承壓型組合剪力鍵剪切性能試驗與承載力計算

馬亞飛，周 彪，王 磊，張建仁

(長沙理工大學土木工程學院，湖南，長沙 410114)

鋼-混組合梁是由鋼主梁和混凝土橋面板組成的一種新型結構，能充分發揮鋼材和混凝土的力學性能[1]。剪力鍵是保證鋼主梁和混凝土橋面板協同受力的關鍵構件，主要分為焊釘和PBL(開孔鋼板)剪力鍵，在實際工程中應用廣泛。當組合梁的抗剪和抗拔需求較大時，對剪力鍵承載性能要求更高[2]。通過將焊釘和PBL 剪力鍵改進為一種肋板焊接橫向焊釘的新型剪力鍵(簡稱組合剪力鍵)，可進一步提高剪力鍵抗剪承載力，且避免發生高強T 型剪力鍵的脆性破壞[3]。因此，有必要對這種組合剪力鍵的抗剪機理展開研究。

國內外學者已對PBL 和焊釘剪力鍵極限承載力影響因素、計算模型和失效過程開展了試驗研究和理論分析[4-6]。SHI 等[7]發現混凝土強度、鋼筋直徑和開孔數量對PBL 剪力鍵剪切性能影響顯著，開孔孔徑影響較小。WANG 等[8]開展了內嵌超高性能混凝土大直徑焊釘剪力鍵推出試驗，指出焊釘直徑對剪力鍵抗剪性能有顯著影響。趙晨等[9]提出了推出荷載下PBL 剪力鍵承載力計算表達式。楊勇等[10]基于變形協調條件構建了適應于單排多孔PBL 剪力鍵的極限承載力模型。陳海等[11]發展了斜板PBL 剪力鍵極限承載力計算方法。LOWE等[12]通過試驗得到了橫向荷載下焊釘剪力鍵的極限承載力，揭示了焊釘周圍混凝土應力場的分布規律。DING 等[13]通過對混凝土強度、焊釘屈服強度和長徑比等參數進行分析，研究了含焊釘剪力鍵組合梁的抗震性能。大跨度組合梁多采用寬幅懸臂梁設計。混凝土自重和移動荷載作用下會產生側壓效應[14-15]。宋瑞年等[16]建立了PBL 剪力鍵極限承載力增量與側壓力的關系。ZHAN 等[17]分析了側壓力對剪力鍵破壞形態的影響，并基于約束混凝土強度理論修訂了PBL 剪力鍵極限承載力模型。靜載下剪力鍵荷載-滑移曲線是反映其延性和剛度的重要指標[18]。GU 等[19]通過數值仿真開展了PBL 剪力鍵受力過程分析。楊勇等[20]等通過推出試驗，發展了基于彈性地基梁理論的多孔PBL 剪力鍵荷載-滑移曲線模型。GUEZOULI 等[21]引入摩擦接觸單元，建立了栓釘連接件二維有限元模型，量化了摩擦對剪力鍵荷載-滑移曲線的影響。現有研究主要圍繞單調推出荷載下焊釘或PBL剪力鍵的極限承載力和失效過程開展研究。組合剪力鍵包含柔性焊釘和剛性開孔鋼板[22]，陳海等[23]采用疊加法，建立了非承壓型組合剪力鍵的承載力計算表達式。承壓型組合剪力鍵比非承壓型組合剪力鍵增加了肋板端部承壓效應，進一步優化了剪切荷載的縱向分布，其剪切機理和破壞模式尚未明確，亟待建立其承載力計算模型。

本文開展了11 個組合剪力鍵推出試驗，對比了承壓型和非承壓型組合剪力鍵抗剪性能的差異，探討了混凝土強度、肋板厚度、肋板孔徑和焊釘直徑對承壓型組合剪力鍵極限承載力的影響；建立了承壓型組合剪力鍵有限元計算模型，揭示了承壓型組合剪力鍵受剪機理，提出了承壓型組合剪力鍵極限承載力計算方法，并結合試驗進行了驗證。本研究可為組合剪力鍵極限承載力評估提供科學依據。

1 剪切性能試驗

1.1 試件設計

試件設計依據鋼-混組合結構歐洲規范4(EC4)[24]，標準推出試件尺寸設計如圖1 所示。組合剪力鍵由H 型鋼、開孔肋板、焊釘和混凝土板組成。混凝土內部鋼筋籠對稱分布在剪力鍵兩側。組合剪力鍵分為承壓型和非承壓型，后者在肋板底部布置與肋板截面積相同的泡沫板，以消除肋板端部承壓效應。非承壓型剪力鍵混凝土橋面板需現澆，承壓型剪力鍵可通過剪力槽孔與預制橋面板連接[2]。

圖1 推出試件設計 /mmFig.1 Layout of push-out specimens

為研究兩種組合剪力鍵在抗剪性能方面的差異，對11 個組合剪力鍵進行單調推出試驗。試件編號規則為：混凝土強度-肋板開孔孔徑-焊釘直徑-肋板厚度。如C30-50-19-12 表示組合剪力鍵采用C30 混凝土，肋板孔徑為50 mm，焊釘直徑為19 mm，肋板厚度為12 mm，具體如表1 所示。

表1 試件設計參數Table 1 Parameter design of specimens

1.2 試驗裝置和加載過程

試驗在500 t 長柱壓力試驗機上進行，如圖2所示。為使試件兩側受力均勻，在H 型鋼上表面放置橡膠墊。正式加載前先進行預加載，預壓荷載為預估極限荷載(Pu)的30%。加載方式為單調分級加載，每級荷載持續10 min。試驗前期采用力控制加載，每級荷載為0.1Pu，加載速率為0.5 kN/s，加載至0.4Pu后轉為位移控制加載，每級位移量為1 mm，加載速率為0.03 mm/s，直至結構破壞。試驗中主要測量壓力機剪切荷載及H 型鋼與混凝土板的相對滑移。荷載通過壓力機讀取，相對滑移通過對稱布置在試件側面的4 個百分表測量。

圖2 加載裝置Fig.2 Load setup

2 試驗結果與分析

2.1 破壞形態

圖3 和圖4 為組合剪力鍵中混凝土板的破壞形態。由圖3 可知，對于承壓型組合剪力鍵，混凝土板外表面出現大面積劈裂裂縫，且主要集中在肋板下端面，混凝土內側面也出現由焊釘高度附近向下發展的斜裂縫，劈裂裂縫相互貫通導致組合剪力鍵喪失承載力。

圖3 承壓型組合剪力鍵混凝土板破壞形態Fig.3 Failure mode of concrete slab of compressive composite shear connector

圖4 非承壓型組合剪力鍵混凝土板破壞形態Fig.4 Failure mode of concrete slab of non-compressive composite shear connector

由圖4 可知，非承壓型組合剪力鍵的破壞形態與承壓型相比存在明顯差異，由于無端部承壓影響，組合剪力鍵主要依靠焊釘及混凝土榫抗剪承受外荷載，肋板下端面無大面積劈裂裂紋。組合剪力鍵內表面因焊釘承壓，混凝土板出現劈裂主裂紋，導致組合剪力鍵失效。

圖5 為組合剪力鍵內部破壞形態。無論是否考慮端部承壓，除焊釘根部發生屈服或被剪斷外，其余鋼構件均無明顯塑性變形。加載后期由于鋼構件與混凝土板之間發生較大滑移，混凝土板中普通鋼筋承擔部分荷載，出現了較大彎曲變形。

圖5 組合剪力鍵內部破壞形態Fig.5 Internal failure modes of combined connectors

2.2 試驗結果分析

本部分先討論肋板端部承壓對組合剪力鍵極限承載力和破壞過程的影響，然后分析混凝土強度、肋板厚度、焊釘直徑和肋板孔徑等參數影響下的承壓型組合剪力鍵受力性能。

2.2.1 端部混凝土承壓影響

端部承壓效應影響下組合剪力鍵的荷載-滑移曲線如圖6 所示。由圖6 和表1 可知，承壓型組合剪力鍵C30-15-19-12 的極限承載力為1046 kN，非承壓型組合剪力鍵C30-50-19-00 的極限承載力為740 kN，降幅為29.3%。由于承壓型組合剪力鍵的肋板端部混凝土有承壓作用，可有效抑制混凝土與剪力鍵間的相對滑移，極限承載力顯著提高。

圖6 端部承壓影響Fig.6 Influence of end pressure

2.2.2 混凝土強度影響

混凝土強度對承壓型組合剪力鍵極限承載力的影響如圖7 所示。由圖7 可知，模型C30-50-19-12 的極限承載力為1046 kN，模型C50-50-19-12的極限承載力為1441N，承載力增大37.8%。這表明混凝土強度對承壓型組合剪力鍵的極限承載力影響顯著，在進行大跨徑鋼-混組合梁設計時，可通過提高混凝土強度來增強混凝土橋面板與鋼主梁間的抗剪性能。

圖7 混凝土強度影響Fig.7 Influence of concrete strength

2.2.3 肋板厚度影響

由表1 可知，肋板厚度由8 mm 增長至16 mm，組合剪力鍵的極限承載力提高34.2%。肋板厚度對承壓型組合剪力鍵極限承載力的影響如圖8 所示。由圖8 可知，增加肋板厚度會顯著提高承壓型組合剪力鍵的極限承載力，進入破壞階段后，薄肋板組合剪力鍵承載力下降速率顯著降低，即薄肋板組合剪力鍵延性更高，峰值荷載下滑移由5.28 mm 減小至2.57 mm，降幅51.4%。這主要是因為隨肋板厚度的降低，肋板剛度下降，破壞時肋板下端面發生明顯塑性變形，同時因端部混凝土承壓作用削弱，混凝土板劈裂效應顯著降低，減緩了剪力鍵與混凝土板間的相互分離，剪力鍵與混凝土板仍可協同承受較大荷載。因此，對延性有較高要求的大跨徑鋼-混組合梁，可通過增加組合剪力鍵數量同時降低肋板厚度，以滿足對組合剪力鍵的承載力和延性要求。

圖8 肋板厚度影響Fig.8 Influence of rib plate thickness

2.2.4 肋板孔徑影響

對于承壓型組合剪力鍵，開孔肋板中未設置貫穿鋼筋，孔內混凝土未受到有效約束，混凝土榫(肋板孔內混凝土)受剪以承受外荷載。肋板孔徑對組合剪力鍵破壞過程的影響如圖9 所示。由圖9 和表1 可知，肋板孔徑以10 mm 為增量，由30 mm 增至60 mm，極限承載力分別增長8.1%、12.1%和22.8%，相比混凝土強度、肋板厚度等參數，承壓型組合剪力鍵極限承載力對開孔孔徑的敏感性較低。進入破壞階段后，由于混凝土榫快速被剪斷，剪力鍵由端部承壓和焊釘剪切作用承受外荷載，荷載-滑移曲線較接近。因此，改變肋板孔徑對組合剪力鍵力學性能影響較小。

圖9 肋板孔徑影響Fig.9 Influence of rib plate aperture

2.2.5 焊釘直徑影響

焊釘直徑對承壓型組合剪力鍵極限承載力的影響如圖10 所示。由圖10 可知，組合剪力鍵極限承載力隨焊釘直徑的增加而增加。由表1 可知，焊釘直徑由16 mm 增加至19 mm，極限承載力提高12.2%；直徑由19 mm 增至22 mm，極限承載力增加7.9%，極限承載力增幅呈下降趨勢。主要原因為大直徑焊釘剛度遠大于焊釘周圍混凝土，焊釘發生較小塑性變形，焊釘內側混凝土板形成斜向主裂縫，焊釘與混凝土板分離，焊釘機械阻力失效，焊釘剛度無法充分利用。因此，針對采用普通混凝土板的鋼-混組合梁，建議組合剪力鍵焊釘直徑不宜超過19 mm。

圖10 焊釘直徑影響Fig.10 Influence of stud diameter

3 有限元模型與驗證

為進一步探究承壓型組合剪力鍵破壞機理，并為參數分析提供數據支撐，結合剪力鍵對稱性，建立了1/4 推出試件的有限元模型，如圖11 所示。

圖11 有限元模型Fig.11 Finite element model

3.1 本構模型

混凝土采用塑性損傷模型，混凝土本構關系由式(1)和式(2)控制：

式中：σc(σt)為混凝土壓(拉)應力；εc為混凝土壓應變；Ec為混凝土彈性模量；η 為混凝土壓應變與峰值應變之比，η=εc/εcp，εcp=0.0025；w為裂縫寬度；wc為應力完全釋放時的裂縫寬度；k為塑性值，k=Ec×εcp/fc；fc為混凝土圓柱體抗壓強度；ft為混凝土抗拉強度；常數項c1=3，c2=6.93。不同混凝土材料參數取值見表2。

表2 混凝土材料參數取值表Table 2 Value table of concrete material parameters

混凝土受壓損傷dc、受拉損傷dt分別與塑性應變和塑性裂縫寬度wpl相關，混凝土塑性損傷因子可表示為：

式中：常數項bc=0.7；bt=0.1。

鋼筋采用HPB235 光圓鋼筋，肋板和H 型鋼采用Q345 鋼，其應力-應變曲線采用三折線模型，如圖12 所示。

圖12 鋼材本構模型Fig.12 Constitutive model of steel

3.2 邊界設置與網格劃分

按位移控制模式加載，位移幅值為15 mm。加載時，對H 型鋼上端參考點施加豎直向下的強制位移。對面1 和面2 施加對稱邊界條件，在混凝土板底部施加固端約束，如圖11 所示。忽略剪力鍵與混凝土間的切向摩擦作用，法向設置為“硬”接觸。通過動力顯式分析法對有限元模型進行求解。

剪力鍵和混凝土板采用三維八節點減縮積分單元(C3D8R)，鋼筋采用三維桁架單元(T3D2)。網絡全局種子設置為15 mm～20 mm，在剪力鍵與混凝土板接觸區域進行局部網格加密，網絡劃分如圖13 所示。

圖13 不同構件網格劃分Fig.13 Meshing of different components

3.3 有限元模型驗證

有限元分析與試驗得到的組合剪力鍵失效模式如圖14 所示。根據試驗和數值分析結果，初始裂紋出現在肋板承壓端并逐步延伸，形成豎向裂縫和端部劈裂裂縫。破壞階段，混凝土板內表面橫向斜主裂縫延伸至外表面，混凝土板端部局部被壓碎。剪力鍵焊釘根部屈服，其余部位保持完好。

為進一步驗證有限元模型的可靠性，對有限元分析結果和實測荷載-滑移曲線進行比較，如圖15所示。圖15 中：FC 為計算值；C 為試驗值。由圖15可知，理論值與試驗值較為吻合，表明本研究提出的有限元建模方法能有效模擬組合剪力鍵的破壞全過程。

圖15 荷載-滑移曲線對比Fig.15 Load-slip curve comparison

4 組合剪力鍵承載力計算

4.1 組合剪力鍵受剪機理

圖16 給出了承壓型組合剪力鍵的剪切機理分析模型。圖16 中：P為豎向荷載；Vp1為端部承壓作用；Vp2為混凝土銷栓作用；Vs為焊釘機械阻力。豎向荷載P可表示為：

圖16 組合剪力鍵剪切機理分析模型Fig.16 Shear mechanism analysis model of combined connector

以模型C30-50-19-12 為例，對組合剪力鍵受力過程進行分析，如圖17 所示，Pp為開孔鋼板承受荷載(Pp=Vp1+Vp2)，Vs為焊釘承受荷載。由圖17可知，在彈性階段，開孔鋼板和焊釘承受荷載均隨滑移量的增加而增加；進入破壞階段，混凝土板產生劈裂破壞，剪力鍵與混凝土板相互分離，Pp和Vs均下降，二者變化趨勢相近。

圖17 組合剪力鍵受力過程分析Fig.17 Analysis on loading process of combined connector

4.2 有限元參數設置

為進一步探究混凝土強度、肋板厚度、肋板孔徑和焊釘直徑對承壓型組合剪力鍵極限承載力的影響，采用正交試驗設計法[25]，建立并分析了108 組承壓型組合剪力鍵有限元模型，具體參數設置如表3 所示，有限元分析結果如圖18 所示。

表3 推出試件參數設計Table 3 Parameter design of push-out specimens

圖18 有限元參數分析結果Fig.18 Results of FEM parametric analysis

由圖18 可知，承壓型組合剪力鍵極限承載力分別與混凝土強度的平方根和肋板厚度近似呈線性關系，與肋板孔徑和焊釘直徑的平方近似呈正比。值得注意的是，C50-60-19-8 的極限承載力比C50-50-19-8 降低了6.1%。主要原因為薄肋板損傷較大，混凝土因強度較高尚未破壞。因此，采用高強度混凝土設計鋼-混組合梁時，應避免使用薄肋板且大孔徑構造的承壓型組合剪力鍵。

4.3 組合剪力鍵極限承載力模型

基于既有公式[26-28]與圖18 中的線性關系及量綱平衡，可分別建立端部混凝土承壓、混凝土榫抗剪及焊釘機械阻力對承壓型組合剪力鍵極限承載力的影響模型：

式中：p1、p2、p3為待定系數；h為剪力鍵高度；Asc為孔內混凝土面積，Asc=πD2；Ec為混凝土彈性模量。

為確定式(6)～式(8)中待定系數p1、p2和p3，隨機選取72 組承壓型組合剪力鍵極限承載力數值分析結果進行多變量線性回歸分析，式(5)可進一步寫為：

圖19 為計算值與試驗值和有限元分析結果的對比，并給出了理想預測值和95%置信區間。由圖19 可知，理論計算值與有限元和試驗結果吻合較好。90%以上有限元計算值落在置信區間(CI)內，理論計算與有限元分析結果比值的均值為0.953，標準差為0.078，表明該理論模型在數值仿真中得到了驗證。此外，試驗點均落在置信區間內，理論計算與試驗結果比值的均值為0.987，標準差為0.045，進一步驗證承壓型組合剪力鍵極限承載力計算模型的準確性。

圖19 極限承載力對比Fig.19 Comparison of ultimate carrying capacity

5 結論

本文針對抗剪要求較大的鋼-混組合梁，改進了一種承壓型組合剪力鍵，對其抗剪性能進行研究得出如下結論：

(1) 對比了非承壓型與承壓型組合剪力鍵的抗剪承載能力，C30-50-19-12 的極限承載力約為C30-50-19-00 的1.4 倍。

(2) 進入破壞階段，承壓型組合剪力鍵混凝土板中心線與肋板下端面出現大面積豎向裂縫和端部裂縫，內側面形成由焊釘高度附近向下延伸的斜主裂縫，非承壓型組合剪力鍵混凝板無明顯端部裂縫。

(3) 焊釘直徑和肋板孔徑對承壓型組合剪力鍵極限承載力影響較小，混凝土強度和肋板厚度對承壓型組合剪力鍵極限承載力影響顯著。混凝土強度從C30 增至C50 時，承壓型組合剪力鍵極限承載力提高37.8%，肋板厚度從8 mm 增至16 mm時，極限承載力提高34.2%。

(4) 基于承壓型組合剪力鍵試驗和108 個數值模型分析結果，利用多元線性回歸法，提出了承壓型組合剪力鍵極限承載力計算公式，該式物理意義明確，計算值與仿真和試驗結果相吻合。

由于樣本數量有限，提出的計算模型有待進一步驗證。另外，本研究未考慮腐蝕環境對組合剪力鍵破壞機理的影響，仍需日后進一步研究。