黃彩萍 馬 強(qiáng) 鄭舟軍 譚 燕

（湖北工業(yè)大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院1） 武漢 430068）（中鐵大橋局集團(tuán)武漢橋梁科學(xué)研究院有限公司2） 武漢 430034）

國內(nèi)外針對剪力釘?shù)难芯抗ぷ魇且越M合結(jié)構(gòu)中剪力釘?shù)囊?guī)格和間距為基礎(chǔ)，設(shè)計并制造設(shè)置了單枚或多枚剪力釘試件，并對這類剪力釘試件進(jìn)行推出試驗，來得到剪力釘?shù)臉O限承載力及各項力學(xué)指標(biāo)的［1］.但應(yīng)用于實際工程中的剪力釘規(guī)格有多種，不可能對每一種規(guī)格的剪力釘都進(jìn)行推出試驗，而且推出試驗不僅需要經(jīng)費(fèi)，還費(fèi)時費(fèi)力，所以通過剪力釘推出試驗和數(shù)值分析相互驗證的方式，找出合理的鋼－混凝土界面及剪力釘?shù)哪M方法，通過準(zhǔn)確的數(shù)值分析方法來模擬推出試驗，研究分析各種規(guī)格剪力釘?shù)臉O限承載力及各項力學(xué)指標(biāo)十分必要.

1 模型設(shè)計

剪力釘推出試驗?zāi)Ｐ桶礆W洲規(guī)范4［2］中規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)計（standard push test），其目的是為了測出剪力釘在混凝土中的荷載－滑移量曲線和極限承載力.本文針對組合結(jié)構(gòu)中常用的直徑22mm剪力釘設(shè)計并制作了6個推出試驗?zāi)Ｐ?，并進(jìn)行了推出試驗［3－4］.

本次試驗的6個剪力釘推出試件中，每個試件主要由一個工字型鋼394mm×200mm×16 mm，2塊400mm×300mm×250mm混凝土塊和4枚直徑22mm、長200mm剪力釘組成，混凝土塊按構(gòu)造配置豎向鋼筋和橫向箍筋.試件制作時，鋼板和混凝土板間通過涂油來防止它們的自然粘接.混凝土采用C50，鋼板材質(zhì)為Q345D鋼材，剪力釘材質(zhì)為 ML15.試件構(gòu)造如圖1所示.雖然試件中有4枚剪力釘，但在荷載加載的方向只有一枚剪力釘存在，所以下文的分析主要是針對單枚剪力釘.

2 試驗測點布置及加載方案

2.1 測點布置

本次剪力釘推出試驗，以測試鋼－混凝土界面滑移量為主，因此在鋼－混凝土界面的四邊分別布置1個電子百分表，測點布置如圖1所示.

2.2 加載方案

推出試驗在MTS－6 000kN試驗機(jī)上進(jìn)行，試驗時保證試驗機(jī)加載中心與試件中心在同一垂線上.試驗前首先進(jìn)行反復(fù)預(yù)壓3次，預(yù)壓荷載為100kN，大約為承載力的10%.試驗采用分級加載，每50kN為一級，達(dá)到600kN后每10kN為一級，每級荷載加載持續(xù)時間為3～5min，每級采集一次滑移量.

圖1 試件構(gòu)造及測點布置圖

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 剪力釘極限抗剪承載力和破壞情況

3.1.1 剪力釘極限抗剪承載力

推出試驗得到6個試件加載破壞時的極限荷載，見表1，其中試件4剪力釘焊接有缺陷，從而引起試件的整體承載力較其他試件的小，本次試驗予以剔除.其他5個試件中極限加載最大為880kN，最小荷載為750kN，平均值為822kN，六個試件的極限加載誤差范圍為0%～7%.按相關(guān)規(guī)范對剪力釘極限承載力的規(guī)定，本次試驗剪力釘?shù)某休d力取5組中的最小值，換算成單枚剪力釘承載力為187.5kN.

表1 試件極限荷載表

表2列出各國規(guī)范給出的直徑×長度＝22 mm×200mm剪力釘?shù)臉O限承載力，均較本次試驗得出的極限承載力（187.5kN）小，其原因主要是規(guī)范考慮了群釘?shù)氖芰Σ痪鶆蛐裕敬瓮瞥鲈囼灥玫降氖菃蚊都袅︶數(shù)目辜舫休d力.

表2 規(guī)范及本次實驗試件極限承載荷載表

3.1.2 剪力釘破壞機(jī)理分析

剪力釘推出試件的破壞形式主要有以下4種［5－6］：（1）剪力釘剪斷；（2）剪力釘處混凝土破碎；（3）混凝土開裂；（4）混凝土剪切破壞.本次試驗中，6個剪力釘推出試件均是剪力釘被剪斷，其中試件1和3混凝土塊底部有破損，試件4剪力釘焊接質(zhì)量有缺陷，其余試件混凝土基本完好.從剪力釘破壞斷面的特征來看，剪力釘破壞時產(chǎn)生較大的剪切變形和彎曲變形，本次試驗剪力釘剪切破壞時具有一定的延性.

3.2 荷載－滑移測試結(jié)果

本次試驗對每個推出試件在每級荷載作用下所測試得到的滑移量取平均值，分別得到6個試件的電子百分表平均滑移量隨荷載的變化曲線，如圖2所示.為保護(hù)百分表，在鋼－混界面滑移量持續(xù)增加而承載力增加很少時將百分表撤出，所以圖2所示的滑移量并非試件的最終滑移量.

由圖2可見，6個試件滑移量曲線變化規(guī)律基本一致.在彈性階段，試件的荷載與滑移量接近于線性關(guān)系，彈性階段的滑移量很小，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的1／3時，剪力釘?shù)氖芰顟B(tài)開始進(jìn)入塑性階段.單個剪力釘在承受荷載50～75kN時，荷載－滑移曲線出現(xiàn)拐點進(jìn)入塑性階段；之后滑移量增長很快，荷載－滑移曲線表現(xiàn)出明顯的非線性；隨著荷載的增大，荷載－滑移曲線的斜率越來越??；之后滑移量迅速增加直至試件破壞.6個試件破壞前均有較大的滑移，有明顯的破壞征兆，總體上屬于延性破壞.

3.3 應(yīng)變測試結(jié)果分析

試驗前，在6個試件中選擇了3個試件在其中的剪力釘?shù)纳舷戮壊贾昧藨?yīng)變片，試件1的應(yīng)變片布置在剪力釘焊腳位置處（A截面），試件2布置距剪力釘根部30mm的位置處（B截面），試件3布置在剪力釘沿軸向的中部（C截面）.3個試件的剪力釘應(yīng)變與荷載的關(guān)系曲線如圖3所示．

圖2 荷載－滑移關(guān)系曲線對比圖

圖3 剪力釘應(yīng)變－荷載關(guān)系曲線

由圖2a）可知，當(dāng)荷載在0～120kN之間時，試件A截面剪力釘上緣測點的應(yīng)變?yōu)樨?fù)數(shù)，且數(shù)值較小，即對應(yīng)的應(yīng)力為壓應(yīng)力；當(dāng)荷載加載至120kN時，該處應(yīng)變轉(zhuǎn)變成正數(shù)，且數(shù)值加劇上升至破壞，即對應(yīng)的應(yīng)力為拉應(yīng)力．試件破壞時，A截面剪力釘上緣測點的應(yīng)變達(dá)到3 000×10－6．

由圖3b）可知，試件2B截面剪力釘上緣測點的應(yīng)變在加載過程中一直為正應(yīng)變，即處于受拉狀態(tài)，在加載前期數(shù)值較小，且保持線性增加，當(dāng)荷載加載至150kN時，應(yīng)變開始劇烈增加直至破壞．試件破壞時，B截面剪力釘上緣測點的應(yīng)變達(dá)到5 000×10－6．

由圖3c）可知，試件3C截面剪力釘上緣測點的應(yīng)變在加載過程中一直為正應(yīng)變，即處于受拉狀態(tài)，其應(yīng)變變化相對A，B截面較為平緩．試件破壞時，C截面剪力釘上緣測點的應(yīng)變達(dá)到5 000×10－6．圖3中，A，B，C3個截面剪力釘上下緣測點的應(yīng)變數(shù)值相反，變化規(guī)律基本相同．

4 剪力釘承載力的數(shù)值模擬分析

4.1 有限元建模

1）材料本構(gòu)關(guān)系 由于剪力釘推出試件在破壞前要經(jīng)歷較大的塑性變形，所以有限元仿真分析時混凝土、鋼板、剪力釘均采用彈塑性本構(gòu)關(guān)系．混凝土單軸受壓應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系采用德國Rush建議的應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系模型，如圖4所示，

圖4 混凝土本構(gòu)關(guān)系

其中混凝土的斷裂能為［7］

α取0．03，其他相關(guān)參數(shù)按C50混凝土取值．

2）有限元計算模型 鋼筋在試件中只是構(gòu)造作用，有限元建模時不予考慮．鋼板、剪力釘、鋼筋混凝土三者在有限元計算中的模擬如下：（1）剪力釘推出試驗試件在加工時，鋼板和混凝土板間通過涂油來防止它們的自然粘接，試驗前又進(jìn)行反復(fù)預(yù)壓以消除鋼板和混凝土之間的作用力，所以鋼板與混凝土之間的作用力忽略不計，即鋼板與混凝土處于分離狀態(tài)；（2）剪力釘與鋼板焊接在一起，所以鋼板和剪力釘在焊接處共節(jié)點；（3）采用接觸單元來模擬鋼－混凝土界面；（4）對稱的選取模型的一半進(jìn)行建模；（5）有限元模型中鋼板采用板單元，剪力釘和混凝土采用實體單元；混凝土底部豎向約束，鋼板端施加豎向荷載，計算模型如圖6所示．在試件鋼混界面滑移量持續(xù)增加而承載力增加很少時將停止計算．

圖5 鋼材本構(gòu)關(guān)系

圖6 有限元計算模型

4.2 試驗與有限元計算結(jié)果對比分析［8－］

1）滑移量 圖2中列出了有限元仿真計算和推出試驗得到的荷載－滑移曲線對比圖，從圖中可以看出，有限元仿真計算得到的荷載與滑移量在彈性階段呈線性關(guān)系，彈性極限荷載約為85 kN，比試驗所得的彈性極限荷載略大；推出試驗有限元仿真計算得到的單個剪力釘?shù)臉O限承載力約為190kN，略大于推出試驗得到的187．5kN．在圖2中有限元仿真計算得到的荷載－滑移曲線位于6個試件試驗得到的荷載－滑移曲線之間．由此可見，有限元計算結(jié)果在彈性階段承載力、極限承載力、荷載－滑移規(guī)律上均與推出試驗結(jié)果較為接近．

2）應(yīng)變 圖3為有限元仿真計算和推出試驗得到的剪力釘荷載－應(yīng)變曲線對比圖，在彈性階段以及部分非線性階段與試驗結(jié)果較吻合；當(dāng)在剪力釘根部的混凝土破壞后，由于混凝土單元大量失效，迭代過程中出現(xiàn)了不平衡力，造成了有限元計算值與試驗值在塑性階段的后期出現(xiàn)偏差．但變化規(guī)律基本相同，如A截面剪力釘上緣測點應(yīng)變的計算值也是開始加載時為負(fù)數(shù)，當(dāng)荷載加載至120kN時，該處應(yīng)變轉(zhuǎn)變成正數(shù)．

5 剪力釘受力機(jī)理分析

圖7a）為試驗完后對試件剖解后剪力釘?shù)淖冃握掌坝邢拊嬎愕玫降淖冃螆D，兩者變形都顯示，在剪力釘焊點附近變形比較大，遠(yuǎn)離焊點的部位幾乎沒有變形．

現(xiàn)對單個剪力釘施加100kN的豎向荷載（此時剪力釘受力處于彈性階段），圖7b）為有限元計算得到的剪力釘上緣剪應(yīng)力沿釘軸向的分布圖，圖7c）為有限元計算得到的剪力釘上緣軸應(yīng)力沿釘軸向的分布圖，橫向坐標(biāo)軸原點為剪力釘焊接根部．圖7b）中，在剪力釘焊點附近的剪應(yīng)力比較大，距根部0～30mm的范圍內(nèi)剪應(yīng)力急劇下降，遠(yuǎn)離焊點的部位剪應(yīng)力幾乎為零．由圖7c）可知，在剪力釘焊點附近的軸向應(yīng)力比較大，距根部90～180mm的范圍內(nèi)軸向應(yīng)力幾乎為零，且軸向應(yīng)力的方向沿釘軸向發(fā)生了改變，在距根部18mm處，上緣由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，下緣由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，這與3中實測的剪力釘應(yīng)變變化規(guī)律相符．

圖7 剪力釘變形及應(yīng)力分布圖

從剪力釘?shù)淖冃魏蛻?yīng)力沿軸向的變化規(guī)律可 以總結(jié)出，剪力釘與混凝土的相互作用機(jī)理是：剪力釘在混凝土的支撐作用下，呈多跨彈性支承的連續(xù)梁受力，處于剪力釘根部位置的混凝土由于彈性變形較大或者已進(jìn)入塑性狀態(tài)，造成對剪力釘?shù)膹椥灾蝿偠茸冃。约袅︶敻康淖冃魏蛻?yīng)力均較大且受力較為復(fù)雜；而遠(yuǎn)離根部位置的混凝土彈性變形較小，對剪力釘?shù)闹蝿偠容^大，此處的剪力釘變形和應(yīng)力均較小.

6 結(jié)束語

本文所進(jìn)行直徑22剪力釘?shù)耐瞥鲈囼灥玫降闹睆?2剪力釘?shù)母黜椓W(xué)性能指標(biāo)，可以為直徑22剪力釘在組合結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用提供試驗依據(jù)和參考.本文所采用的數(shù)值分析方法較準(zhǔn)確的模擬了剪力釘推出試驗.

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