剪力釘受力性能試驗研究及數值模擬*

黃彩萍 游文峰 余 浩 譚 燕

(湖北工業大學土木建筑與環境學院 武漢 430068)

剪力釘因施工方便、施工質量易于保障、無方向性、受力性能較好，且可充分發揮材料強度等優點，廣泛應用于組合結構。國內外已有大量學者針對單個剪力釘的剪切剛度、抗剪強度及荷載-滑移曲線等受力性能進行了研究[1-3]。藺釗飛等[4]通過剪力釘抗剪剛度模型試驗得到了剪力釘抗剪剛度的計算方法，但剪力釘往往是以群釘參與組合結構受力的。周緒紅等[5]以推出試驗和有限元計算相結合的方法，分析了群釘排數對承載力的影響；劉沐宇等[6]對集束式長短剪力釘進行推出試驗和有限元計算，并提出相應荷載-滑移公式，現有的研究針對單釘和群釘在受力性能上的差異分析較少。工程應用以長200 mm的直徑22 mm剪力釘最為常見，本文對其進行單釘與群釘推出試驗，結合數值仿真分析，研究單釘連接件和群釘連接件在混凝土中的力學行為，比較二者受力性能的不同之處，以研究群釘在混凝土中受力的不均勻性，得出群釘承載力的折減系數。

1 試驗設計

1.1 單釘試驗

本次試驗參考歐洲規范《Eurocode 4》[7]中對試件尺寸及數量的規定，設計并制作了6個單釘試件，每個試件均由1個394 mm×200 mm×16 mm的工字型鋼、2塊400 mm×300 mm×250 mm混凝土塊和4個直徑22 mm、長200 mm的剪力釘組成。剪力釘焊接在型鋼翼緣板外側的中心平面上，每側剪力釘按1排×2列布置，每列剪力釘的間距為100 mm，雖然試件中有4個剪力釘，但在荷載施加的方向上只有1個剪力釘存在，試件構造圖見圖1。

圖1 單釘試件尺寸構造圖

混凝土采用C50，按構造要求配置鋼筋骨架，避免混凝土發生脆性破壞。鋼板材質為Q345D，剪力釘材質為ML15。

1.2 群釘試驗

6個群釘試件均由1個660 mm×24 mm×20 mm的工字型鋼、2個600 mm×615 mm×260 mm混凝土塊、16個直徑22 mm、長度200 mm剪力釘組成，群釘焊接在打磨除銹過的型鋼翼緣板外側，單側焊接8個，按照2列4層布置，且每層、每列的間距均為125 mm，群釘試件構造圖見圖2。所用材料均與單釘試件相同。

圖2 群釘試件尺寸構造圖

2 試驗測點布置及加載方案

2.1 單釘推出試驗測點布置及加載方案

選用4個電子百分表為本實驗的位移測量儀器，布置在試件中心所處的水平面與鋼-混凝土結合面的交界處，用于測得型鋼與混凝土塊之間的相對滑移量。

試驗在MTS-6000 kN試驗機上進行。在試驗臺上均勻地鋪設細沙墊層，在細沙墊層上放置1張橡膠墊使試件底部受力均勻，對正試驗機的加載中心與試件中心，確保水平加載。正式加載前先以100 kN的預壓荷載對試件進行3次預壓，加載方式采用分級加載，每50 kN為一級，持荷3 min，達到600 kN后調整荷載級為每級10 kN，每級加載完畢后，待電子百分表示數穩定即可采集1次滑移量，直至試件破壞。

2.2 群釘推出試驗測點布置及加載方案

群釘推出試驗所用測量儀器與單釘試驗相同，為減小試驗誤差，本試驗采用的8個電子百分表出自同一廠家的同一批次。

試驗加載前，保證試驗機加載中心與試件中心在同一垂線上，隨后對試件進行預壓。預壓荷載分別為200，400，600 kN，每級預壓荷載加載2次，消除型鋼與混凝土間的自然黏結，預壓結束即可開始正式加載。加載方式不變，考慮群釘試件中剪力釘的數量是單釘試件的4倍，將荷載級調至200 kN，持荷時間相同，當荷載達到1 800 kN后，出于安全考慮，調整荷載級至100 kN，直至試件單側剪力釘被全部剪斷或出現大范圍混凝土破損時立刻停止加載并卸載。

3 試驗結果及對比分析

3.1 單釘與群釘試件的極限承載力及破壞形態對比分析

本文根據英國橋梁規范《BS5400(1988)》和歐洲規范《Eurocode 4》的相關規定，以試件加載破壞前的極限荷載為該試件的極限承載力。本次單釘試件的極限承載力為750 kN，單個剪力釘的承載力為187.5 kN；群釘試件的極限承載力為2 300 kN，平均單個剪力釘的承載力為143.75 kN，群釘抗剪承載力較單釘下降20%左右，有較大程度的折減。

6個單釘試件的單側剪力釘均被剪斷，且試件1和試件3的混凝土出現小范圍破損剝落。試件4的剪力釘因焊接質量問題破壞過早。型鋼上剪力釘的剪切斷面圖見圖3。由圖3可見，單釘的剪切斷面呈圓形，斷面紋理較為粗糙，顏色呈黑灰色。

圖3 單釘試件的剪切斷面

群釘試件的破壞方式與單釘試件相同，單側所有剪力釘均被剪斷，混凝土塊在鋼-混結合面出現45°斜向劈裂，群釘的剪切斷面圖見圖4。

圖4 群釘試件的剪切斷面

與單釘剪切斷面不同的是群釘各層剪切斷面的變形存在較大差異。距離荷載端最近的第一層剪力釘產生的彎曲變形最大，離荷載端較遠的第三層剪力釘變形最小，只在焊點端部略有彎曲。所有群釘的破壞位置基本都在型鋼與群釘的焊點附近，斷裂面呈圓弧形內凹斷面，顯現銀灰色。從混凝土的破壞形態可知，群釘試件的鋼-混結合面存在較大剪力，混凝土的破壞方式為劈裂破壞，而單釘試件的混凝土以局部破損為主，未出現大范圍的劈裂現象。

3.2 單釘與群釘試件荷載-滑移量對比分析

本次試驗所測鋼構件與混凝土構件之間的相對滑移量取4個電子百分表示數的平均值，分別繪制單釘荷載滑移曲線見圖5、群釘荷載滑移曲線見圖6。

圖5 單釘荷載滑移實測及計算曲線

圖6 群釘荷載滑移實測及計算曲線

由圖5可知，6條單釘荷載滑移曲線的形狀基本保持一致，當荷載為0～60 kN時，鋼-混結合面的滑移量較小，該范圍內的曲線為線性階段，此時的剪力釘處于彈性階段。當荷載為60～190 kN，荷載與滑移量呈明顯的非線性關系，隨著荷載的進一步增大，滑移量增速也在迅速變大，直至試件破壞。

圖6中6個群釘荷載滑移曲線并不完全重合，但曲線的趨勢和形狀基本相同。荷載小于45 kN時，群釘處于彈性階段，試件的荷載與滑移量接近于線性關系，此階段的滑移量很小，但荷載超過45 kN后，群釘開始進入塑性階段，曲線表現出明顯的非線性。隨著荷載的進一步增大，當單個剪力釘的平均剪力大于110 kN后，群釘試件滑移量的增速開始變大，6個試件鋼-混凝土結合面的滑移量均大于4 mm，說明試件屬于延性破壞。

所有荷載滑移曲線的總體趨勢是保持一致的，但群釘的滑移曲線更早地進入塑性階段，并且曲線斜率在塑性階段的增速較單釘更快。在極限狀態下，單釘試件鋼-混結合面的相對滑移量為1.97 mm，群釘鋼-混結合面的相對滑移量為4.2 mm。群釘的數量在荷載的施加方向上是單釘的4倍，而滑移量僅為單釘的2.41倍。

4 剪力釘的數值建模

1) 剪力釘、鋼構件和混凝土的本構關系采用多線性隨動強化模型，所有構件均采用SOLID45號單元建模。

2) 模型尺寸按照試驗試件設置，其各項材料參數如下：剪力釘的抗拉強度為530 MPa；工字型鋼的抗拉強度為461 MPa；混凝土采用C50，抗壓強度為53 MPa。

3) 剪力釘焊接在型鋼翼緣板外側，在建立模型時，鋼板和剪力釘在焊接處共節點。

4) 推出試驗采用預壓的方法消除鋼-混結合面的自然黏結力，鋼板與混凝土處于分離狀態。

5) 鋼-混結合面采用接觸單元，剪力釘與混凝土屬于接觸關系，采用接觸對進行模擬，設置0.5的摩擦系數用于模擬二者之間的摩擦。

6) 混凝土底部施加全約束，荷載的施加方向為從型鋼頂緣沿縱向施加，最終得到單釘有限元計算模型圖見圖7、群釘模型圖見圖8。

圖7 單釘有限元模型

圖8 群釘有限元模型

待有限元計算結束后，查看計算結果，繪制有限元計算模型的鋼-混結合面荷載滑移曲線見圖5、圖6。將計算曲線與實測曲線對比可知，單釘和群釘的計算曲線均介于6條實測曲線之間，且總體趨勢和實測曲線基本保持一致。單釘的計算承載力為188.3 kN，群釘的計算承載力為145.4 kN，群釘承載力的計算折減系數為22%，與實測折減系數誤差小于5%。

由上述分析可知，有限元計算結果與推出試驗誤差較小，說明此方法是可靠有效的，能夠較為準確地計算出單釘和群釘的各項受力指標。

5 單釘和群釘的受力性能對比分析

5.1 剪力釘的變形對比分析

試驗結束后取出剪力釘，觀測其變形并與計算結果進行對比，剪力釘變形圖見圖9。

圖9 剪力釘變形圖

由圖9可見，在單釘計算模型中，剪力釘與型鋼焊接的根部發生較大的彎曲變形，遠離焊點的尾部變形較小，甚至幾乎無變形，與試驗所得結果較為相似。

群釘的計算結果顯示，群釘產生較大變形的部位為剪力釘與型鋼焊接的根部，群釘尾部的變形較小，每一層剪力釘的變形也各不相同。位于邊緣的第一層和第四層剪力釘，其根部變形明顯大于第二層和第三層的剪力釘，第三層剪力釘的根部變形最小，剪力釘的變形依次呈駝峰狀，符合推出試驗結果。

結合試驗結果與有限元數值分析，在荷載的作用下，剪力釘的變形部位主要位于剪力釘與鋼構件焊接的根部，且變形量沿著釘桿方向逐漸減小。但群釘內部各層剪力釘的變形量各不相同，同在極限狀態下，單釘的變形量介于群釘變形量的上限與下限之間。

5.2 剪力釘剪切剛度對比分析

根據文獻[8-9]中的方法，以荷載-滑移曲線在滑量移為0.8 mm時荷載與滑移量的比值作為剪力釘的剪切剛度，平均剛度取各組有效剪切剛度的平均值，單釘剪切剛度表見表1，群釘剪切剛度表見表2。單釘推出試驗中的試件4因焊接缺陷，在計算剪切剛度時不予考慮。

表1 單釘剪切剛度匯總表

表2 群釘剪切剛度匯總表

由表1、表2可知，實測單釘的平均剛度為151.11 kN/mm，群釘的平均剛度為121.08 kN/mm，群釘的實測平均剛度較單釘約有24.81%折減。有限元數值分析的單釘與群釘平均剛度分別為161.40 kN/mm和127.31 kN/mm，群釘的計算平均剛度較單釘約有26.87%折減，與實測折減系數較為相近，說明本文數值仿真分析較為精準。

5.3 剪力釘的剪應力對比分析

為使平均單個剪力釘所受荷載為100 kN，對單釘有限元模型施加200 kN的豎向荷載，對群釘計算模型施加800 kN的豎向荷載，各計算模型剪力釘上邊緣的剪應力分布圖見圖10。

圖10 剪力釘上緣的剪應力分布情況

由圖10可知，較高的剪應力水平出現在距離焊接端0～25 mm處，在該范圍內，單釘的剪應力為所有剪力釘的最大值，此時剪力釘的上緣呈受拉狀態，下緣呈受壓狀態。群釘的剪應力上限為184 MPa，下限為168 MPa，剪應力隨著至焊接端距離的增大而逐漸減弱。在距離焊接端35～60 mm處，剪應力的方向發生改變，該范圍內的剪力釘受力狀態為上緣受壓，下緣受拉。與焊接端的距離超過60 mm后,所有剪力釘的剪應力基本為0 MPa，此范圍內的剪力釘變形較小。

5.4 群釘受力不均勻性分析

針對群釘計算模型，分別提取每個剪力釘在滑移量為0.2，0.8，1.4，2.0，2.6 mm下的荷載，各層剪力釘的荷載滑移曲線圖見圖11。

圖11 群釘各層剪力釘的計算荷載-滑移曲線

由圖11可見，在荷載施加的早期階段，滑移量同為0.2 mm時，各層剪力釘所受荷載均不相同。第一層剪力釘所受荷載為59.71 kN,是該滑移量下所有剪力釘的上限值；其余剪力釘的荷載較第一層均有不同程度的折減。距離荷載端較遠的第三層剪力釘所受荷載較第一層折減17.3%，折減幅度最大，群釘的受力呈現明顯的不均勻性。當荷載達到94 kN后，離荷載端最近的剪力釘進入屈服，荷載重新分布，群釘受力不均的現象開始逐漸改善，致使最終的荷載分配趨于一致。

6 結論

本文結合推出試驗和數值模擬，綜合分析了單釘和群釘在受力性能上的差異，并得出如下結論。

1) 綜合推出試驗與數值模擬結果表明，群釘抗剪承載力的折減系數為0.2。使用群釘作為抗剪連接件時，必須考慮其承載力的折減。

2) 從受力分析來看，群釘在荷載作用下，受力不均勻。荷載端至剪力釘的距離對荷載的分配存在較大影響，這種現象在低荷載狀態下尤為突出，但是會隨著荷載的施加逐步改善，最后使所有剪力釘受力趨于一致。