外接式鋼桁－槽型梁組合桁架節(jié)點(diǎn)模型試驗(yàn)研究

王海波，尹國(guó)安，李一竹，李少毅

(中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙410075)

鋼桁－槽型梁組合桁架是近幾年發(fā)展起來(lái)的由混凝土或預(yù)應(yīng)力混凝土弦桿、鋼節(jié)點(diǎn)板、PBL剪力鍵與鋼腹桿4部分組成的一種新型結(jié)構(gòu)形式，具有自重輕、剛度和強(qiáng)度大、易維護(hù)等優(yōu)點(diǎn)。目前國(guó)外對(duì)這種結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量的理論以及試驗(yàn)研究，取得的成果已應(yīng)用于實(shí)際工程中，如德國(guó)的Nesen-bach 鐵路橋［1］和 Nantenbach 鐵路橋［2］、法國(guó)的 Arbois 橋［3］和 Boulonnais 橋［4］、日本的Kinokawa橋［5］等，并取得了良好的社會(huì)以及經(jīng)濟(jì)效應(yīng);而我國(guó)對(duì)其的研究尚處于初步階段，因此對(duì)于這種新型結(jié)構(gòu)形式的研究具有重要的經(jīng)濟(jì)以及社會(huì)意義。

鋼桁－槽型梁組合桁架目前常見的節(jié)點(diǎn)形式可分為外接式與內(nèi)置式2種，外接式較內(nèi)置式節(jié)點(diǎn)具有諸多優(yōu)點(diǎn)，如外接式節(jié)點(diǎn)可只安裝節(jié)點(diǎn)，待下弦桿施工完成后再安裝腹桿，施工較為方便，而內(nèi)置式節(jié)點(diǎn)因腹桿深入到弦桿混凝土內(nèi)，必須在弦桿施工時(shí)同時(shí)安裝，如采用滿堂腳手架現(xiàn)澆施工，會(huì)增加施工難度;外接式節(jié)點(diǎn)中鋼板與混凝土的接觸面積遠(yuǎn)大于內(nèi)置式節(jié)點(diǎn)，并有較多的面積開孔，有利于節(jié)點(diǎn)與混凝土的可靠連接;外接式節(jié)點(diǎn)與腹桿采用高強(qiáng)螺栓連接，一旦腹桿出現(xiàn)問(wèn)題，便于腹桿的更換。

參照新西安－平?jīng)鲐涍\(yùn)鐵路專線的研究成果［6－9］，考慮到新建鐵路廣佛環(huán)線佛山西站至廣州南站具有相同的大跨度、低建筑高度的設(shè)計(jì)要求，決定采用這種新型結(jié)構(gòu)形式。鋼桁－槽型梁組合桁架節(jié)點(diǎn)在荷載作用下將承受巨大的水平推力，混凝土上弦桿可通過(guò)PBL剪力鍵將荷載傳遞給節(jié)點(diǎn)板，節(jié)點(diǎn)板再通過(guò)高強(qiáng)螺栓將荷載傳遞給腹桿。其中節(jié)點(diǎn)板在荷載作用下的受力性能最為復(fù)雜，為保證“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)要求，參考國(guó)內(nèi)外研究成果［10－13］設(shè)計(jì)了外接式節(jié)點(diǎn)模型，分析其力學(xué)性能，考察其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性，并提出相應(yīng)的改進(jìn)意見。

1 模型設(shè)計(jì)

外接式鋼桁－槽型梁組合桁架節(jié)點(diǎn)，即節(jié)點(diǎn)板部分內(nèi)置于混凝土弦桿中，外露的節(jié)點(diǎn)板則通過(guò)高強(qiáng)螺栓、鋼拼板與鋼腹桿相連組成整體結(jié)構(gòu)，其中鋼腹桿與混凝土弦桿沒(méi)有直接接觸。節(jié)點(diǎn)板開有16個(gè)直徑為 Φ 40的圓孔，穿入直徑為 Φ 12的PBL剪力鍵將弦桿傳來(lái)的巨大水平推力傳遞給節(jié)點(diǎn)板，同時(shí)為保證節(jié)點(diǎn)板具有良好的整體性與穩(wěn)定性，在節(jié)點(diǎn)板中加入2方向的橫隔板進(jìn)行加強(qiáng)，試件設(shè)計(jì)圖如圖1所示。為充分反映節(jié)點(diǎn)的受力性能并考慮到實(shí)驗(yàn)條件，決定采用縮尺比例為1∶3的節(jié)點(diǎn)模型進(jìn)行試驗(yàn)，其中鋼結(jié)構(gòu)部分在預(yù)制廠加工完成后運(yùn)至實(shí)驗(yàn)室組裝完成，節(jié)點(diǎn)的幾何尺寸與材料屬性見表1所示。

在試驗(yàn)過(guò)程中，由于鋼腹桿首先出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體剛度迅速減小，從而降低了結(jié)構(gòu)整體承載力。為此在不改變?cè)s尺比例的情況下通過(guò)在腹桿內(nèi)加設(shè)12 mm厚加勁肋的方法對(duì)腹桿進(jìn)行加強(qiáng)，加勁肋與腹桿焊接相連，加固后腹桿剖面圖如圖2所示。

圖1 試件設(shè)計(jì)圖Fig.1 Specimen design

表1 節(jié)點(diǎn)幾何性質(zhì)和材料Table 1 Geometric properties and materials of joints mm

2 加載制度及測(cè)試制度

2.1 加載制度

采用500 t級(jí)液壓千斤頂、反力墻以及試驗(yàn)底座組成的自平衡體系對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行單調(diào)水平靜力加載;同時(shí)為防止試件在加載過(guò)程中受到平面外應(yīng)力作用而發(fā)生傾覆現(xiàn)象，在混凝土上弦桿兩端施加豎向約束以及側(cè)向滑輪組并將其與試驗(yàn)底座進(jìn)行相連，詳見圖1所示。

圖2 腹桿剖面圖Fig.2 Web member sectional drawing

加載制度分3個(gè)區(qū)間，在0～200 t區(qū)間內(nèi)，加載等級(jí)為40 t/級(jí);在200～300 t區(qū)間內(nèi)，加載等級(jí)為20 t/級(jí);在300 t～破壞，加載等級(jí)為10 t/級(jí)。每級(jí)持荷2 min，以記錄各儀表數(shù)據(jù)以及描述裂縫。

2.2 測(cè)試制度

測(cè)試共分為位移測(cè)試與應(yīng)變測(cè)試2種，其中位移測(cè)試共10個(gè)測(cè)點(diǎn)。為防止受拉腹桿因拉力過(guò)大導(dǎo)致支座與底座分離，設(shè)置測(cè)點(diǎn)9來(lái)測(cè)量支座與底座間的相對(duì)位移，具體測(cè)點(diǎn)布置詳見圖3所示。

圖3 位移測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.3 Layout of the displacement measuring point

應(yīng)變采用直角應(yīng)變花、單向應(yīng)變片與電阻應(yīng)變采集儀相連進(jìn)行采集?；炷料覘U因僅受軸向的拉壓作用，受力相對(duì)明確，故應(yīng)變采集分為4行5列，共20個(gè)測(cè)點(diǎn)，如圖4(a)所示;鋼桁－槽型梁組合桁架節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)中節(jié)點(diǎn)板的受力最為復(fù)雜，因此節(jié)點(diǎn)板的應(yīng)變測(cè)試關(guān)乎整個(gè)試驗(yàn)的成功與否，為真實(shí)反映節(jié)點(diǎn)板的應(yīng)變，在預(yù)先通過(guò)有限元軟件模擬分析后，設(shè)計(jì)了節(jié)點(diǎn)板的應(yīng)變布置，如圖4(b)所示;腹桿測(cè)點(diǎn)則沿其軸線布置，其中正面布置1個(gè)，側(cè)面布置2個(gè)，測(cè)點(diǎn)布置圖見圖4(c)所示。

圖4 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.4 Strain measuring point

3 試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析

3.1 有限元分析

基于有限元軟件ABAQUS建立與試驗(yàn)尺寸一致的三維有限元模型。采用實(shí)體單元C3D8R模擬混凝土上弦桿、節(jié)點(diǎn)板、PBL剪力鍵以及鋼腹桿;三維桁架線性單元T3D2模擬鋼筋，并采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分與掃掠網(wǎng)格劃分對(duì)各部件劃分網(wǎng)格，其中弦桿網(wǎng)格尺寸為50 mm;節(jié)點(diǎn)板網(wǎng)格尺寸為25 mm;鋼腿網(wǎng)格尺寸為20 mm;PBL剪力鍵網(wǎng)格尺寸為5 mm。

模型中混凝土采用Willam－Warnke 5參數(shù)破壞準(zhǔn)則，未考慮混凝土與節(jié)點(diǎn)板的黏結(jié)滑移效應(yīng)并采用Embedded方式將節(jié)點(diǎn)板內(nèi)置于混凝土中;鋼腹桿與節(jié)點(diǎn)板的連接則采用Tied方式以模擬螺栓連接，未考慮焊接殘余應(yīng)力的影響;鋼筋則采用Embedded方式內(nèi)置于混凝土中與其共同工作;假定各材料為理想材料，服從V.Mises屈服準(zhǔn)則，同時(shí)考慮結(jié)構(gòu)非線性以及材料非線性。模型中原設(shè)計(jì)加載方式分別采用力加載、力與位移共同加載方式;腹桿加固后模型則采用力加載方式。

模型中材料本構(gòu)關(guān)系，由材性試驗(yàn)以及規(guī)范［14－15］確定，其中混凝土彈性模量取 32.6 GPa，泊松比為0.2，應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€如圖5(a)所示;Q345qE鋼材以及鋼筋的彈性模量取206 GPa，泊松比為0.3，鋼板的應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€如圖5(b)所示。

3.2 荷載位移曲線

以混凝土弦桿自由端中點(diǎn)，即4號(hào)測(cè)點(diǎn)測(cè)得的位移數(shù)據(jù)繪制荷載－位移曲線如下圖6所示，其中橫坐標(biāo)為節(jié)點(diǎn)沿加載方向的水平位移，縱坐標(biāo)為試驗(yàn)荷載值。由圖6可以看出，試驗(yàn)值與采用力與位移共同加載的計(jì)算值吻合較好，因此可以利用其有限元模型對(duì)節(jié)點(diǎn)模型進(jìn)行進(jìn)一步分析;當(dāng)荷載達(dá)到300 t之后，曲線開始出現(xiàn)拐點(diǎn)，試件剛度變小，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入彈塑性階段;隨荷載的增加，節(jié)點(diǎn)位移增長(zhǎng)迅速說(shuō)明結(jié)構(gòu)已進(jìn)入塑性階段，此時(shí)受壓腹桿出現(xiàn)明顯的外鼓、內(nèi)凹現(xiàn)象與計(jì)算結(jié)果一致;可以看出在均采用力加載方式下，通過(guò)在腹桿內(nèi)增加加勁肋能有效提高節(jié)點(diǎn)極限承載力，當(dāng)荷載達(dá)到400 t時(shí)腹桿加固后模型整體剛度未有明顯的減小趨勢(shì)，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性與節(jié)點(diǎn)極限承載力均得到了極大的提升。

力與位移共同加載模型中有限元計(jì)算值高于試驗(yàn)值，主要由于試驗(yàn)中各部件間存在著無(wú)法避免的間隙。

圖5 混凝土與鋼材應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€Fig.5 Stress－ strain curves of concrete and steel

圖6 荷載位移曲線對(duì)比Fig.6 Loading－displacement curves of two type joints

3.3 弦桿與PBL剪力鍵應(yīng)變分布

混凝土主要承受軸向的拉壓作用，取混凝土弦桿1－5截面的平均應(yīng)變來(lái)分析弦桿應(yīng)變沿加載方向的變化規(guī)律，如圖7所示?？芍獞?yīng)變?cè)诮孛?之前變化幅度較小，截面2之后變化幅度較大，說(shuō)明截面2之前的混凝土弦桿均勻受壓，且最大壓應(yīng)力遠(yuǎn)小于C50混凝土軸心抗壓強(qiáng)度，說(shuō)明混凝土強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求;截面3至截面4之間應(yīng)變下降尤為突出，截面4混凝土應(yīng)變值開始由負(fù)轉(zhuǎn)正，說(shuō)明PBL剪力鍵傳力效果明顯。

圖7 混凝土應(yīng)變縱向分布曲線Fig.7 Curves of strain in longitudinal distribution of concrete

通過(guò)有限元模擬與試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析分別得到PBL剪力鍵的V.Mises應(yīng)力云圖與荷載－軸向應(yīng)變圖，分別如圖8和圖9所示。從圖9中不難看出，當(dāng)荷載超過(guò)300 t時(shí)各剪力鍵應(yīng)變急劇增大，說(shuō)明其已進(jìn)入屈服階段，當(dāng)荷載達(dá)到320 t時(shí)曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，說(shuō)明剪力鍵已開始進(jìn)入強(qiáng)化階段。同時(shí)根據(jù)各剪力鍵應(yīng)變分布上的特點(diǎn)可知以下幾點(diǎn):一是PBL剪力鍵沿加載方向應(yīng)變呈先增大后減小的趨勢(shì)，在靠近中間處達(dá)到最大值，且其最大值明顯小于HRB335的極限應(yīng)變值;二是沿垂直加載方向上看相同位置處靠近下部的應(yīng)變要大于上部的應(yīng)變，說(shuō)明水平推力的傳遞主要是由靠近節(jié)點(diǎn)板中下部的剪力鍵承擔(dān)。從圖8，PBL剪力鍵V.Mises應(yīng)力云圖可驗(yàn)證上述剪力鍵應(yīng)力分布情況。

圖8 PBL剪力鍵V.Mises應(yīng)力云圖Fig.8 Mises stress contour of PBL shear key

3.4 節(jié)點(diǎn)板與鋼腹桿應(yīng)變分布

節(jié)點(diǎn)板的受力較為復(fù)雜，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明試件破壞時(shí)，節(jié)點(diǎn)板尚未有明顯的屈曲變形，試件破壞主要由受壓腹桿的失穩(wěn)屈曲控制，腹桿試驗(yàn)破壞圖如圖10所示，此種破壞模式滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)要求。

圖11～圖12給出節(jié)點(diǎn)板部分測(cè)點(diǎn)荷載－V.Mises應(yīng)力曲線圖。從圖11～12，可知節(jié)點(diǎn)板的應(yīng)力分布沿加載方向呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)，在節(jié)點(diǎn)板縱向中心處得到最大值45 MPa，最大值遠(yuǎn)小于Q345鋼材的屈服強(qiáng)度;沿節(jié)點(diǎn)板豎向呈現(xiàn)出遞增的趨勢(shì)，其中最大值位于節(jié)點(diǎn)板與混凝土的交界面上，試件破壞時(shí)該截面處節(jié)點(diǎn)板已屈服，說(shuō)明在該截面處需保證節(jié)點(diǎn)板具有足夠的強(qiáng)度與穩(wěn)定性，從而不會(huì)發(fā)生屈曲破壞影響結(jié)構(gòu)整體的整體承載力與安全性;節(jié)點(diǎn)板的應(yīng)力分布與PBL剪力鍵傳力路徑一致，同樣說(shuō)明PBL剪力鍵具有良好的傳力效果。

圖9 PBL剪力鍵荷載應(yīng)變圖Fig.9 Load strain diagram of PBL shear key

圖10 受壓鋼腹桿試驗(yàn)變形圖Fig.10 Deformation image of the steel web member

圖13～圖14分別給出拉壓鋼腹桿荷載－V.Mises應(yīng)力曲線圖以及試件破壞時(shí)腹桿有限元模擬圖，可知受拉鋼腹桿應(yīng)力主要由內(nèi)側(cè)鋼板承受，而受壓腹桿應(yīng)力則主要由外側(cè)鋼板承受，拉壓腹桿的受力情況與圖10腹桿破壞時(shí)試驗(yàn)現(xiàn)象一致。根據(jù)圖13，可知受拉腹桿在250 t時(shí)已達(dá)到Q345鋼材的屈服強(qiáng)度，而受壓腹桿則在310 t時(shí)達(dá)到屈服強(qiáng)度，受壓腹桿從屈服至破壞間隔十分短暫，從而說(shuō)明腹桿的穩(wěn)定性需要加強(qiáng)，圖15給出了腹桿加固后模型在350 t時(shí)有限元模擬圖，說(shuō)明通過(guò)在腹桿內(nèi)增加加勁肋的方法能夠有效的提高腹桿穩(wěn)定性從而能夠更好發(fā)揮高強(qiáng)材料的特性。

圖11 節(jié)點(diǎn)板荷載－V.Mises應(yīng)力曲線Fig.11 Load －V.Mises stress curve of gusset plate

圖12 節(jié)點(diǎn)板Mises應(yīng)力云圖Fig.12 Mises stress contour of gusset plate

圖13 拉壓鋼腹桿荷載－V.Mises應(yīng)力曲線Fig.13 Load － V.Mises stress curve of the web

圖14 腹桿Mises應(yīng)力云圖Fig.14 Mises stress contour of steel web

圖15 加固腹桿Mises應(yīng)力云圖Fig.15 Mises stress contour of Strengthening steel web

4 結(jié)論

1)縮尺比例為1∶3的鋼桁－槽型梁組合桁架節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)的極限承載力為320 t，主要由鋼腹桿的屈曲變形控制;

2)拉壓腹桿的受力情況各不相同，受拉腹桿應(yīng)力主要由內(nèi)側(cè)鋼板承受，而受壓腹桿應(yīng)力則主要由外側(cè)鋼板承受;

3)節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)中，PBL剪力鍵傳力效果明顯，強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求，PBL剪力鍵與節(jié)點(diǎn)板的應(yīng)力分布相似，應(yīng)力主要集中在剪力鍵與節(jié)點(diǎn)板中下部處，其中節(jié)點(diǎn)板最不利的位置位于節(jié)點(diǎn)板與混凝土的交界面上，故須保證外露節(jié)點(diǎn)板處的強(qiáng)度與穩(wěn)定性;

4)為能充分利用高強(qiáng)材料的性能，通過(guò)在腹桿內(nèi)增加加勁肋的方式能夠有效提高節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)的極限承載力。

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