端茂軍　劉　釗　張建東　劉　朵

(1東南大學(xué)土木工程學(xué)院, 南京210096)(2江蘇省交通科學(xué)研究院股份有限公司, 南京211112)

鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究

端茂軍1劉釗1張建東2劉朵2

(1東南大學(xué)土木工程學(xué)院, 南京210096)(2江蘇省交通科學(xué)研究院股份有限公司, 南京211112)

摘要:開(kāi)發(fā)了一種適用于鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁、便于現(xiàn)場(chǎng)快速組裝的新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn). 為研究該節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能,制作了大比例縮尺模型試件并進(jìn)行了靜力加載試驗(yàn),同時(shí)制作了一個(gè)不帶開(kāi)孔夾持鋼板的簡(jiǎn)單V形鋼管節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行對(duì)比. 研究結(jié)果表明: 新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)表現(xiàn)為鋼管交匯區(qū)的直剪破壞,導(dǎo)致破壞的主要原因是混凝土弦桿節(jié)間的軸力差在節(jié)點(diǎn)區(qū)產(chǎn)生的豎向剪力; 設(shè)置夾持鋼板可提高節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力及變形能力,但夾持鋼板作用存在滯后效應(yīng); 新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力主要由連接螺栓、PBL剪力鍵及弦桿混凝土提供,基于節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)提出的抗剪承載力簡(jiǎn)化公式的計(jì)算結(jié)果偏于安全,可用于指導(dǎo)節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì).新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)是一種可靠的節(jié)點(diǎn)形式,適用于實(shí)際工程.

關(guān)鍵詞:鋼桁腹;組合結(jié)構(gòu)橋梁;PBL-鋼管節(jié)點(diǎn); 抗剪承載力

鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁是一種新型結(jié)構(gòu)形式橋梁, 構(gòu)造上采用鋼管(或鋼管混凝土)組成的桁架作為腹桿,代替了傳統(tǒng)箱梁的混凝土腹板, 從而有效避免了長(zhǎng)期荷載作用下混凝土腹板的開(kāi)裂問(wèn)題. 鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁最早建成于法國(guó),近年來(lái)在日本應(yīng)用較多[1]．2011年建成的南京繞城高速江山橋?yàn)槲覈?guó)較早建成的鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁[2].目前,此類橋梁數(shù)量較少,尚屬一種探索中的橋型[3].

在鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁中,斜向鋼腹桿與混凝土頂、底板的連接節(jié)點(diǎn)是該類結(jié)構(gòu)傳力的關(guān)鍵部位,其構(gòu)造較為復(fù)雜.文獻(xiàn)[4]對(duì)木之川高架橋鋼蓋箱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了靜力和疲勞性能試驗(yàn); 文獻(xiàn)[5]依托第二東名高速公路上的猿田川橋和巴川橋進(jìn)行了雙套管節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)和理論研究; 文獻(xiàn)[6]通過(guò)模型試驗(yàn)和非線性有限元計(jì)算研究了PBL節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理; 文獻(xiàn)[7]針對(duì)某跨徑70m的簡(jiǎn)支鋼-混凝土組合桁架橋栓釘組合節(jié)點(diǎn)及鋼管鉸接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了靜載試驗(yàn)研究; 文獻(xiàn)[8]對(duì)組合桁架中栓釘節(jié)點(diǎn)的縱向剪力分布規(guī)律進(jìn)行了研究. 文獻(xiàn)[9]對(duì)矩形鋼桁架-混凝土組合節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了力學(xué)及疲勞性能分析; 文獻(xiàn)[10-11]就耳板式節(jié)點(diǎn)的受力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究.

本文開(kāi)發(fā)了一種適用于鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁、便于現(xiàn)場(chǎng)快速組裝的新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn),并進(jìn)行了大比例縮尺模型試驗(yàn),以研究該節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)及極限承載力計(jì)算方法,揭示其受力機(jī)理.

1新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造

新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖1所示.制作時(shí)首先將鋼管斜腹桿端部切削成垂直面, 在切削處焊接端部切口鋼板, 并于端部切口鋼板處將2根焊接過(guò)端部切口鋼板的鋼管斜腹桿對(duì)齊, 采用螺栓連接成一體,在端部切口鋼板上開(kāi)孔,并布置對(duì)穿鋼筋以形成PBL剪力鍵; 然后,在鋼管斜腹桿交匯處的側(cè)面布置2塊開(kāi)孔夾持鋼板,并用螺栓及對(duì)穿鋼筋形成PBL剪力鍵，將鋼管斜腹桿及開(kāi)孔夾持鋼板連接成整體; 最后,澆筑弦桿混凝土,形成新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)．

圖1　新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)構(gòu)造示意圖

2試驗(yàn)方案

2.1試件設(shè)計(jì)及制作

2個(gè)試件的混凝土弦桿強(qiáng)度等級(jí)為C50,鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q345,鋼筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB335,螺栓采用5.6級(jí). 制作試件T1時(shí),取2個(gè)圓鋼管,分別在端部垂直切削后加焊10cm厚端部切口鋼板,將2個(gè)圓鋼管在端部切口鋼板處對(duì)拼,并用5只M12螺栓連接,端部切口鋼板上開(kāi)2個(gè)直徑為30mm的圓孔,孔內(nèi)布置16mm對(duì)穿鋼筋, 形成PBL剪力鍵; 在鋼管腹桿交匯處的側(cè)面,采用10只M12螺栓夾持2塊厚10mm的開(kāi)孔鋼板,鋼板上各開(kāi)10個(gè)直徑為30mm的圓孔,孔內(nèi)布置16mm對(duì)穿鋼筋,形成PBL剪力鍵. 試件T2的制作方法與試件T1基本一致,唯一區(qū)別在于其未在鋼管腹桿交匯處設(shè)置夾持開(kāi)孔鋼板和對(duì)穿鋼筋.

2.2加載方案

鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁的節(jié)點(diǎn)為桁架節(jié)間的分界點(diǎn)．結(jié)構(gòu)受力時(shí),上、下弦桿中的軸力在此產(chǎn)生突變,從而導(dǎo)致三角形腹桿拉力與壓力交替,同時(shí)在節(jié)點(diǎn)處形成豎向剪力(見(jiàn)圖2).根據(jù)節(jié)點(diǎn)區(qū)受力模式,試驗(yàn)采用水平靜力加載,以模擬節(jié)點(diǎn)區(qū)的軸力差,加載裝置如圖3所示.鋼桁腹桿下端設(shè)不動(dòng)鉸支撐,混凝土弦桿端部下表面采用滾軸支撐.加載設(shè)備采用油壓式千斤頂逐級(jí)加載,正式加載前進(jìn)行預(yù)加載,以消除加載裝置間隙等不利因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響.為使結(jié)構(gòu)在荷載作用下的變形得到充分發(fā)揮并達(dá)到基本穩(wěn)定,在每級(jí)荷載持續(xù)3min后再采集應(yīng)變及變形數(shù)據(jù).

表1　試件中主要部件的幾何尺寸及型號(hào)

(a) 弦桿軸力圖

圖3　試驗(yàn)加載裝置(單位:mm)

2.3測(cè)點(diǎn)布置

在混凝土弦桿跨中及自由端布置了水平位移測(cè)點(diǎn)和豎向位移測(cè)點(diǎn)．2根鋼管腹桿表面布置了軸向應(yīng)變測(cè)點(diǎn).夾持鋼板受力復(fù)雜,是傳力的關(guān)鍵部位,因此在夾持鋼板上布置了單向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)及直角應(yīng)變花測(cè)點(diǎn),以測(cè)試其受力狀態(tài).

3試驗(yàn)過(guò)程與破壞形態(tài)

對(duì)于試件T1, 加載至130kN時(shí), 混凝土弦桿跨中頂面產(chǎn)生橫向貫通裂縫, 側(cè)面跨中區(qū)域也出現(xiàn)了一條豎向貫通裂縫; 加載至400kN時(shí), 受壓鋼管開(kāi)始屈服, 弦桿側(cè)面上緣出現(xiàn)多道斜向裂縫, 裂縫長(zhǎng)度約為100mm, 水平傾角較小; 加載至600kN時(shí), 受拉鋼管開(kāi)始屈服, 結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性工作階段, 弦桿側(cè)面上緣斜裂縫持續(xù)開(kāi)展, 長(zhǎng)度達(dá)到330mm; 加載至800kN時(shí), 混凝土弦桿縱向位移迅速增大, 跨中側(cè)面斜向裂縫急劇開(kāi)展, 主斜裂縫幾乎水平, 水平傾角約為8°, 長(zhǎng)度達(dá)到390mm, 試件產(chǎn)生巨大的爆裂聲響, 破壞形態(tài)如圖4(a)所示. 試驗(yàn)結(jié)束后, 將節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土鑿除, 發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)區(qū)箍筋全部被剪斷(見(jiàn)圖4(b)); 2根鋼管腹桿均明顯變形, 鋼管交匯處端部切口鋼板產(chǎn)生豎向錯(cuò)動(dòng), 鋼管端部切口鋼板上的2根貫穿鋼筋及5根連接螺栓被完全剪斷; 開(kāi)孔夾持鋼板內(nèi)1根對(duì)穿鋼筋被剪斷, 其余9根對(duì)穿鋼筋變形量較小, 夾持鋼板與2根鋼管腹桿的10只連接螺栓被全部剪斷, 夾持鋼板本身變形量較小.

對(duì)于試件T2, 加載至130kN時(shí)混凝土弦桿跨中頂面產(chǎn)生橫向貫通裂縫, 側(cè)面中間區(qū)域也出現(xiàn)了多條斜裂縫, 其中主要的一條斜裂縫長(zhǎng)約90mm, 水平傾角約為49°; 加載至150kN時(shí), 斜裂縫急劇開(kāi)展, 主斜裂縫長(zhǎng)度達(dá)到250mm, 已 開(kāi)裂至弦桿頂緣; 加載至400kN時(shí), 2根鋼管腹桿均開(kāi)始屈服, 結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性工作階段, 主斜裂縫長(zhǎng)度達(dá)到580mm; 加載至500kN時(shí), 混凝土弦桿縱向位移迅速增大, 跨中側(cè)面斜向裂縫急劇開(kāi)展, 主斜裂縫水平傾角約為49°, 長(zhǎng)度達(dá)到620mm, 試件產(chǎn)生巨大的爆裂聲響, 破壞形態(tài)如圖4(c)所示. 試驗(yàn)結(jié)束后, 將節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土鑿除, 發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)區(qū)箍筋全部剪斷(見(jiàn)圖4(d)); 鋼管交匯處端部切口鋼板產(chǎn)生豎向錯(cuò)動(dòng), 鋼管端部切口鋼板上的2根貫穿鋼筋與5根連接螺栓被完全剪斷.

(a) 試件T1，破壞形態(tài)

(c) 試件T2，破壞形態(tài)

試件T1與試件T2的破壞形態(tài)見(jiàn)表2. 由表可見(jiàn), 極限狀態(tài)下2個(gè)試件的破壞形態(tài)均表現(xiàn)為節(jié)點(diǎn)區(qū)的直剪破壞, 試件T1的極限承載力比試件T2高60%. 相對(duì)于試件T2,試件T1的鋼管相對(duì)錯(cuò)動(dòng)位移減小了45.5%, 混凝土弦桿縱向位移減小了56.9%, 混凝土弦桿表面最大裂縫寬度減小了58.2%, 且斜裂縫傾角更小, 長(zhǎng)度更短. 由此可見(jiàn), 設(shè)置開(kāi)孔夾持鋼板有利于提高節(jié)點(diǎn)的極限承載力,改善節(jié)點(diǎn)使用性能.

表2　試件T1和T2的破壞形態(tài)

根據(jù)鑿除節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土后試件T1的破壞形態(tài)可知,極限狀態(tài)下開(kāi)孔夾持鋼板與鋼管斜腹桿完全脫離,僅有1根對(duì)穿鋼筋被剪斷, 其余9根對(duì)穿鋼筋均保持完好,開(kāi)孔夾持鋼板變形量較小,說(shuō)明開(kāi)孔夾持鋼板及相應(yīng)的對(duì)穿鋼筋并未充分發(fā)揮作用,若加強(qiáng)開(kāi)孔夾持鋼板與鋼管斜腹桿間的連接效果,可進(jìn)一步提高試件T1的承載能力及變形能力.

4試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1荷載-縱向位移曲線

試件加載全過(guò)程的荷載-縱向位移曲線如圖5所示.圖中,F為試驗(yàn)荷載．由圖可見(jiàn),試件T1和試件T2的試驗(yàn)過(guò)程均可分為3個(gè)階段:

1) 全截面工作階段．節(jié)點(diǎn)試件的荷載與縱向位移呈線性關(guān)系,整體縱向位移較小.當(dāng)荷載達(dá)到130kN時(shí),混凝土弦桿跨中頂面處出現(xiàn)第1道橫向裂縫.

2) 帶裂縫工作階段．荷載繼續(xù)增大時(shí),荷載與縱向位移基本呈線性關(guān)系.對(duì)于試件T1,加載至400kN時(shí),受壓鋼管開(kāi)始屈服,受拉鋼管受力較小,荷載與縱向位移仍呈線性關(guān)系；加載至600kN時(shí),受拉鋼管開(kāi)始屈服,試件逐漸進(jìn)入彈塑性狀態(tài). 對(duì)于試件T2,加載至400kN時(shí),受拉及受壓鋼管同時(shí)開(kāi)始屈服,試件逐漸進(jìn)入彈塑性狀態(tài).

3) 破壞階段．對(duì)于試件T1,加載至600kN時(shí),試件逐步進(jìn)入破壞階段,荷載增量不大的情況下混凝土弦桿縱向位移不斷增大;加載至800kN時(shí),混凝土弦桿縱向位移急劇增大,試件最終破壞. 對(duì)于試件T2,加載至400kN時(shí),試件逐步進(jìn)入破壞階段;加載至500kN時(shí), 試件最終破壞.

圖5　荷載-縱向位移曲線

比較試件T1與試件T2的荷載-縱向位移曲線可見(jiàn), 當(dāng)荷載小于500kN時(shí), 兩者的受力狀態(tài)基本一致,說(shuō)明試件T1中開(kāi)孔夾持鋼板及相應(yīng)的對(duì)穿鋼筋作用尚未得到發(fā)揮．當(dāng)荷載大于500kN時(shí),試件T2直接破壞.而試件T1由于配置了開(kāi)孔夾持鋼板及相應(yīng)的對(duì)穿鋼筋,承載能力及變形能力大幅提高. 由此可見(jiàn),開(kāi)孔夾持鋼板及相應(yīng)對(duì)穿鋼筋的作用存在滯后效應(yīng).

4.2節(jié)點(diǎn)抗剪承載力簡(jiǎn)化分析

由破壞形態(tài)可知,2個(gè)試件的破壞形態(tài)均為鋼管交匯處的豎向直剪破壞.因此,節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼管交匯處的豎向抗剪承載力是控制節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)的主要參數(shù).據(jù)此建立了如圖6所示的極限狀態(tài)下節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化受力圖,并提出了節(jié)點(diǎn)受剪承載力的實(shí)用計(jì)算公式．圖中,Fu為極限狀態(tài)下的試驗(yàn)荷載.

(a) 試件整體

由圖6可見(jiàn),極限狀態(tài)下節(jié)點(diǎn)C處的抗剪承載力Vu=1.18Fu.根據(jù)試驗(yàn)所得節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)可知,節(jié)點(diǎn)抗剪承載力Vu由連接螺栓提供的抗剪承載力Vb、PBL剪力鍵抗剪承載力Vpbl以及節(jié)點(diǎn)處混凝土提供的抗剪承載力Vc組成,即

Vu=Vb+Vpbl+Vc

(1)

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50017—2014),單個(gè)受剪面上普通螺栓提供的抗剪承載力為

(2)

由文獻(xiàn)[12]可知,單個(gè)PBL剪力鍵提供的抗剪承載力為

(3)

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010—2010),節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土提供的抗剪承載力為

Vc=0.7ftbh0

(4)

式中,ft為混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;b,h0分別為混凝土弦桿截面寬度和有效長(zhǎng)度.

按組成構(gòu)件的不同,節(jié)點(diǎn)抗剪承載力Vu又可看作由鋼管交匯處的連接螺栓及PBL剪力鍵提供的抗剪承載力Vl、夾持鋼板與鋼管之間的連接螺栓及PBL剪力鍵提供的抗剪承載力Vs、節(jié)點(diǎn)處混凝土提供的抗剪承載力Vc組成,即

Vu=Vl+Vs+Vc

(5)

表3　節(jié)點(diǎn)抗剪承載力簡(jiǎn)化計(jì)算值與試驗(yàn)值比較 　kN

綜上可知,正常使用時(shí)節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力Vu主要由鋼管交匯處的連接螺栓及PBL剪力鍵提供的抗剪承載力Vl和節(jié)點(diǎn)處混凝土提供的抗剪承載力Vc兩部分組成. 開(kāi)孔夾持鋼板提供的抗剪承載力Vs作為節(jié)點(diǎn)極限狀態(tài)時(shí)的抗剪承載力儲(chǔ)備.因此,新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)在正常使用狀態(tài)下承受的水平荷載建議值為500kN. 根據(jù)相似理論,對(duì)江山橋進(jìn)行節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí),建議將節(jié)點(diǎn)處桁架節(jié)間的軸力差控制為2 000kN.

4.3節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理分析

新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)表現(xiàn)為鋼管交匯處螺栓及PBL剪力鍵的直剪破壞．混凝土弦桿的軸力差在節(jié)點(diǎn)區(qū)產(chǎn)生的豎向剪力是造成節(jié)點(diǎn)直剪破壞的主要原因,因此該節(jié)點(diǎn)既適用于鋼桁腹-混凝土組合橋梁的受拉區(qū),也適用于受壓區(qū).

設(shè)置開(kāi)孔夾持鋼板及相應(yīng)的對(duì)穿鋼筋可以增大新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)的抗剪剛度, 減小承受荷載時(shí)節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)角, 推遲受拉鋼管屈服, 從而提高了節(jié)點(diǎn)的承載能力及變形能力. 但夾持鋼板對(duì)節(jié)點(diǎn)前期受力及抗裂性能影響較小. 開(kāi)孔夾持鋼板與鋼管斜腹桿連接的可靠性對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能影響較大, 可靠的連接可以延緩鋼管斜腹桿交匯處的直剪變形, 使開(kāi)孔夾持鋼板更早地參與抗剪, 進(jìn)一步提高節(jié)點(diǎn)的抗剪承載能力及變形能力.

5結(jié)論

1) 新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)主要為鋼管交匯區(qū)的直剪破壞,混凝土弦桿節(jié)間的軸力差在節(jié)點(diǎn)區(qū)產(chǎn)生的豎向剪力是造成節(jié)點(diǎn)直剪破壞的主要原因.

2) 節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力主要由鋼管交匯處連接螺栓、PBL剪力鍵及弦桿混凝土提供. 開(kāi)孔夾持鋼板能有效提高節(jié)點(diǎn)的抗剪承載能力及變形能力,但開(kāi)孔夾持鋼板對(duì)節(jié)點(diǎn)前期受力及抗裂性能影響較小.

3) 基于節(jié)點(diǎn)區(qū)的破壞形態(tài)建立簡(jiǎn)化分析模型,提出了節(jié)點(diǎn)抗剪承載力簡(jiǎn)化公式,計(jì)算結(jié)果偏于安全,該公式可用于指導(dǎo)節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì).

4) 新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)是一種可靠的節(jié)點(diǎn)形式,方便現(xiàn)場(chǎng)快速拼裝施工,可用于實(shí)際工程中.

參考文獻(xiàn) (References)

[1]聶建國(guó).鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁[M]. 北京:人民交通出版社, 2011: 315-319.

[2]董峰, 張建東, 李雪紅, 等. 鋼桁腹預(yù)應(yīng)力混凝土組合梁橋靜動(dòng)載試驗(yàn)研究[J]. 中外公路， 2015, 35(2): 144-147.DOI:10.14048/j.issn.1671-2579.2015.02.030.

[3]陳寶春, 牟廷敏, 陳宜言, 等. 我國(guó)鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁研究進(jìn)展及工程應(yīng)用. [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2013, 34(S1): 1-10.

ChenBaochun,MouTingmin,ChenYiyan,etal.State-of-the-artofresearchandengineeringapplicationofsteel-concretecompositebridgesinChina[J]. Journal of Building Structures, 2013, 34(S1): 1-10. (inChinese)

[4]吉田健太郎, 古市耕輔, 日紫喜剛啓, 等. 鋼トラスウエブPC橋の格點(diǎn)構(gòu)造に関する実験的研究[J]. プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論文集,2000，10: 29-34.

YoshidaKentaro,FuruichiKousuke,HishikiYoshihiro,etal.Experimentalstudyofanewjointinprestressedconcretecompositebridgeswithsteeltrussweb[J]. Proceedings of the Symposium on Developments in Prestressed Concrete, 2000，10:29-34. (inJapanese)

[5]野村敏雄, 大野了, 加藤敏明.PC複合トラス橋格點(diǎn)部の構(gòu)造特性に関する研究[J]. 大林組技術(shù)研究所報(bào), 2004 (68): 1-6.

ToshioNomura,SatoruOhno,ToshiakiKato.AstudyonstructuralperformanceofjointinPChybridtrussbridge[J]. Obayashi Corporate Report, 2004(68): 1-6. (inJapanese)

[6]左東有次, 日野伸一, 園田佳巨, 等. 複合トラス橋の格點(diǎn)構(gòu)造の応力伝達(dá)機(jī)構(gòu)に関する研究[J]. 構(gòu)造工學(xué)論文集, 2008，54A: 778-785.

SatoYuji,HinoShin-ichi,SonodaYoshimi,etal.Studyonloadtransfermechanismofthejointinhybridtrussbridge[J]. Japan Society of Civil Engineers, 2008，54A: 778-785. (inJapanese)

[7]JungKH,YiJW,KimJHJ.Structuralsafetyandserviceabilityevaluationsofprestressedconcretehybridbridgegirderswithcorrugatedorsteeltrusswebmembers[J]. Engineering Structures, 2010, 32(12):3866-3878.DOI:10.1016/j.engstruct.2010.08.029.

[8]MachacekJ,CudejkoM.Longitudinalshearincompositesteelandconcretetrusses[J]. Engineering Structures, 2009, 31(6):1313-1320.DOI:10.1016/j.engstruct.2008.07.009.

[9]LiuY,XinH,HeJ,etal.Experimentalandanalyticalstudyonfatiguebehaviorofcompositetrussjoints[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013, 83:21-36.DOI:10.1016/j.jcsr.2012.12.020.

[10]周凌宇, 王海波, 賀桂超. 采用PBL連接件的組合桁架節(jié)點(diǎn)受力性能[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2012, 43(7):2762-2767.

ZhouLingyu,WangHaibo,HeGuichao.Experimentformechanicalpropertiesonsteel-concretecompositetrussjointswithPBLconnectors[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2012, 43(7):2762-2767.(inChinese)

[11]周凌宇, 賀桂超. 大跨度鋼-混凝土組合桁架鐵路橋端節(jié)點(diǎn)模型試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào), 2012, 45 (1): 92-99.

ZhouLingyu,HeGuichao.Modeltestfortheendjointoflong-spansteel-concretecompositetrussrailwaybridges[J].China Civil Engineering Journal, 2012, 45(1): 92-99. (inChinese)

[12]胡建華, 侯文崎, 葉梅新.PBL剪力鍵承載力影響因素和計(jì)算公式研究[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2007, 4(6):12-18.DOI:10.3969/j.issn.1672-7029.2007.06.003.

HuJianhua,HouWenqi,YeMeixin.StudyofinfluencefactorsandformulaforthebearingcapacityofPBLshearconnectors[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2007, 4(6):12-18.DOI:10.3969/j.issn.1672-7029.2007.06.003.(inChinese)

ExperimentalstudyonnewPBL-steeltubejointforsteeltruss-webbedconcreteslabcompositebridges

DuanMaojun1LiuZhao1ZhangJiandong2LiuDuo2

(1SchoolofCivilEngineering,SoutheastUniversity,Nanjing210096,China) (2JiangsuTransportationResearchInstituteCo.,Ltd.,Nanjing211112,China)

Abstract:A new PBL (perfobond leiste)-steel tube joint suitable for steel truss-webbed concrete slab composite bridges and facilitates rapid field assembly was developed. To investigate the mechanical performance of this joint, a static loading test on a large-scale model was conducted. And a simple V-shaped steel tube joint specimen without perforated clamping plates was tested for comparison. The results indicate that the failure mode of the new PBL-steel tube joint is the direct-shear failure in the joint area of the tube, and the main reason for the failure is the vertical shear in the joint area caused by the axial force difference of the chords. The shear capacity and the deformation capacity of the joint can be improved by the clamping steel plate, but the action shows hysteresis effect. The shear capacity of the PBL-steel tube joint is primarily contributed by the connecting bolts, the PBL shear connectors, and concrete of the chords. The calculation results of the simplified formula of the shear bearing capacity based on the failure mode of the joint is relatively safe, and the formula can be used to guide joint design. The new PBL-steel tube joint is reliable and for practical engineering.

Key words:steel truss-webbed; composite bridge; PBL (perfobond leiste)-steel tube joint; shear capacity

doi:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.03.019

收稿日期:2015-09-30.

作者簡(jiǎn)介:端茂軍(1981—)，男，博士生; 劉釗(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，mr.liuzhao@seu.edu.cn.

基金項(xiàng)目:江蘇省自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(BK2009028)、江蘇省交通運(yùn)輸科學(xué)研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014Y01).

中圖分類號(hào):U443.4

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):1001-0505(2016)03-0572-06

引用本文: 端茂軍,劉釗,張建東,等.鋼桁腹-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁新型PBL-鋼管節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,46(3):572-577.DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.03.019.