組合箱梁的栓釘剪力連接件的受力性能分析

馮劍平，黃平明，王樹(shù)來(lái)，朱 鄭

(1.長(zhǎng)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(guò)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(guò)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(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)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(zhǎng)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(guò)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(lái)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(guò)對(duì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)、栓釘直徑、栓釘長(zhǎng)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(shuō)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(shuō)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(zhǎng)度

基本模型中的栓釘長(zhǎng)度為200 mm，現(xiàn)將栓釘長(zhǎng)度分別調(diào)整為90和240 mm，計(jì)算并繪制栓釘長(zhǎng)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(zhǎng)度下的荷載-滑移曲線

由圖7可知:與栓釘長(zhǎng)度為90 mm剪力連接件相比，栓釘長(zhǎng)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(shuō)明提高栓釘長(zhǎng)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(zhǎng)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(zhǎng)度.當(dāng)栓釘長(zhǎng)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(lái)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(wú)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(wú)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(méi)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(jiàn)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(guó)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(zhǎng)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(guó)AISC規(guī)范、加拿大《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》、美國(guó)AASHTO公式、歐洲建筑規(guī)范4和英國(guó)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(guó)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(guó)AASHTO公式、英國(guó)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(guó)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(guó)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(guò)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(wú)箍筋配置.

2)將各參數(shù)模型的有限元計(jì)算結(jié)果與國(guó)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(guò)比較得出，將美國(guó)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(guó)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(yáng)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(wàn)忠，肖汝成.大跨P.C.箱梁橋施工期合龍段地板開(kāi)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)