宋瑞年，王瀟碧，占玉林，趙人達(dá)

（1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都 610031；2.四川省公路規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，四川成都 610031；3.四川大學(xué)錦城學(xué)院，四川成都 611731）

近年來(lái)，鋼混組合結(jié)構(gòu)的應(yīng)用越來(lái)越廣泛，為保證2種材料協(xié)同受力，須在結(jié)合面設(shè)置剪力連接件，栓釘［1］、PBL 剪力鍵［2］、型鋼剪力鍵［3］及組合形式剪力鍵［4］均廣泛應(yīng)用于工程設(shè)計(jì)中。工程技術(shù)人員對(duì)常用剪力鍵的承載力計(jì)算方法和構(gòu)造細(xì)節(jié)開展了大量的研究，相關(guān)成果納入了對(duì)應(yīng)規(guī)范，但目前的研究很少考慮界面摩擦力的作用［5］，試驗(yàn)研究有時(shí)甚至在結(jié)合面涂油和覆蓋薄膜來(lái)降低黏結(jié)和摩擦力的影響［6］。對(duì)于鋼-混凝土混合結(jié)構(gòu)而言，無(wú)論是斜拉索的索力、結(jié)構(gòu)自重，還是縱向預(yù)應(yīng)力，均會(huì)在結(jié)合面產(chǎn)生較大的壓力［7］。根據(jù)庫(kù)倫準(zhǔn)則，若結(jié)合面發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，須克服巨大的摩擦力［8］，而目前我國(guó)GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》、JTG D64—2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》、JTG/T D64-01—2015《公路鋼混組合橋梁設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》等規(guī)范中剪力鍵抗剪承載力計(jì)算時(shí)均忽略了摩擦力的作用，而將其作為一種安全儲(chǔ)備。鋼混結(jié)合面的的抗剪連接設(shè)計(jì)構(gòu)造復(fù)雜，剪力鍵和鋼筋布置密集，混凝土施工困難，不易振搗，容易留下安全隱患［9］；縱向預(yù)應(yīng)力有時(shí)會(huì)使錨頭后端梁體開裂，影響結(jié)構(gòu)耐久性［10］。因此，對(duì)接頭連接構(gòu)造進(jìn)行合理設(shè)計(jì)，簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)形式，減少冗余構(gòu)件是必要的?？紤]摩擦力的作用可以減少剪力鍵的布置數(shù)量，降低施工復(fù)雜度，提高工程質(zhì)量，對(duì)工程建設(shè)具有實(shí)際意義。

基于上述研究，本文開展考慮側(cè)向壓力作用的PBL 剪力鍵推出試驗(yàn)，對(duì)不同側(cè)向壓力水平下試件的抗剪性能進(jìn)行全過(guò)程分析，為評(píng)估側(cè)向壓力的作用提供參考。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)的試件設(shè)計(jì)參考 Eurocode 4 規(guī)范［11］，混凝土板尺寸為650 mm×600 mm×150 mm，采用C60 混凝土；箍筋采用環(huán)形箍筋形式，規(guī)格為?12 的HRB400鋼筋；中間鋼梁采用 H 型鋼，規(guī)格為 HW250×250×9×14，采用Q345 鋼材，推出試件布置如圖1所示。PBL剪力鍵規(guī)格為400 mm×120 mm×12mm，采用Q345 鋼材，開孔直徑50 mm，貫通鋼筋為?12 的HRB400 鋼筋，PBL剪力鍵構(gòu)造如圖2所示。

圖1 推出試件布置（單位：mm）

圖2 PBL剪力鍵構(gòu)造示意（單位：mm）

本文共設(shè)計(jì)4 組試驗(yàn)，每組包含3 個(gè)試件，采用相同的試件形式，以側(cè)向壓力水平為試驗(yàn)變量，試件編號(hào)及側(cè)向壓力水平見表1。

表1 試件編號(hào)及側(cè)向壓力水平

1.2 材料性能

參考GB/T 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》和GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》，測(cè)試材料的力學(xué)性能?；炷亮⒎襟w抗壓強(qiáng)度為61.4 MPa，彈性模量為31.5 GPa，泊松比為0.18。鋼材力學(xué)性能參數(shù)見表2。

表2 鋼材力學(xué)性能參數(shù)

1.3 側(cè)向壓力施加方法

側(cè)向壓力采用螺桿對(duì)拉的方式施加，側(cè)向壓力加載裝置如圖3所示。通過(guò)旋緊桿端的螺母，使混凝土板與鋼梁間產(chǎn)生壓力，采用穿心壓力計(jì)測(cè)試壓力值，并在試驗(yàn)全過(guò)程中對(duì)壓力值進(jìn)行監(jiān)控和記錄。

圖3 側(cè)向壓力加載裝置

1.4 試驗(yàn)加載及測(cè)試

采用液壓式加載系統(tǒng)，依次進(jìn)行預(yù)加載和正式加載。預(yù)加載的荷載水平為30%屈服荷載，預(yù)加載持續(xù)一段時(shí)間后進(jìn)行卸載，消除非彈性變形。正式加載時(shí)，按每個(gè)荷載步200 kN 的荷載增量加載至試件屈服；隨后根據(jù)荷載-滑移曲線調(diào)整荷載增量，依次采用100，50，20，10 kN。進(jìn)入下降段后，采用位移加載，每個(gè)荷載步的位移增量為3～5 mm。試驗(yàn)加載裝置見圖4。采用百分表測(cè)試鋼混結(jié)合面的相對(duì)滑移，測(cè)點(diǎn)布置于結(jié)合面的頂部和底部；通過(guò)在混凝土表面刻畫50 mm×50 mm方格的形式記錄裂縫發(fā)展過(guò)程。

圖4 試驗(yàn)加載裝置

2 試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

2.1 荷載-滑移曲線

試件荷載-滑移曲線見圖5?？芍孩偌虞d初期為彈性階段，試件剛度大，荷載達(dá)到600 kN 時(shí)混凝土板產(chǎn)生裂縫，曲線斜率降低，試件抗剪剛度減小，側(cè)向壓力越大抗剪剛度的改變量越??；②達(dá)到極限荷載后，側(cè)向壓力的作用能夠使試件在保持抗剪承載力不降低的前提下，發(fā)生更大的相對(duì)滑移；③加載后期各類試件的抗剪能力均有所降低。

圖5 試件荷載-滑移曲線

采用3 個(gè)指標(biāo)對(duì)上述試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行評(píng)價(jià)，其中各類試件所能承受的最大荷載為試件的“極限抗剪承載力”；荷載維持在極限抗剪承載力時(shí)試件能夠發(fā)生的累計(jì)滑移變形為“保持極限抗剪承載力的滑移量”；在加載后期，試件承載能力降低后仍能夠繼續(xù)承受的荷載為“穩(wěn)定抗剪承載力”，各類試件的荷載-滑移曲線統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表3?？芍?，側(cè)向壓力越高，試件的極限抗剪承載力和穩(wěn)定抗剪承載力越大，保持極限抗剪承載力的滑移量越大。

表3 荷載-滑移曲線統(tǒng)計(jì)結(jié)果

2.2 試件破壞模式

當(dāng)荷載增加至600 kN 時(shí)，混凝土板逐漸出現(xiàn)細(xì)微裂縫，隨著荷載的繼續(xù)增大，裂縫的長(zhǎng)度、寬度和分布范圍逐漸增加；達(dá)到極限荷載并繼續(xù)加載一段時(shí)間后貫通鋼筋發(fā)生斷裂并發(fā)出清晰的響聲；貫通鋼筋斷裂后試件的承載能力下降。各類試件具有典型的破壞模式：P0試件的混凝土板內(nèi)側(cè)出現(xiàn)劈裂裂縫，如圖6（a）所示，N類試件的混凝土板底部出現(xiàn)局部壓碎現(xiàn)象，如圖6（b）所示。所有試件的貫通鋼筋沿PBL 鋼板邊緣剪斷，斷口平整，如圖6（c）所示。

圖6 試件破壞模式

P0 試件混凝土板正面裂縫在加載初期沿豎向開展，與PBL 剪力鍵方向一致，隨著荷載的增加，剪力鍵中部區(qū)域開始產(chǎn)生斜向裂縫，并向試件底部發(fā)展。P0試件的裂縫發(fā)展過(guò)程如圖7所示，PBL剪力鍵以虛線標(biāo)示。

圖7 P0試件裂縫發(fā)展過(guò)程

N1—N3 試件的裂縫發(fā)展過(guò)程見圖8。每類試件的前2 張圖繪制了加載過(guò)程中裂縫的發(fā)展，側(cè)向壓力作用區(qū)域以斜方格表示，第3 張圖為加載結(jié)束后裂縫的分布情況?？芍孩僭诩虞d初期，隨著荷載的增大裂縫出現(xiàn)在試件底部，呈豎直狀；②當(dāng)加載至極限荷載附近時(shí)在PBL 剪力鍵頂部產(chǎn)生裂縫，并沿45°方向擴(kuò)展；③試件底部混凝土在加載后期被壓碎；④試驗(yàn)結(jié)束后拆除側(cè)向壓力裝置，發(fā)現(xiàn)試件中部有豎向裂縫，該裂縫在加載過(guò)程中產(chǎn)生，但因視線遮擋無(wú)法觀察和記錄。

裂縫發(fā)展過(guò)程表明：側(cè)向壓力作用下，N類試件的裂縫發(fā)展與P0試件明顯不同，側(cè)向壓力增強(qiáng)了混凝土板的整體性；斜裂縫的生成點(diǎn)位于試件頂部，側(cè)向壓力降低后，N類試件的裂縫形式逐漸接近P0試件。

圖8 N1—N3試件裂縫發(fā)展過(guò)程

3 側(cè)向壓力作用效應(yīng)分析

加載初期側(cè)向壓力對(duì)抗剪承載能力的影響見表4。采用庫(kù)倫摩擦理論計(jì)算鋼混結(jié)合面的摩擦因數(shù)，摩擦因數(shù)平均值為0.78。

表4 加載初期側(cè)向壓力對(duì)抗剪承載能力的影響

試驗(yàn)加載后期側(cè)向壓力有所增加，承載力降低至穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，側(cè)向壓力對(duì)試件承載能力的影響見表5?？芍焊鶕?jù)庫(kù)倫摩擦理論計(jì)算界面摩擦因數(shù)平均值為0.78，與加載初期保持一致；N1—N3 試件的側(cè)向壓力增量一致，約為44 kN。

表5 加載后期側(cè)向壓力對(duì)試件承載能力影響

扣除界面摩擦力的抗剪貢獻(xiàn)后，各類試件的荷載-滑移曲線見圖9?？芍? 類試件在達(dá)到抗剪承載力前的荷載-滑移曲線基本重合；達(dá)到承載能力極限后，側(cè)向壓力越高，N類試件的抗剪承載力弱化越慢。

圖9 扣除摩擦力貢獻(xiàn)的試件荷載-滑移曲線

4 結(jié)論

1）PBL剪力鍵的抗剪剛度大，抗剪承載力高，界面滑移距離長(zhǎng)，剪力鍵延性好，不會(huì)發(fā)生脆性破壞。

2）側(cè)向壓力作用提高了N 類試件的抗剪承載力，其提高幅度與側(cè)向壓力水平成正比；側(cè)向壓力作用增強(qiáng)了混凝土板的整體性，試件破壞模式均為貫通鋼筋剪斷和底部混凝土壓碎。

3）側(cè)向壓力以摩擦力的形式提高試件的抗剪能力，本次試驗(yàn)的鋼混結(jié)合面摩擦因數(shù)為0.78，在試驗(yàn)全過(guò)程中保持穩(wěn)定，摩擦力的計(jì)算可參考庫(kù)倫摩擦理論。