2.7 钢管混凝土焊接节点疲劳试验研究

2.7.1 研究概述

2.7.1.1 研究背景

近年来，随着钢管混凝土理论研究的深化以及钢管混凝土在结构性能和施工工艺上体现出来的特点，其成为大跨度桥梁主要结构形式之一。当今，我国交通建设处在跨越式发展的新时期，已建成的钢管混凝土拱桥的数量多，跨度已突破所有钢拱桥和混凝土拱桥，主跨575 m的广西平南三桥已于2020年建成通车。以钢管混凝土桁式结构为代表的组合结构开始应用在悬索桥、连续梁桥和斜拉桥等桥梁结构中。

虽然钢管混凝土结构在桥梁中使用广泛，但作为一种新的桥型，对钢管混凝土管结构节点承载力的研究尚不充分，节点是钢管混凝土桁式结构承载能力的关键部位，也是整个结构的薄弱环节，而疲劳设计寿命研究相对滞后，国内建成的钢管混凝土桥梁中已有节点疲劳裂纹发生的工程案例（图2-170）。

钢管混凝土结构节点中，主管与支管之间的连接形式以直接相贯连接居多。钢管相贯节点构造形式多样，典型的平面节点中有T形、Y形、K形和X形等。在这些焊接节点处，应力分布复杂，应力集中现象突出，加之焊接残余应力和焊接缺陷等不利因素的存在，车辆交变荷载作用下，容易引起疲劳裂纹的发生和扩展，并最终导致局部或整体结构丧失承载力。因此，焊接管桁节点的疲劳问题应引起桥梁建设者的重视。然而，对管桁结构一般简化为传统的杆梁结构进行分析，仅计算其内力和名义应力，缺乏对节点局部应力行为的认识。随着管桁结构在桥梁中的大量使用，其节点静力强度和疲劳寿命已成为管桁结构设计中的一个重要研究课题，结合四川干海子大桥主桁结构的受力特点，有针对性地对钢管混凝土管桁节点的承载力与疲劳性能进行试验研究。

2.7.1.2 国内外研究现状

近年来国际焊接学会（IIW）、美国焊接学会（AWS）、欧洲钢结构协会（ECCS）等针对空心管桁结构及其连接进行了试验研究，形成了配套完整的规范。日本建筑学会、土木学会、道路协会和运输省铁路局所编制的《钢管构造设计施工指针》及《钢构造物设计指针》《道路桥示方书》《铁道构造物等设计标准》均对空心管桁结构的静力及疲劳验算有明确的规定。

1994年建造的广东南海紫洞大桥，为主跨140 m钢管混凝土桁梁的斜拉桥，为了保证钢管混凝土桁梁焊接节点疲劳性能，开展了专题试验研究。近30年来，四川省公路规划勘察设计研究院有限公司联合西南交通大学范文理教授等专家，依托主跨460 m重庆巫山长江大桥、主跨530 m四川合江长江一桥、全长1 811 m四川雅安干海子大桥、全长6 430 m四川汶川克枯大桥等工程和交通运输部西部科技项目、四川省交通运输科技项目，开展了持续研究，完成了近200个试件和不同应力幅度、不同焊接节点构造及参数、不同焊接初始缺陷等多因素的研究，在疲劳验算相关规范尚无规定、钢管混凝土焊接节点疲劳性能的研究资料匮乏的条件下，取得了大量数据和支撑成果，为交通运输部行业规范有关疲劳的规定提供了基础。

由于焊接管桁节点的应力分布和焊接状况等参数对其疲劳性能均有影响，因此，对其进行精确理论分析尚有很大难度。现在各国规范中所采用的疲劳强度验算公式，主要是根据典型焊接节点的疲劳试验和理论分析相结合，用数理统计方法得到的。由于试验条件和分析方法不尽相同，这些公式间还有不少差异，同时，尚需在以下几个方面做进一步探讨。

（1）钢管混凝土结构典型焊接节点的应力分布特征及热点应力集中系数的进一步研究。

（2）钢管混凝土结构典型节点疲劳寿命的试验研究，以及结构节点疲劳验算方法的确定。

（3）按疲劳寿命要求对焊接相贯管节点的焊缝设计标准，焊接工艺要求，焊缝检验标准及焊后处理规定的编制。

（4）对钢管混凝土结构焊接节点出现疲劳开裂后的修复、加固方法进行研究。

2.7.1.3 试验依托工程

四川雅安干海子大桥位于雅西高速公路石棉县境内，该桥跨越地震基本烈度Ⅷ度区、三条主要断裂带、不良地质构造、起伏高差达百余米的复杂地形。主梁采用钢管混凝土桁式结构，主要跨径为44.5 m和62.5 m，全桥长1 811 m，全桥主梁36跨分三联。下部结构采用钢管混凝土桁式桥墩和钢管混凝土混合桥墩，最大墩高约110 m。

主梁采用空间三角形钢管桁架与钢筋混凝土桥面板形成组合体系，下弦管按钢管混凝土设计，属新型钢管混凝土桁架组合结构。主梁中心高440 cm，节间长度440 cm，主管直径813 cm，支管直径406 mm，壁厚根据受力不同变化，采用Q345C直缝焊接管，管内混凝土等级为C60。桥式简图、横断面、主梁立面及下弦节点如图2-171~图2-174所示。

2.7.1.4 主要研究内容

根据干海子大桥管桁节点的参数特点，模型试验研究主要针对钢管混凝土管节点。疲劳试验模型设计为DY型节点的三角形平面管桁架共3套，试验模型所用钢材与实桥相同，其杆件断面、轴线交角及节点构造与实桥相近，主要研究内容如下：

（1）调研国内外相关类型节点的疲劳试验资料，对各国试验数据进行系统分析总结。疲劳试验数据是疲劳研究的基础，调研国内外钢管混凝土结构典型焊接节点疲劳研究的相关资料，更好地分析研究管结构的疲劳行为，为钢管混凝土桥梁结构相贯焊接节点的疲劳设计提供依据，同时为本节疲劳试验模型的设计、制造及加载等提供参考。

（2）进行精细三维有限元数值分析。建立精细的钢管混凝土结构典型焊接节点三维有限元模型，研究焊接节点的热点应力集中系数，并与已有试验的实测值进行对比分析。探讨结构几何参数、细部构造、连接方式等对节点疲劳性能的影响。

（3）进行DY型桁架钢管混凝土节点疲劳试验。疲劳模型试验是研究结构细节疲劳破坏机理及影响因素的重要途径。由于钢管混凝土管节点的疲劳强度和裂纹开展规律的研究较少，通过疲劳模型节点试验，验证实桥节点的疲劳寿命是必要的。

（4）完善钢管混凝土节点疲劳设计方法。通过此疲劳模型节点试验研究，在验证四川雅安干海子大桥节点疲劳设计安全度的同时，可进一步完善对钢管混凝土节点承载力和疲劳寿命的系统研究；针对钢管混凝土管桁节点疲劳开裂后期修复难的特点，提出更合理的疲劳寿命判定准则。

2.7.2 钢管混凝土节点疲劳研究现状

2.7.2.1 钢管混凝土节点的应力集中

钢管混凝土桁式结构节点中，常见的有T形、Y形及K形。T形节点应力分布如图2-175所示，节点应力集中系数最高可达20，这种应力集中将影响节点的疲劳强度，研究管节点的应力集中系数对确定节点的疲劳寿命有重要作用。

实践表明，不能仅依赖于整体应力计算而忽略局部应力的影响，一些受循环应力的焊接管桁节点，尽管在整体设计中做了名义应力的验算，但是由于局部细节构造的几何应力集中存在，即使平均应力远小于屈服强度也可能发生疲劳破坏。对焊接管桁节点来说，因焊接缺陷的存在，应力集中更为严重，导致疲劳寿命因损伤的存在而大幅降低。

1）钢管混凝土节点应力集中的力学原理

通常把管桁节点中的应力分成三部分，即名义应力、几何应力和缺口应力。名义应力视管为杆或梁单元，采用通常结构分析方法进行计算。几何应力是在载荷作用下，保持相邻管之间的变形相容性而引起的应力。缺口应力是由于焊缝缺陷引起的应力集中叠加而产生的，同时计入焊缝尺寸的影响。三种应力的分布示意如图2-176所示。

管桁节点中荷载由支管向主管进行传递，由于支管的轴向刚度大于沿相贯线处的主管的径向刚度，因此，支管沿相贯线上的轴向位移基本上是均匀的，可认为主管是支撑支管的弹性基础。而主管沿支管的轴向弹性刚度，是沿相贯线变化的，所以沿相贯线上的反作用力是不均匀分布的。在相贯线上，沿支管轴向的刚度越大，反作用力越大，每一点上的反作用力可分解为主管轴向的力和径向的力，后者是引起主管管壁弯曲应力的主要作用，前者是引起中面应力的主要作用，主管在相贯线表面上的应力是由这两种应力叠加而成的几何应力。

对于管桁节点最大几何应力位置通常在主管与支管的相贯线附近的极小区域内，处于主管一边。发生最大几何应力的常常称为热点，相应的最大几何应力称为热点应力，用 σ _G 表示，相应几何应力集中系数用 K _G 表示，则

对于焊接管桁节点，由于焊缝的局部强化，焊趾产生了一个峰值弯矩，焊趾的局部几何缺陷使节点的热点位置引起了进一步的应力集中，考虑这一影响的最大应力称为缺口应力，又称局部应力，用 σ _L 表示。如果焊趾形状引起的应力集中系数为 K _W ，则

因为管桁节点的应力分析比较复杂，在运用S-N曲线估计管桁节点的疲劳寿命时，涉及S-N曲线中的设计应力的定义问题。世界各国对设计应力的选择与定义做了研究，认为选用热点应力（最大的几何应力） σ _G 为设计应力，应力集中系数选为 K _G 比较合理，主要理由如下：

（1）焊接质量，焊缝形式及焊接初始缺陷造成最大局部应力 σ _L 的数值很不稳定；而大量的试验研究表明， σ _G 值在邻近焊趾部位是稳定的，基本上按线性变化；可以很容易地用邻近的测量值直线外插得到焊趾端部的最大几何应力。

（2）由于 σ _L 取决于焊接质量、焊缝形状及初始缺陷等因素，即使用三维有限元法难以准确计算，而 σ _G 则取决于管桁节点的几何形状。

（3）从断裂力学的观点来说，局部应力 σ _L 只影响初始裂纹的产生，对裂纹扩展影响较小；而几何应力 σ _G 是对占大部分疲劳寿命的裂纹扩展阶段起着主要的作用。

国际上对从试验测得值外插求出焊趾端部的最大几何应力 σ _G 值的统一规定如图2-177所示，支管上 σ _G 由 A ₁ 、 B ₁ 或 A ₂ 、 B ₂ 两点应力数值直线外插至焊趾处得到最大的几何应力；主管上由 A ₃ 、 B ₃ 两点的应力数值外插至焊趾处得到最大的几何应力。

钢管混凝土节点处的应力分布情况不同于轴向受压钢管混凝土结构，作用在主管上的力可分解成主管的轴向力、环向力和径向力。

通过对节点处应力分析可知，主管在环向应力下会产生失圆变形，在节点处，混凝土则起着阻止钢管径向变形的作用，由于径向刚度的增加，节点处钢管上的应力集中现象降低，最终达到提高节点疲劳强度的作用。

2）常用的分析方法

在各种形式的管桁结构中，焊接管桁节点是由几个主、支管交汇而成的三维空间薄壁结构，应力分布复杂。从20世纪50年代至今，许多学者对其静力性能进行了研究，提出了许多有价值的研究方法，这些方法可归结为试验研究和理论分析两大类。

（1）试验研究。采用试验方法来研究管桁节点在静载下的应力分布、极限强度及在加载过程中的变形情况，不仅能提供节点的受力行为，同时，还可根据试验结果验证计算模型，目前试验研究一般都采用钢模型。

在钢模型试验中，模型应尽可能大，经常使用的比例为1∶6~1∶2.5；较小模型会给应变的测量带来困难，焊缝、荷载大小的模拟、加载装置的设计及应变片的设置等问题也需周密考虑。

（2）理论分析。随着计算机技术的发展，开始采用非线性有限元分析管桁节点，在程序中考虑材料和几何两个非线性因素的影响，求解节点受载的全过程曲线；对钢管混凝土节点，涉及钢与混凝土两种不同材料的力学行为，其计算模型更为复杂。

3）应力集中系数的研究

管桁节点应力集中现象，会影响节点的疲劳强度，管桁结构都是由于节点承受交变载荷引起疲劳破坏，而疲劳破坏起源于节点应力集中区的初始缺陷。因此，节点的应力集中程度对结构的疲劳分析和疲劳寿命估算起着重要作用。

对于管桁节点，载荷是由支管传给主管，由于支管与主管相连接处几何形状很不规则，管桁节点的应力集中系数就是热点应力集中系数，反映了热点应力集中的程度。它的大小与管桁节点几何尺寸、材料、焊接工艺、制造工艺和加载方式等有关。应力集中系数反映的是结构本身的特性，与外加荷载大小无关，一般认为，空心管桁节点的应力集中系数为10~15，钢管混凝土节点应力集中系数为4~5。

2.7.2.2 钢管混凝土疲劳研究

1）空心钢管节点疲劳强度研究

国际焊接学会、美国焊接学会及欧洲钢结构协会对空心管桁结构及其连接进行了试验研究，形成了配套完整的规范；欧洲经济共同体在1975—1980年期间对各种型式的空心管桁节点模型进行了试验研究，美国和日本等也系统地对节点模型进行了疲劳试验研究。

20多年来我国海上平台管接头研究委员会（TJCOS）就管桁节点的承载力和疲劳设计展开了有效的工作，中国船级社于1992年正式颁布了《海上固定平台入级与建造规范》。所有这些对钢管混凝土桥梁管桁结构的设计都有极大的参考价值。

2）国内桥梁管桁节点疲劳的试验研究

（1）重庆忠县长江公路大桥管桁节点疲劳试验。重庆忠县长江大桥为560 m悬索桥，主梁为焊接钢管桁架结构，根据依托工程主梁构造，疲劳试验模型设计为倒三角形空间管桁架，其杆件断面及轴线交角、节点内的构造按足尺模拟，桁高、节间长度、桁宽按1∶2的简支缩尺模拟设计。该桥设计时疲劳加载参照美国AASHTO规范，疲劳细节分类参照美国钢结构焊接规范（ANSI/AWS D1.1-94）及欧洲钢结构协会钢结构疲劳设计规范进行；经验算，疲劳以主、支管相贯连接焊缝处应力幅控制设计；试验加载约按主、支管疲劳设计名义轴向应力幅的1.1倍考虑，见表2-41。

疲劳试验采用JN-500型疲劳试验机加载，加载点位于试验梁跨中，下限载荷 P _min ＝20~30 kN，上限载荷 P _max ＝400~410 kN，荷载幅Δ P ＝380 kN。

第一榀试验梁加载约160万次后，在上主管与支管相贯线趾部的焊趾处主管热影响区开裂，裂纹沿相贯线方向对称逐步扩展到鞍部，再发展到主管，整个裂纹方向与主管正应力方向成正交，加载至200万次，裂纹最大开展长度约300 mm。

第二榀试验梁基本情况与第一榀相似，加载至150万次在同样位置处开裂，加载到180万次时最大裂纹开展宽度约为10 mm，试验终止。

试验结果表明，主腹管相贯焊接处疲劳裂纹均在主管热影响区，两榀试验梁，疲劳开裂数占上弦节点总数的35％，占下弦的37.5％。

（2）北盘江铁路大桥疲劳试验。北盘江铁路大桥为主跨236 m的上承式钢管混凝土桁式拱。其节点疲劳设计参考美国AWS规范及欧洲ECCS-TC6规范。该桥节点的构造类型多，较典型的有钢管混凝土与钢管、钢管与钢管及钢管混凝土与型钢三种类型。为验证设计，进行了少量节点疲劳试验，试件设计基本反映了上述三种连接类型。

整体模型按照几何相似，同时又满足相连构件之间直径比及壁厚比不变的条件，分A、B两类，实现了空管-型钢及空管-空管两种连接形式。构架采用平面结构，所有连接构造及工艺要求均同于实桥。

对A、B构架，斜杆名义应力幅分别为70 MPa和30 MPa，均达到了200万次疲劳的等幅加载。

（3）重庆巫山长江大桥疲劳试验。重庆巫山长江大桥主桥采用460 m钢管混凝土桁式拱，模型为DY型的三角形平面管桁架（图2-178），按照主管不填充混凝土和填充混凝土分为空心管节点模型和钢管混凝土节点模型，加载点用肋板与斜支管焊接相连，实现了钢管混凝土钢管、空管空管及空管肋板三种连接形式的模拟。

疲劳试验的三组钢管混凝土节点试件中，一组试件在应力幅Δ σ ＝30 MPa的加载次数达到300万次未破坏；另两组试件在应力幅Δ σ ＝45 MPa，加载次数小于200万次前发现裂纹，裂纹均发生在肋板与支管的焊连处。试验证明节点内焊接肋板会导致节点的疲劳寿命大幅度下降。

（4）交通部西部课题疲劳试验。西部课题疲劳试验研究，是继巫山长江大桥疲劳试验研究后对钢管混凝土节点的疲劳行为所进行的进一步深入研究。模型形式仍采用DY型的三角形平面管桁架，为了区分管管节点疲劳破坏和管板节点疲劳破坏，西部课题特设计了两种模型：管板节点模型和管管节点模型（图2-179）。

通过对这两种连接形式进行试验，探讨了这几种焊接接头的疲劳强度及疲劳破坏途径和形态，并得出如下结论：

① 钢管混凝土节点采用管管相贯焊接，经焊后修磨，当应力幅为55 MPa时，其疲劳寿命可达200万次以上；当节点采用管板焊接连接时，容许应力幅可采用80 MPa。

② 空心管节点和钢管混凝土管节点，疲劳破坏途径和形态无差别，即裂纹起始于热点（在相贯线主管侧焊趾），沿着相贯线在主管侧焊趾延伸，并扩展到主管壁上，最终使结构丧失承载能力，管板节点疲劳裂纹起始于板端焊趾，最终沿焊趾发展。

③ 钢管混凝土节点按AWS工艺要求的部分融透相贯焊缝，管板节点疲劳曲线可采用受剪焊缝曲线的细节，按AWS-ET曲线进行修正，其修正系数可取2.0。

④ 管管相连的钢管混凝土节点内不宜焊连任何形式的肋板。

2.7.3 静载及疲劳试验设计

2.7.3.1 模型的设计

1）静载及疲劳试验模型的设计

四川雅安干海子大桥主桁下主管采用Q345C钢， D × T ＝813 mm×（18，20，22，24，28，32）mm，腹杆采用 D × T ＝406 mm×（8，12，14，16，18）mm， β ＝ d / D ≈0.50，管桁节点的无量纲参数见表2-42。参考忠县长江大桥空间桁架疲劳试验，其疲劳裂纹均位于主、支管相贯线焊缝处，由主管环向应力控制。因而疲劳试验的重点在相贯线节点，作用力由支管主导。空间桁架可简化为平面构架。试验模型中所用材料与实桥相同，其中主管为406 mm×10 mm，支管为203 mm×8 mm，支管长度为2 496 mm，加载耳管采用350 mm×14 mm钢管混凝土。钢管混凝土管桁节点试验模型如图2-180所示，试件由武船重工加工制造，主管与支管的相贯焊缝按设计要求焊接，经过探伤和焊后修磨处理并检验合格（图2-181）。

针对主管填充C50混凝土的钢管混凝土管节点，疲劳试验模型设计为DY型的三角形平面管桁架共3件，试验模型所用钢材与实桥相同，其杆件断面及轴线交角、节点构造与实桥相近。

管桁节点模型的几何参数和符号，使用了欧洲共同体于1981年在巴黎召开的“国际海上用钢会议”中的有关规定：

D ——主管外径；

T ——主管壁厚；

d ——支管外径；

t ——支管壁厚；

l ——支管理论长度；

θ ——支管与主管轴线间夹角；

β ＝ d / D ——支管外径与主管外径之比，载荷传递和主管应力分布参数；

γ ＝ D /2 T ——主管外径与主管壁厚之比，主管径向刚度参数；

τ ＝ t / T ——支管壁厚与主管壁厚之比，支管与主管相对刚度参数；

α ＝2 l / d ——支管长度与支管外半径之比，支管柔度参数。

2）静力加载方案

管桁节点模型试验的加载采用瑞士AMSLERP960/39-50脉冲疲劳试验机，主管底部加约束，作动器对称施加于耳管上，如图2-182所示。利用荷载作为主控制参数，加载点的位移为响应参数，并在分级加载时，进行焊趾附近的静应力分布测试，以便找出相贯线处应力分布规律。

静载分级加载从0 kN到400 kN分五级，每级停留5 min后进行读数，加载至400 kN后再分级减载，加载过程为：0→100 kN→200 kN→300 kN→400kN→300 kN→200 kN→100 kN→0（注：具体加载数值根据模型计算结果确定）。

3）疲劳加载方案

疲劳试验在静力试验后进行。荷载取值以使模型斜管达到结构设计名义应力幅水平约50 MPa为依据，根据疲劳机加载能力和疲劳裂纹发生状况做相应调整。首先进行200万次循环加载，在试验过程中每隔20万次对研究区域采用目视、放大镜和渗透液等方法探测疲劳裂纹扩展情况。如果200万次疲劳循环后未发现裂纹，将继续疲劳试验并增大应力幅，直至出现管壁穿透疲劳裂纹（表面裂纹长度约为30 mm）并扩展到相当程度（约300 mm）时终止加载。

2.7.3.2 测试方案设计

静力试验有两个目的，首先是验证有限元分析的结果，其次需要通过试验确定管节点的热点应力和应力集中系数等。

焊趾附近的静应力分布测试目的是找出相贯线处应力分布规律，应力集中系数定义为最大几何应力 σ _G 与支管的名义应力值 σ _N 的比值，为求 σ _G 值，可由图2-183所示的焊趾附近两点的应力值线性外推求得，因为根据试验分析，焊趾附近两点之间的应变近似于线性变化。静力试验具体过程如下：

（1）应变片粘贴原则。确定的贴片原则为：①无论面内、面外弯曲载荷还是轴向载荷，在围绕相贯线的四个象限内，以上半周的两个象限为主，按30°进行等分，在每条等分线上布置标距1 mm×1 mm的应变片测点，实测 σ _G ；②为了校验模型安装和荷载对称情况，以及测定名义应力，在支管和主管高度的中点沿圆周均匀布置4个标距2 mm×3 mm的单向应变片。

（2）应变片位置及编号示意如图2-183所示。

2.7.4 三维有限元仿真分析

2.7.4.1 有限元的模拟

在用有限元对钢管混凝土节点进行分析时，采用ANSYS软件的实体单元建立模型。计算模型采用三维结构实体单元SOLID45和SOLID65，SOLID45用来模拟钢管，SOLID65用来模拟混凝土。

SOLID45单元主要用于构造三维实体结构（图2-184），单元通过8个节点来定义，每个节点有3个沿着 χ 、 y 、 z 方向平移的自由度。本单元具有塑性、蠕变、膨胀、应力强化、大变形和大应变能力，有用于沙漏控制的缩减积分选项。

SOLID65单元用于三维实体模型，该实体模型可具有拉裂与压碎的性能。在混凝土的应用方面，可用单元的实体性能来模拟混凝土。单元具有8个节点，每个节点有3个自由度，即 χ 、 y 、 z 三个方向的线位移。本单元与SOLID45单元（三维结构实体单元）相似，只是增加了描述开裂与压碎的性能。本单元最重要的方面在于其对材料非线性的处理，其可模拟混凝土的开裂（三个正交方向）、压碎、塑性变形及徐变。

2.7.4.2 计算力学模型及单元网格划分

模型采用实体单元SOLID45及SOLID65；钢材弹性模量 E _s ＝2.1×10 ⁵ MPa，泊松比 υ ＝0.3，混凝土材料弹性模量 E _c ＝3.45×10 ⁴ MPa，泊松比 υ ＝0.2；主管底部的边界条件为上下平动方向约束；几何常数输入两项，主管壁厚为0.01 m，支管壁厚为0.008 m。在两端对称加100~400 kN的载荷。

对于管节点，最关心的是热点应力的大小，而管节点热点应力都发生在相贯线两侧，因此在划分单元时，围绕热点区域，在主管和支管上单元网格布置的较密，以便反映该处激烈变化的应力，如图2-185~图2-187所示。

整个实体模型共分7 350个节点，7407个单元。

由表2-43的计算结果及图2-188~图2-190的曲线可知，加载的荷载与斜管应力、主管应力及耳管位移均呈线性变化。

2.7.5 静力试验结果分析

2.7.5.1 主管及斜管应力实测

静载试验采取逐步加载方式，即从100 kN起，每级增加100kN，到400kN止。试验实测了主管及斜管的应变，并根据应力-应变关系将相应的应变转换成应力。

1）斜管轴向实测应力与计算分析

（1）1号试件斜管静载实测结果，见表2-44和图2-191。

（2）2号试件斜管静载实测结果，见表2-45和图2-192。

（3）3号试件斜管静载实测结果，见表2-46和图2-193。

由上述图表可知，静载试验试件荷载与应力基本呈线性递增关系，说明试件斜管在加载过程中处于弹性状态。

（4）斜管实测应力与计算值对比见表2-47~表2-49和图2-194。

由表2-47~表2-49比较可知，模型斜管计算应力与实测值基本吻合，且均呈线性变化。荷载分别为100kN、200kN、300kN、400kN时第一主应力如图2-195~图2-198所示。

2）主管轴向实测应力与计算分析

（1）1号试件主管轴向实测应变见表2-50。

（2）2号试件主管轴向实测应变见表2-51。

（3）3号试件主管轴向实测应变见表2-52。

（4）主管轴向应力实测值与计算值的比较见表2-53~表2-55和图2-199。

从主管在不同荷载等级下实测应力与计算应力的比较可知，对钢管混凝土主管，应变片贴于钢管外壁，由实测应变反映出钢管混凝土主管的变形满足平截面变形的基本假定，混凝土和钢管之间无脱黏现象。主管轴向应力在线性加载的情况下，实测值与计算值相近，且应力呈线性变化。

2.7.5.2 主管相贯线处实测应力

管桁节点在受力时，主管相贯线上各点的应力可分解为沿主管轴向、径向、环向三个方向，由于Y节点支管与主管有一定夹角，因此相贯线上任一点的力可分解为沿主管轴向的力和环向的力，径向的力影响较小，且沿相贯线从冠点往鞍点的方向走，起主要作用的力在发生变化，对于冠点来说，轴向力是起主要作用的，而到鞍点，则环向力起主要作用，冠点和鞍点之间，则是两种力的合力，在从冠点到鞍点移动的过程中两种力此消彼长。

支管受力时，相贯线上热点在冠点上。在热点附近，轴向应力与最大主应力十分接近，但向鞍点移动时，轴向应力逐渐偏离最大主应力，相反环向应力逐渐增大，到鞍点时环向应力和最大主应力值相差无几。所以，不能单纯地以某一分量来近似衡量相贯线上的应力情况。不过，从裂纹开裂和扩展的角度来看，裂纹产生于热点，此时主管轴向应力起重要作用，裂纹扩展一定长度后，环向应力便会加速其扩展速率。

同时，从以往的试验情况来看，裂纹一般都产生于上半周，扩展到鞍点附近后，由于环向应力的作用，裂纹逐渐偏离相贯线，往主管上扩展。本次试验划分的主管相贯线象限如图2-200所示，左鞍点至右鞍点为0°~180°，冠点正好为90°。同时，由于第一主应力在冠点和鞍点的位置都分别接近于最大轴向应力和环向应力，因此，可以通过对第一主应力的考察来了解相贯线上的应力情况。

1）DY形节点主管相贯线处实测应力

（1）1号试件相贯线处实测应变与应力见表2-56和图2-201。

（2）2号试件相贯线处实测应变与应力见表2-57和图2-202。

（3）3号试件相贯线处实测应变与应力见表2-58和图2-203。

因Q345C钢的名义屈服强度为345 MPa，因此，3个构件中的测点有部分实测应力值已大于其屈服强度值，在表格中用括号示意。

100 kN、200 kN、300 kN、400 kN荷载时相贯线处第一主应力如图2-204~图2-207所示。

由计算可知，相贯线处最大第一主应力位于冠点附近。

2）N形节点相贯线处实测应力

（1）1号试件N形节点相贯线处实测应变与应力见表2-59和图2-208。

（2）2号试件N形节点相贯线处实测应变与应力见表2-60和图2-209。

（3）3号试件N形节点相贯线处实测应变与应力见表2-61和图2-210。

从计算分析和实测结果可知，相贯线处最大第一主应力位于冠点附近，如图2-211所示。

2.7.5.3 应力集中系数

对于管桁节点，应力集中系数SCF一般用相贯线处热点应力与支管名义轴向应力之比来表示。因此，通过实测斜管名义轴向应力与相贯线上热点应力，可以用不同等级荷载作用下的应力集中系数的平均值作为试件的应力集中系数。

由表2-62可知，3个试件的应力集中系数分别为4.22、4.23和4.79。SCF的平均值约为4.41。

2.7.5.4 研究的主要成果

静力加载试验数据分析表明：

（1）在本试验的荷载加载范围以内，斜杆应力与加载大小呈线性关系，且卸载后回零良好，说明在静载的过程中，构件是弹性变化的。

（2）对于钢管混凝土Y形节点来说，其热点位置在相贯线的焊趾处。热点应力在冠点处最大，从冠点向鞍点延伸的过程中逐渐减小，越过鞍点向根部，应力从拉应力转变为压应力，到根部压应力达最大值。

（3）热点应力的有限元理论计算值要小于实测值，因为对于焊趾处的应力测量采用应变计法，而焊趾相贯线处应力突变较大，应变计的位置选择对于测量结果有一定的影响，本试验采用了外推法和直接测量相结合的测量方法，只能在一定程度上消除测量带来的部分误差。

2.7.6 疲劳试验结果分析

2.7.6.1 疲劳加载及疲劳裂纹扩展

本疲劳试验的目的在于验证典型节点在疲劳加载条件下的寿命，同时寻求疲劳裂纹的开展规律和疲劳寿命判据准则，由于试件数量有限，很难用常规S-N曲线等幅加载的试验方法，因而采用了变幅加载的方式。

1）试验应力幅的确定

试件的疲劳试验是在应力循环下进行的，为了确定应力循环可以采用下列基本参数：应力循环内的最小应力 S _min ，应力循环内的最大应力 S _max ，应力脉动量（幅） S _r ＝ S _max - S _min 。

本次试验斜管设计名义应力幅等级不小于50 MPa，应力幅按表2-63执行。

2）疲劳裂纹及扩展形态

（1）疲劳裂纹起裂源。在疲劳载荷作用下，裂纹的起裂具有一定的规律性，起裂源一般在靠近冠点附近。图2-212~图2-214标出了1号~3号构件起裂点的位置。

1号试件起裂点：位于上部Y形节点冠点附近位置。

2号试件起裂点：位于下部N形节点冠点附近。

3号试件起裂点：3号构件有3个起裂点，位于上部Y形节点冠点左右两侧。

（2）疲劳裂纹扩展形态。

1号试件（图2-215）：控制斜支管名义应力幅约为50 MPa，从零加载到200万次，无裂纹；应力幅提高到约75 MPa，加载160万~350万次，依然无裂纹；应力幅再次提高至约106 MPa，加载至405万次，左侧主管与支管相贯线处出现裂纹，长约10 mm，位于距冠点约30°方向；继续加载至460万次，冠点左侧裂纹长度达到120 mm，冠点右侧裂纹长度达到95 mm，并在冠点位置贯通，裂纹总长215 mm，试验终止。

2号试件（图2-216）：控制斜支管名义应力幅为约75 MPa，从零加载到230万次，无裂纹；提高应力幅至104.12 MPa，继续加载，加载至270万次时，右侧支管与边管的下部节点相贯线焊趾处出现细微裂纹，长约8 mm；继续加载至335万次，焊趾冠点左侧裂纹长度65 mm，右侧裂纹长度20 mm，裂纹总长85 mm，试验终止。

3号试件（图2-217）：控制斜支管名义应力幅为104 MPa，从零加载到100万次，无裂纹；继续加载，加载至108万次时，左侧主管与支管的节点相贯线焊趾处出现细微裂纹，长约10 mm，右侧支管相贯线焊趾冠点左侧裂纹长14 mm，右侧裂纹长10 mm；继续加载至185万次时，裂纹总长623 mm，试验终止。

2.7.6.2 采用有限元法分析

为了寻找疲劳裂纹开展的规律性，采用有限元法对节点相贯线的热点应力分析结果的最大热点应力处作为疲劳裂纹的起裂点进行验证，结果是满意的。

1）计算模型

根据试验结果，Y形节点的开裂具有一定的规律性，为更好地分析这种情况，运用有限元分析中子模型的方法将Y形管桁节点从模型中提取出来，加以合适的边界条件，对其受力情况进行模拟分析。

依据断裂力学的裂纹类型，管桁节点相贯线一般出现I形裂纹，且裂纹方向大致与相贯线同向。而与I形裂纹有直接关系的是主拉应力的大小，因此，研究开裂点的位置应主要考察相贯线周边的I形裂纹。子模型网格划分及应力云图如图2-218和图2-219所示。

从主拉应力图可以看出，Y形节点主拉应力热点位置位于冠点附近，稍偏下方约15°。

2）管桁节点热点应力分析

对于Y形节点（T形节点为夹角90°的Y形节点），支管和主管夹角不同时，热点应力的位置是不同的，冠点与鞍点对I形裂纹的有效拉应力大小也不相同。对于支管与主管不同夹角的情况，分别用有限元软件建立模型，其夹角从90°（T形）到30°不等，各模型其余参数均相等，其计算所得应力云图如图2-220~图2-222所示。

由有限元计算分析可知，随支管与主管夹角的变化，热点应力位置沿相贯线从鞍点逐渐上移至冠点。夹角越小，越靠近冠点；夹角越大，越靠近鞍点。

因此，对于不同夹角的情况，热点应力位置不同，开裂的位置也有差异。

2.7.6.3 裂纹扩展及疲劳寿命

目前，对钢管混凝土节点疲劳寿命的确定，尚无标准。采用以可见裂纹长度来判据的差别甚大，同时，由于管内混凝土的约束作用，钢管疲劳开裂后的寿命还相当可观，因此研究裂纹扩展与疲劳寿命是试验的重要内容。

1）疲劳寿命判据的确定

决定管桁节点的疲劳寿命，主要依照试验中疲劳循环加载次数 N ₁ 、 N ₂ 、 N ₃ 的含义来表示。

N ₁ ——可见裂纹的荷载循环数。由于没有明确规定裂纹的长度，故各记录有较大出入。挪威取表面裂纹长度为30 mm时的周期数，有的国家取裂纹长度为10 mm时的荷载循环数。从试验条件方面考虑，本试验取表面可见裂纹长度为8~10 mm时的周期数为 N ₁ 值。

N ₂ ——裂纹穿透壁厚时的荷载循环数。在空心管节点中，当裂纹穿透壁厚以后其扩展速度加快，后期寿命很短；而在钢管混凝土节点中，因混凝土的约束作用制止了裂纹扩展，后期寿命相对较长，故不会立即破坏。由于易于准确地测量记录，因此 N ₂ 可作为疲劳寿命基本判据，此时的疲劳寿命裂纹长度为3~4倍壁厚。

N ₃ ——终止试验的荷载循环数。由于记录标准不一，无法进行比较。参照国外标准可取裂纹长度150~200 mm时的荷载循环数。

实际上，当裂纹贯穿壁厚以后，疲劳寿命已很短，通常可以认为 N ₂ 为构件的设计疲劳寿命。

2）疲劳裂纹的扩展形态

本次试验对3个构件从加载一直到终止均进行了仔细观察并记录了裂纹扩展的情况，从可见裂纹到裂纹穿透壁厚，对钢管混凝土节点开裂的后期寿命做了有效观测。

（1）1号试件的荷载-裂纹记录见表2-64。

绘制裂纹长度与加载次数关系曲线如图2-223所示。

从图2-223可以看出，裂纹长度达到30 mm时，穿透壁厚 N ₂ ＝425万次，图中明显看出后期裂纹扩展呈加速的形态。

（2）2号试件的荷载-裂纹记录见表2-65。

绘制裂纹长度与加载次数关系曲线如图2-224所示。

从图2-224可以看出，裂纹长度达到30 mm时， N ₂ ＝299万次，其后裂纹扩展呈加速的形态。

（3）3号试件具有多个裂纹源，最后形成两个主裂纹持续开裂，其荷载-裂纹记录见表2-66。

从图2-225可以看出，裂纹长度达到30 mm时， N ₂ ＝112万次，裂纹长度为355 mm时 N ＝183万次。

从图2-226可以看出，裂纹长度达到30 mm 时， N ₂ ＝115万次，裂纹长度为268 mm时 N ＝183万次。

从图2-227可以看出，裂纹长度达到30 mm时， N ₂ ＝114万次。但在加载144万次后，扩展速度较为缓慢。

3）裂纹扩展的规律性

通过对试验中裂纹扩展的观察，发现一定的规律性，主要在以下几个方面：

（1）开裂的位置均在冠点焊趾附近，裂纹源分别有单源和多源两类，但最终均汇合形成主裂纹，一般深度在穿透主管壁后，裂纹便开始加速扩展。

（2）裂纹有沿相贯线向上和向下两个方向扩展的趋势，扩展的过程可分两个阶段，第一个阶段，裂缝主要向冠点方向扩展，其扩展速度要远大于向鞍点扩展的速度；第二个阶段，当裂纹向上完全延伸至冠点后，整条裂纹便加速向下扩展。

（3）疲劳裂纹穿透主管壁厚以后还有较长的裂后寿命，因而以此作为疲劳寿命判据是安全的。

2.7.6.4 疲劳寿命推算

1）疲劳加载制度

本试验采用变幅加载制度，最多为3个荷载等级，可换算成三个应力等级，应力幅 S _i 和循环次数 n _i 的关系如图2-228所示， S ₁ ＝50 MPa等级， S ₂ ＝75 MPa等级， S ₃ ＝105 MPa等级，相对应的荷载循环次数分别为 n ₁ 、 n ₂ 、 n ₃ 。三个试件的应力加载情况各不相同，1号试件经历了 S ₁ 、 S ₂ 、 S ₃ 三个不同的应力等级，2号试件经历了 S ₂ 、 S ₃ 两个不同的应力等级，3号试件只经历了 S ₃ 一个应力等级。

取表面可见裂纹长度为30 mm时的周期数为试件疲劳寿命 N ₂ ，即

式中 n ₃ ——表载次面数裂纹。长30 mm时应力幅 S ₃ 的加

表2-67所示为3个构件达到 N ₂ 时的载荷历程。

2）等效寿命推算

由于采用了变幅加载的制度，疲劳寿命可按照等效损伤的原则进行任意等幅加载推算。

在变幅加载的情况下，等效寿命的计算公式如下

式中 n _i —— i 级载荷的循环次数；

S _i —— i 级载荷的幅值；

S _eq ——折算幅值等级。

对钢管混凝土管桁节点来说， m ＝3~4，这里偏于保守的取 m ＝3。

经试算后，若取折算幅值等级为85 MPa，即 S _eq ＝85 MPa，由式（2-98）可得：

1号试件 n _eq ＝273万次

2号试件 n _eq ＝288万次

3号试件 n _eq ＝211万次

由此可知，3个试件斜杆在85 MPa名义应力幅加载条件下，疲劳寿命均超过200万次。

2.7.6.5 疲劳试验结果

（1）模拟钢管混凝土节点所做的疲劳试验模型，斜管在85 MPa名义应力幅的加载条件下，其疲劳寿命超过200万次，疲劳试验结果证明该节点满足设计疲劳寿命的要求，并有较大的安全储备。

（2）疲劳裂纹开裂的位置均在冠点焊趾附近，裂纹源分别有单源和多源两类，但最终均汇合形成主裂纹，在主管上扩展。

（3）试验通过疲劳加载与裂纹扩展的全过程证明，对钢管混凝土节点来说由于混凝土的约束作用，疲劳裂纹扩展后的寿命还相当长，因而当疲劳裂纹深度穿透主管壁厚，表面裂纹长度达到3倍壁厚时（约为30 mm）的疲劳失效判别准则，对于疲劳荷载作用下的节点是安全的。

（4）试验证明钢管混凝土节点在满足相贯线焊接接头质量良好，并在对焊趾做焊后修磨的条件下，疲劳强度可达到较高的水平。

（5）以钢管混凝土节点相贯线焊缝类型、焊接缺欠及焊后修磨质量差异分级，参考AWS和IIW相关规范，对其疲劳强度按A、B两级细节区分高、低，与前期的试验相比较，本次试验结果可定作A级。 Os/qP2nIG5BEqNgs5mxED/Yv01asDEuid/Ar0oxCZago2yyhqX08Qnfc/vgIQDZM