雙向荷載下組合剪力鍵的剪切機(jī)理及抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型

中圖分類號(hào)：TU398 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2096-6717（2025）03-0171-09

Shear mechanism and shear strength calculation of composite shearconnectorsunderbiaxial load

MA Yafei，HU Tao，ZHANG Bachao，ZHOU Biao，WANG Lei， ZHANG Jianren （School of Civil and Environmental Engineering，Changsha Universityof Science amp; Technology，Changsha 410114， P.R.China）

Abstract：To investigate the shear performance of composite shear connectors under biaxial load，a finite element model was established and verified by experimental tests.The failure modes of composite shear connectors under biaxial loadand unidirectional push-out load were compared，and the relationship between biaxial load and shear strength ratio was also analyzed.The effects of concrete strength and through reinforcement diameter on the shear strength under biaxial load were clarified.The shear mechanism of the composite shear connector was revealed.A shear strength model of composite shear connector under biaxial load was established by multivariable regression analysis. The results show that lateral compression can effectively prevent the transverse expansion of concrete，and a longitudinal main crack and some transverse microcracks appear in the concrete slab.Under the action of unidirectional push-out load，the composite shear connector failsdue to the penetration of spliting cracks in the concrete slab.Lateral compression increases the shear strength of composite shear connectors，but the biaxial load effect is smallwhen the concrete strength is high and the diameter of the continuous reinforcement is large （shear strength ratio is1.O5）.The shear strength of composite shear connector significantly increases with the increase of concrete strength and through reinforcement diameter under biaxial loading.

Keywords： steel-concrete composite beam；connector; biaxial load; shear mechanism; load-slip

鋼-混組合梁由鋼主梁和混凝土橋面板組成，發(fā)揮了鋼材抗拉和混凝土抗壓的力學(xué)性能[1-3]。剪力鍵是保證鋼主梁和混凝土橋面板協(xié)同受力的關(guān)鍵構(gòu)件，焊釘和開孔鋼板剪力鍵（PBL）為常見的柔性和剛性剪力鍵。組合剪力鍵為一種新型剪力鍵，具有延性好、強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)④，在外部壓力作用下，其處于雙向受壓狀態(tài)[5，剪切性能發(fā)生明顯變化。因此，有必要對(duì)雙向荷載作用下組合剪力鍵的剪切性能展開研究。

一些學(xué)者已對(duì)剪力鍵剪切性能進(jìn)行了研究。Ding等對(duì)混凝土強(qiáng)度、焊釘屈服強(qiáng)度和長(zhǎng)徑比等參數(shù)進(jìn)行分析，建立了焊釘剪力鍵抗剪強(qiáng)度數(shù)值分析模型。Nguyen等[7]、Shim等8通過推出試驗(yàn)和有限元模擬，研究了大直徑焊釘剪力鍵抗剪強(qiáng)度和荷載-滑移行為。焊釘剪力鍵延性好、傳力機(jī)理明確，但易疲勞且抗剪強(qiáng)度低[9-1]。與焊釘剪力鍵相比，PBL剪力鍵剪切剛度大，有較好的抗疲勞性能[12-13]。Wang等[4研究了貫穿鋼筋直徑、肋板孔徑、混凝土強(qiáng)度和橫向配筋率對(duì)抗剪強(qiáng)度的影響，建立了PBL剪力鍵抗剪強(qiáng)度數(shù)值回歸模型。Zhang等[15揭示了多孔PBL剪力鍵內(nèi)力傳遞機(jī)理。Duan等[16研究了高性能混凝土PBL剪力鍵破壞機(jī)理和裂縫發(fā)展過程，提出了基于彈性地基梁法的單孔PBL剪力鍵初始剪切剛度表達(dá)式。然而，PBL剪力鍵荷載傳遞方向單一且延性低。組合剪力鍵由焊釘和開孔鋼板組成，兼具焊釘和PBL剪力鍵的優(yōu)點(diǎn)[]。馬亞飛等[18改進(jìn)了一種承壓型組合剪力鍵，研究了組合剪力鍵的破壞模式和受力機(jī)理。上述試驗(yàn)和有限元分析主要研究單向荷載作用下剪力鍵的靜力性能，針對(duì)雙向荷載工況研究較少。

移動(dòng)荷載、結(jié)構(gòu)自重和縱向預(yù)應(yīng)力等導(dǎo)致剪力鍵實(shí)際受縱向?qū)娱g剪切力和側(cè)向壓力的雙向荷載影響。為研究側(cè)向壓力對(duì)剪力鍵剪切性能的影響，Xu 等[19-21]揭示了雙向荷載下焊釘剛度退化規(guī)律，量化了鋼-混層間摩擦和混凝土雙向壓縮對(duì)提高剪力鍵強(qiáng)度的影響。宋瑞年等22建立了PBL剪力鍵抗剪強(qiáng)度增量與側(cè)壓力的關(guān)系。Zhan等[23基于約束混凝土強(qiáng)度理論改進(jìn)了PBL剪力鍵抗剪強(qiáng)度計(jì)算方法[24]。Karam等[25研究了不同側(cè)壓力下PBL剪力鍵內(nèi)部失效過程。上述研究表明，側(cè)向壓力可提升混凝土板的整體性和鋼-混界面摩擦力，進(jìn)而提高剪力鍵抗剪強(qiáng)度，考慮側(cè)向壓力可減少剪力鍵布置數(shù)量，降低施工難度，提升施工質(zhì)量。然而，已有研究主要集中于側(cè)向壓力對(duì)焊釘和PBL剪力鍵剪切性能的優(yōu)化，組合剪力鍵力學(xué)性能與傳統(tǒng)剪力鍵差異較大，雙向荷載作用下組合剪力鍵剪切性能尚未明確，亟待建立相應(yīng)的抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型。

筆者建立48個(gè)組合剪力鍵有限元模型，通過開展剪力鍵推出試驗(yàn)，驗(yàn)證數(shù)值分析模型的有效性。根據(jù)試驗(yàn)和數(shù)值分析結(jié)果，對(duì)比單向推出荷載與雙向荷載作用下組合剪力鍵剪切性能的差異，研究混凝土強(qiáng)度和貫穿鋼筋直徑對(duì)側(cè)壓力下組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度的影響，揭示雙向荷載作用下組合剪力鍵受力機(jī)理，提出雙向荷載作用下組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度計(jì)算表達(dá)式。

1有限元建模及試驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)歐洲Eurocode4相關(guān)規(guī)定[26]，標(biāo)準(zhǔn)推出試件構(gòu)造如圖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?；炷羶?nèi)部鋼筋籠對(duì)稱分布在剪力鍵兩側(cè)。肋板嵌入混凝土深度為 100mm 高度為 300mm ，厚度為 12mm ，肋板孔徑為 50mm ·焊釘直徑為 19mm ，長(zhǎng)度為 90mm 。

為研究側(cè)壓荷載對(duì)組合剪力鍵剪切性能的影響，采用有限元軟件ABAQUS對(duì)4組GA-GD共48個(gè)組合剪力鍵進(jìn)行實(shí)體建模，雙向加載如圖2所示。試件編號(hào)規(guī)則為：混凝土強(qiáng)度、組別和側(cè)壓力大小，如C30GBP1表示組合剪力鍵采用C30混凝土，屬于GB組，側(cè)壓力為P1。具體參數(shù)設(shè)計(jì)如表1所示，其中 d 為貫穿鋼筋直徑 ，f_cu 為混凝土抗壓強(qiáng)度， P 為側(cè)壓力。

1.2 本構(gòu)模型

混凝土采用塑性損傷（CDP）模型，混凝土本構(gòu)關(guān)系由式（1）、式（2）控制2]，其中 σ_c（σ_t） 為混凝土壓（拉）應(yīng)力； ε_c 為混凝土壓應(yīng)變； E_c 為混凝土彈性模量； η 為應(yīng)變與峰值應(yīng)變之比， η=ε_c/ε_cp，ε_cp=0.0025 ：w 為裂縫寬度； 為應(yīng)力完全釋放時(shí)的裂縫寬度； k 為塑性值， k=E_c×ε_cp/f_c;f_c 為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度；f為混凝土抗拉強(qiáng)度；常數(shù)項(xiàng) 。

混凝土受壓損傷 d_c 、受拉損傷 d_t 分別與塑性應(yīng)變 ε_c^Δpl 和塑性裂縫寬度 W^pl 相關(guān)，混凝土塑性損傷因子可表示為[27]

式中常數(shù)項(xiàng) b_c=0.7，b_t=0.1 。

箍筋和貫穿鋼筋分別采用HPB3OO和HRB400鋼筋，H型鋼和肋板采用Q345結(jié)構(gòu)鋼。如圖3所示，鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用考慮硬化的理想彈塑性三折線模型，水平屈服階段應(yīng)變范圍為 ε_y～10ε_y（ε_y 為彈性應(yīng)變），極限應(yīng)變 ε_u 為0.2。鋼材的力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果如表2所示。

1.3邊界設(shè)置與網(wǎng)格劃分

1/4 設(shè)計(jì)試件的有限元模型如圖4所示，采用動(dòng)力顯式分析法求解。對(duì)面1、面2施加對(duì)稱邊界條件，混凝土塊底部施加固端約束。剪力鍵與混凝土板切向摩擦系數(shù)取0.7，法向設(shè)置為“硬\"接觸[27]。雙向加載過程中，第1個(gè)分析步施加側(cè)壓荷載，第2個(gè)分析步施加推出荷載，單軸加載過程僅包含豎向推出荷載。加載過程如表3所示。

剪力鍵、混凝土板、貫穿鋼筋和H型鋼采用三維八節(jié)點(diǎn)減縮積分單元（C3D8R），箍筋采用三維桁架單元（T3D2）。網(wǎng)絡(luò)全局種子設(shè)置為 15～20mm ，剪力鍵與混凝土板接觸區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格加密，網(wǎng)絡(luò)劃分如圖5所示。

1.4模型試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模型的可靠性，對(duì)模型C30GAPO和C30GAP1分別進(jìn)行單調(diào)及雙向加載試驗(yàn)，試驗(yàn)在500t長(zhǎng)柱壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，如圖6所示。使用兩根對(duì)拉螺桿將側(cè)壓裝置固定在模型C30GAP1的混凝土板上，接觸區(qū)尺寸為 550mm×200mm ，對(duì)拉螺桿兩側(cè)分別安裝千斤頂和傳感器以調(diào)節(jié)預(yù)緊力。加載前，側(cè)壓荷載調(diào)至 88kN ，加載方式為單調(diào)分級(jí)加載，加載過程中混凝土板膨脹，側(cè)壓荷載增加。推出荷載與側(cè)壓力相對(duì)變化值和滑移量的關(guān)系如圖7所示。圖中FC30GAP0和FC30GAP1為模擬值，TC30GAP0和TC30GAP1為試驗(yàn)值。由圖7可知，側(cè)壓力增加值小于 5% ，混凝土板側(cè)壓應(yīng)力維持在 8.8MPa ，數(shù)值分析和組合剪力鍵試驗(yàn)破壞過程相吻合，抗剪強(qiáng)度差值小于 4% 。由于混凝土采用了CDP本構(gòu)關(guān)系，計(jì)算過程中混凝土單元并未失效，導(dǎo)致理論荷載-滑移曲線破壞階段高于試驗(yàn)結(jié)果。

2 結(jié)果與討論

2. 1 破壞形態(tài)

組合剪力鍵混凝土板的破壞形態(tài)如圖8、圖9所示。在推出荷載作用下，由于混凝土板橫向未受到有效約束，試件C30GAP0肋板端部承壓端出現(xiàn)大面積端部劈裂裂縫，焊釘附近和肋板高度方向分別出現(xiàn)多條橫向微裂紋和單條豎向裂縫。裂縫相互貫通，H型鋼與混凝土板分離，試件失效。在雙向荷載作用下，混凝土板橫向膨脹得到有效抑制，僅呈現(xiàn)由混凝土承壓端縱向延伸的主裂縫，同時(shí)在橫向出現(xiàn)少量微裂縫，剪力鍵發(fā)生了較大相對(duì)滑移，混凝土板與H型鋼未發(fā)生明顯分離，試件失效后殘余承載力為抗剪強(qiáng)度的 79.2% ，如圖7所示。

剪力鍵破壞形態(tài)如圖10、圖11所示。單軸荷載作用下，剪力鍵除焊釘根部發(fā)生較大屈服變形外，其余部位均處于彈性階段，肋板承壓端內(nèi)側(cè)出現(xiàn)局部應(yīng)力集中。雙向荷載作用下，混凝土板與剪力鍵保持協(xié)同受力，且肋板和焊釘周圍混凝土處于三向受壓狀態(tài)，混凝土抗壓強(qiáng)度提高[28]，焊釘根部屈服段長(zhǎng)度顯著增加，肋板出現(xiàn)大面積高應(yīng)力區(qū)。試驗(yàn)中發(fā)生劇烈聲響，焊釘被剪斷，肋板在承壓端發(fā)生輕微屈曲變形。

2.2荷載-滑移曲線和抗剪強(qiáng)度

為探究側(cè)壓荷載對(duì)組合剪力鍵破壞過程和抗剪強(qiáng)度的影響以及雙向荷載下不同混凝土強(qiáng)度和貫穿鋼筋直徑等參數(shù)下的組合剪力鍵受力性能，提取了組合剪力鍵的荷載-滑移曲線和抗剪強(qiáng)度，分別如圖12和表4所示。

2.2.1側(cè)壓荷載影響

雙向荷載與組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度比的關(guān)系如圖13所示，抗剪強(qiáng)度比為剪力鍵在雙向荷載與單軸荷載下抗剪強(qiáng)度的比值。由圖12、圖13可知，側(cè)壓荷載增強(qiáng)了組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度，抑制了破壞階段推出荷載的下降速率（延性好），這是因?yàn)閭?cè)壓荷載提高了約束區(qū)混凝土強(qiáng)度和峰值應(yīng)變，增加了剪力鍵翼緣板與混凝土板間的摩擦效應(yīng)?；炷翉?qiáng)度較高且貫穿鋼筋直徑較大（C60GD）時(shí)，雙向荷載效應(yīng)不明顯。C30GAP2抗剪強(qiáng)度為C30GAPO的1.18倍，C60GDP2抗剪強(qiáng)度為C60GDP0的1.05倍，失效模式由混凝土劈裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧袅︽I肋板屈曲變形。

2.2.2混凝土強(qiáng)度影響

保持側(cè)壓荷載為P1，組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度與混凝土強(qiáng)度的關(guān)系如圖14所示。由圖14可知，C60GAP1抗剪強(qiáng)度為C30GAP1的1.51倍，C60GDP1抗剪強(qiáng)度較C30GDP1提高了 21.4% 。有限元分析結(jié)果表明，提高混凝土強(qiáng)度有效降低了混凝土開裂，肋板高應(yīng)力區(qū)和屈曲變形程度增加。因此，進(jìn)行鋼混組合梁設(shè)計(jì)時(shí)，可采用高強(qiáng)混凝土作為剪力槽填充材料，減少組合剪力鍵數(shù)量，縮減焊接次數(shù)并降低橋面板組裝難度。

2.2.3貫穿鋼筋直徑影響

雙向荷載作用下（側(cè)壓荷載為 P1 ）貫穿鋼筋直徑對(duì)組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度的影響如圖15所示。由圖15可知，組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度隨貫穿鋼筋直徑的增加而增加，混凝土強(qiáng)度較低時(shí)，這種影響更顯著。由表4可知，貫穿鋼筋直徑由0增至 30mm，C30P1 和C60P1抗剪強(qiáng)度分別增加 52.6% 和 22.8% ，抗剪強(qiáng)度的差值由 50.8% （GAP1）降至2 1.4%（GDP1） 。

貫穿鋼筋對(duì)剪力鍵荷載傳遞影響機(jī)理模型如圖16所示。雙向荷載作用下，荷載作用區(qū)域A處于三向受壓狀態(tài)，隨著推出荷載的增加，混凝土最大剪應(yīng)力 |σ₁-σ₃|/2 大于抗拉強(qiáng)度時(shí)，在混凝土側(cè)面形成斜剪裂縫?？變?nèi)貫穿鋼筋增強(qiáng)了A區(qū)的約束效應(yīng)，承擔(dān)了混凝土榫剪應(yīng)力。貫穿鋼筋約束效應(yīng)和自身抗彎能力有效提升了剪力鍵抗剪強(qiáng)度。對(duì)于高強(qiáng)混凝土，貫穿鋼筋主要依靠自身抗彎能力提高剪力鍵抗剪強(qiáng)度，因此，模型C60P1的抗剪強(qiáng)度增長(zhǎng)速率最小。

3剪力鍵抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型

3.1 組合剪力鍵剪切機(jī)理

組合剪力鍵剪切機(jī)理分析模型如圖17所示。圖中 P 為推出荷載，肋板端部混凝土抗壓、貫穿鋼筋抗彎、開孔處混凝土榫抗剪、焊釘機(jī)械阻力和鋼-混結(jié)合面處切向摩擦分別為 P_S1，P_S2，P_S3，P_S4 和 f 推出荷載 P 可表示為

P=P_s1+P_s2+P_s3+P_s4+f

f=μF_N

式中： μ 為摩擦系數(shù)，取 0.7：F_N 為側(cè)壓荷載。

以試件C30GBP1為例，對(duì)組合剪力鍵受力過程進(jìn)行分析，如圖18所示， P_p 為雙向荷載下開孔鋼板承受荷載， P_p=P_s1+P_s2+P_s3+f，P_s4 為焊釘承受荷載。由圖18可知，彈性階段開孔鋼板和焊釘承受荷載均隨滑移量的增加呈線性增加；進(jìn)人破壞階段，側(cè)壓荷載有效抑制了混凝土板開裂與分離， P_p 保持相對(duì)穩(wěn)定，焊釘發(fā)生較大屈服變形被剪斷， P_S4 迅速下降。

3.2組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型

側(cè)壓裝置產(chǎn)生的外壓力相當(dāng)于箍筋在法向上的圍壓效應(yīng)。側(cè)壓荷載下組合剪力鍵受力狀態(tài)如圖19（a）所示，側(cè)壓力沿虛線分布，中部混凝土處于三向受壓狀態(tài)。根據(jù)等效剛度法將側(cè)壓力等效為混凝土板中的橫向普通鋼筋，如圖19（b）所示。橫向鋼筋等效面積為[23]

A_r=nl_t/（2A_tl_r）

式中： A_r 和 A_t 分別為橫向鋼筋和對(duì)拉螺桿面積； n 為側(cè)壓區(qū)等效鋼筋數(shù)量，取8；L和L分別為等效鋼筋和對(duì)拉螺桿長(zhǎng)度。

采用Mander模型[29]計(jì)算約束區(qū)混凝土抗壓強(qiáng)度，C30、C40、C50、C60的約束混凝土抗壓強(qiáng)度分別為30.33、38.36、46.34、54.29MPa。

雙向荷載作用下，考慮肋板端部混凝土承壓、貫穿鋼筋抗彎、混凝土榫抗剪和鋼-混界面摩擦，開孔鋼板抗剪強(qiáng)度可表示為[23]

P_p=4.5htf_c+0.91（A_tr+A_tr^′）f_y+

式中： h 為剪力鍵高度； t 為肋板厚度； A_trΩA_tr^′ 分別為貫穿鋼筋和普通橫向鋼筋截面積； f_s 為鋼筋屈服強(qiáng)度，取 290MPa;n 為肋板開孔數(shù) ;f_cc 為約束混凝土抗壓強(qiáng)度。

引入焊釘機(jī)械阻力[30]，組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度可設(shè)置為

式中： A_s 為焊釘橫截面積； E_c 為混凝土彈性模量； λ₁和 λ₂ 為待定系數(shù)。

為確定待定系數(shù) λ₁ 和 λ₂ ，對(duì)GA-GC三組數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行多變量線性回歸分析，式（9）可進(jìn)一步寫為

采用式（10）得到的計(jì)算結(jié)果與GA-GC組數(shù)值仿真結(jié)果對(duì)比如圖20（a）所示， 91.6% 的樣本點(diǎn)落在 95% 置信區(qū)間（CI，理論計(jì)算與有限元分析結(jié)果比值的均值為1.001，標(biāo)準(zhǔn)差為0.029，二者吻合較好。另外，結(jié)合GD組仿真分析和試驗(yàn)值分別對(duì)擬合公式進(jìn)行驗(yàn)證，如圖20（b）所示， 93% 的樣本點(diǎn)落在 95% CI，進(jìn)一步驗(yàn)證了提出的雙向荷載下組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型的有效性。

4結(jié)論

通過推出試驗(yàn)和數(shù)值分析研究了雙向荷載作用下組合剪力鍵抗剪切性能，主要結(jié)論如下：

1）明確了雙向和單向荷載下組合剪力鍵的破壞機(jī)理和特征。雙向荷載作用下，剪力鍵協(xié)同受力性能較好且延性高，混凝土板破壞時(shí)呈現(xiàn)縱向延伸的主裂縫和少量橫向微裂紋，開孔鋼板出現(xiàn)大面積高應(yīng)力區(qū)，焊釘被剪斷；單向推出荷載作用下，混凝土板劈裂裂縫相互貫通，試件失效，剪力鍵除焊釘發(fā)生屈曲變形外，其余部位均處于彈性階段。

2）組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度隨側(cè)壓荷載的增加而增加，C30GAP2的抗剪強(qiáng)度為C30GAP0的1.18倍；混凝土強(qiáng)度較高且貫穿鋼筋直徑較大（C60GD），雙向荷載效應(yīng)不明顯，C60GDP2的抗剪強(qiáng)度僅比C60GDPO提高 5% 。

3）提高混凝土強(qiáng)度和貫穿鋼筋直徑可有效增強(qiáng)組合剪力鍵雙向荷載作用下的抗剪強(qiáng)度?；炷翉?qiáng)度由C30增至C60，貫穿鋼筋直徑由0增至 30mm 組合剪力鍵抗剪強(qiáng)度分別增加 21.4% 和 22.8% ；貫穿鋼筋直徑對(duì)C30P1抗剪強(qiáng)度的影響為C60P1的2.3倍。

剪力鍵在組合梁橋施工階段長(zhǎng)期外露，運(yùn)營(yíng)階段混凝土板開裂和氯離子侵蝕易導(dǎo)致剪力鍵銹蝕。組合剪力鍵在銹蝕環(huán)境下的抗剪強(qiáng)度、變形能力和使用壽命退化規(guī)律，仍需日后進(jìn)一步研究。

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（編輯 王秀玲）