外接式钢桁－槽型梁组合桁架节点模型试验研究

王海波，尹国安，李一竹，李少毅

(中南大学土木工程学院，湖南长沙410075)

钢桁－槽型梁组合桁架是近几年发展起来的由混凝土或预应力混凝土弦杆、钢节点板、PBL剪力键与钢腹杆4部分组成的一种新型结构形式，具有自重轻、刚度和强度大、易维护等优点。目前国外对这种结构进行了大量的理论以及试验研究，取得的成果已应用于实际工程中，如德国的Nesen-bach 铁路桥［1］和 Nantenbach 铁路桥［2］、法国的 Arbois 桥［3］和 Boulonnais 桥［4］、日本的Kinokawa桥［5］等，并取得了良好的社会以及经济效应;而我国对其的研究尚处于初步阶段，因此对于这种新型结构形式的研究具有重要的经济以及社会意义。

钢桁－槽型梁组合桁架目前常见的节点形式可分为外接式与内置式2种，外接式较内置式节点具有诸多优点，如外接式节点可只安装节点，待下弦杆施工完成后再安装腹杆，施工较为方便，而内置式节点因腹杆深入到弦杆混凝土内，必须在弦杆施工时同时安装，如采用满堂脚手架现浇施工，会增加施工难度;外接式节点中钢板与混凝土的接触面积远大于内置式节点，并有较多的面积开孔，有利于节点与混凝土的可靠连接;外接式节点与腹杆采用高强螺栓连接，一旦腹杆出现问题，便于腹杆的更换。

参照新西安－平凉货运铁路专线的研究成果［6－9］，考虑到新建铁路广佛环线佛山西站至广州南站具有相同的大跨度、低建筑高度的设计要求，决定采用这种新型结构形式。钢桁－槽型梁组合桁架节点在荷载作用下将承受巨大的水平推力，混凝土上弦杆可通过PBL剪力键将荷载传递给节点板，节点板再通过高强螺栓将荷载传递给腹杆。其中节点板在荷载作用下的受力性能最为复杂，为保证“强节点弱构件”的抗震设计要求，参考国内外研究成果［10－13］设计了外接式节点模型，分析其力学性能，考察其结构设计的合理性，并提出相应的改进意见。

1 模型设计

外接式钢桁－槽型梁组合桁架节点，即节点板部分内置于混凝土弦杆中，外露的节点板则通过高强螺栓、钢拼板与钢腹杆相连组成整体结构，其中钢腹杆与混凝土弦杆没有直接接触。节点板开有16个直径为 Φ 40的圆孔，穿入直径为 Φ 12的PBL剪力键将弦杆传来的巨大水平推力传递给节点板，同时为保证节点板具有良好的整体性与稳定性，在节点板中加入2方向的横隔板进行加强，试件设计图如图1所示。为充分反映节点的受力性能并考虑到实验条件，决定采用缩尺比例为1∶3的节点模型进行试验，其中钢结构部分在预制厂加工完成后运至实验室组装完成，节点的几何尺寸与材料属性见表1所示。

在试验过程中，由于钢腹杆首先出现失稳现象导致结构整体刚度迅速减小，从而降低了结构整体承载力。为此在不改变原缩尺比例的情况下通过在腹杆内加设12 mm厚加劲肋的方法对腹杆进行加强，加劲肋与腹杆焊接相连，加固后腹杆剖面图如图2所示。

图1 试件设计图Fig.1 Specimen design

表1 节点几何性质和材料Table 1 Geometric properties and materials of joints mm

2 加载制度及测试制度

2.1 加载制度

采用500 t级液压千斤顶、反力墙以及试验底座组成的自平衡体系对试验模型进行单调水平静力加载;同时为防止试件在加载过程中受到平面外应力作用而发生倾覆现象，在混凝土上弦杆两端施加竖向约束以及侧向滑轮组并将其与试验底座进行相连，详见图1所示。

图2 腹杆剖面图Fig.2 Web member sectional drawing

加载制度分3个区间，在0～200 t区间内，加载等级为40 t/级;在200～300 t区间内，加载等级为20 t/级;在300 t～破坏，加载等级为10 t/级。每级持荷2 min，以记录各仪表数据以及描述裂缝。

2.2 测试制度

测试共分为位移测试与应变测试2种，其中位移测试共10个测点。为防止受拉腹杆因拉力过大导致支座与底座分离，设置测点9来测量支座与底座间的相对位移，具体测点布置详见图3所示。

图3 位移测点布置图Fig.3 Layout of the displacement measuring point

应变采用直角应变花、单向应变片与电阻应变采集仪相连进行采集。混凝土弦杆因仅受轴向的拉压作用，受力相对明确，故应变采集分为4行5列，共20个测点，如图4(a)所示;钢桁－槽型梁组合桁架节点试验中节点板的受力最为复杂，因此节点板的应变测试关乎整个试验的成功与否，为真实反映节点板的应变，在预先通过有限元软件模拟分析后，设计了节点板的应变布置，如图4(b)所示;腹杆测点则沿其轴线布置，其中正面布置1个，侧面布置2个，测点布置图见图4(c)所示。

图4 应变测点布置图Fig.4 Strain measuring point

3 试验结果与有限元分析

3.1 有限元分析

基于有限元软件ABAQUS建立与试验尺寸一致的三维有限元模型。采用实体单元C3D8R模拟混凝土上弦杆、节点板、PBL剪力键以及钢腹杆;三维桁架线性单元T3D2模拟钢筋，并采用结构网格划分与扫掠网格划分对各部件划分网格，其中弦杆网格尺寸为50 mm;节点板网格尺寸为25 mm;钢腿网格尺寸为20 mm;PBL剪力键网格尺寸为5 mm。

模型中混凝土采用Willam－Warnke 5参数破坏准则，未考虑混凝土与节点板的黏结滑移效应并采用Embedded方式将节点板内置于混凝土中;钢腹杆与节点板的连接则采用Tied方式以模拟螺栓连接，未考虑焊接残余应力的影响;钢筋则采用Embedded方式内置于混凝土中与其共同工作;假定各材料为理想材料，服从V.Mises屈服准则，同时考虑结构非线性以及材料非线性。模型中原设计加载方式分别采用力加载、力与位移共同加载方式;腹杆加固后模型则采用力加载方式。

模型中材料本构关系，由材性试验以及规范［14－15］确定，其中混凝土弹性模量取 32.6 GPa，泊松比为0.2，应力应变全曲线如图5(a)所示;Q345qE钢材以及钢筋的弹性模量取206 GPa，泊松比为0.3，钢板的应力应变全曲线如图5(b)所示。

3.2 荷载位移曲线

以混凝土弦杆自由端中点，即4号测点测得的位移数据绘制荷载－位移曲线如下图6所示，其中横坐标为节点沿加载方向的水平位移，纵坐标为试验荷载值。由图6可以看出，试验值与采用力与位移共同加载的计算值吻合较好，因此可以利用其有限元模型对节点模型进行进一步分析;当荷载达到300 t之后，曲线开始出现拐点，试件刚度变小，节点进入弹塑性阶段;随荷载的增加，节点位移增长迅速说明结构已进入塑性阶段，此时受压腹杆出现明显的外鼓、内凹现象与计算结果一致;可以看出在均采用力加载方式下，通过在腹杆内增加加劲肋能有效提高节点极限承载力，当荷载达到400 t时腹杆加固后模型整体刚度未有明显的减小趋势，结构稳定性与节点极限承载力均得到了极大的提升。

力与位移共同加载模型中有限元计算值高于试验值，主要由于试验中各部件间存在着无法避免的间隙。

图5 混凝土与钢材应力应变全曲线Fig.5 Stress－ strain curves of concrete and steel

图6 荷载位移曲线对比Fig.6 Loading－displacement curves of two type joints

3.3 弦杆与PBL剪力键应变分布

混凝土主要承受轴向的拉压作用，取混凝土弦杆1－5截面的平均应变来分析弦杆应变沿加载方向的变化规律，如图7所示。可知应变在截面2之前变化幅度较小，截面2之后变化幅度较大，说明截面2之前的混凝土弦杆均匀受压，且最大压应力远小于C50混凝土轴心抗压强度，说明混凝土强度满足设计要求;截面3至截面4之间应变下降尤为突出，截面4混凝土应变值开始由负转正，说明PBL剪力键传力效果明显。

图7 混凝土应变纵向分布曲线Fig.7 Curves of strain in longitudinal distribution of concrete

通过有限元模拟与试验数据分析分别得到PBL剪力键的V.Mises应力云图与荷载－轴向应变图，分别如图8和图9所示。从图9中不难看出，当荷载超过300 t时各剪力键应变急剧增大，说明其已进入屈服阶段，当荷载达到320 t时曲线出现拐点，说明剪力键已开始进入强化阶段。同时根据各剪力键应变分布上的特点可知以下几点:一是PBL剪力键沿加载方向应变呈先增大后减小的趋势，在靠近中间处达到最大值，且其最大值明显小于HRB335的极限应变值;二是沿垂直加载方向上看相同位置处靠近下部的应变要大于上部的应变，说明水平推力的传递主要是由靠近节点板中下部的剪力键承担。从图8，PBL剪力键V.Mises应力云图可验证上述剪力键应力分布情况。

图8 PBL剪力键V.Mises应力云图Fig.8 Mises stress contour of PBL shear key

3.4 节点板与钢腹杆应变分布

节点板的受力较为复杂，实验结果表明试件破坏时，节点板尚未有明显的屈曲变形，试件破坏主要由受压腹杆的失稳屈曲控制，腹杆试验破坏图如图10所示，此种破坏模式满足“强节点弱构件”的抗震设计要求。

图11～图12给出节点板部分测点荷载－V.Mises应力曲线图。从图11～12，可知节点板的应力分布沿加载方向呈现出先增大后减小的趋势，在节点板纵向中心处得到最大值45 MPa，最大值远小于Q345钢材的屈服强度;沿节点板竖向呈现出递增的趋势，其中最大值位于节点板与混凝土的交界面上，试件破坏时该截面处节点板已屈服，说明在该截面处需保证节点板具有足够的强度与稳定性，从而不会发生屈曲破坏影响结构整体的整体承载力与安全性;节点板的应力分布与PBL剪力键传力路径一致，同样说明PBL剪力键具有良好的传力效果。

图9 PBL剪力键荷载应变图Fig.9 Load strain diagram of PBL shear key

图10 受压钢腹杆试验变形图Fig.10 Deformation image of the steel web member

图13～图14分别给出拉压钢腹杆荷载－V.Mises应力曲线图以及试件破坏时腹杆有限元模拟图，可知受拉钢腹杆应力主要由内侧钢板承受，而受压腹杆应力则主要由外侧钢板承受，拉压腹杆的受力情况与图10腹杆破坏时试验现象一致。根据图13，可知受拉腹杆在250 t时已达到Q345钢材的屈服强度，而受压腹杆则在310 t时达到屈服强度，受压腹杆从屈服至破坏间隔十分短暂，从而说明腹杆的稳定性需要加强，图15给出了腹杆加固后模型在350 t时有限元模拟图，说明通过在腹杆内增加加劲肋的方法能够有效的提高腹杆稳定性从而能够更好发挥高强材料的特性。

图11 节点板荷载－V.Mises应力曲线Fig.11 Load －V.Mises stress curve of gusset plate

图12 节点板Mises应力云图Fig.12 Mises stress contour of gusset plate

图13 拉压钢腹杆荷载－V.Mises应力曲线Fig.13 Load － V.Mises stress curve of the web

图14 腹杆Mises应力云图Fig.14 Mises stress contour of steel web

图15 加固腹杆Mises应力云图Fig.15 Mises stress contour of Strengthening steel web

4 结论

1)缩尺比例为1∶3的钢桁－槽型梁组合桁架节点试验的极限承载力为320 t，主要由钢腹杆的屈曲变形控制;

2)拉压腹杆的受力情况各不相同，受拉腹杆应力主要由内侧钢板承受，而受压腹杆应力则主要由外侧钢板承受;

3)节点试验中，PBL剪力键传力效果明显，强度满足设计要求，PBL剪力键与节点板的应力分布相似，应力主要集中在剪力键与节点板中下部处，其中节点板最不利的位置位于节点板与混凝土的交界面上，故须保证外露节点板处的强度与稳定性;

4)为能充分利用高强材料的性能，通过在腹杆内增加加劲肋的方式能够有效提高节点试验的极限承载力。

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