摘要
在地形复杂、条件恶劣地区的大跨钢管混凝土拱桥建设中，拱肋采取传统焊缝连接施工难度高且节点质量无法保障.在此基础上提出了一种新型栓焊节点，有效降低施工难度的同时保障了节点质量.采用钢管混凝土新型栓焊节点与外包混凝土组成的劲性骨架（叠合构件）作为拱肋不仅能提升结构承载力，还能改善节点与外包混凝土之间的黏结性能，具有广阔应用前景.由于拱肋受力特点为小偏心受压，为研究钢管混凝土新型栓焊叠合构件的偏压力学性能，开展了缩尺钢管混凝土叠合构件偏压试验，研究不同节点形式下（焊缝连接、栓焊连接）叠合构件之间的力学性能差异，并通过有限元分析进一步探讨了叠合构件的力学行为以及栓焊节点设计的影响.结果表明，小偏压下钢管混凝土部分提供叠合构件的主要承载力，增加外包混凝土中配筋数量能有效提高叠合构件承载力.新型栓焊节点在满足节点安全施工的前提下为叠合构件提供了更加优良的节点性能，提高节点稳定性的同时增强了节点与外包混凝土之间的相互作用，保证叠合构件承载力的同时又提升了延性.当采用钢管混凝土栓焊节点连接形式时，栓焊弧长比应控制在2.00以内.
拱桥在我国经历了上千年的发展，从隋朝的赵州桥到如今跨度575 m的平南三桥，从侧面体现了我国经济实力与科学技
与传统的钢筋混凝土拱桥相比，采用钢管混凝土叠合构件作为拱桥拱肋提供了一种新的成拱方式，且钢管混凝土和外包混凝土之间的相互作用使其有更高的承载力和更好的变形能
上述研究更多关注整体叠合构件，对节点连接形式的影响讨论较少.在大跨劲性骨架钢管混凝土拱桥中，拱肋处叠合构件往往带有节点连接.传统的焊缝连接在地形复杂、环境恶劣地区的大跨钢管混凝土拱桥建设中施工困难，基于此，作者团队提出了一种新型栓焊节点连接形式.无外包的钢管混凝土拱肋采用新型栓焊节点连接，省去了节点切割法兰盘再焊接的步骤，避免应力重分布的同时有效降低了施工难度且缩短了工期，具有良好的承载力与变形能力，这在之前的工作中已得出结
本研究依托在建的大跨劲性骨架钢管混凝土拱桥新型栓焊节点设计方案，采用试验研究与数值模拟相结合的方式，对钢管混凝土新型栓焊节点叠合构件偏压力学性能进行分析，探究小偏压下钢管混凝土栓焊节点叠合构件与焊接节点叠合构件在破坏模式、荷载-位移曲线等方面的差异.基于验证的数值模型，进一步开展外包混凝土配筋影响、荷载分配、节点接触应力以及施工阶段节点受力分析，验证了栓焊节点的优良力学性能.最后分析节点设计参数影响，给出了建议的栓焊弧长比，为工程实践提供了参考.
1 试验设计与制作
以大跨劲性骨架钢管混凝土拱桥建造为背景，考虑现有试验加载条件等因素，设计出一个缩尺比为1∶4的钢管混凝土栓焊节点与焊接节点叠合构件模型，尺寸和各组件细节如
图1 缩尺试件及各组成部件详图（单位：mm）
Fig.1 Details of scaled specimens and each component （unit： mm）
试件制作时首先将钢管、法兰盘及加劲板进行焊接组装，再将两段钢管进行节点处法兰栓接与周围焊接，法兰之间的栓接采用M8型螺栓.完成空钢管栓焊节点连接后向管内浇筑C80核心混凝土；在养护核心混凝土时粘贴钢管表面应变片并完成钢筋笼绑扎，待核心混凝土养护后焊接端板并制作模具，浇筑C60外包混凝土，养护28 d后拆模、画网格并粘贴应变片.试件信息如
| 序号 | 试件编号 | B×L/（mm×mm） | D×t/（mm×mm） | 连接形式 | e/mm | 配筋率αl/% | 纵筋直径/mm | 配箍率ρs/% | 箍筋直径/mm |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 1 | W-4-7 | 339×820 | 219×8 | 焊接 | 40 | 0.59 | 12 | 0.54 | 8 |
| 2 | BW-4-7 | 339×820 | 219×8 | 栓焊 | 40 | 0.59 | 12 | 0.54 | 8 |
注： 试件编号中字母“W”表示焊接节点“weld”，“BW”表示栓焊节点“bolt-welded”，第一个数字表示外包混凝土中纵筋数量，第二个数字表示外包混凝土中箍筋数量；B为叠合构件的截面宽度；L为叠合构件的长度；D代表内部钢管混凝土的钢管外径，t代表钢管壁厚；e代表偏心距.
钢管为Q420钢材，核心混凝土、外包混凝土分别为C80、C60混凝土.为实现构件小偏心受压，参考实际工程拱肋的偏心率范
| 部件 | 型号 | 屈服强度fy/MPa | 极限强度fu/MPa | 弹性模量Es/GPa |
|---|---|---|---|---|
| 钢管 | Q420 | 623 | 695 | 210 |
| 纵筋 | HRB400 | 423 | 583 | 192.2 |
| 箍筋 | HRB400 | 446 | 637 | 192.2 |
图2 钢材应力-应变曲线
Fig.2 Stress-strain curves of steels
（a）钢管 （b）纵筋 （c）箍筋
试验加载装置为千吨电液伺服压力试验机，如
图3 试验布置与加载图
Fig.3 Test layout and loading schematic
（a）试验布置 （b）位移布设示意（单位：mm） （c）应变片布设示意
2 试验分析
2.1 试验现象分析
加载停止后两个试件受压侧及受拉侧破坏对比如
图4 叠合构件外包混凝土部分破坏对比
Fig.4 Comparison of failure of the outer concrete of composite members
（a）焊接节点试件W-4-7 （b）栓焊节点试件BW-4-7
把产生明显裂缝的受压侧外包混凝土敲碎，保留较为完好的外包混凝土结构，得到试件的破坏模式如
图5 叠合构件外包混凝土破坏模式
Fig.5 Failure modes of the outer concrete of composite members
（a）焊接节点试件W-4-7 （b）栓焊节点试件BW-4-7
完全去除外包混凝土部分后内部钢管混凝土的破坏模式如
图6 内部钢管混凝土破坏模式
Fig.6 Failure modes of the inner CFST
（a）焊接节点试件W-4-7 （b）栓焊节点试件BW-4-7
2.2 试验结果分析
如
图7 节点形式对荷载-竖向位移曲线的影响
Fig.7 Effect of the joint connection form on the load-vertical displacement curve
焊接节点叠合构件W-4-7外包混凝土及内部钢管混凝土跨中节点处荷载-应变曲线如
图8 焊接节点叠合构件W-4-7荷载-应变曲线
Fig.8 Load-strain curves of the welded joint composite member W-4-7
（a）外包混凝土 （b）内部钢管混凝土
栓焊节点叠合构件BW-4-7外包混凝土及内部钢管混凝土跨中节点处荷载-应变曲线如
图9 栓焊节点叠合构件BW-4-7荷载-应变曲线
Fig.9 Load-strain curves of the bolt-welded joint composite member BW-4-7
（a）外包混凝土 （b）内部钢管混凝土
两个叠合构件跨中处钢筋荷载-应变曲线如
图10 钢筋荷载-应变曲线
Fig.10 Load-strain curves of rebars
（a）焊接节点W-4-7 （b）栓焊节点BW-4-7
图11 叠合构件荷载-横向挠度曲线
Fig.11 Load-lateral deflection curves of composite members
（a）焊接节点W-4-7 （b）栓焊节点BW-4-7
3 数值模拟
3.1 材料属性定义
钢管弹性模量为206 GPa，钢筋弹性模量为 200 GPa.密度统一取7 850 kg/
混凝土本构采用塑性损伤模型（concrete dama ged plasticity， CDP）.拉伸行为考虑峰值拉应力前为线弹性段，峰值后受拉应力-应变关系通过沈聚
3.2 有限元模型
以栓焊节点叠合构件BW-4-7为例建立的有限元模型如
图12 栓焊节点叠合构件BW-4-7有限元模型
Fig.12 Finite element model of the composite member BW-4-7
图13 偏心受压下钢管混凝土栓焊节点螺栓建模和简化模型对比
Fig.13 Comparison between the bolt and simplified modeling for the bolt-welded joint CFST under eccentric compression
（a）螺栓建模应力云图 （b）简化模型应力云图 （c）荷载-竖向位移曲线对比
；（单位：MPa） （单位：MPa）
考虑计算精度和效率，经过不同网格尺寸划分与模型计算后，确定栓焊节点叠合构件各部件的网格如
图14 BW-4-7有限元模型各部件网格示意图
Fig.14 Mesh of parts of BW-4-7 finite element model
3.3 模型验证
数值模拟下叠合构件外包钢筋混凝土破坏模式如
图15 外包混凝土破坏模式试验与有限元结果对比
Fig.15 Comparison of failure modes of the outer concrete between experiment and finite element modeling
（a）焊接节点W-4-7 （b）栓焊节点BW-4-7
数值模拟下内部钢管混凝土的破坏模式如
图16 W-4-7内部钢管混凝土破坏模式试验与有限元结果对比
Fig.16 Comparison of failure modes of W-4-7 inner CFST between experiment and finite element modeling
（a）W-4-7受压侧 （b）W-4-7受拉侧
图17 BW-4-7内部钢管混凝土破坏模式试验与有限元结果对比
Fig.17 Comparison of failure modes of BW-4-7 inner CFST between experiment and finite element modeling
（a）BW-4-7受压侧 （b）BW-4-7受拉侧
叠合构件试验与模拟得到的荷载-竖向位移曲线对比如
图18 荷载-竖向位移曲线试验与有限元结果对比
Fig.18 Comparison of load-vertical displacement curves between experiment and finite element modeling
（a）焊接节点W-4-7 （b）栓焊节点BW-4-7
4 数值结果分析
4.1 配筋影响
基于已验证的数值模型，进一步设置外包混凝土两组配筋情况，以研究其对叠合构件偏压力学性能的影响.以栓焊节点叠合构件模型为例，具体配筋设置如
图19 栓焊节点叠合构件有限元模型外包混凝土钢筋设置
Fig.19 Arrangement of rebars of the outer concrete in finite element modeling of bolt-welded joint composite members
（a）BW-4-10-F模型 （b）BW-8-7-F模型
图20 配筋对叠合构件荷载-竖向位移曲线的影响
Fig.20 Effect of reinforcement on load-vertical displacement curves of composite members
（a）焊接节点叠合构件 （b）栓焊节点叠合构件
| 序号 | 模型编号 | 配筋率/% | 配箍率/% | 极限承载力Nu，n/kN | 同一节点形式下极限承载力增幅率/% | 栓焊节点极限承载力增幅率/% |
|---|---|---|---|---|---|---|
| 1 | W-4-7-F | 0.59 | 0.54 | 4 664.295 | — | — |
| 2 | W-4-10-F | 0.59 | 0.81 | 5 144.324 | 10.3 | — |
| 3 | W-8-7-F | 1.17 | 0.54 | 5 089.534 | 9.12 | — |
| 4 | BW-4-7-F | 0.59 | 0.54 | 4 705.314 | — | 0.88 |
| 5 | BW-4-10-F | 0.59 | 0.81 | 5 011.016 | 6.5 | -2.66 |
| 6 | BW-8-7-F | 1.17 | 0.54 | 4 875.888 | 3.63 | -4.38 |
注： 模型编号F代表有限元模型.
新的配筋设置对栓焊节点叠合构件极限承载力的提升在6.5%以下，而对焊接节点叠合构件的提升在10%左右.表明钢筋数量对栓焊节点叠合构件承载能力的影响小于对焊接节点叠合构件的影响.另外栓焊节点叠合构件的极限承载力均略低于相应的焊接节点叠合构件，但差距不超过5%，在配筋率1.17%，配箍率0.54%的情况下最为显著，栓焊节点叠合构件极限承载力较焊接节点低213.646 kN.这是因为栓焊节点处的法兰和加劲板导致焊缝不连续，相较于焊接节点而言，栓焊节点的焊缝更易发生断裂，从而阻止整体承载力的提升.三种配筋情况下栓焊节点叠合构件曲线下降段基本吻合，而焊接节点叠合构件并未如此，表明配筋数量的增加对栓焊节点叠合构件偏压力学性能的提升更加稳定，承载力下降段表现出了更好的延性.
4.2 荷载分配
钢管混凝土叠合构件的整体承载力由外包钢筋混凝土和内部钢管混凝土两部分共同组成，根据数值分析结果绘制两种节点连接形式（焊接、栓焊连接）下叠合构件跨中截面处的荷载分配曲线，如
（a） W-4-7-F
（b） W-4-10-F
（c） W-8-7-F
（d） BW-4-7-F
（e） BW-4-10-F
（f） BW-8-7-F
图21 叠合构件荷载分配曲线
Fig.21 Load distribution curves of composite members
加载初期，外包混凝土与内部钢管混凝土共同发挥承载作用，整体叠合构件到达极限承载力前受压侧外包混凝土因压缩损伤达到阈值而触发单元删除，使得外包混凝土逐渐丧失承载能力；内部钢管混凝土部分由于自身优异的力学性能及外包混凝土提供的约束作用而继续承载，整个叠合构件达到峰值荷载时内部钢管混凝土依然能继续承载.加载后期，内部钢管混凝土分配曲线的下降段与整个截面的曲线下降段相吻合，表明叠合构件破坏时的延性完全取决于内部钢管混凝土的力学性能.
另外，钢筋数量的增加在直接提升外包混凝土部分承载能力的同时，进一步加强了对内部钢管混凝土的约束作用，从而提高内部钢管混凝土对整体承载力的贡献.纵筋对外包混凝土部分的承载力贡献较小，而增加箍筋数量能够显著提高外包混凝土对叠合构件的承载力贡献.值得一提的是，栓焊节点由于法兰盘和加劲板的存在增大了内部钢管混凝土节点处的横截面积，进而削减了外包混凝土此处的横截面积，因此相较于焊接节点，栓焊节点叠合构件的外包混凝土部分更容易在加载初期发生破坏，对整体叠合构件的承载力贡献较低.
4.3 接触应力
根据数值分析结果绘制出节点处钢管与外包混凝土之间接触应力-竖向位移关系曲线，如
图22 叠合构件节点处接触应力-竖向位移曲线
Fig.22 Contact stress-vertical displacement curves at the joint of composite members
（a）W-4-7-F&BW-4-7-F （b）W-4-10-F&BW-4-10-F （c）W-8-7-F&BW-8-7-F
对于叠合构件受压和受拉侧而言，受压侧节点处的接触应力明显小于受拉侧.结合试验现象分析可知，受压侧外包混凝土在加载前期轴力和弯矩的共同作用下迅速压碎，节点附近的混凝土容易发生剥落，而外包混凝土在受拉侧节点附近主要产生水平裂缝，因此相较之下受压侧混凝土的迅速剥落使得节点处接触应力较低.以W-4-7和BW-4-7为例，W-4-7受压侧节点处的峰值接触应力为0.025 MPa，而受拉侧峰值为0.06 MPa；BW-4-7受压侧节点处的峰值接触应力为0.26 MPa，受拉侧峰值为0.35 MPa.相较之下，栓焊节点叠合构件受压与受拉两侧接触应力的差值百分比更小，说明栓焊节点更好地平衡了两侧节点处的接触应力，提供了更加稳定的节点黏结性能.另外随着配箍率的增加，节点处的接触应力得到显著提升，表明外包混凝土的破坏推迟，同时增强了对钢管混凝土的约束作用.
4.4 施工阶段节点性能分析
实际工程中大跨劲性骨架拱桥拱肋施工经历三个阶段：先在现场进行节段式空钢管的吊装与节点连接；待全管拼接完成后从下至上一次性浇筑管内混凝土；经过一段时间养护后进行外包混凝土的浇筑与养护，最终完成整体拱肋的建造.考虑到施工过程会提前对栓焊节点产生不利荷载，影响拱肋服役后的节点性能，为此通过MIDAS开展了全桥施工阶段内力分
| 施工阶段 | 缩尺模型最大轴力/kN | 缩尺模型最大弯矩/（kN·m） |
|---|---|---|
| 空钢管落架 |
0.62×1 | 2.82 |
| 内灌核心混凝土 |
0.94×1 | 11.76 |
| 浇筑外包混凝土 |
2.34×1 | 22.73 |
通过ABAQUS建立无外包的钢管混凝土栓焊节点和焊接节点有限元模型，将第三阶段的危险内力作为荷载边界条件施加在结构上进行分析，钢管混凝土两端设置简支的位移边界约束，计算结果如
图23 施工阶段钢管应力分布情况（单位：MPa）
Fig.23 Stress distribution of steel tube during construction （unit： MPa）
（a）焊接节点 （b）栓焊节点
图24 施工阶段核心混凝土应力分布情况（单位：MPa）
Fig.24 Stress distribution of core concrete during construction （unit： MPa）
（a）焊接节点 （b）栓焊节点
图25 施工阶段栓焊节点法兰与螺栓应力分布情况（单位：MPa）
Fig.25 Stress distribution of flanges and bolts of the bolt-welded joint during construction （unit： MPa）
（a）法兰盘 （b）螺栓
4.5 栓焊弧长比
为研究栓焊节点设计对钢管混凝土偏压力学性能的影响，建立了不同栓焊弧长比下无外包钢管混凝土栓焊节点有限元模型.栓焊弧长比为钢管栓接区域弧长除以钢管焊缝区域弧长，即栓接区域对应夹角比上焊接区域夹角，用a表示.试验构件BW-4-7中栓焊弧长比a为1.25，如
图26 试验构件钢管混凝土节点处栓焊弧长比示意图
Fig.26 Illustration of bolt-welded arc length ratio at the CFST joint of test members
（a） a=1.31
（b） a=1.50
（c） a=1.73
（d） a=2.00
（e） a=2.33
（f） a=2.75
图27 不同栓焊弧长比下钢管混凝土栓焊节点有限元模型横截面
Fig.27 Cross-section of finite element models of bolt-welded joint CFST under different arc length ratio
图28 不同栓焊弧长比下钢管混凝土栓焊节点荷载-竖向位移曲线
Fig.28 Load-vertical displacement curves of CFST bolt-welded joint under different arc length ratio
| 模型编号 | 栓焊弧长比 | Δ1/mm | Δ2/mm | Δ3/mm | 破坏位移/mm | 极限承载力Nu，n/kN |
|---|---|---|---|---|---|---|
| BW-1.25 | 1.25 | 25.58 | 27.06 | 28.76 | 33.11 | 4 161.64 |
| BW-1.31 | 1.31 | 23.31 | 24.95 | 27.35 | 30.50 | 4 457.84 |
| BW-1.50 | 1.50 | 20.68 | 22.50 | 25.01 | 28.08 | 4 339.15 |
| BW-1.73 | 1.73 | 21.85 | 23.26 | 25.84 | 28.82 | 4 483.70 |
| BW-2.0 | 2.00 | 21.45 | 22.89 | 25.53 | 28.79 | 4 441.31 |
| BW-2.33 | 2.33 | 19.91 | 21.44 | 24.29 | 27.59 | 4 426.22 |
| BW-2.75 | 2.75 | 19.32 | 20.86 | 23.79 | 27.18 | 4 405.91 |
当栓焊弧长比大于1.50时，结构的极限承载力不再提升，这是因为随着栓焊节点横截面积的增大，节点刚度显著增强，使节点两侧钢管成为薄弱的位置，在小偏压作用下钢管首先屈服，从而导致结构承载力无法继续提升.当栓焊弧长比大于2.00时，荷载-位移曲线的下降段斜率增加，表明栓接区域过大，焊缝区域过小，同样会使得节点延性降低.
综合上述分析，可推测出在有外包混凝土的栓焊节点叠合构件中，增加栓焊弧长比能够有效提升钢管混凝土部分的承载力贡献，但同时也会减小外包混凝土节点处的横截面积，使其更容易在加载初期发生破坏.并且增大栓焊弧长比会使节点处用钢量成本增加，因此建议当采用钢管混凝土栓焊节点连接形式时，栓焊弧长比不应超过2.00.
5 结 论
1）小偏压下钢管混凝土栓焊节点叠合构件外包混凝土破坏区域主要集中在受压侧中部，破坏面积小于焊接节点叠合构件；栓焊节点内部钢管混凝土鼓曲位置主要发生在端部，节点处螺栓并未断裂，保证了节点的稳定性.对比试验荷载-竖向位移曲线，栓焊节点叠合构件极限承载力与焊接节点基本一致，但曲线下降段表现出了更好的延性.
2）通过对比试验结果验证了有限元模型的有效性，有限元模型中对外包混凝土定义单元删除能获得与试验结果相近的破坏模式，但极限承载力偏低.后续配筋分析表明，相较于焊接节点叠合构件，增加外包混凝土中配筋数量对栓焊节点叠合构件偏压力学性能的提升幅度较小，但更加稳定.
3）小偏压下叠合构件中内部钢管混凝土提供主要承载力.相较于焊接节点，栓焊节点增大了节点处的横截面积和刚度，使内部钢管混凝土部分对整体承载力贡献提高，但同时外包混凝土更容易在加载前期破坏.接触应力分析表明，栓焊节点能有效提高并平衡受压与受拉两侧节点处的接触应力，改善节点与外包混凝土之间的黏结性能.
4）施工阶段危险内力作用下钢管混凝土焊接节点与栓焊节点力学性能基本一致，均能保证施工时节点与结构处于安全弹性范围.当栓焊弧长比小于1.50时，增大弧长比能有效提升栓焊节点钢管混凝土的极限承载力，但比值过大会降低破坏时的延性，建议采用钢管混凝土栓焊节点连接形式时，栓焊弧长比应控制在2.00以内.
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