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钢结构屋盖由174m x 180m和174m x60m 的两个矩形平面用角度为50°的扇形平面连接而 成,屋盖总面积约5.5万m2。整个屋盖的大部分 重量通过12根拉索分为两组悬挂在两根主桅杆 上,再由桅杆、撑杆及稳定索组成的稳定承 载体系传至下部的混凝土结构。本文研究对象是主桅杆上同时连接六根屋盖 拉索的关键节点，节点为铸钢件，呈 圆筒状，外径1.7m，高1. 89m,筒身壁厚150mm， 节点整体为单轴对称。为提高整个铸钢节点的承 载力，在节点筒体内设置二道环形加劲肋，肋板内 径1.0m，厚80mm。节点的几何形状及承受的1.2 倍设计荷载见图2。本节点的材料性能相当于德 国规范DIN7182中的铸钢材料GS -20Mn5。
该铸钢节点具有以下特点：
(1) 体积**，自重约14.51。
(2) 节点上的支管较多,空间有6根拉索通 过锚杆连接到支管上。
支管受力大，*1. 2倍设计荷载达到 _kN，且受力较复杂，索的拉力通过锚杆端面 与支管内腔耳环端面的承压传递到节点上目前铸钢节点虽然造价较高，但是，它可以避 免复杂节点因大量焊缝重叠交叉而产生的焊接缺 陷，具有可加工成各种构造形状复杂、承载力要求 高的节点等优点，近年来在我国大跨度空间结构 连接节点方面显示出良好的应用发展趋势[1]。 然而，目前铸钢节点的设计还没有任何可采用的 规范。鉴于本文讨论的工程重要性和这种复杂铸钢节点的**使用，有必要对其进行试验研究和 有限元分析，评估其在设计荷载作用下的安全性。
2试验方案
2.1加载装置设计
本文铸钢节点的试验采用与实际工程完全一 致的足尺试件，各支管的拉力将加载到1.2倍的设计荷载。考虑到加载支管多，有6根，且都为拉 力;再者，各拉力方向不同，又是倾斜方向（非竖 向、非水平），常用的反力架、试件地槽锚杆固定 的加载方式难以实施。为此，本文专门设计了如 图3所示的自平衡方式对各支管加载的装置，它 由1个反力台座和6套加载设备组成，每套加载 设备又由600t穿心式千斤顶、螺杆、螺母、套筒等 配件组成。铸钢节点试验时，拉索的拉力是通过 一个两端有螺纹的连接套筒，其一端与穿心式千 斤顶的螺杆连接，另一端与锚杆连接，从而将千斤 顶的荷载施加到铸钢节点的支管内部端面上。
加载反力台座自重达15t，外形似莲花座，6 根变截面箱形悬臂梁象6朵花瓣从台座中间向四 周伸出。铸钢节点放置在反力台座上，每个悬臂 梁的挑出方向与各自对应的支座轴向垂直，安装 好千斤顶及其连接配件，即可直接对支管加载，如 图4所示。有限元计算以及试验实测表明在试验 荷载作用下，悬臂梁端部挠度仅5mm，远小于千 斤顶行程，悬臂梁的刚度能够保证加载顺利进行。 试验时6个600t穿心式千斤顶按各索的拉力同 比例同步加载。在正式加载前进行两次预加载， 检验加载和测试系统是否正常。正式试验时拉力 均勻分成12级加载，直至加到设计荷载的1.2 倍。2.2测试方案铸钢节点上共布置了 31个单向应变片和61个三向应变花。
在铸钢节点支管与主管相贯线部位中截面左 右各30mm的截面上布置三向应变片。其中靠近 主管的截面(称作Tib截面，i为支管编号,i = l， 2,3,4,5,6,如支管2和主管相贯线部位靠近主管 的截面叫T2b截面，参见图1)上按逆时针布置6 个三向应变片，夹角60°，分别记作Tib-1 ~Tib -6,参见图5;而靠近支管的截面（称作Tia截 面，i为支管编号,i = l，2,3,4,5,6,如支管2和主 管相贯线部位靠近支管的截面叫T2a截面，参见 图1)上按逆时针布置3个三向应变片，夹角60°， 分别记作Tia-l~Tia-3,参见图5。试验中在 支管5、支管6与支管3、支管2上的应变片对称 粘贴，以检验节点的对称性。为了解主管上应力 分布情况，主管上分别沿两圈周向布置了六个三 向应变片，它们均关于节点对称面对称布置，应变 片离相邻两根支管轴线的水平距离相等。析 3.1拉力校核为验证穿心式千斤顶加载的实际拉力，在每根 支管的套筒上以120°等间距布置三片单向应变片。 在达到*试验荷载时支管轴力实测值与千斤顶 的荷载输出值比较见表2,各支管轴力实测值均略 大于千斤顶荷载输出值，除支管2偏大些外，其他 支管都基本上达到了预期要施加的荷载值。
3.2应力测试结果
试验表明，加载至*试验荷载时，试件上所
有测点的荷载-应变曲线都保持在线弹性范围内，根据弹性理论将测得的应变换算成应力。评 价钢材在复杂应力状态下是否进入屈服的Mises 应力按公式(1)计算。
o-Mi^.3 -(o-l+a-2, -crx〇-y +3t^)1/2计算表明,Mises应力*的测点位于Tia截 面，大小为1〇1 MPa,远小于铸钢材料强度设计值 230MPa。图6给出了部分测点的加载等级-Mi- ses应力曲线，其中测点T2b -6与T6b -2关于铸 钢节点沿对称平面几何对称。从图中可以看出在 整个加卸载过程中，测点T2b - 6与T6b -2的加 载等级-Mises应力曲线较为吻合，这与节点几何 和加载条件对称是相符合的。完全卸载后，全部 测点基本上无残余应变。这些试验结果表明，加 载到设计荷载的1.2倍时，铸钢节点上的强度是 能满足设计要求的，具有足够的承载力。图6部分测点加载等级-Mises应力曲线
4有限元分析
本文铸钢节点足尺静力试验已为它的受力性 能和承载能力提供了一定的评估依据。但限于客 观条件，试验时难于布置更多的测点;铸钢节点某 些部位预计应力较大，但试验时难于布点，如各支 管耳环端面、主支管相贯线部位等;试验难以测出 沿管壁厚实验比较，验证ANSYS模型正确后，用有限元结 果作为试验研究的补充。
4.1有限元分析模型
铸钢节点主管壁厚达150mm，支管与主管相 贯线倒角段厚度是变化的，考虑到几何模型的不规 则性，采用10节点4面体实体单元与自适应网格 技术来划分单元。主管底部6个位移分量均被约 束，各支管拉力按照试验荷载折算成均布面荷载后 施加于六个支管耳环端面上。图7为铸钢节点的 有限元模型。铸钢节点按理想弹塑性材料计算，屈 服强度取275MPa，屈服准则选用Mises强度理论。从表3中可以看出：
(1) 比较有限元计算值aSLo和cr：L.6，得知 考虑了摩度方向的应力分量后测点处的Mises应 力均有所增大，增幅在6?17%左右。说明铸钢 件在厚度方向存在一定的应力分量，但是对**终 的Mises应力影响不大。
(2) 比较3和，得知测点处的有限 元计算应力的数值大小以及变化趋势与对应的实 测值基本吻合,故用有限元计算结果crJL，6来推 算整个铸钢节点的应力分布是可靠的。
(3) 测点计算值对称性较好,验证了有限元 模型的对称性。
以下原因可能造成试验值和有限元计算值之 间的差别:试验过程中发现铸钢节点试件表面较 粗糙，试件加工也存在一定的制造误差，如支管与 主管相贯线倒角段倒角不够光滑，支管与主管不 圆、壁厚不均等，而这些因素难以在计算上加以精 确考4.2有限元计算结果及其与试验值的对比
确定空间一点的应力状态，必须具有六个应 力分量，但试验中只能在铸钢节点外表面布置应 变片，测出的是该测点切平面内的三个应力分量, 沿管壁厚度方向的三个应力分量无法测得。然 而，本文的铸钢件壁厚远比一般节点的壁厚大，达 到150mm厍。本文有限元分析的另一个目的是 考察铸钢件壁厚方向的应力影响。将有限元模型 中与试验测点对应位置的六个应力分童取出，分 别计算它们的Mises应力o^L,6(计人厚度方向 的应力分量，大小按公式(2)计算）与aU不 计人厚度方向的应力分量，大小按公式（1)计 算），然后，比较考察铸钢件壁厚的影响。
= [crl+〇'2,+(rl ~xcry -cr%〇-l -cry2 + 3(t?2J]i/2 (2)
峩3给出了铸钢节点各支管的*Mises应 力实测值及有限元计算值，其中支管2与支管6、 支管3与支管5关于节点对称面对称。虑，从而使有限元计算值与试验值有一定的
差别。
是铸钢节点在1.2倍设计荷载作用下有 限元计算的应力分布图，节点的受力形式使应力 分布具有区域性特点。锚杆拉力直接作用在支管 根部的耳环端面，并就近传递到主管上，支管的端 部基本不受力。支管与主管相贯线倒角段应力较 大，*Mises应力107MPa，倒角段平滑的过渡 曲面及逐渐增加的节点壁厚较好地改善了杆件交 汇处的应力集中现象。整个节点应力*区域出现在铸钢节点耳环端面上，*Mises应力 223 MPa(小于铸钢材料设计强度值230MPa),该 处较大的局部挤压应力及截面尖角的出现造成了
