襄陽東站柱分叉鑄鋼節點縮尺模型試驗研究

彭俊

（中鐵第四勘察設計院集團有限公司，武漢 430063）

1 工程概況

襄陽東站 （原名襄陽東津站） 屋蓋南北向 （垂軌向）長358 m、東西向（順軌向）長124～178 m、屋蓋整體不設變形縫，東西向最大跨度86 m、南北向最大懸挑約30 m[1]，襄陽東站實景如圖1 所示。 屋蓋采用鋼管混凝土柱支承四角錐鋼網架結構，在南、北兩端區域采用二分叉柱及三分叉柱支承屋蓋以減小屋蓋懸挑長度，鋼屋蓋結構三維模型如圖2 所示。 考慮到建筑美觀要求及受力復雜等因素，柱分叉節點采用鑄鋼節點。

圖1 襄陽東站實景圖

圖2 鋼屋蓋結構三維模型圖

2 柱分叉鑄鋼節點設計

柱二分叉節點及柱三分叉節點如圖3 所示，柱分叉節點中1 桿外徑1 500 mm，2 桿、3 桿、4 桿在根部位置外徑1 400 mm。鑄管的壁厚結合受力需要及鑄造工藝的構造要求確定。

圖3 柱二分叉節點及柱三分叉節點

鋼管材質為Q345GJC， 鑄鋼件材質選用適于復雜受力狀態的G20Mn5N，鑄鋼件壁厚根據與之對接相連的鋼管截面特性和鑄造工藝要求確定， 鑄鋼件與鋼管對接焊連接處考慮壁厚差的影響設置企口構造以提高連接承載力， 鑄鋼節點內設置肋環進行加強，鑄鋼節點剖面大樣如圖4 所示。

圖4 鑄鋼節點剖面大樣圖（單位：mm）

3 鑄鋼節點加載試驗

JGJ/T 395—2017《鑄鋼結構技術規程》[2]規定：試驗宜采用足尺試件，當試驗設備無法滿足時，可采用縮尺試件，縮尺比例不宜小于1/2。 結合試驗室的最大加載能力和柱分叉節點的受力情況， 選取典型的柱二分叉節點及柱三分叉節點， 采用1/2 縮尺試件進行破壞性試驗，通過試驗現象、荷載應變曲線及荷載位移曲線研究節點的彈塑性發展情況， 對節點受力性能進行評估[3-7]。

3.1 加載裝置

反力架采用大噸位球形反力架， 其內部凈空直徑為6 m，最大承載力為3×104kN。 試驗試件在反力架中通過千斤頂進行加載。 柱二分叉節點試件及柱三分叉節點試件在球形反力架中安裝完成狀態如圖5 所示。

圖5 柱分叉節點試件在球形反力架中安裝完成狀態

3.2 加載方案

柱二分叉鑄鋼節點試件加載方案、 試驗現象及受力性能等均與柱三分叉鑄鋼節點試件加載試驗類似， 本文主要針對柱三分叉鑄鋼節點進行試驗及有限元分析研究。

為檢驗節點的極限承載能力，對節點進行破壞性試驗，對柱三分叉鑄鋼節點試件加載到設計荷載的3.5 倍。加載時，各加載點同步進行加載，試驗荷載采用分級加載，由0 至最大加載力均分為35 級，每級荷載穩壓2 min 后讀取應變片、位移計的讀數，直至加載破壞或達到最大加載力，此時穩壓3 min 后卸載。

首先根據反力架現場配置確定各桿件長度， 與鑄鋼節點相連的接長鋼管依據施工圖紙進行配置， 然后結合桿件內力設計值、 千斤頂量程及油泵連接方案來確定節點試件各桿件的試驗荷載。 本試驗中將1 號桿件端部作為固定端，對2 號、3 號、4 號桿件端部進行加載， 加載方案中忽略較小的剪力和彎矩，考慮到扭矩較小，其對圓管的受力影響也可忽略不計，桿端彎矩通過軸力偏心和剪力來施加。

表1 給出了節點試件的各桿件在1 倍荷載設計值試驗加載下計算得出的各桿件桿端軸力、剪力、扭矩及彎矩，與理論計算偏差均在5%以內，試驗加載方案合理。

表1 1 倍荷載設計值加載下節點中心處各桿件端內力

試驗過程中采用應變片測量各桿件外表面應變和節點中心應力集中區的應變，采用位移計監測節點中心和桿端位移。桿件外表面的應變片采用單向應變片，安裝于距離端板200 mm的截面處，每根圓管桿件在同一截面上均勻布置4 個應變片，如圖6 所示，圖6 中為應變片，共布置單向應變片12 處。 節點中心區域和應力較大區域采用三向應變花進行監測， 圖7為應變花布置示意圖，共13 處。 在節點中心區域設置位移計，用于監測節點中心位移， 在桿件端部沿局部坐標軸3 個方向各布置1 枚位移計用于監測桿端位移。

圖6 單向應變片布置示意圖

圖7 三向應變花布置

3.3 試驗現象及結果

試件安裝完成后現場照如圖5b 所示， 當加載至第23 級荷載（2.3 倍荷載設計值）時，3 號桿件由于彎矩過大，一側壓應變達到-1 816 με，大于屈服應變εy，局部出現塑性。 2 號、4 號加載桿件的應變均小于屈服應變εy，處于彈性范圍內。 作為固定端的1 號桿，此時截面平均微應變為-273 με，處于彈性范圍內。 從開始加載直至第23 級加載，節點應力集中區應變線性增加，應變最大的3 個測點為T14、T62 和T51，T14 測點應變為667 με，T62 測點應變為573 με，T51 測點應變為584 με，節點域仍處于彈性范圍內。 各位移計讀數仍然較小， 均在0～9.2 mm 范圍內， 其中節點中心沿1 號桿件軸向位移為1.0 mm，側向位移4.7 mm，豎向位移3.1 mm。

當荷載加載至第35 級（3.5 倍荷載設計值）時，因3 號桿件端部轉接件與球形反力架連接處受拉螺栓承載力不足而終止試驗，試件整體未見明顯變形。 隨著荷載分級增加，各桿件的應變逐步增加， 當荷載加載至第35 級時，1 號桿件的最大應變達到了-830 με，平均應變為-424 με，仍在彈性范圍內；2 號桿件一側的應變達到了-2 030 με，塑性程度較低，另外三側的應變均不超過-830 με，仍在彈性范圍內；3 號桿件一側的應變達到了-5 723 με，塑性較大；另外三側的應變均不超過528 με，仍在彈性范圍內；桿件的最大應變達到了-652 με，平均應變為-68 με，仍在彈性范圍內。1～4 號桿荷載級數-應變曲線如圖8 所示。

圖8 1～4 號桿荷載級數- 應變曲線

節點應力集中區應變隨加載線性增加，當加載至第35 級時，應變最大的3 個測點為T14、T62 和T51，T14 測點應變為1 022 με，T62 測點應變為999 με，T51 測點應變為850 με，節點域仍處于彈性范圍內，節點域應變花荷載級數-應變曲線如圖9 所示。 各位移計讀數仍然較小，均在0～11.9 mm 范圍內；其中節點中心沿1 號桿件軸向位移1.7 mm，側向位移8.7 mm，豎向位移3.9 mm，節點整體變形很小，節點荷載級數-位移曲線如圖10 所示。

圖9 節點域應變花荷載級數- 應變曲線

圖10 節點荷載級數- 位移曲線

卸載后觀察試件發現，節點域未發生明顯變形，各根桿件也均未發生明顯變形，如圖11 所示。

圖11 卸載后的柱三分叉鑄鋼節點試件照片

4 柱三分叉鑄鋼節點有限元對比分析

4.1 材性試驗

為得到準確的材料特性， 對節點的鑄鋼件和連接鋼管分別進行了材料拉伸試驗，各制作拉伸試樣3 個，所有試驗均在萬能試驗機上進行。 根據實測應力應變數據得到的鋼管和鑄鋼材料的力學性能指標見表2。

表2 材料拉伸試驗的力學性能指標實測值MPa

4.2 有限元分析模型

采用通用有限元軟件ABAQUS 對柱三分叉鑄鋼節點試驗進行仿真分析，有限元模型選用四面體C3D10 單元，鑄鋼和鋼材均采用材性試驗結果， 有限元模型中材料本構關系采用雙折線模型， 輸入的屈服強度和抗拉強度采用表2 中的平均值，彈性模量取200 GPa，泊松比取0.3。在節點有限元模型中，對1 號桿桿端施加固定約束， 其余桿件端部建立與SAP 2000整體分析模型中相同的局部坐標系， 設置參考點與桿件截面耦合，在參考點處施加荷載。

4.3 有限元對比分析

3.5 倍設計荷載下有限元模型的計算結果如圖12 所示。由圖12 可知，在3.5 倍設計荷載下，節點最大Mises 應力約為528 MPa，節點中心域完全在彈性范圍內，但是3 號桿的接長管靠近焊縫的區域部分進入塑性。 這與試驗荷載下的結果較為吻合。 此時節點的最大空間位移約為13 mm。

圖12 3.5 倍設計荷載下的應力云圖及位移云圖

按照設計荷載比例繼續加載，當加到3.65 倍設計荷載時，節點破壞。 有限元模型的計算結果如圖13 所示。 由圖13 可知，在3.65 倍設計荷載下，節點最大Mises 應力約為528 MPa，此時節點的最大空間位移約為43 mm， 因2 號桿件及3 號桿件的桿端塑性變形過大而發生節點破壞。

圖13 鑄鋼節點破壞時的應力云圖及位移云圖

節點試驗和有限元分析結果表明， 該鑄鋼節點具有良好的受力性能，連接于鑄鋼件上的鋼管先于鑄鋼件進入塑性，符合強節點弱構件的受力特征。 節點設計時鑄鋼件及鋼管材性依據設計規范取值， 而根據力學材性試驗結果G20Mn5N 實際屈服強度達到389 MPa 相比設計屈服強度300 MPa 增幅達30%，節點承載力有較大安全儲備。

5 結論

1）節點試驗和有限元數值模擬結果表明柱三分叉鑄鋼節點的極限承載力可達到3.5 倍荷載設計值，由此說明襄陽東站柱分叉鑄鋼節點的設計安全、合理，能夠滿足承載能力要求，且有一定的安全裕量。

2）通過在鑄鋼件內部設置肋環，有效提高了鑄鋼件剛度和顯著降低了鑄鋼件應力水平， 避免了薄弱部位出現在節點區及連接焊縫上的情況，滿足強節點弱構件、強連接弱構件的設計原則。

3）有限元分析結果與試驗結果較為吻合，說明采用通用有限元分析軟件對柱分叉鑄鋼節點的安全性能進行評估是一種有效、可行的方法，可以為鋼結構復雜節點的設計提供參考依據。