深圳大运综合交通枢纽站房钢结构相贯节点试验与数值模拟研究

深圳大运会综合交通枢纽站房钢结构相交节点试验与数值模拟

刘洪波1,3 邱灿1 袁彦鹏1 高建设2 景斯南2 刘文瑞2 陈志华1

1. 天津大学建筑工程学院

2、中铁设计集团有限公司

3.河北工程大学土木工程学院

刘洪波，邱灿，袁彦鹏，等。深圳大运综合交通枢纽站钢结构相贯节点试验与数值模拟[J].工业建筑，2024，54(8)：78-86。

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概括

为研究深圳大运综合交通枢纽钢结构圆形主倒梯形支管相贯节点的力学性能，对全尺寸节点试件进行了加载试验，并采用有限元软件采用ABAQUS进行数值模拟。结果与数值模拟结果吻合良好。节点在设计荷载作用下处于弹性状态。当达到设计负载的2.3倍时，节点无法继续承载，然后发生故障。基于经过验证可靠的有限元模型，研究了相关参数对节点承载力的影响：增大支管上下翼缘宽度与主管外径的比值、上下翼缘夹角支管与主管的轴线可提高接头承载能力。此外，提出了倒梯形截面支管相贯节点承载力截面修正系数的计算公式，为工程设计提供依据。

00

介绍

相贯节点具有结构简单、受力合理、施工方便、美观、承载力好等优点，广泛应用于大跨度空间结构。

目前，国内外学者对相贯接头进行了大量研究，主要集中于各类圆钢管相贯接头的轴向滞回性能、面内弯曲、面外弯曲试验研究[1-7]。 GB 50017-2017《钢结构设计标准》[8]对各类平面和空间圆形钢管相贯节点提供了较为全面的承载力计算公式；有学者[9-13]结合工程实例计算了矩形钢管相贯节点的承载力。对节点的各种机械性能也进行了大量的研究。实验和有限元研究；对于梯形截面的相交节点[14]，仅根据实际工程的受力情况进行了部分研究，但没有进行广泛的参数分析来研究其受力性能，也没有提出相应的承载力公式以方便实用工程应用。

现有研究中相贯节点的主管截面尺寸往往大于支管截面尺寸[15-17]，规范中也规定主管直径应大于支管直径[8] 】，以及本文所依据的深圳大运综合交通枢纽车站工程（图1），采用了与圆钢管相交的倒梯形截面节点，倒梯形支线截面高度该节点相交处的管道大于圆形主管的直径。本文对这种新型倒梯形截面（支管截面高度大于主管直径）相贯节点的力学性能进行了试验研究和数值模拟研究，提出了承载力参考公式倒梯形剖面的相交节点，为后续实际工程提供信息。参考依据。

图1 深圳大运会综合交通枢纽站

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测试概述

1.1 实验设计与制作

试件原型为深圳大运综合交通枢纽工程上部主体结构节点。主梁为圆管截面三维曲梁，次梁为倒梯形变截面梁。设计全尺寸接头样本。接头试件采用Q390钢，如图2所示。3、4号主梁连接为主管，1、2号次梁为支管。试件的结构和尺寸如表1所示。主管、支管内部均设有加强筋，以增加承载能力。具体结构如图3、图4所示。

图2 节点样本

表1 全尺寸试件尺寸 mm

图3 测试加强筋布置

图4 测试节点详细结构mm

1.2 材料性能测试

材料性能测试按照GB/T 228.1-2021《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》中描述的方法进行[18]。主梁和次梁分别取6个和3个材料性能试验样品，总共9个材料性能试验样品。材料性能测试过程中，9个试件均出现明显颈缩现象，且试件突然断裂并发出巨大响声，属于典型的脆性破坏。主梁和次梁材料性能测试数据取平均值，结果如表2和图5所示。

表2 材料性能测试结果

图5 材料性能测试应力应变曲线

1.3 装载计划

全尺寸测试使用 5 个千斤顶以及反作用框架和反作用墙来对结构加载。加载装置如图6所示，主梁底部通过锚杆固定在实验室地面上，主梁顶部千斤顶通过滑角支撑固定在反应架上，其余加载点加载通过安装在反应墙上的插孔。

图6 加载装置

共使用5个千斤顶对全尺寸试件进行分级同步加载，每个千斤顶施加的载荷由油压表的读数确定。试验加载阶段分为预加载和正式加载。首先，组件预加载设计载荷的 40%。负载分为两个级别。完成后卸载到0，开始正式加载。正式加载分为8级，加载至设计荷载的1.5。次，每级加载完成后保持负载3分钟，待指示稳定后记录读数，然后开始下一级加载。各层级具体加载系统如表3所示。由于构件各部分的设计荷载不同，为保证各千斤顶加载的同步性和准确性，会同时增加附加荷载必要时的时间。

表3 分级加载系统

1.4 测点布置

三向应变花结主要布置在主次梁相交处（图7）。可用于测量主次梁加载时主次梁相交区域的应变，并反算钢管的应力，得到节点相交区域的应力。分布、应力集中和塑性发展。位移计布置如图8所示，共有13个位移计。其中，W1~W5测量主梁变形，W6~W13测量次梁变形。

图7 株花排列

图8 测试位移计布置

1.5 测试现象

全尺寸试件加载情况如图9所示。试验初期未出现明显现象。在80%设计荷载之前，整体位移计呈现线性增长趋势。当负载达到设计负载的 80% 时，该组件会发出很大的噪音。部分位移计示值略有波动，如W1、W4、W10位移计。但整体结构并未出现明显的试验现象，加载点位移仍呈线性趋势。当加载至设计荷载时，构件尚未发生明显变形，各测点位移仍呈线性增长，主次梁应力仍处于弹性阶段。当加载到1.5倍设计载荷时，此时试件未发生明显损伤，节点相交处的焊缝也未发现裂纹，如图10所示。此时，由于千斤顶已达到极限载荷，它无法再继续加载。 。

图9 组件加载

图10 1.5倍设计荷载

由于主次梁中加劲肋的存在，节点的整体强度较高。试验过程中，整个试件未发生明显变形。次梁与主、次梁相交处发生较大位移。通过试验发现，其承载能力远远超过了设计荷载，节点在荷载达到设计荷载之前就一直处于弹性状态，表明节点具有良好的安全储备。

02

有限元结果分析

2.1 有限元模型

根据节点试件的实测尺寸，利用有限元软件ABAQUS建立试件的有限元分析模型。根据试验加载位置，在模型同一位置建立参考点，对结构施加载荷和边界条件。采用C3D10十节点二次四面体单元划分主管，使用C3D8R八节点线性六面体单元划分支管端部区域。在交叉处对支管区域进行网格划分，以提高计算精度。其他区域适当增大网格尺寸，减少计算时间。整体模型如图11所示。主梁和次梁材料本构模型采用材料性能测试结果。

图11 有限元模型及网格划分

2.2 有限元结果

1.5倍设计荷载工况下，节点应力云图如图12所示。5号加载点及主次梁交汇处出现小面积应力集中。部分材料在此屈服，其余位置均在弹性范围内。 ，仿真结果与实验结果基本一致。由于试验设备的限制，无法继续向上加载，因此数值模拟时对该节点进行了弹塑性分析。最后，当有限元模型加载到设计载荷的2.3倍时，载荷无法继续增加。应力云图如图13所示，图中灰色部分。部分表明材料已达到屈服，在交叉点附近有大面积的支管屈服。

图12 1.5倍设计载荷应力云图MPa

图13 极限载荷应力云图 MPa

2.3 位移与应变对比分析

图14显示了加载点的载荷-位移曲线。可以看出，有限元结果与试验结果吻合较好，这也验证了有限元的合理性。测试仅测得设计载荷的1.5倍，有限元模拟达到了2.3倍。在设计荷载下达到极限状态。

图14 节点荷载-位移曲线

加载点4对主梁施加初始轴向压力，其他加载点分阶段加载。根据载荷-位移曲线（图14）可以看出，在加载初期，试件的端部载荷与端部竖向位移曲线基本呈线性关系；在加载后期，试件表现出较好的延性和较高的极限承载力。

整个标本并没有发生大的位移。次梁与主、次梁相交处出现较大位移，如图15所示。测试时，由于测量位置偏差，主梁中间的W4测点发生了偏移。结果与模拟结果误差逐渐增大，且位移计在达到设计载荷80%后损坏，因此没有后续数据。由于位移数据监测问题，W6测点只有模拟结果，其他测点的测试和模拟结果比较接近。好吧，变化趋势是一致的。通过试验发现，其承载能力远远超过其设计荷载深圳钢结构协会，且在荷载达到设计荷载之前节点始终处于弹性应力状态，表明节点具有良好的安全储备。可以看出，当达到设计载荷的2.3倍时，构件就无法再承受载荷了。

图15 各测点载荷-位移曲线

从图16和图17可以看出，构件在1.5倍设计载荷前仍保持在弹性应力范围内，有限元模型与试验吻合较好，验证了有限元模型的合理性，试件在极限承载力达到设计荷载的2.2至2.3倍之间。

图16 次梁上部应力

图17 次梁下部应力

03

新型节点极限承载力参数分析及公式推导

上述建立的有限元模型可以较好地模拟节点的受力状态和变形发展。本节采用相同的建模方法，研究主管直径和壁厚、支管法兰宽度和厚度、支管腹板宽度和厚度等参数对圆形主管倒梯形截面支管极限承载力的影响相交的节点。材料本构模型与之前相同，边界条件参考之前的测试。圆形主管一端固定，另一端铰接（图18）。

图18 边界条件设置

对于相交节点的承载力，通常采用两个标准来确定极限承载力：1）荷载-位移曲线的极值点； 2）主管壁变形达到主管直径的3%时相应的支管轴向力。本文以受压腹杆的轴向力为载荷，主管的局部变形为位移，绘制载荷-位移曲线，并取上述两个判据中较小的值[13]。

为了便于应用，在新型倒梯形截面公式的基础上，乘以截面修正系数μ，得到支管承载力计算公式：

式中：βRC为支管宽度与主管直径之比； ηRC——支管高度与主管直径之比； ψn 是一个参数。当节点两侧或一侧主管受拉时，ψn=1，其他情况采用计算值； t——主管壁厚； f——主管钢的抗拉、抗压、抗弯强度设计值； fy——主管钢的屈服强度； σ为节点两侧主管轴向压应力较小值的绝对值。

3.1 参数分析

支管梯形截面和主管圆形截面尺寸如图19所示。在分析主管外径与壁厚之比τ0（d0/t0）对节点承载力不变，控制其他参数不变，如图 20所示。可以看出，当主管外径与壁厚之比τ0增大时，节点修正系数相应减小深圳钢结构协会，最终承载能力也减少。

图 19 横截面尺寸

图20 τ0对修正参数系数的影响

分析支管上法兰与主管外径之比β1（a1/d0）对节点承载力的影响。根据节点的结构要求，其他参数保持不变。如图21所示，随着支管上法兰与主管外径之比β1增大，节点承载力修正系数增大，极限承载力也增大。

图21 β1对修正参数系数的影响

分析上法兰与支管壁厚之比τ1（a1/t1）对节点承载力的影响，如图22所示。可见，随着上法兰与支管壁厚之比τ1支管壁厚增大，承载力修正系数增大，但变化幅度很小，极限承载力也增大。

图22 τ1对修正参数系数的影响

分析支管下法兰与主管外径之比β2（a2/d0）对节点承载力的影响，如图23所示。可见，随着支管下法兰距主管外径增大，节点承载力修正系数增大，极限承载力也增大。

图23 β2对修正参数系数的影响

分析支管下法兰与壁厚之比τ2（a2/t1）对节点承载力的影响，如图24所示。可见，随着支管下法兰与壁厚之比τ2支管壁厚增大，承载力修正系数增大，但变化幅度很小，极限承载力也增大。

图24 τ2对修正参数系数的影响

分析支管截​​面高度与主管外径之比β3（d1/d0）对节点承载力的影响，如图25所示。可见，随着支管截面高度比β3距主管外径的高度增大，节点承载力修正系数增大，且在0.6～0.8范围内增大速度最快，极限承载力也随之增大。

图25 β3对修正参数系数的影响

分析支管断面高度与壁厚之比τ3（d1/t2）对节点承载力的影响，如图26所示。可见，随着支管断面高度与腹板壁的比值τ3厚度增加，节点承载力修正系数减小，但变化幅度较小，极限承载力也减小。

图26 τ3对修正参数系数的影响

分析支管轴线与主管轴线夹角θ对节点承载力的影响，如图27所示。可以看出，随着支管轴线与主管轴线夹角θ的增大，节点承载力修正系数增大，且角度对修正系数影响显着，极限承载力也增大。

图27 θ对修正参数系数的影响

3.2 各影响参数的线性回归

由上述分析可知，参数τ0、β1、β2、β3、τ3、θ对节点承载力修正系数影响较大，而τ1、τ2影响较小。因此，忽略τ1和τ2的影响，根据回归线性方程构造的校正系数的函数表达式为：

对式(2)两边进行对数运算：

对获得的数据检查线性回归方程。结果如表4所示。复相关系数R的最终值为0.943，接近于1，说明残差平方和越小，回归方程的拟合越好。

表4 方程线性回归计算

方程回归系数的显着性检验如表5所示。查询t分布表，t0.025=2.06，小于本次回归的统计值。因此，圆形主管与倒梯形支管相交节点的节点承载力回归系数显着。 ，可得公式如下：

表5 回归系数显着性检验

对拟合得到的截面修正参数系数进行误差分析，将有限元模型的计算值与理论公式得到的计算值进行比较。结果如图 28所示，可以看出误差均在10%以内，说明拟合方程能够较好地反映节点承载力。

图28 修正参数系数误差分析

根据误差分析可以看出，存在部分修正系数取值偏向不安全设计的情况。为了保证所提出的承载力拟合公式满足精度和设计安全要求，建议节点截面修正系数μ的取值范围在0.4~1.2之间，进一步提出拟合公式修正系数φ0 。同时，为了得到有限元结果的包络值，取φ0=0.9，得到节点承载力的计算公式：

式(5)可为实际工程节点设计提供参考。

04

综上所述

1）对全尺寸圆形主管和倒梯形支管相贯节点进行了加载试验研究。结果表明：在设计荷载作用下，节点处于弹性工作状态。建立了接头试件的有限元分析模型。有限元模拟结果与试验结果吻合较好，能够较为准确地模拟节点的应力和变形。根据有限元模拟结果，试件不能再承受2.3倍设计载荷的载荷，达到极限应力状态。

2）增大支管上下法兰宽度与主管外径之比，可提高节点承载能力；主管外径与壁厚之比对节点承载力影响显着，且呈负相关趋势；支管与主管轴线夹角在30°～90°之间变化时，节点承载力随角度增大而显着增大。

3)提出了倒梯形截面支管相贯节点承载力截面修正参数系数的计算公式。对于截面修正参数系数值在0.4~1.2之间的节点，可以获得更准确的计算结果，可以进一步修改拟合公式。 ，满足结构设计的安全要求，为实际工程应用提供指导。

注：由于推文长度限制，文章参考文献未标注。详情请查看原文。

关于作者

陈志华，天津大学二级教授、讲座教授，博士生导师，天津城市建设大学副校长，国家级人才，天津市优秀人才，天津市优秀学者，国务院政府特聘学者，天津市学会常委科学技术奖获得者、全国百强优秀博士生导师、中国首届钢结构杰出人才、天津市工程勘察设计大师。 2019年荣获中华人民共和国成立70周年勋章。现任天津大学建筑工程学院钢结构研究所所长，兼任中国建筑铝结构分会会长金属结构协会会员、中国钢协专家委员会副主任委员、中国建筑业协会钢木分会副会长、天津市钢结构协会理事长。发表高水平论文1000余篇。作为负责人获得国家科技进步二等奖1项，省部级科技进步一等奖6项，发明专利36项。研究成果已应用于十三运系列场馆、天津文化中心重点工程、国家会展中心（天津）等100多个大型基础设施建设项目。

刘洪波，天津大学教授、博士生导师，河北工程大学土木工程学院院长。教育部青年长江学者、全国百篇优秀博士论文获得者、河北省优秀专业技术人才、河北省杰出青年基金获得者、霍英东青年教师基金获得者。兼任中国金属建筑结构协会铝结构分会秘书长、中国钢结构协会防火防腐分会副理事长、中国金属建筑协会铝结构分会常务副秘书长。天津市钢结构学会.从事钢结构、空间结构方面的基础研究和工程实践，主持国家级、省部级科研项目20余项，发表SCI收录论文120余篇，获得国家发明专利20余项，出版专着5部，被主编或共同作者。编制国家、行业标准、协会和地方法规20余项。成果获省部级科技进步特等奖2项、一等奖5项、二等奖5项。

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“工业建筑”（CN 11-2068/tu，ISSN 1000-8993）成立于1964年。它是由MCC建筑研究所有限公司（McC Construction Research Institute Co.，Ltd. 。由Magazine Co.，Ltd.出版的国家科学技术杂志。“工业建设”的报告指导涵盖了民用建筑领域的主要学科，包括建筑的五个专业，建筑结构，建筑结构，岩土工程和基金会，建筑材料和建筑构造。报告方向始终着重于引入新的建筑思想和概念，新材料，新结构和新的建筑方法，努力指导建筑技术政策和技术发展趋势，并为解决生产中的主要技术问题提供帮助和建设。 ，促进民用建筑领域的技术创新和进步。