黃永輝，黃超凡，黃志科

(廣州大學(xué)廣州大學(xué)－淡江大學(xué)工程結(jié)構(gòu)災(zāi)害與控制聯(lián)合研究中心，廣東廣州 510006)

鋼－混凝土組合結(jié)構(gòu)是目前應(yīng)用比較廣泛的新型結(jié)構(gòu)，充分利用了混凝土的抗壓性能和鋼結(jié)構(gòu)的抗拉性能.為使二者能夠更好結(jié)合充分發(fā)揮其性能，往往在鋼與混凝土界面加入例如剪力釘之類的剪力連接件.剪力連接件主要傳遞結(jié)合面的剪力，抵抗其在剪力作用下的變形，對(duì)結(jié)構(gòu)的剛度和受力將產(chǎn)生較大的影響［1］.鋼－混凝土組合構(gòu)件最早用于橋梁結(jié)構(gòu)始于20世紀(jì)50年代［2］.鋼－混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁(簡(jiǎn)稱組合橋)是指將鋼梁與混凝土橋面板通過抗剪連接件連接成整體并考慮共同受力的橋梁結(jié)構(gòu)形式［3］.相對(duì)于不按組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的純鋼橋，組合橋可以減小結(jié)構(gòu)高度、提高結(jié)構(gòu)剛度、減小結(jié)構(gòu)在活載下的撓度.剪力連接件作為鋼－混凝土組合結(jié)構(gòu)的重要構(gòu)件，其剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的影響受到了很多學(xué)者的關(guān)注與研究.DOGAN等［4］做了6組相同的剪力釘推出實(shí)驗(yàn)，對(duì)實(shí)驗(yàn)構(gòu)件施加相同的周期荷載.實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在實(shí)驗(yàn)中剪力釘?shù)膭偠入S著加載次數(shù)增加而逐漸減少.實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明通過評(píng)估剪力釘?shù)膭偠韧嘶軌蝾A(yù)測(cè)鋼－混凝土－鋼疊合體系的在周期荷載下的使用壽命.同濟(jì)大學(xué)的吳沖等［5］發(fā)現(xiàn)剪力釘通常受到雙軸的剪力及由于行車荷載產(chǎn)生的橫向彎矩，從而影響其受力性能.通過有限元方法分析了諸如剪力釘?shù)母叨取⒅睆降葏?shù)對(duì)剪力釘受力性能的影響.發(fā)現(xiàn)了直徑更大的剪力釘受雙軸剪力的影響比較小，初始彎矩產(chǎn)生的混凝土裂縫對(duì)剪力釘?shù)膭偠仁遣焕?同濟(jì)大學(xué)劉玉擎等［6］通過實(shí)驗(yàn)研究了單釘剪力連接件和多釘剪力連接件的受力性能區(qū)別，發(fā)現(xiàn)單釘剪力連接件與多釘建立連接件具有相近的剛度，多釘剪力連接件的釘間距離對(duì)剛度的影響很小.單釘?shù)臉O限強(qiáng)度比多釘?shù)拇?0%左右，當(dāng)荷載達(dá)到峰值時(shí)單釘?shù)南鄬?duì)滑移值比多釘?shù)拇?9%左右.徐驍青等［7］提出了剪力釘?shù)膭偠冗^大會(huì)導(dǎo)致組合梁結(jié)構(gòu)中鋼與混凝土界面處的剪力的分布不均.為了解決這一問題，提出了用橡膠套裹住剪力釘以達(dá)到減小剪力釘剛度的效果.實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)和未進(jìn)行處理的剪力釘比較，處理過的剪力釘?shù)目辜魪?qiáng)度變化不大可以忽略，但是剪力釘?shù)膭偠葏s明顯的減小了，受剪力學(xué)性能也隨之改變.綜上可知，對(duì)于剪力釘?shù)膭偠妊芯看蠖嗉性趯で笥绊懠袅︶攧偠鹊囊蛩?，而?duì)于剪力釘剛度對(duì)組合結(jié)構(gòu)受力性能影響的參數(shù)分析較少，本文研究了不同剪力釘剛度對(duì)組合梁斜拉橋的受力性能的影響，從而為該類結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo).

1 工程背景

該背景橋?yàn)殡p索面獨(dú)塔組合梁斜拉橋，其跨度為2×100 m，橋塔、主梁、橋墩固結(jié)，采用雙柱式主塔，豎琴式雙索面斜拉索，橋?qū)?0.1 m，橋型布置圖見圖1.工字型鋼梁作為主梁，橫梁、小縱梁通過節(jié)點(diǎn)板連接形成鋼構(gòu)架，預(yù)制橋面板則架設(shè)在此鋼構(gòu)架上，采用現(xiàn)澆膨脹混凝土濕接縫，通過剪力釘將混凝土橋面板和鋼主梁連接成一個(gè)整體.

圖1 某斜拉橋工程立面圖/mFig.1 Elevation of the bridge/m

2 剪力釘滑移本構(gòu)關(guān)系

在眾多剪力釘荷載－滑移關(guān)系表達(dá)式中，OLLGAARD 等［8］提出的指數(shù)公式和 BUTTRY［9］的分?jǐn)?shù)公式最具代表性，被廣大研究者所引用.

OLLGAARD提出的剪力釘荷載－滑移關(guān)系表達(dá)式如下:

式中，Δ表示滑移量(mm);Q表示剪力值(kN);Qu表示抗剪承載力設(shè)計(jì)值(kN).

BUTTRY提出的剪力釘荷載－滑移關(guān)系表達(dá)式如下:

式中，Δ表示滑移量(mm);Qu為剪力釘?shù)目辜舫休d力設(shè)計(jì)值(kN).

OLLGAARD和BUTTRY公式曲線對(duì)比見圖2，由圖2可知，盡管表達(dá)式不一樣，但兩者曲線的相差并不大.

采用全曲線模型在有限元建模時(shí)較難實(shí)現(xiàn)，一般均采用分段式模型.為簡(jiǎn)化模型便于編程計(jì)算，有學(xué)者在實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上提出了二折線或三折線模型來反映剪力釘荷載－滑移的非線性關(guān)系.其中最為經(jīng)典的為 OEHLERS二折線模型和CHANG三折線模型.

OEHLERS等［10］提出的剪力釘二折線荷載－滑移本構(gòu)曲線見圖3.

圖2 OLLGAARD和BUTTERY荷載－滑移曲線Fig.2 OLLGAARD and BUTTERY's Load-slip curves

彈性階段的剪切剛度為

開始滑移點(diǎn)的滑移值為

極限滑移值為

式中，Pmax表示剪力釘抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值(N);dsh表示剪力釘栓桿直徑(mm);fc表示混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值(MPa);α取值范圍為0.08～0.24.

CHANG等［11］提出的剪力釘三折線荷載－滑移本構(gòu)曲線見圖4.但曲線中關(guān)鍵點(diǎn)的數(shù)值沒有給出理論計(jì)算公式，必須通過試驗(yàn)獲得.

圖3 OEHLERS荷載－滑移曲線Fig.3 OEHLERS's Load-slip curve

圖4 CHANG荷載－滑移曲線Fig.4 CHANG's Load-slip curve

3 有限元模型的建立

采用ANSYS軟件建立有限元計(jì)算模型，其中，橋塔采用梁?jiǎn)卧猙eam188模擬，拉索單元采用桁架單元Link10模擬，主縱梁，小縱梁、橫梁及橋面板均采用板殼單元shell63模擬，在鋼縱梁與橋面板結(jié)合的位置采用非線性彈簧單元Combin39模擬剪力釘，板殼單元和彈簧單元采用共節(jié)點(diǎn)的方式連接.

Combin39是一個(gè)具有非線性功能的彈簧單元，具有軸向或扭轉(zhuǎn)功能.軸向選項(xiàng)代表軸向拉壓?jiǎn)卧?，每個(gè)結(jié)點(diǎn)具有3個(gè)方向的平動(dòng)自由度.圖5為Combin39單元的幾何參數(shù)圖.

由圖5可知，可以采用分段直線來模擬剪力釘?shù)暮奢d－滑移本構(gòu)關(guān)系，因此，本文可采用OEHLERS方法來計(jì)算剪力釘?shù)暮奢d滑移曲線.

圖5 Combin39單元幾何參數(shù)圖Fig.5 Geometric parameters of Combin39

本次背景橋梁采用Φ22×200 mm剪力釘，各鋼梁采用的剪力釘布置見圖6，該橋共布置剪力釘49 754個(gè).橋面板采用C50混凝土，其參數(shù)為Ec=34.5GPa，fc=23.1 MPa.

按OEHLERS方法計(jì)算可得，單個(gè)剪力釘?shù)暮奢d－滑移曲線見圖7.

圖6 設(shè)計(jì)剪力釘布置圖/mmFig.6 Layout of stud shear connectors/mm

圖7 單個(gè)剪力釘?shù)暮奢d－滑移曲線Fig.7 Load-slip curve of single stud

為減小有限元模型的規(guī)模，從而提高計(jì)算速度，在建模時(shí)并不在所有剪力釘處劃分節(jié)點(diǎn)，而是將單元段內(nèi)的所有剪力釘?shù)刃橐粋€(gè)剪力釘，這樣就減小了全橋模型的單元總數(shù).剪力釘?shù)牡刃偠葹?/p>

式中，nt為單元節(jié)段內(nèi)剪力釘排數(shù)(橫向)，nl為單元節(jié)段內(nèi)剪力釘列數(shù)(縱向)，Ke為單個(gè)剪力釘?shù)膭偠?

按照以上方法，建立好的有限元模型見圖8，加載示意見圖9.

圖8 算例橋梁有限元計(jì)算模型Fig.8 Finite element model of the bridge

圖9 邊界條件及加載方式Fig.9 Boundary conditions and load arrangement

在本文的有限元計(jì)算模型中，主要分析以下兩種荷載工況:

(1)恒載工況:包括一期恒載和二期恒載;

(2)恒載+全橋均布車道荷載，右邊跨跨中作用集中力.

4 參數(shù)分析

4.1 剪力釘剛度對(duì)界面滑移值的影響

采用結(jié)構(gòu)在工況1作用下的結(jié)果來分析不同的剪力釘剛度對(duì)界面滑移值的影響，其界面滑移值對(duì)比見圖10.由圖可知采用不同剛度的剪力釘時(shí)，界面滑移值沿橋縱向的分布規(guī)律是基本一致的.當(dāng)采用0.5倍設(shè)計(jì)剛度和1倍設(shè)計(jì)剛度計(jì)算時(shí)界面滑移值都較小，且二者數(shù)值相差也很小，最大滑移不超過0.3 mm.當(dāng)剛度小于0.3倍的設(shè)計(jì)剛度時(shí)，由圖可知滑移值會(huì)迅速變大，采用0.3倍設(shè)計(jì)剛度時(shí)最大滑移值為1.25 mm，采用0.1倍設(shè)計(jì)剛度時(shí)，最大滑移值為2.40 mm.

圖10 界面滑移值曲線對(duì)比圖Fig.10 Comparison of the interfacial slip curves

4.2 剪力釘剛度對(duì)位移的影響

不同剪力釘剛度模型對(duì)應(yīng)的位移曲線見圖11，由圖可知橋梁模型的位移跟剪力釘剛度有著重要關(guān)系，剪力釘剛度的降低會(huì)使得橋梁的位移變大.當(dāng)采用1倍設(shè)計(jì)剛度的剪力釘時(shí)，橋梁在工況1下的撓度最大值為0.18 m，當(dāng)界面無剪力釘時(shí)，對(duì)應(yīng)的最大撓度為0.22 m，撓度增幅達(dá)22.2%.

圖11 位移曲線對(duì)比圖Fig.11 Comparison of the displacement curves

4.3 剪力釘剛度對(duì)應(yīng)力的影響

圖12、圖13分別為不同剪力釘剛度模型跨中截面的應(yīng)變、應(yīng)力圖.由圖12可知，隨著剪力釘剛度的減小，其應(yīng)變分布規(guī)律偏離平截面假定越大.如果完全不考慮界面的粘結(jié)滑移，那么鋼梁底部拉應(yīng)力為74.2 MPa，混凝土完全受壓.當(dāng)布置設(shè)計(jì)剛度的剪力釘時(shí)，鋼梁底部拉應(yīng)力為78.4 MPa，混凝土同樣也是完全受壓.當(dāng)布置0.1倍設(shè)計(jì)剛度的剪力釘時(shí)，鋼梁上緣的壓應(yīng)力區(qū)變大，最大壓應(yīng)力超過了拉應(yīng)力，且混凝土板下緣出現(xiàn)拉應(yīng)力，這樣會(huì)大大削弱截面的整體剛度.由此可知，粘結(jié)滑移對(duì)組合梁橋應(yīng)力分布有著非常重要的影響，剪力釘剛度對(duì)中和軸位置的影響同樣十分明顯，將導(dǎo)致鋼梁出現(xiàn)受壓，混凝土出現(xiàn)受拉的情況.設(shè)計(jì)時(shí)必須保證鋼－混凝土界面有足夠的粘結(jié)強(qiáng)度.

圖12 沿梁高應(yīng)變分布曲線Fig.12 Strain distribution curve along the height of the beam

圖13 沿梁高應(yīng)力分布曲線Fig.13 Stress distribution curve along the height of the beam

4.4 剪力釘剛度對(duì)極限承載力的影響

因?yàn)樽饔迷跇蛄航Y(jié)構(gòu)上的荷載往往十分復(fù)雜，很難用統(tǒng)一的荷載集度來表示，而結(jié)構(gòu)的極限承載力跟荷載的形式有很大的關(guān)系，這就使得定義極限承載力指標(biāo)變得較為困難.本文參考文獻(xiàn)［12］，定義最大活載系數(shù)λmax和結(jié)構(gòu)整體安全系數(shù)n2個(gè)參數(shù)來作為結(jié)構(gòu)極限承載能力的指標(biāo).

不同剪力釘剛度模型的最大豎向撓度隨荷載的變化曲線見圖14.在工況2下的極限承載力計(jì)算結(jié)果見表1.

圖14 不同剪力釘剛度模型最大撓度－荷載曲線Fig.14 The maximum deflection-load curve of the models with different stud stiffness

表1 工況2極限承載力計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 1 Calculation results of ultimate bearing capacity of the bridge in load case 2

由表1可知，考慮粘結(jié)滑移時(shí)，對(duì)于采用0倍設(shè)計(jì)剛度、0.1倍設(shè)計(jì)剛度、0.5倍設(shè)計(jì)剛度、1倍設(shè)計(jì)剛度的模型，其最大活載系數(shù)分別為不考慮滑移模型的54%，71%，84%和91%，其結(jié)構(gòu)整體安全系數(shù)分別為不考慮滑移模型的60%，65%，86%和95%，以上結(jié)果說明剪力釘剛度對(duì)組合梁斜拉橋的極限承載力有著重要影響.當(dāng)采用0倍設(shè)計(jì)剛度時(shí)即混凝土板和鋼梁之間無剪力釘時(shí)，最大活載系數(shù)和結(jié)構(gòu)整體安全系數(shù)減小約一半，表明剪力連接件的剛度對(duì)組合梁斜拉橋的極限承載能力影響較大.由圖14可知，不同剪力釘剛度對(duì)應(yīng)的荷載位移曲線差別也較大，當(dāng)布置大于0.5倍設(shè)計(jì)鋼度的剪力釘時(shí)，在荷載較小的情況下，考慮粘結(jié)滑移和不考慮粘結(jié)滑移模型剛度相差不大，當(dāng)荷載增大到一定程度并引起剪力件滑移后，結(jié)構(gòu)的整體剛度會(huì)有所下降.但是當(dāng)剪力釘?shù)膭偠刃∮?.5倍設(shè)計(jì)剛度時(shí)，考慮粘結(jié)滑移和不考慮粘結(jié)滑移模型的荷載位移曲線在一開始就相差比較大.

5 結(jié)論

本文結(jié)合某斜拉橋?qū)嶋H工程，對(duì)剪力釘剛度對(duì)組合梁斜拉橋受力性能的影響進(jìn)行了參數(shù)分析，得到了以下結(jié)論:

(1)采用不同的剪力釘剛度時(shí)，界面滑移值沿橋梁縱向的分布規(guī)律基本一致，但數(shù)值差別較大，界面滑移值隨著剪力釘剛度的減小而快速增大;

(2)剪力釘剛度對(duì)橋梁豎向撓度有重要影響，隨著剪力釘剛度的降低，橋梁的豎向撓度逐漸增大.當(dāng)界面無剪力釘時(shí)，其跨中撓度增幅達(dá)22.2%.

(3)考慮剪力釘?shù)恼辰Y(jié)滑移后，應(yīng)變沿梁高的分布規(guī)律不再滿足平截面假定，且偏離的程度隨著剪力釘剛度的減小而增大.剪力釘剛度對(duì)中和軸位置的影響也十分明顯，將導(dǎo)致出現(xiàn)鋼梁受壓，混凝土受拉的情況，組合梁橋設(shè)計(jì)時(shí)必須保證剪力釘有足夠的剛度.

(4)剪力連接件的剛度對(duì)組合梁斜拉橋的極限承載能力影響較大，當(dāng)混凝土板和鋼梁界面無剪力釘時(shí)，結(jié)構(gòu)的活載系數(shù)和整體安全系數(shù)減小約一半，當(dāng)剪力件剛度小于設(shè)計(jì)剛度的0.5倍時(shí)，考慮粘結(jié)滑移和不考慮粘結(jié)滑移模型的荷載－位移曲線在一開始就相差比較大.

［1］ 藺釗飛，劉玉擎.焊釘連接件峰值滑移及剪力—滑移本構(gòu)關(guān)系［J］.同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2014，42(7):1006-1010.LIN Z F，LIU Y Q.Peak slip and load-slip realationship of headed stud connectors［J］.J Tongji Univ:Nat Sci，2014，42(7):1006-1010.

［2］ OLLGAARD H G，SLUTTER R G，F(xiàn)ISHER J D.Shear strength of stud connectors in lightweight and normal-weight concrete［J］.Engin J Amer Instit Steel Constr，1971，8(2):55-64.

［3］ 聶建國，陶慕軒，吳麗麗，等.鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁研究新進(jìn)展［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2012，45(6):110-122.NIE J G，TAO M X，WU L L，et al.Advances of research on steel-concrete composite bridges［J］.China Civil Engin J，2012，45(6):110-122.

［4］ DOGAN O，ROBERTS T M.Fatigue performance and stiffness variation of stud connectors in steel-concrete-steel sandwich systems［J］.J Constr Steel Res，2012，70(3):86-92.

［5］ CHEN X，KUNITOMO S，CHONG W，et al.Parametrical static analysis on group studs with typical push-out tests［J］.J Constr Steel Res，2012，72(5):84-96.

［6］ XUE D Y，LIU Y Q，YU Z，et al.Static behavior of multi-stud shear connectors for steel-concrete composite bridge［J］.J Constr Steel Res，2012，74(7):1-7.

［7］ XU X Q，LIU Y Q，HE J.Study on mechanical behavior of rubber-sleeved studs for steel and concrete composite structures［J］.Constr Build Mater，2014，53(2):533-546.

［8］ OLLGAARD J G，SLUTTER R G，F(xiàn)ISHER J W.Shear strength of stud connectors in lightweight and normal-weight concrete［J］.AISC Engin J，1971，8(2):55-59.

［9］ BUTTRY K E.Behavior of stud shear connectors in lightweight and normal-weight concrete［R］.Kansas:Missouri State Highway Department and University of Missouri-Columbia，1965.

［10］ OEHLERS D J.The stiffness of stud shear connections in composite beams［J］.J Constr Steel Res，1986，6(4):273-284.

［11］ SHIM C S，LEE P G，YOON T Y.Static behavior of large stud shear connectors［J］.Engin Struct，2004，26(12):1853-1860.

［12］滕啟杰.鋼管混凝土拱橋的極限承載力研究［D］.大連:大連理工大學(xué)，2007.TENG Q J.Study on the ultimate bearing capacity of concrete filled steel tube arch bridge［D］.Dalian:Dalian University of Technology，2007.