馮劍平，黃平明，王樹來，朱 鄭

(1.長安大學(xué)公路學(xué)院，陜西西安710054;2.山東省日照市公路管理局工程處，山東日照276800;3.山東高速京臺(tái)分公司棗莊養(yǎng)護(hù)所，山東棗莊277000)

在波紋鋼腹板組合箱梁橋結(jié)構(gòu)中，剪力連接件的選擇和設(shè)計(jì)非常關(guān)鍵，它將鋼材與混凝土2種材料組合并使其共同工作［1-4］.其中，栓釘剪力連接件的應(yīng)用非常廣泛，除了應(yīng)用在波紋鋼腹板組合箱梁橋中，還應(yīng)用于混合梁、橋塔、混合拱肋和錨碇錨固等多種結(jié)構(gòu)中［5-7］.其具有如下特點(diǎn):受力性能良好，各方向受力均勻且抗剪剛度相同;設(shè)計(jì)布置時(shí)不需要考慮受力的方向性［8-11］;栓釘便于就地取材;對(duì)焊接工藝要求質(zhì)量較高.栓釘剪力連接件是通過在鋼翼緣板上焊接栓釘并與波紋鋼腹板結(jié)合在一起而形成.栓釘剪力連接件形式如圖1所示.

圖1 栓釘剪力連接件

文中通過建立有限元模型，對(duì)栓釘剪力連接件的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行模擬分析，并將結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行對(duì)比.

1 連接件的受力機(jī)理和破壞狀態(tài)

1.1 栓釘剪力連接件的受力機(jī)理

國內(nèi)外學(xué)者通過研究表明，栓釘剪力連接件底部承受的壓力最大，沿著高度方向逐漸減小，在其頂部出現(xiàn)拉應(yīng)力［12-13］，壓應(yīng)力沿栓釘高度的變化規(guī)律如圖2所示.在實(shí)際的組合梁結(jié)構(gòu)中，栓釘承受雙向壓應(yīng)力，受力形式如同一根彈性地基梁，在鋼-混組合界面處傳遞剪力，能夠提高剪力連接件的抗剪強(qiáng)度.彈性地基梁模型如圖3所示.

圖2 推出試驗(yàn)栓釘受力示意圖

圖3 彈性地基梁模型示意圖

1.2 栓釘剪力連接件的破壞狀態(tài)

栓釘剪力連接件的破壞形態(tài)主要有2類［14］:栓釘拉剪破壞和混凝土的承壓破壞.栓釘拉剪破壞主要在混凝土強(qiáng)度等級(jí)較高，抗剪栓釘材質(zhì)強(qiáng)度小、焊接質(zhì)量差的情況下發(fā)生，屬于脆性破壞.通常采取的預(yù)防措施是嚴(yán)格控制栓釘?shù)暮附淤|(zhì)量，避免產(chǎn)生焊接裂縫;控制栓釘長細(xì)比的下限值，防止混凝土板掀起等.混凝土的承壓破壞主要是由于剪力連接件的剪力傳遞是通過栓釘根部附近混凝土的承壓實(shí)現(xiàn)的，當(dāng)該區(qū)域的混凝土強(qiáng)度等級(jí)較低并且承受較大壓應(yīng)力時(shí)，會(huì)導(dǎo)致混凝土發(fā)生局部承壓破壞、劈裂或者壓碎破壞.通常采取的措施是提高混凝土的強(qiáng)度等級(jí).

2 栓釘剪力連接件的有限元模型

利用有限元軟件ANSYS建立了某大橋組合箱梁的栓釘剪力連接件的有限元模型，鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)采用整體式模型.混凝土選用Solid65實(shí)體單元進(jìn)行模擬［15］，Solid65 實(shí)體單元的實(shí)常數(shù)中設(shè)置x，y，z的各個(gè)方向鋼筋的配筋率分別為0.12%，0.25%和0.98%.栓釘和鋼板采用Solid185實(shí)體單元進(jìn)行模擬.鋼板選用多線性等向硬化模型(Miso)，鋼材的屈服強(qiáng)度根據(jù)鋼板厚度按《橋梁用結(jié)構(gòu)鋼》(GB/T 714—2008)取用;釘柱的材料屈服強(qiáng)度取為345 MPa，極限強(qiáng)度取為510 MPa;混凝土選用多線性等向硬化模型(Miso);材料本構(gòu)關(guān)系選用Hongestad公式.剪力釘與混凝土，混凝土與鋼板之間均為面面接觸，采用面接觸單元targe170和conta174來模擬材料的非線性:定義targe170單元生成在鋼結(jié)構(gòu)表面，定義conta174單元生成在混凝土表面.摩擦系數(shù)取為0.15.模型的邊界條件和加載方式為約束混凝土底面節(jié)點(diǎn)y方向位移，任意拾取混凝土底面的2條垂直于x軸和z軸的線，分別約束Ux和Uz;鋼板側(cè)面僅約束Uz方向，允許在y方向發(fā)生位移;鋼板頂面施加均布荷載，采用荷載步逐級(jí)加載，直至破壞.結(jié)構(gòu)有限元模型如圖4所示.

圖4 結(jié)構(gòu)有限元模型

3 栓釘剪力連接件的相關(guān)參數(shù)分析

基于某大橋組合箱梁的有限元模型，通過對(duì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)、栓釘直徑、栓釘長度、栓釘?shù)牟牧蠌?qiáng)度和是否設(shè)置箍筋等5個(gè)影響參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，分析各個(gè)參數(shù)對(duì)栓釘剪力連接件受力性能的影響，并為設(shè)計(jì)提供依據(jù).

3.1 混凝土強(qiáng)度等級(jí)

基本模型中的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，現(xiàn)將混凝土強(qiáng)度等級(jí)分別調(diào)整為C60和C20，計(jì)算并繪制混凝土強(qiáng)度等級(jí)分別為C20，C50和C60的栓釘剪力連接件的荷載-滑移曲線，如圖5所示.

圖5 不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)下的荷載-滑移曲線

由圖5可知:對(duì)比C20混凝土，C50和C60混凝土的極限承載力分別提高了70.6%和99.8%，極限滑移量分別提高了10.8%和24.7%.因此提高混凝土強(qiáng)度等級(jí)能夠提高剪力連接件的極限承載力和極限滑移量.

3.2 栓釘?shù)闹睆?/h3>

基本模型中的栓釘直徑為22 mm，現(xiàn)將栓釘直徑分別調(diào)整為25 mm和19 mm，計(jì)算并繪制栓釘直徑分別為19，22和25 mm的栓釘剪力連接件的荷載-滑移曲線，如圖6所示.

圖6 不同栓釘直徑下的荷載-滑移曲線

由圖6可知:直徑25和22 mm的栓釘承載力與直徑19 mm的栓釘相比分別提高了81.3%和125.0%，說明增大栓釘直徑能夠較大地提高剪力連接件的抗剪承載力.直徑25和22 mm的栓釘極限滑移量與直徑19 mm的栓釘相比分別提高了78.3%和159.1%，說明增大栓釘直徑也能夠增大極限滑移量.因此，增大栓釘直徑能夠顯著提高剪力連接件的整體抗剪性能.

3.3 栓釘?shù)拈L度

基本模型中的栓釘長度為200 mm，現(xiàn)將栓釘長度分別調(diào)整為90和240 mm，計(jì)算并繪制栓釘長度分別為90，200和240 mm的栓釘剪力連接件的荷載-滑移曲線，如圖7所示.

圖7 不同栓釘長度下的荷載-滑移曲線

由圖7可知:與栓釘長度為90 mm剪力連接件相比，栓釘長度為200和240 mm的剪力連接件的極限承載力分別提高了54.2%和66.3%，極限滑移量分別提高了66.7%和83.6%.說明提高栓釘長度能夠提高栓釘剪力連接件的極限承載力和極限滑移量.

另外，栓釘長度為90 mm的剪力連接件的承載力較低，荷載-滑移曲線只在彈性階段存在.因此在設(shè)計(jì)時(shí)，要限制栓釘?shù)淖钚￠L度.當(dāng)栓釘長度提高至240 mm時(shí)，承載力和極限滑移量增幅有限.

3.4 栓釘?shù)牟牧蠌?qiáng)度

基本模型中的栓釘材料屈服強(qiáng)度為345 MPa，現(xiàn)將其調(diào)整為400 MPa，計(jì)算并繪制栓釘材料屈服強(qiáng)度分別為345和400 MPa的栓釘剪力連接件的荷載-滑移曲線，如圖8所示.

圖8 不同栓釘材料強(qiáng)度下的荷載-滑移曲線

由圖8可知:與屈服強(qiáng)度為345 MPa的栓釘剪力連接件相比，屈服強(qiáng)度為400 MPa的栓釘剪力連接件的極限承載力與極限滑移量分別提高了6.1%和4.5%.增大栓釘材料的屈服強(qiáng)度，能夠提高連接件的極限承載力和極限滑移量，但是增幅很小.因此，依靠提高栓釘材料強(qiáng)度來較大幅度改善剪力連接件抗剪性能的效果不明顯.

3.5 有無箍筋

基本模型中的箍筋直徑為16 mm，現(xiàn)將其除去，即在不考慮箍筋的影響下分析栓釘剪力連接件的受力性能，繪制這2種情況下的栓釘剪力連接件的荷載-滑移曲線，如圖9所示.

圖9 有、無箍筋時(shí)的荷載-滑移曲線

由圖9可知:設(shè)置有箍筋的剪力連接件與沒有設(shè)置箍筋的剪力連接件相比，極限承載和滑移量分別提高了73.5%和99.8%.因此，可見箍筋的配置對(duì)于栓釘剪力連接件的抗剪性能影響很大.這是由于箍筋對(duì)鋼筋混凝土構(gòu)件具有“套箍”作用，增強(qiáng)了整體結(jié)構(gòu)的承載力，對(duì)栓釘剪力連接件抗剪性能的提高也有很大幫助.

4 結(jié)果對(duì)比分析

將有限元各參數(shù)模型的計(jì)算結(jié)果與國內(nèi)外常用的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算對(duì)比，得出栓釘剪力連接件的抗剪承載力推薦公式，為設(shè)計(jì)提供參考.

首先對(duì)不同參數(shù)的各個(gè)模型進(jìn)行編號(hào)，方便后續(xù)的數(shù)據(jù)對(duì)比和分析.編號(hào)規(guī)則:①編號(hào)由Stu+字母+數(shù)字組成，其中Stu代表有限元模型，字母代表影響參數(shù)，數(shù)字代表影響參數(shù)數(shù)值;②“C”表示混凝土強(qiáng)度等級(jí)，“Q”表示栓釘?shù)牟牧蠌?qiáng)度等級(jí)，“Z”表示栓釘?shù)闹睆?，“L”表示栓釘?shù)拈L度;③ Stu 0代表不設(shè)置箍筋的有限元模型.栓釘剪力連接件的各個(gè)模型編號(hào)如表1所示.

表1 栓釘剪力連接件參數(shù)模型編號(hào)

然后對(duì)公式的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.其中，公式1-6分別代表:J.W.Fisher公式、美國AISC規(guī)范、加拿大《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》、美國AASHTO公式、歐洲建筑規(guī)范4和英國BS5400規(guī)范.對(duì)比結(jié)果與誤差結(jié)果如表2和表3所示，誤差按下式計(jì)算:

表2 栓釘剪力連接件極限承載力經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算對(duì)比 kN

續(xù)表

表3 栓釘剪力連接件極限承載力經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算誤差 %

由表2和表3可知:對(duì)于剪力連接件的極限承載力計(jì)算結(jié)果，ANSYS軟件計(jì)算結(jié)果跟各國經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算結(jié)果相一致;加拿大《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》、美國AASHTO公式、英國BS5400規(guī)范三者的計(jì)算結(jié)果與理論值更接近;J.W.Fisher公式、歐洲建筑規(guī)范4和美國AISC規(guī)范計(jì)算的極限承載力偏大，偏差值在40%左右，偏不安全;由于美國AASHTO公式計(jì)算的結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果能很好地吻合，因此，建議在設(shè)計(jì)計(jì)算單個(gè)栓釘極限抗剪承載力時(shí)，使用AASHTO公式進(jìn)行計(jì)算.

5 結(jié)論

1)通過對(duì)栓釘剪力連接件抗剪承載力的主要影響參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析，繪制了荷載-滑移曲線;匯總5組影響參數(shù)的計(jì)算結(jié)果，分析得出影響栓釘剪力連接件承載力的主要因素為混凝土的強(qiáng)度等級(jí)、栓釘?shù)闹睆胶陀袩o箍筋配置.

2)將各參數(shù)模型的有限元計(jì)算結(jié)果與國內(nèi)外經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，得到各個(gè)計(jì)算公式的誤差范圍;通過比較得出，將美國AASHTO公式作為栓釘剪力連接件極限抗剪承載力的建議公式，供設(shè)計(jì)參考.

References)

［1］Ahn Jin Hee，Lee Chan Goo，Won Jeong Hun，et al.Shear resistance of the perfobond-rib shear connector depending on concrete strength and rib arrangement［J］.Journal of Constructional Steel Research，2010，66(10):1295-1307.

［2］劉明虎，徐國平，劉 峰.鄂東大橋混合梁鋼-混凝土結(jié)合部研究與設(shè)計(jì)［J］.公路交通科技，2010，27(12):78-85.Liu Minghu，Xu Guoping，Liu Feng.The research and design for the steel-concrete joint part of composite girders in E Dong bridge［J］.Journal of Highway and Transportation Research and Development，2010，27(12):78-85.(in Chinese)

［3］歐陽雯欣，王清遠(yuǎn)，石宵爽，等.栓釘剪力連接件的疲勞試驗(yàn)與分析［J］.浙江大學(xué)學(xué)報(bào):工學(xué)版，2012，46(6):1090-1096.Ouyang Wenxin，Wang Qingyuan，Shi Xiaoshuang，et al.The fatigue test and analysis of stu shear connectors［J］.Journal of Zhejiang University:Engineering Science，2012，46(6):1090-1096.(in Chinese)

［4］Mirza O，Uy B.Behaviour of headed stud shear connectors for composite steel-concrete beams at elevated temperatures［J］.Journal of Constructional Steel Research，2009，65(3):662-674.

［5］吳文明，劉玉擎，蔣勁松，等.混合拱肋鋼與混凝土結(jié)合部局部模型試驗(yàn)研究［J］.公路交通科技，2008，25(4):111-114.Wu Wenming，Liu Yuqing，Jiang Jinsong，et al.The model test research of local joint part of steel-concrete composite arch rib［J］.Journal of Highway and Transportation Research and Development，2008，25(4):111-114.(in Chinese)

［6］Josef Machacek，Martin Cudejko.Longitudinal shear in composite steel and concrete trusses［J］.Engineering Structures，2009，31(6):1313-1320.

［7］蘇慶田，劉玉擎，曾明根.蘇通大橋索塔栓釘剪力連接件的力學(xué)性能試驗(yàn)［J］.同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2008，36(7):916-920.Su Qingtian，Liu Yuqing，Zeng Minggen.The mechanical testing of stud shear connectors of Su Tong bridge tower［J］.Journal of Tongji University:Natural Science，2008，36(7):916-920.(in Chinese)

［8］陳玲珠，蔣首超，張 潔.栓釘剪力連接件的承載能力研究綜述［J］.鋼結(jié)構(gòu)，2010，25(9):5-10.Chen Lingzhu，Jiang Shouchao，Zhang Jie.The research summary of bearing capacity of stud shear connectors［J］.Steel Structure，2010，25(9):5-10.(in Chinese)

［9］Gattesco N，Giuriani E.Experiment study on stud shear connectors subjected to cyclic loading［J］.Constuct Steel Res，1996，38(1):1-21.

［10］Huu Thanh Nguyen，Seung Eock Kim.Finite element modeling of push-out tests for large stud shear connectors［J］.Journal of Constructional Steel Research，2009，65(10/11):1909-1920.

［11］Zhou De，Ye Meixin，Luo Rudeng.Improved methods for decreasing stresses of concrete slab of large-span through tied-arch composite bridge［J］.Journal of Cen-tral South University of Technology，2010，3(17):648-652.

［12］Vianna J da C，Costa-Neves L F，Vellasco P C G da S，et al.Experimental assessment of perfobond and T-perfobond shear connectors'structural response［J］.Journal of Constructional Steel Research，2009，65(2):408-421.

［13］Ahn J H，Kim S H，Jeong Y J.Shear behaviour of perfobond rib shear connector under static and cyclic loadings［J］.Magazine of Concrete Research，2008，60(5):347-357.

［14］Xia Y，Hao H，Deeks A，et al.Condition assessment of shear connectors in slab-girder bridges via vibration measurements［J］.Journal of Bridge Engineering，2008，13(1):43-54.

［15］吳萬忠，肖汝成.大跨P.C.箱梁橋施工期合龍段地板開裂破壞機(jī)理［J］.江蘇大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2013，34(4):466-471.Wu Wanzhong，Xiao Rucheng.Failure mechanism of closure segment bottom slabc racks of long-span P.C.box girders during construction［J］.Journal of Jiangsu University:Natural Science Edition，2013，34(4):466-471.(in Chinese)