高強(qiáng)方鋼管輕骨料混凝土桁架加勁T型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)

王萬禎, 李 華, 吳曉聰, 倪威康

(寧波大學(xué) 土木與環(huán)境工程學(xué)院, 浙江 寧波 315211)

鋼管桁架結(jié)構(gòu)中，主管和支管均為軸力構(gòu)件，結(jié)構(gòu)受力合理，在大跨度結(jié)構(gòu)中得到廣泛應(yīng)用.受力復(fù)雜的桁架節(jié)點(diǎn)直接影響結(jié)構(gòu)受力性能和安全，為鋼管桁架結(jié)構(gòu)中的研究熱點(diǎn).

Feng和Chen等[1-5]對(duì)鋼管(混凝土)桁架T型和X型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)和理論分析，結(jié)果表明，節(jié)點(diǎn)典型的破壞模式為支管根部屈曲和側(cè)傾失穩(wěn)、主管翼緣內(nèi)凹、腹板外凸、主管塑性破壞和支主管焊縫開裂；Qian等[6]對(duì)主管澆灌混凝土的圓鋼管X型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行的疲勞試驗(yàn)結(jié)果顯示，節(jié)點(diǎn)的殘余強(qiáng)度和支主管連接區(qū)裂紋擴(kuò)展面積占比呈線性關(guān)系；Huang等[7]對(duì)主管澆灌混凝土的圓鋼管K型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行的試驗(yàn)表明，主管沖剪破壞是節(jié)點(diǎn)的典型破壞模式；Xu等[8]對(duì)主管澆灌混凝土的圓鋼管TY型、K型和KT型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行的試驗(yàn)顯示，節(jié)點(diǎn)區(qū)應(yīng)力分布和應(yīng)力集中系數(shù)取決于節(jié)點(diǎn)形式；陳譽(yù)等[9-10]對(duì)圓鋼管和矩形鋼管X型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果顯示，主管(支管)澆灌混凝土的節(jié)點(diǎn)，支管(主管)根部進(jìn)入塑性，主管(支管)保持彈性；馬昕煦等[11]對(duì)T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)和有限元分析，考察了墊板、傳力板對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響；程斌等[12]對(duì)方型鳥嘴式T型鋼管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行的試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果表明，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力集中系數(shù)峰值低于傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)；武振宇等[13]研究了支主桿寬度比、高寬比、主桿截面高度及壁厚對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度的影響；楊文偉等[14]對(duì)矩形不銹鋼管X型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行的試驗(yàn)結(jié)果顯示，節(jié)點(diǎn)的典型破壞模式為主管翼緣塑性、主管腹板屈曲和支管局部屈曲.

在閉口截面方鋼管內(nèi)焊接加勁板，構(gòu)造復(fù)雜，不便施工，焊接工作量大.主管內(nèi)未焊接加勁板的鋼管桁架節(jié)點(diǎn)，支管受壓時(shí)，主管易發(fā)生內(nèi)凹屈曲；支管受拉時(shí)，主管易發(fā)生外凸變形，惡化節(jié)點(diǎn)區(qū)焊縫應(yīng)力狀況，致其過早開裂；主管內(nèi)未焊接加勁板的鋼管桁架節(jié)點(diǎn)的承載力過低.在主管內(nèi)澆灌混凝土，既可簡(jiǎn)化在閉口截面方鋼管內(nèi)焊接加勁板的復(fù)雜構(gòu)造，又可避免未焊接內(nèi)加勁板時(shí)主管局部屈曲(受壓)和節(jié)點(diǎn)區(qū)焊縫過早開裂(受拉).

以往對(duì)鋼管混凝土桁架節(jié)點(diǎn)的研究中，多是在主管內(nèi)澆灌普通混凝土，普通混凝土自重大，無疑增加了結(jié)構(gòu)自重.相比于普通混凝土，輕骨料混凝土具有自重輕和長(zhǎng)期強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn).在高強(qiáng)鋼管內(nèi)澆灌輕骨料混凝土，形成高強(qiáng)輕質(zhì)桁架結(jié)構(gòu)，既提高了桁架結(jié)構(gòu)承載力，又不過多增加結(jié)構(gòu)自重.

本文對(duì)支主管內(nèi)均澆灌輕骨料混凝土的高強(qiáng)方鋼管T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行靜力加載試驗(yàn)，獲得其破壞模式、承載力、應(yīng)力和應(yīng)變分布及演化，為該類桁架節(jié)點(diǎn)的工程應(yīng)用提供試驗(yàn)依據(jù).

1 T型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了如圖1、2和表1所示的高強(qiáng)方鋼管輕骨料混凝土桁架常規(guī)T型節(jié)點(diǎn)試件CT0(簡(jiǎn)稱“常規(guī)節(jié)點(diǎn)”)和加勁T型節(jié)點(diǎn)試件CT1～CT3(簡(jiǎn)稱“加勁節(jié)點(diǎn)”)，用以考察加勁板構(gòu)造和支主管截面寬度比β=b1/b0對(duì)T型節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，其中，b1和b0分別為支管和主管截面寬度.

4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的支主管均采用Q345·B鋼、E50型焊條焊接加工制作，支管采用四面圍焊角焊縫垂直焊接于主管上翼緣中央.加勁節(jié)點(diǎn)中，兩塊厚度為6 mm、外形為等腰直角三角形的加勁板采用雙面角焊縫對(duì)稱焊接于主管上翼緣和支管上，加勁板直角邊長(zhǎng)約為支管截面寬度的1.6～1.7倍.為避免加勁板焊縫與支主管焊縫相交，確保支主管間焊縫(主焊縫)連續(xù)貫通，加勁板直角頂點(diǎn)開設(shè)如圖2(d)所示的邊長(zhǎng)為30 mm的等腰直角三角形焊接孔.

圖1 常規(guī)T型節(jié)點(diǎn)試件CT0的細(xì)部構(gòu)造

圖2 加勁T型節(jié)點(diǎn)試件CT1～CT3的細(xì)部構(gòu)造

表1 T型節(jié)點(diǎn)構(gòu)造參數(shù)

各節(jié)點(diǎn)試件的支主管內(nèi)均澆灌陶粒輕骨料混凝土，按《輕骨料混凝土技術(shù)規(guī)程》[15]要求養(yǎng)護(hù)28 d.該陶粒輕骨料混凝土的配合比為,水∶水泥∶砂∶陶粒=1∶2∶2∶3.5，水泥采用42.5R級(jí)普通硅酸鹽水泥，細(xì)骨料為中等粒徑的天然河砂，粗骨料采用最大粒徑為20 mm的黏土陶粒.經(jīng)稱重計(jì)算，該陶粒輕骨料混凝土的容重ρLWAC≈1 580 kg/m3，較普通混凝土的公稱容重ρoc=2 400 kg/m3約減輕自重1/3.算及方鋼管自重，方鋼管輕骨料混凝土T型節(jié)點(diǎn)自重較方鋼管普通混凝土T型節(jié)點(diǎn)約減輕20%～25%.

1.2 試驗(yàn)加載方案

圖3為T型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)加載示意圖和加載照片，主管水平放置于由橫梁和可移動(dòng)軌道組成的約束平臺(tái)上，主管兩端分別連接于可動(dòng)鉸支座和固定鉸支座上，采用500 t壓力機(jī)對(duì)支管末端施加軸壓荷載.

圖3 T型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)加載圖

T型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)加載分預(yù)加載和正式加載.預(yù)加載的目的是調(diào)整加載軸力線與支管軸線重合，采用數(shù)值模擬極限荷載的10%進(jìn)行預(yù)加載，反復(fù)調(diào)整加載軸力線位置，直至支管根部對(duì)稱布置的兩位移計(jì)采集的位移誤差小于5%.正式加載時(shí)，每級(jí)荷載增幅為10 kN，每級(jí)荷載停留20 s，用于采集應(yīng)變和位移數(shù)據(jù)，直到荷載無法繼續(xù)增加，加載結(jié)束.

1.3 試驗(yàn)測(cè)試方案

在各試件對(duì)稱軸線處靠近支管根部的主管上翼緣對(duì)稱布置兩個(gè)位移計(jì)(圖3)，用以獲取主管跨中撓度隨加載進(jìn)程的變化情況.為獲取支主管焊縫和加勁板焊縫處的應(yīng)變分布及演化，在各試件對(duì)稱軸線一側(cè)距焊縫10 mm處的支主管壁和加勁板上布置應(yīng)變花，詳見圖4～6，其中，支主管焊縫測(cè)點(diǎn)編號(hào)為T1～T14，加勁板焊縫測(cè)點(diǎn)編號(hào)為S1～S12，沿支主管軸向、45°方向和寬度方向的應(yīng)變編號(hào)分別為A、B和C，括號(hào)內(nèi)編號(hào)為支管軸線對(duì)稱位置測(cè)點(diǎn).

圖4 試件CT0的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

圖5 試件CT1～CT2的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

圖6 試件CT3的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

1.4 材性試驗(yàn)

參照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[16]的規(guī)定，采用與T型節(jié)點(diǎn)試件同批次的Q345鋼板和E50焊縫制作厚度分別為6、8 mm鋼板和焊縫材性試件各3件，進(jìn)行材性試驗(yàn)，測(cè)得其力學(xué)性能參數(shù)見表2，其中，fy、fu、Es、vs和εf分別為屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度、彈性模量、泊松比和斷后伸長(zhǎng)率.

表2 鋼材和焊縫材性試驗(yàn)結(jié)果

采用與T型節(jié)點(diǎn)支主管內(nèi)澆灌的輕骨料混凝土相同的材質(zhì)和配合比，制作6個(gè)輕骨料混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，按《輕骨料混凝土技術(shù)規(guī)程》[15]的要求養(yǎng)護(hù)28 d.陶粒輕骨料混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊受壓破壞時(shí)沿軸壓方向形成豎向裂縫，裂縫擴(kuò)展貫穿整個(gè)試塊(圖7).輕骨料混凝土中黏土陶粒的強(qiáng)度小于水泥砂漿，粗骨料先行破壞，裂縫沿軸壓方向擴(kuò)展阻力小，形成貫通裂縫.試驗(yàn)測(cè)得該陶粒輕骨料混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體的抗壓強(qiáng)度fcu=30.2 MPa，彈性模量Ec=1.54×104MPa，泊松比νc=0.19.

圖7 輕骨料混凝土立方體試塊受壓破壞照片

2 T型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞模式

圖8～11分別為試件CT0～CT3的試驗(yàn)破壞形態(tài)，高強(qiáng)方鋼管輕骨料混凝土T型節(jié)點(diǎn)典型的破壞模式有：1)主管受壓上翼緣內(nèi)凹；2)主管腹板外凸；3)主管彎曲；4)支管平面外失穩(wěn)；5)支主管焊縫開裂；6)加勁板屈曲；7)加勁板與支管焊縫開裂.

試件CT0加載到極限荷載的85%之前未出現(xiàn)明顯的破壞跡象；加載至極限荷載的90%時(shí)，靠近支主管焊縫處的主管上翼緣出現(xiàn)輕微凹陷，支管正下方的主管兩腹板輕微鼓曲，主管彎曲；加載至極限荷載的95%時(shí)，主管內(nèi)傳來輕骨料混凝土碎裂聲；加載至極限荷載時(shí)，支主管焊縫開裂，試驗(yàn)停止.

試件CT1加載至極限荷載的80%時(shí)，支主管側(cè)面焊縫附近的主管上翼緣出現(xiàn)輕微凹陷，主管彎曲；加載至極限荷載90%時(shí)，左側(cè)加勁板屈曲，支管正下方的主管兩腹板鼓曲；加載至極限荷載的95%時(shí)，右側(cè)加勁板屈曲；加載至極限荷載時(shí)，主管內(nèi)傳來碎裂聲，左側(cè)加勁板與支管焊縫下端開裂.

試件CT2加載至極限荷載的75%時(shí)，主管內(nèi)傳出碎裂聲，左側(cè)加勁板輕微屈曲；加載至極限荷載的85%時(shí)，主管上翼緣凹陷，支管發(fā)生輕微平面外側(cè)傾；加載至極限荷載的95%時(shí)，主管腹板凸曲；加載至極限荷載時(shí)，支管平面外側(cè)傾失穩(wěn)，主管彎曲變形過大，為保護(hù)加載設(shè)備，停止加載.

試件CT3加載至極限荷載的75%時(shí)，加勁板屈曲；加載至極限荷載的90%時(shí)，主管彎曲、上翼緣凹陷；加載至極限荷載時(shí)，主管腹板凸曲，主管內(nèi)傳來碎裂聲，支管平面內(nèi)側(cè)傾失穩(wěn).

圖8 試件CT0的破壞形態(tài)

圖9 試件CT1的破壞形態(tài)

圖10 試件CT2的破壞形態(tài)

2.2 荷載-位移曲線和承載力

圖12和表3列出了各試件的支管軸壓荷載-主管跨中位移曲線和主要加載階段的試驗(yàn)結(jié)果，可見，T型節(jié)點(diǎn)經(jīng)歷了3個(gè)變形階段：彈性階段、彈塑性階段和塑性階段.

圖11 試件CT3的破壞形態(tài)

圖12 各試件的荷載-位移曲線

常規(guī)節(jié)點(diǎn)試件CT0加載至屈服后形成流塑平臺(tái)，常規(guī)節(jié)點(diǎn)的支管軸壓力傳至主管上翼緣局部區(qū)域，主管形成局部塑性鉸區(qū)，極限承載力較屈服承載力提升不大，形成屈服平臺(tái).

加勁節(jié)點(diǎn)加載至屈服后呈漸變上升趨勢(shì)，極限承載力較屈服荷載明顯提升.加勁板使主管承受的壓應(yīng)力在更寬闊區(qū)域內(nèi)分散分布，降低了主管上翼緣的壓應(yīng)力集中程度，主管上翼緣漸次進(jìn)入屈服，后續(xù)屈服的主管上翼緣和腹板區(qū)明顯提升了節(jié)點(diǎn)的極限承載力.加勁節(jié)點(diǎn)的屈服承載力、極限承載力、主管上翼緣凹陷(腹板凸曲)荷載、支管側(cè)傾失穩(wěn)荷載較常規(guī)節(jié)點(diǎn)分別提高10.0%～40.0%、15.0%～48.3%、23.3%～143.3%、30.0%～53.2%.

加勁節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線隨支主管截面寬度比β的增大而上移，支管截面增大，參與承壓的主管上翼緣及輕骨料混凝土面積增大，試件的屈服承載力和極限承載力均明顯提升.支主管截面寬度比β越小的試件，主管跨中位移越大，支管截面越小，主管上翼緣及其輕骨料混凝土的承壓面積越小，應(yīng)力集中越嚴(yán)重，主管局部彎曲變形越大.

表3 各試件主要加載階段的試驗(yàn)結(jié)果

3 熱點(diǎn)應(yīng)變、應(yīng)力分析

3.1 支管根部的軸向應(yīng)變

圖13為各試件支管根部軸向應(yīng)變分布及演化情況.常規(guī)節(jié)點(diǎn)試件CT0支管根部所有測(cè)點(diǎn)的軸向應(yīng)變均為壓應(yīng)變；加勁節(jié)點(diǎn)試件CT1～CT3的加勁板焊接孔附近測(cè)點(diǎn)T8、T9和T13(圖5～6)的軸向應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變.在支管軸壓力作用下，主管上翼緣發(fā)生凹陷變形，加勁板的豎向抗彎剛度遠(yuǎn)大于主管上翼緣，其變形遠(yuǎn)小于主管上翼緣，導(dǎo)致加勁板焊接工藝孔附近的支管根部軸向受拉.

常規(guī)節(jié)點(diǎn)加載至屈服后，支管根部的軸向應(yīng)變出現(xiàn)拐點(diǎn)和屈服平臺(tái)，應(yīng)變快速增加至屈服應(yīng)變，說明常規(guī)節(jié)點(diǎn)的承載力取決于支管根部的屈服強(qiáng)度.加勁節(jié)點(diǎn)支管根部的軸向應(yīng)變隨加載進(jìn)程漸變?cè)黾樱闯霈F(xiàn)明顯拐點(diǎn)和屈服平臺(tái)，加載至節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，支管根部軸向應(yīng)變?nèi)晕催_(dá)到屈服應(yīng)變，說明加勁節(jié)點(diǎn)的承載力不完全取決于支管根部的屈服強(qiáng)度，與加勁板和更寬闊的主管上翼緣承壓區(qū)有關(guān).

試件CT3支管根部測(cè)點(diǎn)T9A和T10A(方鋼管截面拐角處)的軸向應(yīng)變達(dá)到了材料屈服應(yīng)變，是因?yàn)闃O限加載時(shí)該試件的支管發(fā)生側(cè)傾失穩(wěn)，支管根部拐角處內(nèi)凹和外凸變形加大，使該兩處的軸向應(yīng)變急劇增大至屈服應(yīng)變.試件CT2的測(cè)點(diǎn)T10A、T11A和試件CT3的測(cè)點(diǎn)T12A在加載末期形成反向拐點(diǎn)，極限加載時(shí)兩試件的支管發(fā)生側(cè)傾失穩(wěn)，處于支管根部外凸位置的測(cè)點(diǎn)T10A、T11A和T12A，壓應(yīng)變發(fā)生卸載，形成反向拐點(diǎn).

3.2 支主管焊縫處主管上翼緣的軸向應(yīng)變

圖14為各試件支主管焊縫處主管上翼緣各測(cè)點(diǎn)沿主管軸向的應(yīng)變分布及演化情況.

支管截面相同的常規(guī)節(jié)點(diǎn)試件CT0和加勁節(jié)點(diǎn)試件CT1主管上翼緣各測(cè)點(diǎn)的軸向應(yīng)變分布及演化規(guī)律相似，均為壓應(yīng)變.

圖13 各試件支管根部的軸向應(yīng)變分布及演化

圖14 各試件支主管焊縫處的主管軸向應(yīng)變分布及演化

試件CT2測(cè)點(diǎn)T3～T5的軸向應(yīng)變?yōu)檎?，該試件支管截面較大，測(cè)點(diǎn)T3～T5移至靠近主管腹板內(nèi)側(cè)，該處抗彎剛度發(fā)生突變，主管腹板的抗彎剛度遠(yuǎn)大于上翼緣，靠近主管腹板內(nèi)側(cè)的上翼緣彎曲變形受到主管腹板的強(qiáng)勁約束形成正應(yīng)變.測(cè)點(diǎn)T1A的軸向應(yīng)變?cè)诩虞d末期出現(xiàn)反向拐點(diǎn)，是因?yàn)榇藭r(shí)支管側(cè)傾失穩(wěn)，處于支管根部外凸位置的測(cè)點(diǎn)T1A的壓應(yīng)變發(fā)生卸載，并形成反向拉應(yīng)變.

試件CT3的支管截面最大，測(cè)點(diǎn)T3和T4移至主管腹板上(圖6)，主管腹板受到內(nèi)部輕骨料混凝土的擠壓鼓曲，導(dǎo)致測(cè)點(diǎn)T3和T4的軸向應(yīng)變?yōu)檎?

加載至極限荷載時(shí)，各試件的主管軸向應(yīng)變均達(dá)到了屈服應(yīng)變，說明T型節(jié)點(diǎn)的承載力取決于主管上翼緣承壓區(qū)的抗彎強(qiáng)度.

3.3 支主管焊縫處的等效應(yīng)力分布及演化

圖15～18分別為各試件支主管焊縫和加勁板焊縫各測(cè)點(diǎn)的Von Mises等效應(yīng)力分布及演化情況，圖中，3 t、6 t……為加載噸位.

常規(guī)節(jié)點(diǎn)試件CT0加載至30 t及以后，支主管焊縫端部的等效應(yīng)力明顯大于焊縫中部，焊縫端部測(cè)點(diǎn)T2、T1、T10逐次進(jìn)入屈服，主管的等效應(yīng)力水平高于支管.方鋼管為非點(diǎn)對(duì)稱截面，拐角處的軸壓剛度大于管壁中部，在支管外端部施加均勻軸壓位移時(shí)，方鋼管拐角處的應(yīng)力負(fù)擔(dān)大于管壁中部.支管根部?jī)H承受軸壓應(yīng)力，主管上翼緣不僅承受支管傳來的局部壓應(yīng)力，還承受彎曲正應(yīng)力和剪應(yīng)力，其等效應(yīng)力水平高于支管根部.

加勁節(jié)點(diǎn)試件CT1～CT3支管的最大等效應(yīng)力均位于剛度較大的方鋼管截面拐角測(cè)點(diǎn)T12和T10，試件CT1和CT3主管的最大等效應(yīng)力位于剛度較大的支管截面拐角測(cè)點(diǎn)T12，試件CT2主管的最大等效應(yīng)力位于靠近焊縫中部的測(cè)點(diǎn)T1和T2，試件CT2在加載后期支管發(fā)生了朝向測(cè)點(diǎn)T1和T2的側(cè)傾失穩(wěn)，加大了兩測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力負(fù)擔(dān).

試件CT1和CT2加勁板焊縫的最大等效應(yīng)力位于加勁板與主管焊縫外端測(cè)點(diǎn)S4和S10，試件CT3加勁板焊縫的最大等效應(yīng)力位于焊接工藝孔內(nèi)端測(cè)點(diǎn)S9和S12及與主管相連的焊縫外端測(cè)點(diǎn)S4，這些測(cè)點(diǎn)均位于幾何變化劇烈的焊縫端部，應(yīng)力集中嚴(yán)重，先于加勁板焊縫其余區(qū)域開裂.

加勁節(jié)點(diǎn)試件CT1～CT3加勁板焊縫的等效應(yīng)力峰值點(diǎn)進(jìn)入屈服時(shí)的荷載均大于常規(guī)節(jié)點(diǎn)試件CT0，說明加勁板減輕了主管的等效應(yīng)力負(fù)擔(dān)，使主管等效應(yīng)力在較寬廣區(qū)域內(nèi)分散分布，延遲了主管的屈服進(jìn)程，提高了節(jié)點(diǎn)承載力.

圖15 試件CT0支主管焊縫的等效應(yīng)力分布及演化

圖16 試件CT1支主管焊縫和加勁板焊縫的等效應(yīng)力分布及演化

圖17 試件CT2支主管焊縫和加勁板焊縫的等效應(yīng)力分布及演化

圖18 試件CT3支主管焊縫和加勁板焊縫的等效應(yīng)力分布及演化

對(duì)比圖16～18發(fā)現(xiàn)，連接區(qū)焊縫的等效應(yīng)力峰值達(dá)到屈服時(shí)的荷載隨支主管截面寬度比的增加而增加，支管截面尺寸越大，主管承載支管軸壓力的面積越大，軸壓應(yīng)力越分散，應(yīng)力峰值越低，達(dá)到屈服時(shí)的荷載越大.

3.4 支主管內(nèi)輕骨料混凝土受力分析

節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)束后，切開支主管發(fā)現(xiàn)(圖19)：支管下方靠近主管上翼緣附近的輕骨料混凝土被壓碎，與主管上翼緣內(nèi)壁剝離；靠近主管下翼緣附近的輕骨料混凝土開裂，與主管下翼緣內(nèi)壁剝離；支管內(nèi)輕骨料混凝土表面平整，與支管內(nèi)壁粘結(jié)牢固，無滑移痕跡.

靠近主管上翼緣的輕骨料混凝土受到主管約束，與主管上翼緣共同承擔(dān)支管傳來的軸壓應(yīng)力和主管彎曲壓應(yīng)力，處于雙向受壓應(yīng)力狀態(tài)，輕骨料混凝土的抗壓強(qiáng)度得到提高，極限加載時(shí)，輕骨料混凝土被壓碎并與主管上翼緣脫離.靠近主管下翼緣的輕骨料混凝土，承受支管傳來的壓應(yīng)力和主管彎曲拉應(yīng)力，處于拉壓雙向應(yīng)力狀態(tài)，極限加載時(shí)，輕骨料混凝土被拉裂并與主管下翼緣壁剝離.

支管內(nèi)輕骨料混凝土承受均勻軸壓應(yīng)力，處于約束應(yīng)力狀態(tài)，抗壓強(qiáng)度得到提升，加載至節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，支管內(nèi)輕骨料混凝土的應(yīng)力水平未達(dá)到破壞狀態(tài).

加勁節(jié)點(diǎn)主管內(nèi)輕骨料混凝土的破壞區(qū)較常規(guī)節(jié)點(diǎn)寬闊，且破壞程度較輕，加勁板使支管軸壓力分散至主管上翼緣更寬闊區(qū)域，增加了輕骨料混凝土的承壓面積，降低了輕骨料混凝土的壓應(yīng)力幅值.

圖19 各試件支主管內(nèi)的輕骨料混凝土照片

4 結(jié) 論

對(duì)高強(qiáng)方鋼管輕骨料混凝土桁架T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了支管軸壓靜力加載試驗(yàn)，考察了加勁板構(gòu)造和支主管截面寬度比對(duì)節(jié)點(diǎn)破壞模式、荷載-位移曲線、承載力、連接區(qū)應(yīng)力和應(yīng)變分布及演化的影響，得到以下結(jié)論：

1)高強(qiáng)方鋼管輕骨料混凝土桁架T型節(jié)點(diǎn)的典型破壞模式為主管上翼緣凹陷、主管腹板凸曲、主管彎曲、支管側(cè)傾失穩(wěn)、加勁板屈曲、支主管焊縫開裂和加勁板與支管焊縫開裂等.

2)常規(guī)節(jié)點(diǎn)的承載力取決于支管根部及其焊縫和主管上翼緣局部承壓強(qiáng)度，荷載-位移曲線形成流塑平臺(tái)；加勁節(jié)點(diǎn)的承載力取決于支管根部及其焊縫和主管擴(kuò)散區(qū)承壓強(qiáng)度、加勁板屈曲強(qiáng)度，荷載-位移曲線呈漸變上升趨勢(shì)，沒有屈服平臺(tái)；

3)加勁板使主管壓應(yīng)力在更大區(qū)域內(nèi)分散分布，降低了主管上翼緣的應(yīng)力集中程度，加勁節(jié)點(diǎn)的屈服承載力和極限承載力較常規(guī)節(jié)點(diǎn)分別提高10.0%～40.0%和15.0%～48.3%.

4)加勁節(jié)點(diǎn)的屈服承載力和極限承載力隨支主管截面寬度比的增加而增大.

5)建議等腰直角三角形加勁板的構(gòu)造參數(shù)：直角邊長(zhǎng)取1.6～1.7倍得支管截面寬度，直角頂點(diǎn)開設(shè)邊長(zhǎng)為30 mm的等腰直角三角形焊接孔；加勁板厚度與支管壁等厚.