.7 XG2 70.1 67.9 -56.7
表2管身中部测点在1.3倍指定工况下的轴向应力Table 2 The axial stress of pipe middle measuringpoints under 1. 3 times specified conditions
杆件 测点应力/MPsFG1 6. 2 6. 7 2 6. 9 3 7.9 4 9. 8 5 7.7 6 6. 7 7 6. 1 8杆件 测点应力/MPaFG2 96. 0 9 92. 2 10 88.4 11 83. 2 12 80. 6 13 82.3 14 92. 2 15 95.6 16杆件 测点应力/MPa17 18 19 20 21 22 23 24C4 63. 1 70. 7 72. 2 测点应力/MPs 73. 7 74. 6 73. 9 71. 5 64. 8杆件 25 26 27 29 30 31 32FG5 47. 3 45. 1 42. 8 测点应力/MPs 40. 0 39. 4 41. 8 43. 7 46. 2杆件 33 34 35 36 37 38 39 40XG1 47. 958. 9 66. 6 68. 6 59. 757. 9 56.252.1杆件 41 42 43 测点应力/MPa 44 45 46 47 48XG2 -35.0 9′66- 48. 7 50. 1 48. 1 36. 6 36.5 -34.5
不均匀的现象，可能是对接焊缝的质量所致.在加管身中部轴向应力的理论计算结果，及其与试验过 载至指定工况的1.3倍时，铸钢件各腹杆和弦杆的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.
表5各管中部轴向应力理论与实测结果
Table 5 The theory and measured results of axial
stress in pipe middle MPa杆件 FG1 FG2 FC4 FG3 XC1 XG2实测应力 理论应力 9. 9 7. 3 82.1 88.8 70.6 76.6 46. 0 43. 3 48. 5 58. 5 39. 4 41. 1
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ZGJI，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.
表3管身端部测点在1.3倍指定工况下的等效应力
Table 3 The equivalent stress of pipe end measuringpoints under 1. 3 times specified conditions
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G20Mn5QT强度设计值（235MPa）.
杆件 测点应力/MPa 杆件 测点应力/MPaFG1 9.8 00.2 8.7 H1 H2 H3 7.4FG2 115. 0 92. 8 H4 HS H6 84.3 H7 95. 3 HS杆件 测点应力/MPa 杆件 测点应力/MPaFG4 96. 0 92. 2 88. 4 83.2 H9 H10 H11 H12 FG5 78. 9 H13 H14 63.5 H15 78.9 H16杆件 测点应力/MPa 件 64.5 测点应力/MPaH17 H18 H19 H20 H21 H22 H23 H24XG1 43. 3 57. 9 99. 4 44.7 XG2 40.0 48.5 47.5 -38.9
果呈现了相似的规律，通过应力云图可以看出，铸 2）通过与理论计算的对比，理论计算与实测结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.
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.
点的应力均呈现较好的线弹性增长趋势，直至施加到 3）随着指定工况荷载的逐级施加，铸钢件各测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
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
图9各管管身中部及端部测点加载级数-轴向应力曲线
Fig. 9 The loading grades and axis stress curves of pipe middle and end measuring points
[4]王双林，胡长明，曾凡奎.基于ANSYS的大型复杂结构施工 过程模拟分析[C]//全国现代结构工程学术研讨会，2008.[5]部水松，暴伟、徐树全，钢框架梁柱铸钢件连接节点研究现状分析[C]//建筑结构学报创刊30周年纪念暨建筑结构基 础理论与创新学术研讨会，2010.[6]邓华，董石麟.拉索预应力空间网格结构全过程设计的分析[7]姚刚、徐士杰，冯锋，等，重庆江北机场T3A航站楼大口径 方法[J] - 建筑结构学报 1999 20(4):42-47.薄壁异形风管柱施工技术[J].施工技术，2014 43（14）：[8]戴国欣，李万伟，邢世建，等重庆江北国际机场新航站楼 183-186.大跨钢析架铸蜗节点性能研究[J].建筑结构学服，2005 26(4) :70-75.
ZGJ1在指定工况作用下，满足材料强度的设计要求.
异是很正常的，通常这种差异来自几个方面：①有 有限元模拟得到的理论值和实际数值存在差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ZGJ1-FG3和ZGJ1-FG6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.
“十三五”京津翼等城市群将孕育全球城市
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.
联合国《世界城镇化展望2014》指出，目前世界超过54%的人口居住在城市，2050年该比例将上升 到66%.国家统计局数据表明，截至2015年底，我国城镇化率达到56.1%，“十三五“期间，从速度向质量转型的深度城镇化将成为发展趋势.当前，治理好城镇地区已成为21世纪各国面临的发展挑战之一.2015年3月，中央政治局会议首次提出“绿 色化”，将“新四化”全面升级为“新五化”，以北京、上海、重庆、广州、深圳、西安和武汉等地为代表的中国超大城市将面临新的世界性机遇，逐步走向全球城市.
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