剪力釘受力性能試驗研究及數(shù)值模擬*

黃彩萍 游文峰 余 浩 譚 燕

(湖北工業(yè)大學土木建筑與環(huán)境學院 武漢 430068)

剪力釘因施工方便、施工質(zhì)量易于保障、無方向性、受力性能較好，且可充分發(fā)揮材料強度等優(yōu)點，廣泛應用于組合結(jié)構(gòu)。國內(nèi)外已有大量學者針對單個剪力釘?shù)募羟袆偠?、抗剪強度及荷載-滑移曲線等受力性能進行了研究[1-3]。藺釗飛等[4]通過剪力釘抗剪剛度模型試驗得到了剪力釘抗剪剛度的計算方法，但剪力釘往往是以群釘參與組合結(jié)構(gòu)受力的。周緒紅等[5]以推出試驗和有限元計算相結(jié)合的方法，分析了群釘排數(shù)對承載力的影響；劉沐宇等[6]對集束式長短剪力釘進行推出試驗和有限元計算，并提出相應荷載-滑移公式，現(xiàn)有的研究針對單釘和群釘在受力性能上的差異分析較少。工程應用以長200 mm的直徑22 mm剪力釘最為常見，本文對其進行單釘與群釘推出試驗，結(jié)合數(shù)值仿真分析，研究單釘連接件和群釘連接件在混凝土中的力學行為，比較二者受力性能的不同之處，以研究群釘在混凝土中受力的不均勻性，得出群釘承載力的折減系數(shù)。

1 試驗設計

1.1 單釘試驗

本次試驗參考歐洲規(guī)范《Eurocode 4》[7]中對試件尺寸及數(shù)量的規(guī)定，設計并制作了6個單釘試件，每個試件均由1個394 mm×200 mm×16 mm的工字型鋼、2塊400 mm×300 mm×250 mm混凝土塊和4個直徑22 mm、長200 mm的剪力釘組成。剪力釘焊接在型鋼翼緣板外側(cè)的中心平面上，每側(cè)剪力釘按1排×2列布置，每列剪力釘?shù)拈g距為100 mm，雖然試件中有4個剪力釘，但在荷載施加的方向上只有1個剪力釘存在，試件構(gòu)造圖見圖1。

圖1 單釘試件尺寸構(gòu)造圖

混凝土采用C50，按構(gòu)造要求配置鋼筋骨架，避免混凝土發(fā)生脆性破壞。鋼板材質(zhì)為Q345D，剪力釘材質(zhì)為ML15。

1.2 群釘試驗

6個群釘試件均由1個660 mm×24 mm×20 mm的工字型鋼、2個600 mm×615 mm×260 mm混凝土塊、16個直徑22 mm、長度200 mm剪力釘組成，群釘焊接在打磨除銹過的型鋼翼緣板外側(cè)，單側(cè)焊接8個，按照2列4層布置，且每層、每列的間距均為125 mm，群釘試件構(gòu)造圖見圖2。所用材料均與單釘試件相同。

圖2 群釘試件尺寸構(gòu)造圖

2 試驗測點布置及加載方案

2.1 單釘推出試驗測點布置及加載方案

選用4個電子百分表為本實驗的位移測量儀器，布置在試件中心所處的水平面與鋼-混凝土結(jié)合面的交界處，用于測得型鋼與混凝土塊之間的相對滑移量。

試驗在MTS-6000 kN試驗機上進行。在試驗臺上均勻地鋪設細沙墊層，在細沙墊層上放置1張橡膠墊使試件底部受力均勻，對正試驗機的加載中心與試件中心，確保水平加載。正式加載前先以100 kN的預壓荷載對試件進行3次預壓，加載方式采用分級加載，每50 kN為一級，持荷3 min，達到600 kN后調(diào)整荷載級為每級10 kN，每級加載完畢后，待電子百分表示數(shù)穩(wěn)定即可采集1次滑移量，直至試件破壞。

2.2 群釘推出試驗測點布置及加載方案

群釘推出試驗所用測量儀器與單釘試驗相同，為減小試驗誤差，本試驗采用的8個電子百分表出自同一廠家的同一批次。

試驗加載前，保證試驗機加載中心與試件中心在同一垂線上，隨后對試件進行預壓。預壓荷載分別為200，400，600 kN，每級預壓荷載加載2次，消除型鋼與混凝土間的自然黏結(jié)，預壓結(jié)束即可開始正式加載。加載方式不變，考慮群釘試件中剪力釘?shù)臄?shù)量是單釘試件的4倍，將荷載級調(diào)至200 kN，持荷時間相同，當荷載達到1 800 kN后，出于安全考慮，調(diào)整荷載級至100 kN，直至試件單側(cè)剪力釘被全部剪斷或出現(xiàn)大范圍混凝土破損時立刻停止加載并卸載。

3 試驗結(jié)果及對比分析

3.1 單釘與群釘試件的極限承載力及破壞形態(tài)對比分析

本文根據(jù)英國橋梁規(guī)范《BS5400(1988)》和歐洲規(guī)范《Eurocode 4》的相關規(guī)定，以試件加載破壞前的極限荷載為該試件的極限承載力。本次單釘試件的極限承載力為750 kN，單個剪力釘?shù)某休d力為187.5 kN；群釘試件的極限承載力為2 300 kN，平均單個剪力釘?shù)某休d力為143.75 kN，群釘抗剪承載力較單釘下降20%左右，有較大程度的折減。

6個單釘試件的單側(cè)剪力釘均被剪斷，且試件1和試件3的混凝土出現(xiàn)小范圍破損剝落。試件4的剪力釘因焊接質(zhì)量問題破壞過早。型鋼上剪力釘?shù)募羟袛嗝鎴D見圖3。由圖3可見，單釘?shù)募羟袛嗝娉蕡A形，斷面紋理較為粗糙，顏色呈黑灰色。

圖3 單釘試件的剪切斷面

群釘試件的破壞方式與單釘試件相同，單側(cè)所有剪力釘均被剪斷，混凝土塊在鋼-混結(jié)合面出現(xiàn)45°斜向劈裂，群釘?shù)募羟袛嗝鎴D見圖4。

圖4 群釘試件的剪切斷面

與單釘剪切斷面不同的是群釘各層剪切斷面的變形存在較大差異。距離荷載端最近的第一層剪力釘產(chǎn)生的彎曲變形最大，離荷載端較遠的第三層剪力釘變形最小，只在焊點端部略有彎曲。所有群釘?shù)钠茐奈恢没径荚谛弯撆c群釘?shù)暮更c附近，斷裂面呈圓弧形內(nèi)凹斷面，顯現(xiàn)銀灰色。從混凝土的破壞形態(tài)可知，群釘試件的鋼-混結(jié)合面存在較大剪力，混凝土的破壞方式為劈裂破壞，而單釘試件的混凝土以局部破損為主，未出現(xiàn)大范圍的劈裂現(xiàn)象。

3.2 單釘與群釘試件荷載-滑移量對比分析

本次試驗所測鋼構(gòu)件與混凝土構(gòu)件之間的相對滑移量取4個電子百分表示數(shù)的平均值，分別繪制單釘荷載滑移曲線見圖5、群釘荷載滑移曲線見圖6。

圖5 單釘荷載滑移實測及計算曲線

圖6 群釘荷載滑移實測及計算曲線

由圖5可知，6條單釘荷載滑移曲線的形狀基本保持一致，當荷載為0～60 kN時，鋼-混結(jié)合面的滑移量較小，該范圍內(nèi)的曲線為線性階段，此時的剪力釘處于彈性階段。當荷載為60～190 kN，荷載與滑移量呈明顯的非線性關系，隨著荷載的進一步增大，滑移量增速也在迅速變大，直至試件破壞。

圖6中6個群釘荷載滑移曲線并不完全重合，但曲線的趨勢和形狀基本相同。荷載小于45 kN時，群釘處于彈性階段，試件的荷載與滑移量接近于線性關系，此階段的滑移量很小，但荷載超過45 kN后，群釘開始進入塑性階段，曲線表現(xiàn)出明顯的非線性。隨著荷載的進一步增大，當單個剪力釘?shù)钠骄袅Υ笥?10 kN后，群釘試件滑移量的增速開始變大，6個試件鋼-混凝土結(jié)合面的滑移量均大于4 mm，說明試件屬于延性破壞。

所有荷載滑移曲線的總體趨勢是保持一致的，但群釘?shù)幕魄€更早地進入塑性階段，并且曲線斜率在塑性階段的增速較單釘更快。在極限狀態(tài)下，單釘試件鋼-混結(jié)合面的相對滑移量為1.97 mm，群釘鋼-混結(jié)合面的相對滑移量為4.2 mm。群釘?shù)臄?shù)量在荷載的施加方向上是單釘?shù)?倍，而滑移量僅為單釘?shù)?.41倍。

4 剪力釘?shù)臄?shù)值建模

1) 剪力釘、鋼構(gòu)件和混凝土的本構(gòu)關系采用多線性隨動強化模型，所有構(gòu)件均采用SOLID45號單元建模。

2) 模型尺寸按照試驗試件設置，其各項材料參數(shù)如下：剪力釘?shù)目估瓘姸葹?30 MPa；工字型鋼的抗拉強度為461 MPa；混凝土采用C50，抗壓強度為53 MPa。

3) 剪力釘焊接在型鋼翼緣板外側(cè)，在建立模型時，鋼板和剪力釘在焊接處共節(jié)點。

4) 推出試驗采用預壓的方法消除鋼-混結(jié)合面的自然黏結(jié)力，鋼板與混凝土處于分離狀態(tài)。

5) 鋼-混結(jié)合面采用接觸單元，剪力釘與混凝土屬于接觸關系，采用接觸對進行模擬，設置0.5的摩擦系數(shù)用于模擬二者之間的摩擦。

6) 混凝土底部施加全約束，荷載的施加方向為從型鋼頂緣沿縱向施加，最終得到單釘有限元計算模型圖見圖7、群釘模型圖見圖8。

圖7 單釘有限元模型

圖8 群釘有限元模型

待有限元計算結(jié)束后，查看計算結(jié)果，繪制有限元計算模型的鋼-混結(jié)合面荷載滑移曲線見圖5、圖6。將計算曲線與實測曲線對比可知，單釘和群釘?shù)挠嬎闱€均介于6條實測曲線之間，且總體趨勢和實測曲線基本保持一致。單釘?shù)挠嬎愠休d力為188.3 kN，群釘?shù)挠嬎愠休d力為145.4 kN，群釘承載力的計算折減系數(shù)為22%，與實測折減系數(shù)誤差小于5%。

由上述分析可知，有限元計算結(jié)果與推出試驗誤差較小，說明此方法是可靠有效的，能夠較為準確地計算出單釘和群釘?shù)母黜検芰χ笜恕?/p>

5 單釘和群釘?shù)氖芰π阅軐Ρ确治?/h2>

5.1 剪力釘?shù)淖冃螌Ρ确治?/h3>

試驗結(jié)束后取出剪力釘，觀測其變形并與計算結(jié)果進行對比，剪力釘變形圖見圖9。

圖9 剪力釘變形圖

由圖9可見，在單釘計算模型中，剪力釘與型鋼焊接的根部發(fā)生較大的彎曲變形，遠離焊點的尾部變形較小，甚至幾乎無變形，與試驗所得結(jié)果較為相似。

群釘?shù)挠嬎憬Y(jié)果顯示，群釘產(chǎn)生較大變形的部位為剪力釘與型鋼焊接的根部，群釘尾部的變形較小，每一層剪力釘?shù)淖冃我哺鞑幌嗤?。位于邊緣的第一層和第四層剪力釘，其根部變形明顯大于第二層和第三層的剪力釘，第三層剪力釘?shù)母孔冃巫钚?，剪力釘?shù)淖冃我来纬蜀劮鍫?，符合推出試驗結(jié)果。

結(jié)合試驗結(jié)果與有限元數(shù)值分析，在荷載的作用下，剪力釘?shù)淖冃尾课恢饕挥诩袅︶斉c鋼構(gòu)件焊接的根部，且變形量沿著釘桿方向逐漸減小。但群釘內(nèi)部各層剪力釘?shù)淖冃瘟扛鞑幌嗤?，同在極限狀態(tài)下，單釘?shù)淖冃瘟拷橛谌横斪冃瘟康纳舷夼c下限之間。

5.2 剪力釘剪切剛度對比分析

根據(jù)文獻[8-9]中的方法，以荷載-滑移曲線在滑量移為0.8 mm時荷載與滑移量的比值作為剪力釘?shù)募羟袆偠?，平均剛度取各組有效剪切剛度的平均值，單釘剪切剛度表見表1，群釘剪切剛度表見表2。單釘推出試驗中的試件4因焊接缺陷，在計算剪切剛度時不予考慮。

表1 單釘剪切剛度匯總表

表2 群釘剪切剛度匯總表

由表1、表2可知，實測單釘?shù)钠骄鶆偠葹?51.11 kN/mm，群釘?shù)钠骄鶆偠葹?21.08 kN/mm，群釘?shù)膶崪y平均剛度較單釘約有24.81%折減。有限元數(shù)值分析的單釘與群釘平均剛度分別為161.40 kN/mm和127.31 kN/mm，群釘?shù)挠嬎闫骄鶆偠容^單釘約有26.87%折減，與實測折減系數(shù)較為相近，說明本文數(shù)值仿真分析較為精準。

5.3 剪力釘?shù)募魬Ρ确治?/h3>

為使平均單個剪力釘所受荷載為100 kN，對單釘有限元模型施加200 kN的豎向荷載，對群釘計算模型施加800 kN的豎向荷載，各計算模型剪力釘上邊緣的剪應力分布圖見圖10。

圖10 剪力釘上緣的剪應力分布情況

由圖10可知，較高的剪應力水平出現(xiàn)在距離焊接端0～25 mm處，在該范圍內(nèi)，單釘?shù)募魬樗屑袅︶數(shù)淖畲笾?，此時剪力釘?shù)纳暇壋适芾瓲顟B(tài)，下緣呈受壓狀態(tài)。群釘?shù)募魬ι舷逓?84 MPa，下限為168 MPa，剪應力隨著至焊接端距離的增大而逐漸減弱。在距離焊接端35～60 mm處，剪應力的方向發(fā)生改變，該范圍內(nèi)的剪力釘受力狀態(tài)為上緣受壓，下緣受拉。與焊接端的距離超過60 mm后,所有剪力釘?shù)募魬緸? MPa，此范圍內(nèi)的剪力釘變形較小。

5.4 群釘受力不均勻性分析

針對群釘計算模型，分別提取每個剪力釘在滑移量為0.2，0.8，1.4，2.0，2.6 mm下的荷載，各層剪力釘?shù)暮奢d滑移曲線圖見圖11。

圖11 群釘各層剪力釘?shù)挠嬎愫奢d-滑移曲線

由圖11可見，在荷載施加的早期階段，滑移量同為0.2 mm時，各層剪力釘所受荷載均不相同。第一層剪力釘所受荷載為59.71 kN,是該滑移量下所有剪力釘?shù)纳舷拗?；其余剪力釘?shù)暮奢d較第一層均有不同程度的折減。距離荷載端較遠的第三層剪力釘所受荷載較第一層折減17.3%，折減幅度最大，群釘?shù)氖芰Τ尸F(xiàn)明顯的不均勻性。當荷載達到94 kN后，離荷載端最近的剪力釘進入屈服，荷載重新分布，群釘受力不均的現(xiàn)象開始逐漸改善，致使最終的荷載分配趨于一致。

6 結(jié)論

本文結(jié)合推出試驗和數(shù)值模擬，綜合分析了單釘和群釘在受力性能上的差異，并得出如下結(jié)論。

1) 綜合推出試驗與數(shù)值模擬結(jié)果表明，群釘抗剪承載力的折減系數(shù)為0.2。使用群釘作為抗剪連接件時，必須考慮其承載力的折減。

2) 從受力分析來看，群釘在荷載作用下，受力不均勻。荷載端至剪力釘?shù)木嚯x對荷載的分配存在較大影響，這種現(xiàn)象在低荷載狀態(tài)下尤為突出，但是會隨著荷載的施加逐步改善，最后使所有剪力釘受力趨于一致。