王海波， 李一竹， 尹国安， 刘 荣
（中南大学土木工程学院，长沙410075）
[摘要] 以某槽形梁-钢桁组合结构桥梁下弦节点为原型，根据相似理论，制作了3个1：3的节点模型。通过对模型进行水平单调静力加载和有限元模拟分析，对节点的破坏形态、极限承载力及各组成构件的受力性能进行了研究。结果表明：节点模型的破坏形态主要包括受压腹杆局部屈曲和节点核心区混凝土的开裂；节点核心区刚度大，承载力高，PBL剪力键群和节点板能有效地将弦杆和腹杆连接成整体；采用有限元软件对节点进行分析合理可行。
[关键词]组合桁架节点；静力性能；破坏模式；试验研究；有限元分析
中图分类号：TU398.9，TU317.1 文章编号：1002-848X(2016)07-0068-06
0 引言
钢桁-槽形梁组合结构是一种新型组合结构，下弦采用混凝土槽形梁结构，结构整体用钢量大幅度降低，可以方便地适应各种轨道结构，同时结构的刚度也较钢桁梁明显增强。上弦杆、腹杆采用钢结构，使得后期养护维修的工作量和工程造价大大降低。基于以上优点，国外对类似结构进行了大量研究，并已经成功应用于工程实践，如法国的Arbois桥和Boulonnais高架桥、瑞士的Lully连续高架桥、德国的Nesen bach铁路桥、葡萄牙的Europe桥、日本的Kinokawa公路桥等。
钢桁，槽形梁组合结构的节点形式众多，常见的节点形式包括外接式、耳板式和钢箱式三种，不同形式节点的受力性能及破坏模式大相径庭。欧美一些国家虽然对该结构体系研究较早，并建有多座组合桁架梁桥，但关于组合桁架节点的文献并不多见。20世纪90年代末，日本学者也逐渐认识到组合桁架结构的优越性，并对组合桁架节点进行了深入细致的研究。日紫喜刚啓和野村敏雄分别完成了多个钢箱式节点和耳板式节点的试验研究，得到了节点极限承载力、破坏模式和荷载-位移曲线等一系列力学指标。国内目前对钢桁-槽形梁组合结构的研究与国外相比仍然比较匮乏，对其节点的研究也尚处于起步阶段，现行规范对于这种结构形式节点的设计方法也不明确。因此，为了更好地推广钢桁一槽形梁组合结构在我国的应用，铁一院参照西安一平凉货运铁路专线的研究成果重新设计了三种不同构造、不同类型的节点形式，以进一步了解组合桁架节点的受力性能。本文研究的节点称为整体耳板式节点，因钢节点板用于连接拉压腹杆的地方形似耳朵，故称为耳板式。研究方法以模型试验与有限
元分析为主。与西安-平凉货运铁路专线上采用的耳板式节点构造有所不同，本文研究的耳板式节点核心区混凝土不再采用变截面，截面高度与弦杆一致；埋入混凝土内的节点板直接采用整板形式，不再使用拼接板和高强螺栓连接。
1 试验方案
1.1节点试件介绍
本试验以某新建钢桁-槽形梁组合桥梁为工程背景，试验目的在于研究节点区的受力破坏行为，考虑实验室场地、加载能力、试件制作等多种因素，根据相似理论，最终决定采用无竖杆单节间三角形桁架作为等效结构进行1：3的缩尺模型试验。
节点试件由混凝土弦杆、钢节点板、PBL剪力键、钢腹杆四种构件组成；钢一混凝土结合部分采用内埋式的连接方式，即节点板完全内置于混凝土中，在其上开取3排11列共33个咖33的圆孔，通过穿入直径为12mm的钢筋与混凝土榫形成PBL剪力键来传递弦杆与节点板之间的荷载，节点板与腹杆则通过对接焊缝以及角焊缝连接。节点试件整体尺寸及混凝土弦杆配筋信息如图1，2所示。模型材料与原结构一致，钢材采用Q345 q E，混凝土强度等级为C50，钢筋采用HRB400，其中钢结构部分在工厂预制，运抵实验室后组装成型，混凝土在实验室现场浇筑。节点试验前，对各部件进行标准试件的材性试验，各构件的详细信息见表1。
本次试验共制作三个试件，分别记为SJ1，SJ2，SJ3。试件SJ1在试验时由于受压腹杆率先发生屈服破坏使得试件丧失承载力，此时节点区混凝土破坏并不明显，故试件SJ2和试件SJ3在原设计(试件SJ1)的基础上进行了以下改变：1）在腹杆侧面和正面采用塞焊缝和角焊缝各焊接一块相同材质厚度为10mm的钢板，腹杆正面覆盖的钢板延伸至节点板的变截面分界线处；2）将箍筋的配筋率减少至原设计的一半，保持纵筋配筋率不变但对其布置进行调整，钢筋的具体布置见图3，未注明的钢筋直径均为8mm。
由于试件SJ2和试件SJ3制作完全相同，试验现象和试验数据也基本一致，故本文只列出试件SJ1和试件SJ2的试验现象及试验数据并对其进行对比分析。
1.2加载方案
本试验通过在试件弦杆一端采用液压千斤顶对试件进行单调静力水平加载，为保证弦杆在加载过程中只沿轴向运动，在弦杆两端设置竖向支撑装置和侧向滑轮装置，试验装置和试验现场如图3所示。
试件设计荷载为905kN，加载采用分级加载，2 000kN之前以400kN为1个等级，2 000～3 000kN以200kN为1个等级，3 000kN之后以100kN为1个等级，受加载设备限制，荷载等级最大不超过4 600kN．每级荷载持续2min，记录各仪器仪表读数。
1.3测试内容
本试验的主要目的是通过测试节点各组成部件的应变位移数据，分析节点的工作性能。故在混凝土弦杆的前、后端，加载底座的后端，以及腹杆与底座连接的钢销处安装百分表来测量试验过程中的位移变化，位移表安装位置见图1。在混凝土及钢筋表面布置单向应变片，在节点板及腹杆上布置直角应变花来测量试验过程中的应变数据。各部件应变片布置如图4所示。
2 试验结果分析
2.1试件典型荷载-位移曲线
记录弦杆自由端截面中点水平位移数据，绘制试件的荷载-位移曲线，如图5所示，从图中可知，加载初期，SJ1的荷载-位移曲线呈直线发展，水平刚度较大，试件尚处于弹性阶段；2 600kN之后，曲线斜率开始逐渐变小，表现出明显的非线性，说明试件已进入弹塑性阶段，加载至3 100kN时，曲线斜率迅速变小，趋于较小的恒定斜率值，较小的荷载增量就使试件的水平位移显著增加，表明试件已完全屈服；虽然随着水平位移的持续变大，试件承载力尚能缓慢的增加，但此时试件受压腹杆屈曲变形严重，已丧失使用功能，加载至3500kN时，千斤顶出现卸载现象，故可认为试件SJ1的极限承载力为3 500kN。
受加载设备的限制，试件SJ2最终只加载至4 600kN，但整个加载过程中其曲线斜率始终呈直线变化，同时较试件SJ1弹性段更加陡直。说明在此荷载等级下，试件SJ2仍处于弹性工作阶段，增加腹杆的厚度可以显著提高试件的水平刚度和承载能力。
2.2试件破坏形式及分析
试验过程中，未发现试件节点板与弦杆之间存在明显滑移，各组成构件均能协同工作，说明试件整体受力性能良好，但部分构件出现了肉眼可辨的破坏，破坏现象如图6所示。从图中可看出，两个试件的破坏形式截然不同，试件SJ1因腹杆高厚比较小，刚度不足，在水平推力作用下，腹杆弯曲变形明显，故其破坏主要是受压腹杆中部在压弯作用下的屈曲变形，同时由于受拉腹杆弯曲变形后与周围的混凝土有较大的接触作用导致该处混凝土发生轻微开裂；对试件SJ2腹杆进行加固，试验中腹杆未有明显的弯曲变形，其破坏形式为节点区混凝土的开裂破坏，裂缝较长，与水平方向成200~ 450向加载端发展。两个试件裂缝宽度均较小，卸载后基本闭合。
图7给出了试件SJ2混凝土弦杆表面应变随荷载变化的相互关系。从图中可看出，加载过程中第一列测点应变变化趋势一致，应变基本成线性发展，说明试件SJ2的水平刚度较大，节点区域之前的弦杆沿截面高度方向受力均匀。沿加载方向，弦杆轴向压应变的绝对值逐渐减小，越过节点区域后，弦杆的应变值接近于0，表明节点在弦杆与腹杆之间具有良好的传力效果。
从图7(b)可以发现，位于试件对称轴下方的测点C11在加载至3 200kN时拉应变急剧增大，试验中此处正是裂缝最先产生的地方。究其原因在于当荷载大于3 200kN时节点板与弦杆之间的相对滑移趋势较大，此时受拉腹杆的部分轴力通过节点板端部与弦杆之间的接触作用传递至混凝土，由于二者之间的接触面积较小，接触面上的应力较为集中，从而导致接触面周围即测点C11附近区域的混凝土最先被拉裂。
2.3节点板及PBL剪力键群受力分析
节点板受力复杂，本试验通过在节点板上布置一定数量的直角应变花、基于第四强度理论将所测应变花的应变换算成相应位置的Mises应力来探究节点板的受力规律。图8为试件SJ1加载至3 500kN、试件SJ2加载至4 600kN时，节点板部分孔洞周边区域的应力值。从图中可知，两个试件节点板孔洞周边区域的应力分布类似，不同测点处的应力值差别较大，且明显呈现出两头小、中间大的受力规律，并在拉、压腹杆中轴线交点附近受力最大；同一截面处的测点其应力值沿节点板高度方向从上往下逐渐增大；同时对比两个试件相同位置测点的应力值可以发现，当荷载从3 500kN增加到4 600kN时，第一排测点的应力值变化并不明显。这些规律表明节点板主要通过第2～6列直角应变花之间区域6的第二、三排PBL剪力键与弦杆进行传力，且第三排剪力键受力最大。整个加载过程中试件SJ2的荷载-位移曲线始终呈直线发展，试验中也没有发现节点板与混凝土弦杆之间产生滑移，说明本节点构造中的PBL剪力键群抗剪刚度大、强度高，能有效将钢和混凝土两种不同性质的材料连接成共同受力的有机整体。
图9为试件SJ2节点板其余几个关键测点应力随荷载的变化趋势，从图可见，各测点的荷载一应力曲线基本成线性发展，位于节点板中心线上的测点J2在拉压腹杆竖向分力作用下其应力增长速率较快。由试验数据可判断节点板加载至4 600kN时仍处于弹性工作阶段，而此时节点区混凝土已经开裂，故可知节点板的破坏发生在节点混凝土开裂之后。
2.4腹杆受力分析
图10给出了加载过程中腹杆各测点处的Mises应力的变化情况，图中Mises应力值前的负号仅表示测点位于受压腹杆上。从图中可以看出，当荷载大于3 100kN时，试件SJ1腹杆各测点的应力值均已达到屈服强度，此荷载值与试件SJ1的屈服值一致；腹杆加固后试件SJ2加载至4 600kN时尚处于弹性工作阶段，此时腹杆各测点应力值也位于屈服强度之下。说明在试验荷载作用下两个试件的承载力由其腹杆的受力决定，这也反映出试件节点区域的强度大。
对比图10 (a)，(b)可以发现，相同荷载等级下，同一腹杆上试件SJ1各测点应力值的差异性较试件SJ2大许多，说明当腹杆高厚比较小时，其弯曲变形产生的附加应力不可忽略。试验中，钢材之间的焊缝没有发生任何破坏，但位于对接焊缝附近的测点T1，T2，T6，T7在荷载等级仅为2 200kN时即已达到屈服强度，故对节点板与腹杆采用对接焊缝连接的合理性有待进一步研究。
3 有限元分析
3.1有限元模型建立
3.2有限元计算结果与试验结果比较
图5给出了两个试件有限元计算和试验实测弦杆自由端荷载-位移曲线的对比，由图可见，计算曲线与试验曲线基本重合，但在弹性阶段，相同荷载下有限元计算得到的位移值稍小于试验值，这与试件在制作及安装时存在一定的间隙，同时加载过程中腹杆支座在平面内产生了微小位移有关。图11为试件SJ2部分测点应变或应力实测值与有限元结果的对比，从图中可知，实测值与计算值吻合较好，说明有限元分析合理可靠，因此可以利用有限元软件对试件SJ2的极限承载力及节点区的开裂情况进行进一步分析
3.3试件极限承载力分析
试件关键荷载特征值如表2所示。从表中可以看出，试件SJ1屈服荷载和极限荷载的试验值和计算值差别不大，故对试件SJ2的有限元模型继续进行加载，可计算出试件SJ2的屈服荷载为6 180kN．极限荷载为6 250kN。试件SJ2虽然在加载过程中节点区域发生开裂，但开裂荷载较大，裂缝发展缓慢，数量少，节点区的承载力仍能继续增加，而此时荷载值已高达4 600kN，该值为设计荷载值(905kN)的5. 08倍，可见试件节点区域刚度大、强度高，安全富余程度大。可在原设计的基础上通过提高腹杆的刚度和强度或适当减少弦杆的配筋率获得更好的经济效益。
3.4节点核心区裂缝分布情况
图12为加载至6 250kN时，有限元计算得到的试件SJ2节点区混凝土的主拉应变云图，当主拉应变值超过试件混凝土的峰值拉应变时混凝土就会开裂，从图中可以看出，当荷载为6 250kN时，开裂区域已基本覆盖整个节点核心区并向加载端发展，说明此荷载等级下，裂缝已经严重影响节点的安全性和耐久性。
4 结论
(1)节点试件钢一混结合段刚度大、强度高，能有效地将弦杆和腹杆连接成整体。原试件的破坏形态主要是受压腹杆较大的屈曲变形，破坏荷载为设计荷载的3. 87倍；增加腹杆厚度并将节点区箍筋配筋率减少一半后，试件的破坏形态为节点区混凝土的开裂破坏，开裂荷载大，且其极限承载力与设计荷载的比值大于5. 08，可见节点区安全储备高，其设计能满足“强节点，弱构件”的要求。
(2) PBL剪力键群抗剪刚度大、承载力高，能有效抑制节点板和弦杆之间的滑移，其主要通过中间区域下排剪力键与节点板进行传力，传力效果明显。
(3)节点板受力良好，置于弦杆内部的区域其破坏发生在节点区混凝土开裂之后，但其与腹杆正面采用对接焊缝连接的合理性有待进一步研究。
(4)可对节点试件钢．混结合段的设计及腹杆的高厚比等进行一定的优化，以取得良好的经济效益。
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