PBL和PZ組合銷剪力連接件承載力試驗研究

孔凡磊，黃平明，陸由付，夏建平，梅葵花

(1.長安大學 公路學院，陜西 西安 710064；2.山東高速集團有限公司，山東 濟南 250002)

0 引言

鋼-混凝土組合結構因其能夠充分發揮鋼和混凝土這兩種材料的優點，在橋梁中得到了廣泛的應用。波形鋼組合橋面板是一種新型的鋼混組合橋面板，它是由波形鋼底板、混凝土和剪力連接件共同組成。施工時，制作完成的波形鋼底板采用整體吊裝，方便快捷，在后續的施工過程中，波形鋼底板可作為永久性模板，現場只需綁扎橋面板上部縱橫向普通鋼筋即可澆注橋面板混凝土。與普通橋面板相比，具有承載能力高，施工速度快等優點[1-6]。

組合結構中鋼構件和混凝土構件通過剪力連接件實現協同受力，剪力連接件可以抵抗水平橫向和縱向剪力，同時也可以起到豎向抗拔的作用，將鋼和混凝土兩種材料可靠地組合在一起。剪力連接件是鋼-混凝土組合結構中最為重要的受力構件之一，其設計是組合結構設計的核心。目前國內外采用的剪力連接件主要是栓釘和開孔板剪力連接件。栓釘具有受力性能好，施工方便，可靠性高等優點，在工程中應用較為廣泛；栓釘為柔性結構，在荷載的作用下，其變形大，所以也具有較好的延性；但是變形過大使得組合結構中鋼與混凝土的相對滑移量大，對結構安全不利，而且反復變形也容易發生疲勞破壞，另外栓釘剪力連接件在施工時由于數量龐大，焊接時需要大量的人力物力，費時費力[7-8]。開孔板剪力連接件(PBL連接件)通過在鋼板上開圓孔使得混凝土進入圓孔中形成混凝土榫來抵抗剪力，圓孔中貫穿鋼筋可以使其抗剪承載力進一步提高；與栓釘剪力連接件相比，其具有抗剪承載力大、抗剪剛度大、抗疲勞性能好和焊接簡單等優點,因此在波形鋼腹板組合箱梁、斜拉橋橋塔鋼-混結合段、建筑鋼-混組合結構中都有所應用，且較為廣泛[9-12]。但是由于開孔板連接件穿鋼筋時受到構件構造上的限制，定位和貫穿開孔板中的鋼筋難度大，施工困難，影響施工進度。尤其是應用于波形鋼組合橋面板時，貫穿鋼筋需彎折成波折形，進一步增加了貫穿鋼筋時的難度。

PZ組合銷剪力連接件，是一種半開口形式的剪力連接件，施工時只需將貫穿鋼筋放入指定位置即可，充分克服了開孔板剪力連接件貫穿鋼筋困難的問題，而且其承載能力也均優于開孔板剪力連接件和栓釘剪力連接件，同樣也具有良好的抗疲勞性能[13-16]。在加工制作時，剪力連接件采用單線切割，將鋼板一分為二，生產效率高。目前PZ組合銷剪力連接件主要應用于歐洲一些國家的預制組合梁中[17-18]，國內還未見相關的研究及工程實際中的應用；而且由于組合梁中的剪力連接件尺寸大、鋼銷厚度大和箍筋的“套箍”作用等，承載力計算并不適用于組合橋面板。

本研究在原有PZ組合銷剪力連接件下端開設橢圓孔，然后對帶橢圓開孔的PZ組合銷剪力連接件和PBL剪力連接件進行了推出試驗研究，對比分析了兩類剪力連接件的力學性能指標。考慮工程應用實際，給出了帶橢圓開孔的PZ組合銷剪力連接件承載力計算公式，從而為波形鋼組合橋面板剪力連接件的設計提供一定的基礎。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本研究設計了8組試件進行推出試驗，各試件的主要參數見表1和表2。試件中波形鋼底板厚度為6 mm，剪力連接件厚度為14 mm，材料均為Q345qE。貫穿鋼筋采用直徑為16 mm的HRB400級鋼筋。試件混凝土強度均為C50，在距離混凝土上表面30 mm位置處設置單層鋼筋網，鋼筋采用HRB400級鋼筋，縱向和橫向鋼筋直徑為12 mm，間距 100 mm。剪力連接件構造如圖1(a)和(b)所示。加載試件參考歐洲規范中推出試件的設計和制作，加工好的波形鋼試件先水平向澆注混凝土，養護好后在縱向上通過連接鋼板將兩個波形鋼試件焊接成整體，加載試件的構造尺寸如圖1(c)和(d)所示。

表1 PBL剪力連接件試件參數Tab.1 Parameters of PBL shear connector specimens

表2 PZ剪力連接件試件參數Tab.2 Parameters of PZ shear connector specimens

圖1 推出試件構造尺寸(單位：mm)Fig.1 Structure dimensions of push-out specimens(unit:mm)

試件制作的過程中，在剪力連接件下端墊長度為5 cm的泡沫板用來消除端部承壓影響。除試件PBL-2外，其余試件均在鋼板與混凝土接觸面上涂抹黃油來消除鋼板與混凝土之間黏結力和摩擦力的影響。澆注混凝土前，PBL和PZ組合銷剪力連接件的鋼結構如圖2所示。

圖2 澆注混凝土前試件Fig.2 Specimens before casting concrete

1.2 量測內容與測點布置

試驗測試項目有表面混凝土的應變、剪力連接件的應變、貫穿鋼筋的應變、混凝土與剪力連接件的相對滑移量、加載荷載值。其中鋼筋應變片放置在離中心2 cm的位置處，剪力連接件應變片布置如圖3所示。滑移量和應變可分別通過位移計和應變片配合動靜態靜力采集系統獲得，采集頻率為1 Hz；加載荷載值可以通過計算機直接讀出。

圖3 應變片布置圖Fig.3 Layout of strain gauges

1.3 試驗方案

本次試驗加載裝置采用200 t微機控制的電液伺服壓力機，試件加載布置如圖4所示。試驗正式加載前先進行3次預加載，用來消除非彈性變形，同時也檢查采集系統和壓力機的正常運行情況，加載值為0.3倍的設計承載力F。基準荷載為有限元分析及設計理論計算得到設計抗剪承載力。正式加載分為荷載控制和位移控制加載兩個階段，荷載控制加載時加載速率為2 kN/s，位移控制加載時加載速率為0.2 mm/min。

圖4 試件加載裝置圖Fig.4 Load setup of specimens

試驗前對試件的主要材料進行了力學性能測試，與試件同時澆注的混凝土齡期28 d的標準試塊抗壓強度平均值為54.2 MPa，鋼筋和鋼板的測試結果如表3所示。

表3 材料性能測試結果Tab.3 Test result of material properties

2 試驗結果分析

2.1 破壞形態

加載初期時，試件并無明顯的滑移現象，此時混凝土和鋼板之間的黏結力起抵抗荷載的作用。隨著荷載的增加，可以通過位移計觀察到鋼板和混凝土開始出現滑移，但是試件本身并無明顯現象。荷載加載到80%的極限荷載以后，滑移量明顯增加，并且首先在試件的底部觀察到多條豎向的微小裂縫，此裂縫是從試件內部延伸而來；隨后，裂縫繼續擴展逐漸變寬，并且試件的側面混凝土和頂部混凝土也均出現裂縫，頂部裂縫與底部裂縫上下貫通。試件最終為混凝土的剪切破壞，底部混凝土有不同程度的剝落，破壞過程中伴隨著混凝土開裂的聲音。對于未貫穿鋼筋的試件，下降段時，荷載的變化非常明顯。試件的開裂情況如圖5所示。

圖5 試件混凝土裂縫Fig.5 Cracks on concrete of specimen

砸開后的試件如圖6所示，PZ剪力連接件的鋼銷和橢圓開孔并無明顯的變形和破壞；貫穿鋼筋出現了明顯的變形，但并未被剪斷，這是由于混凝土銷被壓碎后，試件出現較大的滑移，貫穿鋼筋被擠到鋼銷邊上，與混凝土銷共同承受剪力。剪力連接件的破壞形式為混凝土剪切破壞并且為延性破壞。

圖6 砸開后的試件Fig.6 Specimens after breaking

2.2 荷載-滑移曲線和靜力性能指標

本次試驗試件的荷載-滑移曲線和靜力性能指標分別如圖7和表4所示。剪力連接件的主要靜力性能指標有：承載力極限值Pu、承載力特征值PRk、承載力設計值PRd、極限滑移量δu、設計滑移量δd、抗剪剛度Ks和延性系數Dc。Eurocode4規范中規定，Pu為剪力連接件的承載能力最大值，PRk為0.9倍的Pu，PRd為PRk除以安全系數γv，γv取1.25；δu為PRk對應的滑移量的最大值，δd為PRd對應的滑移量；Ks為發生單位滑移量時對應的荷載與滑移量的比值，本研究中取Ks為荷載-滑移曲線上原點與承載力設計值之間的直線的斜率；Dc為δu與δd的比值。表4中的各值均已換算成單個孔和單個組合銷對應的試驗平均值。

圖7 試件荷載-滑移曲線Fig.7 Load-slip curves of specimens

表4 兩類剪力連接件的靜力性能指標Tab.4 Static property indicators of 2 types of shear connectors

2.3 極限承載力分析

PBL-3試件的極限承載力比PBL-1試件極限承載力提高了72.0%，PZ-1試件的極限承載力比PZ-2的極限承載力提高了60.3%。PBL-3試件與PBL-1試件及PZ-1試件與PZ-2試件的唯一區別在于是否有貫穿鋼筋，可見貫穿鋼筋可以顯著提高試件的承載力。

PBL-2的承載力比PBL-3的承載力高了19 kN，相當于總承載力的9%，所以鋼板和混凝土之間的黏結力和摩擦力在抗剪性能方面發揮著重要的作用。但是由于影響黏結摩擦作用的因素眾多，工作機理復雜，性能也不穩定，所以通常都是作為設計的安全儲備，并不計入極限承載力。

為比較PZ和PBL剪力連接件極限承載力，將剪力連接件換算為長度均為400 mm ，PZ-3試件比PBL-3試件的極限承載力提高了65.6 kN，平均提高了11%。PZ-1試件和PZ-3試件對比可知，橢圓小孔的承載力約為95 kN，從而得出如果PZ-2試件如果不開橢圓小孔其承載力約為188.8 kN。則不開橢圓小孔且剪力連接件長度均為400 mm時，PZ-2試件比PBL-1試件的極限承載力提高了28.4 kN，提高了約為8.1%。可見，無論是否貫穿鋼筋，PZ剪力連接件的極限承載力均優于PBL剪力連接件。

PZ-3試件比PZ-4試件的極限承載力提高了14.4 kN，僅為0.04%， 這表明隨著組合銷高度的增大，極限承載力稍微降低，但降低幅度很小。PZ-1試件(開橢圓小孔)比PZ-3試件的極限承載力提高了95.2 kN，約為28.6%；PZ-5試件(開橢圓大孔)比PZ-3試件的極限承載力提高了126.5 kN，約為38.0%。可見，在組合銷剪力連接件中開橢圓孔可以使承載力得到明顯提高。

綜上所述，在PBL和PZ剪力連接件中，貫穿鋼筋都是影響其極限承載力的重要因素，而無論是否貫穿鋼筋，PZ剪力連接件的極限承載力均優于PBL剪力連接件；在保持其他因素不變的情況下，在PZ剪力連接件中開橢圓孔，能更進一步提高其抗剪承載力。

2.4 抗剪剛度及延性系數

由表4可知，PZ剪力連接件的抗剪剛度均大于PBL剪力連接件。通過對比PBL-3試件與PBL-1試件、PZ-1與PZ-2試件，說明貫穿鋼筋可以有效地提高剪力連接件的抗剪剛度。試件PZ-5比PZ-1 的抗剪剛度要小，試件PZ-1、PZ-5均比試件PZ-3、PZ-4的抗剪剛度小，說明剪力連接件開橢圓孔會降低抗剪剛度，而開橢圓大孔比開橢圓小孔降低地程度要大，這是由于開的橢圓孔中并未貫穿鋼筋，這更進一步說明了貫穿鋼筋對抗剪剛度影響的重要性。雖然開橢圓孔可以增加PZ剪力連接件的承載力，但是也會降低其抗剪剛度，所以在進行剪力連接件設計時，應充分考慮二者之間的平衡，不能無限制地增大橢圓孔的大小。

延性系數也是反映剪力連接件力學性能的重要指標，剪力連接件在破壞時應該有良好的延性。PZ剪力連接件的延性系數均高于PBL剪力連接件，說明PZ比PBL剪力連接件延性更好。

2.5 荷載-應變曲線分析

試件表面混凝土應變并無明顯變化，這是由于剪力連接件頂端距離混凝土表面距離較遠，中間有構造鋼筋，剪力連接件未發生撬起破壞，因此本研究中沒有列出。圖8為部分試件的鋼銷和貫穿鋼筋荷載-應變曲線圖。

圖8 試件荷載-應變曲線Fig.8 Load-strain curves of specimens

由圖8(a)可知，開始時，鋼筋的應變很小，原因在于此時剪力由鋼板與混凝土的黏結力和混凝土銷承擔。隨著荷載的增加，混凝土銷逐漸被壓碎，鋼筋開始發揮作用，并且應變迅速增大，此時鋼筋會逐漸彎曲。

由圖8(b)可知，加載初期，鋼板荷載-應變曲線為線性變化。所有測點中A1和B1處(鋼銷下部)的應變變化最為明顯，隨著荷載的增加，應變迅速增大，所以此處為應力集中區域。A3和B3處的應變變化相對不明顯。

3 抗剪承載力計算

3.1 已有理論計算公式

已有研究表明[19-20]，PZ組合銷剪力連接件在荷載作用下可能發生3種破壞模式，不同破壞模式其承載力計算公式不同。

(1)剪力連接件鋼板本身失效破壞

當鋼板過薄或者等級較低時，剪切-彎曲組合效應會使鋼板產生水平裂紋，同時鋼銷也會產生較大的塑性變形，此破壞為延性破壞。承載力計算公式為：

(1)

式中，fy為鋼屈服強度；tw為組合銷鋼銷厚度；bi為組合銷最小寬度；hs,i為形心與最小寬度處的距離。

(2)混凝土剪切破壞

當組合銷剪力連接件鋼銷間距ex過小或者鋼板厚度較大時會發生混凝土剪切破壞，此時抗剪承載力的主要影響因素為混凝土的強度和混凝土銷的面積，同時，考慮兩個組合銷剪切區域重合的影響，引入修正系數ηD。承載力計算公式為：

(2)

(3)混凝土撬起破壞

當鋼銷的頂面與混凝土表面距離過小時，可能出現表面錐形撬起的破壞模式。承載力計算公式如下：

(3)

式中，hpo的值為min(co+0.07ex，cu+0.13ex)；co為鋼銷頂部到混凝土表面的距離；cu為銷座的高度；fck為混凝土抗壓強度標準值；ρD,i的值為(Es·Asf)/(Ecm·AD,i)；Es，Ecm分別為鋼、混凝土彈性模量；Asf為上置橫向鋼筋的面積和貫穿鋼筋面積之和；AD,i為混凝土有效區域。

當組合銷剪力連接件的間距小于4.5倍的hpo時，由于混凝土的錐體的重疊，承載能力降低，其承載力需要折減χx=d/4.5hpo，當間距小于9倍的hpo時，承載力需要折減χy=d/9hpo，如果混凝土中有箍筋時則不會發生混凝土撬起破壞。

根據試件的破壞結果，本次試驗的PZ剪力連接件為混凝土剪切破壞。以試件PZ-3和PZ-4為列，由于本次試驗為單個組合銷，所以公式中不考慮修正系數ηD，由式(2)可得到承載力特征Psh,k=329.7 kN。根據試驗結果PZ-3和PZ-4的承載力特征值分別是299.8 kN和286.9 kN。理論公式比試驗結果偏大。

這是由于PZ組合銷剪力連接件主要適用在歐洲一些國家的組合梁中，并未在組合橋面板中應用，由于組合梁中鋼銷厚度大、尺寸間距大，組合梁中的箍筋對承載力影響也較大。而且試件的構造不同、試驗加載布置不同，得到的試驗結果也會不同。因此，有必要建立一個適用于波形鋼組合橋面板中帶橢圓開孔的PZ組合銷剪力連接件承載力計算公式。

3.2 本文的承載力計算公式

帶橢圓開孔的PZ組合銷剪力連接件承載力主要有組合銷和橢圓孔混凝土榫兩部分組成，因此承載力可記為：

psh,k=pc+pe。

(4)

組合銷部分承載力pc參考已有公式，考慮波形鋼組合橋面板本身構造及工程實用，引入折減系數φc，根據試件PZ-3和試件PZ-4的承載力特征值求得φc=0.889，則組合銷部分承載力為：

(5)

在荷載的作用下，橢圓開孔內混凝土榫受到雙面剪切作用，根據參考文獻[21-22]抗剪承載力可記為：

(6)

式中，Ae為橢圓開孔的面積，Ae=πab，a和b為橢圓孔的長半軸和短半軸；φe為橢圓開孔內混凝土榫影響系數，根據試件PZ-1和PZ-3可以求得橢圓小孔的承載力特征值為86 kN，根據試件PZ-4和PZ-5可以求得橢圓大孔承載力特征值為127 kN，代入式(6)可以求得φe的值為4.738，因此橢圓孔混凝土榫的抗剪承載力為：

(7)

綜上所述，應用在波形鋼組合橋面板中帶橢圓開孔的PZ組合銷剪力連接件承載力公式為：

(8)

根據提出的理論計算公式對本次試驗帶貫穿鋼筋的4個試件進行抗剪承載力計算，計算結果和試驗結果對比如圖9所示。可以得到，本研究提出的計算公式得出的值與試驗值的誤差在5%以內，吻合度較好。

圖9 試驗結果與計算結果比較Fig.9 Comparison of test result with calculation result

目前，還沒有明確的規范規定應用在組合橋面板中的PZ組合銷承載力計算公式，大多數學者的研究也限于預制組合梁中，要想得到更加準確、具有廣泛應用意義的剪力連接件的理論計算公式，尤其是應用在波形鋼組合橋面板中，仍需要大量的試驗研究進行更深入的分析。

4 結論

(1)兩類剪力連接件均為混凝土剪切破壞且為延性破壞。破壞時，試件出現貫通裂縫；PZ組合銷剪力連接件的鋼銷和橢圓開孔以及PBL剪力連接件開孔均無明顯的變形和破壞；貫穿鋼筋出現明顯的變形，與混凝土榫共同受力。

(2)貫穿鋼筋是影響剪力連接件承載力和抗剪剛度的重要因素；開橢圓孔可以顯著提高剪力連接件的極限承載力，但是也會降低其抗剪剛度；鋼銷下部應變幅變化較大，為PZ組合銷剪力連接件應力集中區域。

(3)在波形鋼-混凝土組合橋面板中，PZ組合銷剪力連接件在承載力、抗剪剛度、延性方面均優于PBL剪力連接件，且PZ剪力連接件由于構造特點，貫穿鋼筋簡單。PZ組合銷剪力連接件更適用于波形鋼組合橋面板。

(4)提出應用在波形鋼組合橋面板中帶橢圓開孔的PZ組合銷剪力連接件承載力計算公式，計算結果與試驗結果吻合度較好。