预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点变参数受力分析

高志宏

(中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安 710043)

前言

铁路大型旅客站房受其功能布置和线间立柱限界的双重影响，具有大跨、重载及竖向构件布置受限等特点，因此在结构选型上多采用双向框架结构体系。为了提高框架结构的抗震性能，框架柱多采用型钢混凝土柱或钢管混凝土柱，框架梁为预应力混凝土梁或型钢混凝土梁[1-4]。

呼和浩特东站站房柱网呈正三角形布置，斜向最大柱距达到31.176 m，框架柱采用钢管混凝土柱，框架梁为预应力混凝土梁，并在梁端设置型钢梁与钢管混凝土柱加强(设置加强环)连接，故而在边跨处形成了斜向交汇的预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点。

预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点的可靠性是保证框架结构安全的关键。国内学者对相关节点进行了大量的研究，如聂建国等对钢筋混凝土梁-钢管混凝土柱外加强环节点进行了试验研究，对其构造措施提出了改进建议[5]；丁阳等采用低周往复拟静力试验与数值模拟相结合的研究方法，对预应力混凝土梁-钢管混凝土柱节点进行了研究，得出其具有良好的承载力及延性[6]；赵雯桐对梁柱节点内的纵筋滑移进行模拟分析，结果表明滑移量较小时，模拟结果与试验较为接近[7]；朱海清对提出的新型钢管混凝土节点进行低周反复荷载试验，并与传统的节点破坏形式、滞回曲线、变形能力及累积耗能等进行对比分析，结果表明新型节点无明显滑移或脱开破坏，延性及耗能均有所提高[8]；金怀印等对正交的预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点抗震性能进行了试验研究，从节点受力过程、破坏形态、延性及刚度退化等抗震性能进行了系统的研究[9]。林聪、方梅[10-11]分别利用有限元以及试验对预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点受剪与抗震性能进行研究。唐昌辉等[12]利用试验研究无粘结预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点的抗震性能与设计理论。邓国专[13]基于既有的试验结果和理论计算，研究了环板宽度对节点的承载力和刚度的影响，并建立承载力-变形双控原则来确定外加强环板尺寸的计算公式。曲慧[14]研究受力全过程中节点裂缝和变形发展过程，明确节点极限状态和破坏模态；揭示节点核心区混凝土约束力、钢筋应变、核心区剪力的变化规律。

综上，虽然对此类节点的研究较多，但针对斜向交汇的预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点的研究却很少，现行规范中亦未做相关规定，因此，十分有必要对此斜向交汇的预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点进行受力分析，以确保节点的安全。采用ADINA软件建立某典型的斜向交汇节点的有限元模型，运用HyperMesh软件进行网格划分，分析预应力型钢混凝土梁柱节点在变参数下的应力变化，以采集一些重要的力学响应数据，为工程设计提供理论依据和优化建议。

1 工程概况

呼和浩特东站位于呼和浩特市主城区东侧，是一座现代化大型火车站，站房建筑面积59 240 m2。站房平面构型新颖，中部为正六边形，两侧为对称的平行四边形，站台无柱雨棚以站房为中心向左右两侧延伸，整体上形成连绵不绝的蒙古包的效果，建成后站房鸟瞰如图1所示。站房高架候车厅楼盖柱网为31.176 m×27 m，呈正三角形规则布置，候车厅楼盖结构平面如图2所示。

图1 呼和浩特东站站房鸟瞰

图2 站房候车厅楼盖平面布置(局部)(单位：mm)

工程设计使用年限为50年，建筑结构的安全等级为一级；抗震设防烈度为8度，地震加速度0.2g，设计地震分组为第二组，地震动反应谱特征周期为0.40 s；主站房的抗震设防类别为乙类建筑，按8度设防烈度进行抗震计算，按设防烈度9度采取抗震措施。

基于上述标准，站房主体结构采用了预应力钢筋混凝土梁-钢管混凝土柱框架体系。从楼盖结构平面布置图可知，站房中部形成了两向正交的预应力钢筋混凝土梁-钢管混凝土柱节点，而站房两侧边跨则形成了复杂的斜向交汇预应力钢筋混凝土梁-钢管混凝土柱节点。为保证框架连接节点处的承载力及延性，在预应力混凝土梁端设置型钢梁，与钢管混凝土柱间采用环板连接，梁内预应力钢筋穿过节点核心区，普通钢筋部分绕过节点贯通设置，部分与环板双面焊接连接。其中，11轴交F轴所形成的典型斜向交汇节点大样如图3所示，与节点相连各构件的截面及材质见表1，表1中混凝土等级为C40，钢材为Q345B。

表1 构件截面参数

注：As表示钢绞线

图3 11轴交F轴节点平面示意(单位：mm)

由于框架梁端进行了截面加强，且设置有型钢梁，在预应力共同作用下，节点域的刚度很大，构件各部位的三向变形均较小，因此刚度不是控制本节点的主导因素。相反，由于节点域多种材质的存在，在设计荷载作用下节点域内型钢梁、预应力筋及普通钢筋的应力值分布显得尤为重要，因此，需对节点在设计荷载作用下各单元构件的应力分布进行更为详细的分析和研究。结合内外环板的尺寸及预应力筋的截断位置，对11轴交F轴的典型斜向交汇节点进行有限元参数化分析，各变参数见表2。

图4 梁柱节点三维CAD实体模型

影响因素情况描述外环板厚/mm内环板厚/mm备注加强环板的影响设置外环板800转折处不倒角600转折处不倒角600转折处倒角设置内、外环板6060转折处倒角预应力筋截断位置影响通长设置6060转折处倒角在型钢梁端截断6060转折处倒角

2 梁柱节点有限元模型的建立

所选取的节点为预应力型钢混凝土梁柱节点，梁内设置预应力钢绞线，并且穿过梁柱节点核心区，锚固于节点核心区外侧，型钢与钢管柱采用加强环板连接，梁内普通钢筋部分焊于环板上，部分绕过钢管柱贯通。由此可见，所分析的节点较为复杂，为了确保有限元模型建立的准确性，模型采用了全三维CAD设计，较好地解决了钢结构、混凝土、钢筋及预应力钢绞线之间的几何干涉关系，建立的三维CAD的节点模型如图4所示。

选用ADINA软件对节点进行有限元分析，针对不同的对象分别采用杆单元、梁单元、刚性连杆、壳单元和3-D实体单元，钢管与混凝土间采用了接触约束等[15-16]非线性边界约束单元；钢材采用等向弹塑性模型，混凝土采用塑性损伤模型，其本构关系参照文献[17]确定。在分析时，考虑到节点中各构件几何载面均较大，几何非线性问题不突出，故分析中仅考虑材料非线性和接触约束的状态非线性问题，非线性计算方法选择了Newton-Raphson分步增量迭代算法(混合算法)[18-19]。

有限元网格划分是进行有限元数值模拟分析至关重要的一步，它直接影响着后续数值计算分析结果的精确性。节点在网格划分过程中，采用HyperMesh软件对有限元模型在网格数量、网格疏密、网格质量、网格分界面、分界点及网格布局上进行了精确的选择和划分[20]，取得了较好的效果。

模型中所用的荷载直接提取整体杆系模型中一组最不利控制组合的杆件内力，作为其计算控制荷载或约束边界条件。梁柱节点采用逐级递增加载方式，加载步总共分为10级，荷载递增量为10%，并直接在钢管混凝土柱上下端有限元节点上设置刚性约束。

3 结果与分析

3.1 影响因素变参数分析

3.1.1 加强环板的影响

对外加强板板厚进行参数化分析。(1) 仅设置外加强环板，板厚80 mm。节点区钢管柱及环板的应力云图如图5(a)所示，可见A、B及C点出现了应力集中现象，有屈服趋势，但最大应力值239 MPa仍小于屈服强度，满足设计要求并有一定的富余；(2)仅设置外加强环板，板厚60 mm。节点区钢管柱及环板的应力云图如图5(b)所示，环板变薄后A、B及C点同样存在应力集中现象，但最大应力(C点处)达到了249 MPa，已经达到了应力屈服强度，其他部分应力也有所提高；(3)仅设置外加强环板，板厚60 mm，转折处作倒角处理。为了减小环板转折处应力集中的不利影响，对加强环板采用圆弧进行光滑过渡，优化后的节点受力云图如图5(c)所示，可见环板中应力集中得到了明显改善，除C点仍有一定应力集中外，A、B两点处不再出现应力集中，C点最大应力242 MPa，小于屈服强度，满足设计要求；(4) 同时设置内外加强环板，板厚均为60 mm，转折处作倒角处理。节点区钢管柱及环板的应力云图如图5(d)所示，增加内环板后，在内外环板共同作用下，内加强环板承担的最大应力值为154 MPa，约为外加强环板的70%，使整个应力状态降低。C点处虽仍有应力集中现象，但峰值下降至215 MPa，综合性能有所改善。

图5 节点钢管柱及环板应力云图

根据上述分析，设计中最终采用内外环板同时设置的节点形式，并在转折处采用圆弧光滑过渡。

3.1.2 预应力筋截断位置影响

为了考察梁内预应力筋截断位置对节点各单元的受力影响，分别对通长布置和在型钢梁端锚固2种情况进行分析(梁端锚固点设置在型钢梁端，约2.5倍型钢梁高处)。在相同加载条件下，节点各单元的应力云图如图6、图7所示。从各单元的应力云图可知，两种情况下梁内预应力筋和普通钢筋的应力值相差较小，其值分别在900～1 350 MPa和200～330 MPa，可见预应力筋的截断位置对节点的受力影响并不大。

图6 预应力筋应力云图

图7 普通纵向钢筋应力云图

由于内支座弯矩比边支座控制截面处的弯矩明显大得多，因此无论是抗裂度，还是受弯承载力，其控制截面都在内支座截面处，故设计中将相邻跨的预应力钢筋通过内支座控制截面并延长0.3倍跨度后截断锚固。

3.2 节点受力性能分析

根据3.1.1、3.1.2节所确定的节点参数如下：(1)钢管混凝土柱与型钢梁连接处设置内、外环板，板厚分别为60，80 mm，外环板与型钢梁过渡段设置圆弧过渡；(2)梁内预应力筋贯穿节点，并延伸到相邻跨0.3倍跨度后截断锚固；(3)梁内普通钢筋按实际设计情况设置。

按上述参数重新建立梁柱整体模型，逐步加载后得到节点荷载-位移关系曲线，如图8所示。从图8可见，在设计荷载作用下，节点呈非线性弹性变化，加载至第10级荷载步时，位移达到16 mm，此时曲线仍未出现塑性平缓或下降段，可见该梁柱节点具有很好承载力和刚度。加载至最大荷载步时，梁柱节点内各单元的应力云图如图9所示。钢管柱及型钢梁的应力峰值约为188 MPa，出现在型钢梁与外加强环板交界处，为应力集中现象，但区域面积小，分布离散且不贯通。滤去应力集中区域，钢管柱的最大应力值为140 MPa，型钢梁的最大应力值120 MPa，均小于规范限值；从框架梁内预应力筋、纵向钢筋的应力云图可知，各受力筋的应力分布较为均匀，且应力值均控制在规范限值以内；从梁端箍筋应力云图可见，加强区段的箍筋应力值较小，最大应力值出现在梁端加强区以外，设计时应将梁端箍筋加密区延长至加强区外1.5倍梁高范围内，以确保抗剪承载力的平缓过渡。

图8 节点荷载-位移关系曲线

图9 节点内各单元的应力云图

4 结论

(1)采用ADINA的有限元软件及HyperMesh网格划分功能，可很好地模拟复杂预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土柱节点的受力特性，具有较高的计算精度和准确性，为设计提供了必要的理论依据。

(2)同时设置内外加强环板并进行圆弧过渡处理，可有效地降低环板的应力集中现象，板件最大应力由249 MPa减小为215 MPa。

(3)当预应力筋在2.5倍型钢梁高以外截断时，预应力筋的截断位置对节点的受力影响不大，但考虑到整体弯矩分布，建议预应力筋通过控制截面并延长0.3倍跨度后截断。

(4)在设计荷载作用下，该节点呈非线性弹性变化，具有很好的承载力和刚度。梁内箍筋最大应力值出现在梁端加强区以外，设计时应将梁端箍筋加密区延长至加强区外1.5倍梁高范围内，以确保抗剪承载力的平缓过渡。