戴文蓉，陳建兵，周 晨

（1.蘇州科技大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州215011；2.中交一公局第二工程有限公司，江蘇 蘇州215011）

空間管桁架組合梁是以一般鋼-混凝土組合梁為基礎(chǔ)發(fā)展而來的新型組合結(jié)構(gòu)， 將管桁架和混凝土板通過剪力鍵連接在一起協(xié)同工作、共同受力。 雙幅桁架組合梁則是通過橫向聯(lián)結(jié)系將兩幅相同的管桁架組合梁連接在一起。 目前位于四川境內(nèi)的干海子特大橋就是世界上最長的雙幅鋼管桁架梁公路橋，由混凝土翼板與管桁架組成的新型結(jié)構(gòu)能夠更加充分地發(fā)揮鋼材和混凝土各自的材料性能，整體性強(qiáng)、空間剛度大、結(jié)構(gòu)截面尺寸小、受力合理、承載能力高、抗震性能和動力性能優(yōu)越、施工方便等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。

目前已有學(xué)者針對單幅鋼管混凝土桁架組合梁進(jìn)行相應(yīng)試驗(yàn)研究，重點(diǎn)主要包括兩個方面：①組合梁的桁架節(jié)點(diǎn)承載能力及疲勞性能，例如劉永健等[3]通過對T，Y 形兩種桁架節(jié)點(diǎn)以及鋼管內(nèi)是否灌注混凝土進(jìn)行試驗(yàn)研究，得出了節(jié)點(diǎn)承載力計算時需要考慮不同的破壞形式。 ②組合梁整體受力性能，例如姜如[4]以干海子大橋?yàn)閰⒖家罁?jù)，研究了其結(jié)構(gòu)自振特性，歸納總結(jié)了此類橋的靜動力學(xué)行為的一般規(guī)律；潘年等[5]通過試驗(yàn)實(shí)測在結(jié)構(gòu)力學(xué)的基礎(chǔ)上提出了桁架組合梁的撓度、短期剛度及抗彎承載力計算公式等。 但是在諸多空間桁架組合梁試驗(yàn)分析中關(guān)于雙幅桁架組合梁受力性能的研究成果卻很少，國內(nèi)外涉及該類型組合結(jié)構(gòu)規(guī)范中也沒有詳細(xì)的設(shè)計理論和計算公式，僅少數(shù)文獻(xiàn)有相關(guān)結(jié)構(gòu)的介紹及分析，但也只是借助于有限元軟件的簡單模擬分析，對于該結(jié)構(gòu)的受力性能的試驗(yàn)分析幾乎沒有，模擬與試驗(yàn)結(jié)果不能得到驗(yàn)證；因此有必要進(jìn)一步針對該新型結(jié)構(gòu)進(jìn)行受力性能試驗(yàn)研究，且實(shí)際工程中雙幅桁架組合梁橋?qū)τ谥械瓤鐝脚c大跨徑的橋梁結(jié)構(gòu)更具有競爭力，有較好的工程應(yīng)用前景。

通過對雙幅桁架組合梁進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析該組合梁在單幅對稱加載情況下的受力性能，并且與ABAQUS有限元軟件后處理結(jié)果比較，結(jié)合試驗(yàn)實(shí)測與模型數(shù)據(jù)分析試件在單幅對稱加載作用下的位移、沿截面高度縱向應(yīng)變、混凝土板頂縱向應(yīng)變、斜腹桿軸向應(yīng)變以及橫向聯(lián)結(jié)系軸向應(yīng)變隨荷載的發(fā)展變化和分布規(guī)律。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計

試驗(yàn)梁尺寸擬參照某鋼管混凝土桁架組合連續(xù)梁實(shí)橋，試驗(yàn)梁的長寬高按實(shí)橋1/10 的相似比進(jìn)行設(shè)計，各腹桿外徑也是采用實(shí)橋1/10 的相似比擬定，縮尺模型以后的雙幅桁架組合梁全長2 100 mm，寬2 000 mm，計算跨徑1 880 mm，其中單幅混凝土板寬900 mm，厚95 mm，單幅管桁架中，管桁架的軸心高270 mm，上弦桿之間軸心距離450 mm，試件幾何尺寸如圖1 所示。

圖1 雙幅桁架組合梁幾何尺寸圖（單位：mm）Fig.1 Geometrical dimensions of double-span truss composite beams （Unit： mm）

混凝土板采用C40，板內(nèi)雙層配筋，縱筋與橫向箍筋均是φ8@100。 在管桁架上焊接抗剪剛度較大，強(qiáng)度較高及抗疲勞能力較強(qiáng)的開孔鋼板新型剪力鍵[6-7]，可以減小混凝土板與桁架交界處滑移效應(yīng)對試件的影響，每片剪力鍵長160 mm、寬30 mm、厚3 mm，鋼片上鉆2 個直徑12 mm 的孔，2 個孔距離120 mm，箍筋穿過開孔連接件，讓混凝土板與管桁架的連接更牢固。

雙幅管桁架的上下弦桿、斜腹桿以及拉桿均采用Q345 級熱軋無縫圓鋼管，上弦桿型號為D57×3，下弦桿型號為D76×3，腹桿型號為D32×3，拉桿型號為D26×3，腹桿與弦桿的節(jié)點(diǎn)連接處采用直接焊接。 沿組合梁橫向，斜腹桿之間的角度是80°；沿組合梁縱向，其中直腹桿與斜腹桿夾角是32°，斜腹桿之間角度是65°，各個斜腹桿相鄰節(jié)點(diǎn)距離470 mm。因?yàn)榧虞d組合梁時支座處會產(chǎn)生集中力，所以上下弦桿中均灌入強(qiáng)度為C60 的混凝土砂漿，可以避免弦桿受壓內(nèi)凹和局部屈服[8]。

橫向聯(lián)結(jié)系是由橫斜腹桿、橫桿以及橫向連接下弦桿組成，型號分別是D20×3，D26×3，D34×3。沿組合梁橫向，橫斜腹桿之間的角度是61°，沿組合梁縱向，橫斜腹桿之間的角度是65°。 橫向聯(lián)結(jié)系中的橫桿與上弦桿焊接時， 沿組合梁的豎直方向往下偏14 mm， 避免加載時混凝土板下壓觸碰到橫向聯(lián)結(jié)系導(dǎo)致桿件受力。

1.2 材性試驗(yàn)

按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[9]的相關(guān)要求，制作試驗(yàn)梁的同時澆筑尺寸為150 mm×150 mm×150 mm 的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊， 按規(guī)定養(yǎng)護(hù)并得到C40 混凝土的平均抗壓強(qiáng)度為37.66 MPa， 軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為25.19 MPa，彈性模量為3.20×104 MPa。 鋼材的屈服強(qiáng)度fy、抗拉強(qiáng)度fu和彈性模量E 如表1 所示。

表1 鋼材力學(xué)性能Tab.1 Mechanical properties of steel

1.3 加載方案

試驗(yàn)梁加載裝置主要包括2 個500 kN 的手動液壓千斤頂、壓力傳感器、WH-1000 型荷載儀等。 在支座處墊上圓柱形鋼棒來模擬豎向鉸接約束。 試驗(yàn)采用2 個液壓千斤頂同步加載，兩個加載點(diǎn)位于A 幅跨中位置上弦桿正上方。在試驗(yàn)開始前，試件需要通過預(yù)加載來消除試件與加載裝置之間的縫隙，并且檢查測試儀器能否正常工作。

1.4 測點(diǎn)布置

用DH3821Net 靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)對混凝土板上單向應(yīng)變片以及管桁架應(yīng)變片的數(shù)據(jù)進(jìn)行采集。 試驗(yàn)梁豎向變形采用量程為±100 mm 位移計測量。

為了得到混凝土翼緣板各截面縱向應(yīng)變，在L/4，3L/8，L/2 三個測試截面頂部及底部各均勻布置11 個混凝土應(yīng)變片； 為了得到雙幅桁架組合梁在荷載作用下的撓度，在跨中截面的下弦桿以及混凝土板處都布置了位移計， 表2 為各個位移計編號；為了得到管桁架腹桿的軸向應(yīng)變，在各個測試腹桿沿軸線4 個方向都貼上應(yīng)變片；為了得到加載時雙幅桁架組合梁的橫向聯(lián)結(jié)系的受力狀態(tài)，橫斜腹桿四周以及節(jié)點(diǎn)位置處都需要布置應(yīng)變片。

表2 位移計編號Tab.2 Displacement gauge number

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件現(xiàn)象及結(jié)果

以20 kN 為一個荷載等級在試件的A 幅施加雙點(diǎn)對稱集中力，①加載初期，因?yàn)槭┘雍奢d值較小，通過開孔剪力鍵連接在一起的混凝土板與管桁架協(xié)同工作、共同受力，表現(xiàn)出雙幅桁架組合梁在彈性階段良好的工作性能；②當(dāng)P=100 kN 時，試驗(yàn)梁的A 幅混凝土板和下弦桿開始出現(xiàn)明顯下?lián)?，而B 幅混凝土板外側(cè)則輕微上翹；③當(dāng)P=200 kN 時，混凝土板底以及板側(cè)可以觀察到細(xì)小裂縫，此后荷載增加速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于跨中撓度的增長速度，表明試件開始進(jìn)入彈塑性狀態(tài)；④當(dāng)P=240 kN 時，A 幅混凝土板頂加載點(diǎn)附近有明顯橫向裂縫，隨著荷載的增長，其翼板裂縫寬度、長度也在進(jìn)一步擴(kuò)展，同時可以觀察到A 幅梁斜腹桿中受壓桿出現(xiàn)明顯彎曲，橫向聯(lián)結(jié)系中壓桿也出現(xiàn)明顯的彎曲；⑤最后當(dāng)P=260 kN 時，混凝土翼板頂板橫向裂縫變大、頂板壓碎，同時伴隨著一聲巨響，A 幅的下弦桿與斜腹桿的焊接處斷裂，試件加載破壞。 A 幅的斜腹桿與弦桿之間發(fā)生沖剪破壞，所以試件是由于斜腹桿和上下弦桿之間斷裂而提前退出工作，試驗(yàn)以節(jié)點(diǎn)的拉斷終止，其中焊接工藝的好壞是試件加載破壞的主要原因。

2.2 荷載-撓度曲線

圖2 為雙幅組合梁單幅對稱加載作用下A幅跨中截面下弦桿底部荷載-撓度關(guān)系曲線，觀察可知撓度曲線變化特征體現(xiàn)了試驗(yàn)梁在整個加載過程中經(jīng)歷了彈性、彈塑性以及破壞3 個階段。 由撓度的發(fā)展趨勢可知，當(dāng)P＜200 kN 時，撓度隨荷載增加呈線性發(fā)展，彈性階段時雙幅桁架組合梁具有良好的整體工作性能； 當(dāng)P=240 kN時， 試驗(yàn)梁的撓度增長速率大于荷載的增長速率； 直至P=260 kN 時，A 幅梁發(fā)生彎曲破壞，同時斜腹桿與上下弦桿連接處斷裂，所以試驗(yàn)梁整體的抗彎極限承載力為260 kN。

圖2 雙幅桁架組合梁荷載撓度曲線Fig.2 Load deflection curve of double-span truss composite beam

圖3 為試驗(yàn)梁沿寬度方向撓度的變化曲線，可以看出雙幅桁架組合梁在屈服前即荷載還未達(dá)到200 kN 時， 加載點(diǎn)所在A 幅梁的跨中撓度從中點(diǎn)處向兩邊逐漸減小， 隨著荷載的增加，其撓度變形的增量也不斷增加。由圖可以觀察到雖然加載點(diǎn)位于A 幅梁， 但是B 幅梁跨中撓度也有較小幅度的變化，由于橫向聯(lián)結(jié)系的作用B 幅混凝土板內(nèi)側(cè)也有向下?lián)隙?，而B 幅混凝土板外側(cè)有反向位移，位移變化在1 mm 左右，B 幅跨中下弦桿的位移接近0，所以單側(cè)加載時另一幅梁受力影響小且未發(fā)生傾覆情況，該雙幅桁架組合梁穩(wěn)定性較強(qiáng)。

圖3 沿梁寬各點(diǎn)撓度曲線Fig.3 Deflection curves at various points along the width of the beam

2.3 組合梁沿截面高度縱向應(yīng)變分布

雙幅桁架組合梁跨中沿截面高度縱向應(yīng)變分布如圖4 所示， ①當(dāng)組合梁處于彈性工作狀態(tài)時，混凝土板與管桁架連接處未出現(xiàn)滑移，隨著荷載增加，交界面處滑移效應(yīng)明顯；②下弦桿處出現(xiàn)拐點(diǎn)應(yīng)該是下弦桿同時承受受拉和受彎的內(nèi)力所導(dǎo)致的； ③圖中虛線表示忽略上弦桿與混凝土板的滑移效應(yīng)以及下弦桿的內(nèi)力作用則縱向應(yīng)變沿梁高近似呈線性分布， 所以組合梁縱向應(yīng)變沿跨中截面高度分布基本符合平截面假定；④當(dāng)加載到80%極限荷載時，虛線斜率逐漸減小， 且中和軸也隨著荷載增加逐步上移，表明跨中混凝土板底發(fā)生明顯開裂，從而退出工作。

圖4 組合梁沿截面高度縱向應(yīng)變發(fā)展Fig.4 Longitudinal strain development of composite beams along the section height

2.4 剪力滯效應(yīng)分析

單幅加載作用下的組合梁混凝土板沿板寬方向的縱向應(yīng)變分布有較大的差異， 出現(xiàn)了剪力滯后的現(xiàn)象[10]。 如圖5 所示，混凝土板板頂應(yīng)變橫向分布的變化幅度隨著荷載的增加而離散程度越大，并且呈現(xiàn)出混凝土板與管桁架交界處應(yīng)變值達(dá)到最大， 向翼板兩側(cè)逐漸減小的現(xiàn)象。剪力滯效應(yīng)較為明顯。 由此可見，單幅加載作用下雙幅桁架組合梁跨中截面沿縱向的最危險（不利）截面在混凝土板與管桁架交界處。 所以在實(shí)際工程中， 我們對雙幅桁架組合梁進(jìn)行設(shè)計時，不能忽略單幅加載時組合梁的剪力滯效應(yīng)。

將各測點(diǎn)縱向應(yīng)變換算成相應(yīng)的剪力滯系數(shù)，并且繪制剪力滯系數(shù)沿組合梁橫向分布圖，如圖6 所示。 當(dāng)P=220 kN 時，其梁肋處剪力滯系數(shù)λ 分別為1.21，1.42，梁肋處系數(shù)達(dá)到峰值，向兩邊逐漸減小，并在跨中截面的中心位置處達(dá)到最小。 隨著荷載的增加，曲線的離散程度也逐漸增大，但是變化趨勢相同，梁肋處剪力滯系數(shù)越大，表示該處的應(yīng)力分布越不均勻。

圖5 混凝土頂板應(yīng)變分布Fig.5 Strain distribution of concrete roof

當(dāng)A 幅施加一對集中荷載時，探討剪力滯效應(yīng)沿組合梁縱向的分布規(guī)律，整個組合梁的計算跨徑為1 880 mm，縱向的參考點(diǎn)分別設(shè)置在1/4 截面（525，1 575 mm），3/8 截面（787.5，1 312.5 mm）以及跨中截面處（1 050 mm），共5 個參考點(diǎn)，當(dāng)P=100 kN 和P=200 kN 時，計算出該5 個參考點(diǎn)的剪力滯系數(shù)，同時繪制出剪力滯系數(shù)沿橋梁縱向的分布曲線如圖7 所示。 由圖可知，當(dāng)荷載為100 kN，整個組合梁處于彈性階段時，剪力滯系數(shù)的影響范圍在787.5～1 312.5 mm，而且以跨中為對稱軸變化。 當(dāng)荷載為200 kN 時，試件進(jìn)入屈服階段，此時對比彈性工作狀態(tài)，可以明顯發(fā)現(xiàn)剪力滯效應(yīng)的影響范圍擴(kuò)大，影響范圍在656.25～1 443.75 mm，可知隨著荷載的增大，加載點(diǎn)截面處的應(yīng)力分布不均勻性也在逐漸擴(kuò)大。 彈性階段下剪力滯效應(yīng)沿橋縱向的影響范圍很小，主要集中在加載點(diǎn)的位置，而組合梁開始屈服時，剪力滯效應(yīng)的影響范圍擴(kuò)大，主要由集中力作用處向兩邊發(fā)展，且剪力滯系數(shù)峰值也比彈性階段時有所增加，200 kN 時剪力滯系數(shù)曲線可以觀察到兩邊出現(xiàn)拐點(diǎn)突變，主要是加載后期產(chǎn)生明顯的端部滑移，且后期變形集中于中間區(qū)域[11]。

圖6 剪力滯系數(shù)橫向分布Fig.6 Lateral distribution of shear lag coefficient

圖7 剪力滯系數(shù)縱向分布Fig.7 Longitudinal distribution of shear lag coefficient

2.5 組合梁腹桿軸向應(yīng)變

雙幅桁架組合梁中A 幅腹桿的編號如圖8所示，同時繪制出A 幅各腹桿的荷載平均軸應(yīng)變曲線如圖9、圖10 所示。 B 幅梁跨中斜腹桿9 和斜腹桿10 的荷載平均軸應(yīng)變?nèi)鐖D11 所示。

斜腹桿1，3，5，7 為壓桿，斜腹桿2，4，6，8 為拉桿，各個壓桿的變化趨勢一致，且同等荷載作用下對應(yīng)的應(yīng)變大小相近，偏差較小。 而各個拉桿之間的偏差較大，表現(xiàn)為同等荷載作用下，支座處的拉桿比跨中處的拉桿應(yīng)變值變化大。當(dāng)P＜200 kN 時，荷載-軸應(yīng)變的關(guān)系曲線都呈線性發(fā)展，當(dāng)加載至90%極限荷載，拉桿的應(yīng)變值均小于壓桿的應(yīng)變值，從之前的破壞特征來看，拉斷的是斜腹桿2 和斜腹桿6，這兩根拉桿的拉應(yīng)變值達(dá)到屈服值， 即1/8 截面處斜腹桿6 與上弦桿節(jié)點(diǎn)破壞以及1/4 截面處斜腹桿2 與下弦桿節(jié)點(diǎn)破壞。

圖8 A 幅腹桿編號Fig.8 Number of A-frame abdominal rods

圖9 壓桿荷載平均軸應(yīng)變Fig.9 Average axial strain of load on compression bar

圖10 拉桿荷載平均軸應(yīng)變Fig.10 Mean axial strain of tie rod load

圖11 B 幅跨中腹桿荷載平均軸應(yīng)變Fig.11 Mean axial strain of mid-span beam load in B-frame

2.6 組合梁橫向聯(lián)結(jié)系腹桿荷載軸應(yīng)變分析

試件極限加載破壞后，分析單幅加載作用下橫向聯(lián)結(jié)系的受力狀態(tài)，分別對支座處以及跨中處的橫向聯(lián)結(jié)系進(jìn)行編號，如圖12 所示，并繪制各腹桿荷載軸應(yīng)變分布圖，如圖13，14 所示。

1） 支座處橫向聯(lián)結(jié)系， 橫斜腹桿1，3 是拉桿，橫斜腹桿2，4 是壓桿，該4 根橫斜腹桿的變化規(guī)律相同，在荷載達(dá)到200 kN 之前，整個橫斜腹桿的荷載應(yīng)變呈線性發(fā)展，之后隨著荷載的增加， 應(yīng)變的增長幅度遠(yuǎn)大于荷載的增長幅度，但是橫斜腹桿并沒有達(dá)到屈服強(qiáng)度，并且發(fā)現(xiàn)，在同等荷載作用下，靠近A 幅梁一側(cè)的橫斜腹桿1，2 的應(yīng)變絕對值要大于靠近B 幅梁一側(cè)的橫斜腹桿3，4 的應(yīng)變絕對值。 再對比橫斜腹桿1，2 以及橫斜腹桿3，4，發(fā)現(xiàn)對應(yīng)位置處橫斜腹桿的拉應(yīng)變與壓應(yīng)變絕對值的相差不大。

圖12 橫向聯(lián)結(jié)系編號Fig.12 Number of horizontal connections

圖13 支座處橫斜腹桿荷載軸向應(yīng)變Fig.13 Axial strain of the transverse web at the bearing

圖14 跨中處橫斜腹桿荷載軸向應(yīng)變Fig.14 Axial strain of transverse web member under mid-span load

2） 跨中處橫向聯(lián)結(jié)系，橫斜腹桿6，8 是拉桿，橫斜腹桿5，7 是壓桿，在彈性工作狀態(tài)下，應(yīng)變隨荷載增加都呈線性發(fā)展，與支座處橫向聯(lián)結(jié)系的變化規(guī)律相同即靠近A 幅一側(cè)的橫斜腹桿的應(yīng)變絕對值大于另一側(cè)腹桿應(yīng)變絕對值，但位于同一側(cè)的拉壓桿應(yīng)變絕對值相近，對比支座與跨中位置的橫向聯(lián)結(jié)系，支座橫斜腹桿軸力均小于跨中橫斜腹桿軸力。

3 結(jié)論

1） 雙幅桁架組合梁在單幅對稱加載作用下破壞形態(tài)表現(xiàn)為A 幅彎曲破壞， 同時伴隨著受拉腹桿節(jié)點(diǎn)位置的沖剪破壞，B 幅僅斜腹桿受軸力且影響較小，所以確保節(jié)點(diǎn)的焊接質(zhì)量是工程中不可或缺的一步。

2） 組合梁試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)P＜200 kN 時組合梁處于彈性狀態(tài)，試件屈服后塑性區(qū)域不斷向上發(fā)展，內(nèi)力重新分布，中性軸上移。 組合梁剛度下降，位移增加速率比彈性階段快，非線性特征明顯。

3） 剪力滯系數(shù)沿橫向分布規(guī)律為梁肋處的剪力滯系數(shù)達(dá)到峰值，且由此向兩邊逐漸減小，說明梁肋處應(yīng)力分布最不均勻；在單幅跨中施加一對集中荷載，剪力滯效應(yīng)沿組合梁縱向的影響范圍很小，主要分布在加載點(diǎn)附近，加載后期曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)突變是因?yàn)榧虞d后期產(chǎn)生明顯的端部滑移，而變形集中于中間區(qū)域。

4） 單幅對稱加載，組合梁的弦桿、斜腹桿以及橫向聯(lián)結(jié)系中橫斜腹桿主要承受軸向力，而彎曲效應(yīng)影響較小，但是下弦桿處彎曲效應(yīng)對桿件的受力影響較大，不容忽視。