钢管混凝土K形节点脱空后的承载力与防脱空措施研究

邓淑飞 张开金

云南省设计院集团有限公司 中交第一公路勘察设计研究院有限公司

摘 要：为研究钢管混凝土K形节点脱空后的承载力以及防脱空措施，通过有限元方法，模拟计算了钢管混凝土K形节点脱空后的力学性能，提出了防脱空建议，并进行了验证。结果表明，当支管壁厚较小时，不同脱空率下节点破坏模式均为受压支管局部屈曲破坏，极限承载力大致相同，脱空只影响节点弹性刚度，且节点弹性刚度随着脱空率的增大而逐渐减小；支管管壁较厚时，破坏模式为主管表面塑性破坏或冲剪破坏；随着脱空率的增大，节点的刚度及承载力均逐渐下降；主管内增设PBL后，主管表面刚度得到提高，不同脱空率下节点破坏模式均变为受压节点的局部屈曲破坏，各模型承载力大致相同；相比于原脱空钢管混凝土节点，节点刚度及承载力均有提高；PBL可显著降低核心混凝土脱空产生的不利影响，当脱空率较大时，PBL作用更加明显。

关键词：钢管混凝土;K形节点;承载力;脱空;PBL加劲肋;

1 研究背景

钢管混凝土结构充分利用了混凝土材料和钢材的优势，在结构受力过程中充分发挥了各自的优势，实现了“1+1>2”的效果[1,2]。要实现上述效果，则必须保证钢材与混凝土之间直接能够传力，即保证界面性能良好[3,4]。然而，受混凝土浇筑质量的影响，钢管与混凝土之间可能产生脱空现象，进一步受日照温差、混凝土收缩徐变的影响，其脱空程度可能更大[5,6]。钢管混凝土桁式拱桥中，节点是关键构造之一，节点的传力更为复杂，管内混凝土脱空对节点受力的影响更加明显[7,8]。

童林等[9]认为钢管混凝土结构工作时始终处于弹性阶段，计算中可以不考虑套箍作用，而是将钢与混凝土的承载力单独计算后再叠加，该方法相当于增加了结构的安全度。罗业凤等[10]和叶跃忠等[11]采用二次灌浆法处理钢管混凝土结构的脱空问题，采用的砂浆是改性环氧砂浆或高强度水泥砂浆，能够使得灌浆后的结构承载力基本得到恢复。郑皆连等[12]通过在大跨度钢管混凝土节点内设置剪力钉防脱空，并采用真空辅助灌注混凝土减小脱空，该方法成功应用于合江长江一桥。涂光亚等[13]提出采用钢管内设法兰的方法实现钢管与混凝土的有效黏结，研究成果在湖南茅草街大桥中得到了验证。牟廷敏等[14]提出在自密实混凝土中增加一定比例的增黏剂，来提高钢管与混凝土之间的黏结力，研究成果在干海子特大桥中得到了充分验证。刘君平等[15]和JIANG等[16,17,18]提出在钢管内设PBL加劲肋(开孔加劲肋),该方法能够提高混凝土材料与钢材的可靠连接，从而保证作用于钢材的力能够传递到混凝土，保证二者同时受力。

2 钢管混凝土K形节点

钢管混凝土桁式拱肋中，最常见的节点为K形节点，节点构造方式为腹杆采用圆截面空钢管，弦杆采用圆截面钢管混凝土构件。因此，相对于空钢管节点而言，弦杆以及节点的强度和刚度大大提高，耐疲劳性能、耐火性能、抗震性能得到增强，使得在一定跨度范围内的桁架结构中应用可取得良好的经济效益。实桥中的的K形节点及节点示意如图1所示。

图1 钢管混凝土K形节点

3 有限元模拟方法与模型验证

3.1验证模型概况

试件边界条件及加载装置如图2所示，荷载由压力传感器和液压千斤顶实时记录。图2中，试件受压支管位移计沿支管轴向布置，一端固定于支管表面，距鞍点2.5倍管径，另一端固定于主管侧表面中间部位。

表1 钢管混凝土K形节点材料计算参数 MPa

图2 试件边界及加载装置

3.2有限元模拟方法

(1)材料本构关系。

在热点应力分析时，节点材料应力均处于弹性阶段，因此，钢材和混凝土均采用线弹性的应力～应变关系。钢材弹性模量和泊松比分别取2.06×105 MPa和0.283;混凝土的弹性模量和泊松比分别取3.45×104 MPa和0.167。

(2)单元类型与 格划分。

钢管采用壳单元模拟，核心混凝土、刚性盖板采用实体单元模拟。腹杆接头和节点处采用密度较大 格单元，通过耦合连接在弦杆表面，其他部位采用相对稀疏的 格。

(3)接触关系。

钢管内壁与核心混凝土表面采用硬接触模拟法向接触行为，采用库仑摩擦模型模拟界面的切向传力行为，摩擦系数经试算取0.6。

(4)边界条件。

试验中加载端板的作用主要是将荷载均匀传递。在有限元模拟时，可将加载端板的材料属性定义为不可变形材料，具体的处理方法如下：端板定义为弹性材料，其弹性模量和泊松比分别取1012 MPa和0.001。经过大量算例分析比较，确定钢管混凝土相贯节点构件采用这种处理方法能够满足计算要求。通过定义加载端板与杆件的相互作用，使钢管混凝土弦杆和空钢管腹杆与端板具有相同的位移和转角。模型中采用位移加载，有限元模型如图3所示。

图3 有限元模型

3.3模型验证

有限元模拟及试验所得的钢管混凝土K形节点破坏形态如图4所示。有限元模拟及试验得出的节点破坏形态均为受拉支管焊缝撕裂破坏+受压支管局部屈曲，且破坏位置大致相同。试验中受压支管破坏形态更明显，这是因为实际条件下支管受压时对钢材缺陷、加工工艺等因素较敏感，导致受压时更不利。因此，可认为有限元模拟的破坏形态准确地反映了实际情况。

图4 K形节点破坏形态

有限元模拟和试验得到的荷载～位移曲线对比如图5所示。荷载为作动器对应的轴向力，位移为支主管间相对变形，即受压支管上布置的位移计的读数。由于构件加工制造和试验存在误差，导致节点加载初始刚度上有差别。从极限承载力的情况来看，有限元模拟计算与试验结果的误差仅为3%,精度满足计算要求。

图5 荷载位移曲线对比

4 K形节点脱空后承载力研究

4.1模型设计

为研究脱空对圆钢管混凝土节点的静力性能影响，根据工程中已建成的某钢管混凝土拱桥拱肋尺寸，对不同脱空高度的圆钢管混凝土K形节点进行了有限元分析计算，脱空形式如图6所示。

图6 钢管混凝土K形节点脱空形式

K形节点的试验试件和有限元算例均要满足一定的选取原则，合理的杆件长度尤为重要。如果弦杆选取的长度太小，则加载过程中承载力、杆件中力的传递受弦杆刚度的影响将太大。如果腹杆过短，则会影响到试验中加载和采集装置的布置安装；腹杆过长，则腹杆容易在加载过程中受弯破坏而难以反映出节点受力特征。考虑到上述原因，本章K形节点有限元模型统一取腹杆长度li=6di,弦杆长度l0=7d0。模型主管尺寸为5 950 mm×850 mm×24 mm,支管尺寸2 400 mm×400 mm×10 mm,无偏心。由于实桥中支主管夹角θ不是定值，在45°～60°之间变动，因此K形节点支主管夹角取45°和60°两种尺寸。同时，为简化计算，规定θ1=θ2。

表2 模型资料

4.2结果分析

(1)破坏模式。

图7为弦杆与腹杆夹角为45°时的节点破坏模式。为了明确钢管壁和混凝土的破坏位置，图7仅列出钢管壁率先达到屈服时对应分析步下的受力情况。模型计算结果显示，局部屈曲发生在最先达到屈服的钢管壁处。由图7(a)可知，加载到一定阶段时，受压支管冠点附近率先达到屈服。而由于管内混凝土对主管的支撑作用，既无主管椭圆化变形，也无表面局部凹陷。此时对应的混凝土中间截面最底端出现了1.11 MPa的最大主应力，未出现开裂。由图7(b)可知，当钢管内混凝土的脱空高度达到19 mm(对应规范脱空率为0.6%)时，受压支管率先达到屈服的位置由冠点附近向鞍点附近移动。由于上方管内混凝土局部脱空，主管表面产生轻微的凹陷，此时对应的混凝土中间截面最顶端出现了2.17 MPa的最大主应力，未出现开裂。由图7(c)可知，当钢管内的混凝土脱空高度达到75 mm(脱空率为4.72%)时，受压支管鞍点附近率先达到屈服。由于上方管内混凝土大面积脱空，主管表面产生大面积凹陷，此时对应的混凝土中间截面最顶端出现了0.369 MPa的最大主应力，混凝土未开裂。弦杆与腹杆的夹角θ=60°时，破坏模式与上述类似，在此不再赘述。

图7 45°K形节点破坏模式

(2)刚度及承载力。

图8为K形节点受压支管的荷载～位移曲线，纵坐标取受压支管反力的最大值，横坐标取受压支管的轴向位移。不同脱空高度的钢管混凝土K形节点的荷载～位移曲线变化规律大致相同，弹性刚度与脱空率呈反比关系，这是因为混凝土的脱空导致主管以致节点整体刚度的削弱。但节点破坏模式及最终的承载力基本一致，这是因为模型最终破坏均为受压支管的局部屈曲而丧失节点承载力。

图8 K形节点中受压支管的荷载～位移曲线

由图9可知，不同角度节点极限承载力相同，表明破坏模式均为受压支管局部屈曲时，支主管夹角不影响节点的承载力水平。对比节点的弹性刚度可知，不同脱空率下支主管夹角45°的节点弹性刚度略低，但差别几乎可忽略，因此下文仅选择45°角节点模型的弹性刚度进行分析。取位移1%d1对应的荷载表征节点的弹性刚度。由图10可知，节点弹性刚度在脱空高度为45 mm之前减小较快，而在45 mm之后刚度减小速度变缓慢。原因在于，随着混凝土局部脱空高度的增加，支、主管交界处的局部承载刚度也在发生变化。受压支管出现鼓曲的地方由冠点逐渐向鞍点附近转移，而支管管径400 mm正是一个分界点。在支管管径对应的宽度内全部局部脱空之后，节点弹性刚度降低缓慢，破坏时的主要区别在于主管壁的凹陷程度。

图9 不同角度节点受压支管荷载～位移曲线比较

图10 不同脱空率下的节点弹性刚度

(3)对比分析。

采用有限元数值模拟方法、《钢管混凝土拱桥规范》(JTG/T D65-06-2015)方法和CIDECT规范3方法以及考虑支管局部屈曲公式计算得到的节点极限承载力如图11所示，其中，第二、第三种方法均针对空钢管节点。由于模型计算结果显示主要的破坏模式均为因受压支管局部屈曲而丧失承载力，且极限承载力一致，因此说明发生此种破坏模式的钢管混凝土节点可套用空钢管节点的计算公式。与有限元计算结果相比，后三者分别为有限元计算结果的0.783倍、0.943倍和1.00倍。由结果对比可知，方法二未考虑拉、压支管破坏模式不同时承载力的差异，显然是不合理的；而受压支管屈曲时的承载力可大致按矩形空钢管节点受压支管有效宽度破坏计算公式来计算；考虑受压支管壳体局部屈曲的公式的相似度最高。

5 防脱空措施研究