橡膠-焊釘組合連接件對鋼-混組合梁受力性能影響分析

蘇慶田，蘇 航，吳 飛

（1.同濟大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2.上海高性能組合結(jié)構(gòu)橋梁工程技術(shù)研究中心，上海 200092）

針對鋼-混凝土連續(xù)組合梁的負彎矩區(qū)會出現(xiàn)鋼梁受壓、混凝土受拉的不利狀況，各國學(xué)者提出了許多不同的方法改善混凝土受力狀態(tài)。從結(jié)構(gòu)角度考慮，增大配筋率［1-2］、施加預(yù)應(yīng)力［3-5］、采用雙結(jié)合截面［6-7］均可大幅提高負彎矩區(qū)混凝土初始開裂荷載。從材料方面考慮，采用高性能混凝土［8-11］能夠提高混凝土的抗拉強度以增強其抗裂性能。從施工工藝方面考慮，采用粘貼纖維增強復(fù)合材料（FRP）阻裂增強層［12-13］、頂升支座、預(yù)加荷載等方法均可改善混凝土抗裂性能，大幅提高結(jié)構(gòu)耐久性和承載力。

從連接程度方面，目前大多數(shù)鋼-混組合梁沿全橋采用密布單一規(guī)格的焊釘連接件，使得鋼梁與混凝土形成完全組合截面，該方法會在負彎矩區(qū)的混凝土中產(chǎn)生很大的拉應(yīng)力而導(dǎo)致其開裂。若是全橋采用稀疏布置剛度小的連接件，使得鋼梁與混凝土之間形成非完全組合截面，可以適當降低負彎矩區(qū)混凝土拉應(yīng)力，但這會增加跨中鋼梁的受力和梁體撓度，可能出現(xiàn)連接件拔出、界面滑移等現(xiàn)象。部分結(jié)合是指正彎矩區(qū)組合梁保持完全組合，僅將負彎矩區(qū)設(shè)計成非組合或者柔性組合結(jié)構(gòu)，從而改善負彎矩區(qū)混凝土板開裂等問題［14-15］。部分結(jié)合的實施方式主要分為兩種，其一為改變負彎矩區(qū)連接件縱向間距，其二為在負彎矩區(qū)采用柔性連接件，兩者本質(zhì)都是通過改變連接件抗剪剛度從而控制混凝土與鋼梁的結(jié)合程度。橡膠-焊釘組合連接件屬于一種柔性連接件，具體實施方式為在普通焊釘連接件的根部包裹橡膠套，以此達到降低連接件初始剛度的作用。目前已有文獻研究了19 mm直徑的橡膠-焊釘組合連接件的初始剛度、承載能力以及剛度退化等受力性能，而組合連接件對組合梁整體受力的影響尚未涉及。本文根據(jù)橋梁工程中應(yīng)用最廣泛的直徑22 mm焊釘，首先設(shè)計制作了15個推出試件，測試直徑22 mm組合焊釘?shù)氖芰μ匦?，并結(jié)合文獻［16］中19 mm直徑組合焊釘?shù)脑囼灲Y(jié)果，通過有限元模型計算分析橡膠-焊釘組合焊釘連接件對組合梁整體受力的影響，并提出了常用連續(xù)組合梁橋中的組合焊釘布置方法。

1 橡膠-焊釘組合連接件試驗設(shè)計

1.1 試件設(shè)計

試驗共設(shè)計了5組共15個推出試件。試件的構(gòu)造細節(jié)如圖1所示，在兩片T形鋼構(gòu)件和混凝土塊之間布置連接件。T形鋼構(gòu)件翼緣板厚20 mm，腹板厚12 mm?；炷翂K的設(shè)計強度等級為C50，尺寸為350 mm×600 mm×500 mm。為了減小混凝土的澆筑方向?qū)τ诤羔斄W(xué)性能的影響，混凝土均采用焊釘直立的方式進行澆筑。焊釘連接件采用ML15材質(zhì)，其直徑為22 mm，高度為220 mm，焊釘單側(cè)布置個數(shù)為2根，間距為130 mm，雙側(cè)一共4根。橡膠套的高度分別為50，100 mm，厚度分別為2，4，6 mm。鋼筋采用HRB400，直徑為20 mm。推出試件的部分加工制作步驟如圖2所示。試件分組及編號如表1所示。

表1 試件分組Tab.1 Grouping of test specimens.

圖1 試件尺寸（單位：mm）Fig.1 Configurations of test specimen(unit:mm)

圖2 試件加工制作Fig.2 Fabrication process of test specimen

1.2 加載方案

采用YAJ-10000微型控制電液伺服壓剪試驗機對試件頂部的鋼結(jié)構(gòu)進行加載，加載裝置如圖3所示。試件鋼板頂部設(shè)置球形支座，通過對鋼翼緣施加壓力，測試翼緣板上的連接件抗剪性能。在混凝土底部布置沙墊層以確保結(jié)構(gòu)兩側(cè)受力的均勻。每組三個試件均采用單調(diào)加載，加載的速率是2 kN·s－1，當達到0.6倍預(yù)估最大承載力時，采用位移控制加載至結(jié)構(gòu)破壞，速度為0.01 mm·s－1。

圖3 試驗裝置Fig.3 Test setup

推出試驗試件兩側(cè)共布置4個位移計測試鋼板與混凝土塊之間的相對滑移，位于與焊釘連接件等高度處。試驗主要測試結(jié)構(gòu)的加載值、鋼與混凝土的滑移值，從而得到焊釘連接件剪力-滑移曲線；并觀察焊釘連接件推出試件破壞模態(tài)，包括混凝土表面開裂和焊釘連接件斷裂等。

1.3 材料性能

C50混凝土材性試驗采用邊長150 mm的三個立方體試塊，在28 d時測得抗壓強度分別為57.0、55.3和57.2 MPa，平均強度為56.5 MPa。測試得到3根ML15焊釘?shù)臉O限抗拉強度分別為487.5、481.8和508.6 MPa，平均抗拉強度為492.6 MPa。橡膠套采用NR45天然橡膠，橡膠材性數(shù)據(jù)見表2。

表2 NR45橡膠材料性能Tab.2 Material property of NR45 rubber

2 測試結(jié)果及分析

2.1 破壞模態(tài)

普通焊釘連接件推出試件以及橡膠套-焊釘組合連接件推出試件的破壞模態(tài)如圖4及圖5所示。所有試件的破壞模式均為焊釘連接件根部剪斷。從混凝土側(cè)看，焊釘附近受壓側(cè)的混凝土有局部壓潰，但未出現(xiàn)混凝土開裂現(xiàn)象。從鋼結(jié)構(gòu)側(cè)看，焊釘根部出現(xiàn)明顯的塑性變形，剪切破壞斷面光滑平整。在加載初期剪力的作用破壞了焊釘晶體原子間的結(jié)合力而引起局部斷裂，導(dǎo)致焊釘有效抗剪截面逐漸減小，隨后剪切斷面的晶格滑移量迅速增加，焊釘根部截面被剪斷。普通焊釘連接件僅在焊釘根部產(chǎn)生了較大的局部變形導(dǎo)致構(gòu)件發(fā)生剪切破壞，而組合焊釘連接件沿焊釘高度方向均產(chǎn)生較大位移，并在焊釘根部發(fā)生了彎剪破壞。組合焊釘在受壓側(cè)的橡膠產(chǎn)生了較大變形，且受拉側(cè)的橡膠與焊釘脫離。

圖4 普通焊釘連接件破壞模態(tài)Fig.4 Failure modes of ordinary stud specimen

圖5 組合焊釘連接件破壞模態(tài)Fig.5 Failure modes of rubber-sleeved stud specimen

2.2 荷載-位移曲線

試件組SCC-0至SCC-4的荷載-位移曲線如圖6所示。荷載-位移曲線中縱軸為單個焊釘連接件承受的剪力，橫軸為位移計測得的鋼板與混凝土之間相對滑移。由圖6可以看到每組試驗中三個試件的荷載-位移曲線重復(fù)性良好，個別試件如SCC-3-c的曲線偏差可能由手工包裹橡膠套時的制作誤差造成。所有試件的荷載-位移曲線均有明顯的彈性階段以及塑性階段。在彈性階段，鋼與混凝土間的滑移隨荷載的增長而線性增長。在塑性階段，隨著焊釘下部的混凝土逐漸壓潰，曲線開始軟化，鋼與混凝土間的滑移隨荷載的增長而快速增長。比較圖6b～圖6e與圖6a，圖中，Tr為橡膠套厚度，Hr為橡膠套高度?？梢园l(fā)現(xiàn)相比普通焊釘推出試件，組合焊釘推出試件在相同荷載大小下變形明顯偏大。不同組合焊釘試件的剛度變化趨勢如圖7所示，其中V0.2mm為滑移量為0.2 mm時的荷載大小。對于不同組別的組合焊釘推出試件，橡膠套厚度對曲線的影響較大，軟化位置隨橡膠套厚度的增加而延后。可以看到橡膠套厚度對試件前期抗剪剛度影響較大，試件的前期剛度隨橡膠套厚度的增加而明顯減小。由圖7可以看到相比其他試件組，SCC-4試件組的前期剛度有上升趨勢，主要是由于該組試件橡膠套厚度最厚，在焊釘和混凝土之間具有更大的變形，在滑移量為0.2 mm時連接件根部還沒有對混凝土產(chǎn)生較大的擠壓作用，連接件的剛度較?。坏S著荷載和滑移量的增加，混凝土對焊釘?shù)臄D壓力增大，連接件的剛度呈現(xiàn)出增大的特征，后期當混凝土出現(xiàn)壓碎或焊釘出現(xiàn)屈服時連接件的剛度出現(xiàn)了隨荷載增加而變小的特點。

圖6 荷載-位移曲線Fig.6 Load–slip curves

圖7 組合焊釘試件剛度變化趨勢Fig.7 Stiffness variation tendency of rubbersleeved stud specimens

2.3 試驗結(jié)果分析

各試件承載能力、滑移以及剛度測試結(jié)果見表3。其中極限抗剪承載力Vu為單個焊釘連接件所能承擔最大剪力。最大滑移量Su為極限抗剪承載力Vu對應(yīng)的鋼與混凝土之間滑移值?？辜魟偠菿s1及Ks2為單個焊釘連接件剪力-滑移曲線中30%Vu及50%V u位置的割線斜率［17-18］。

表3 試驗結(jié)果及對比Tab.3 Test results and comparison

所有試件的極限承載力Vu相差在10%以內(nèi)，可見在焊釘上包裹橡膠套并不會降低焊釘?shù)目辜舫休d能力。而鋼與混凝土間的滑移Sp隨橡膠套尺寸的增加而有所增加。隨著橡膠套厚度的增加，橡膠套-焊釘試件組SCC-2，SCC-3以及SCC-4的最大滑移Sp相比普通焊釘試件組SCC-0分別增長4%、78%和117%。隨著橡膠套高度的增加，橡膠套-焊釘試件組SCC-1以及SCC-3的最大滑移Sp相比普通焊釘試件組SCC-0分別增長88%和78%。

橡膠套尺寸對抗剪剛度的影響如圖8所示?？梢钥吹疆斚鹉z套厚度不大于4 mm，高度不大于50 mm時抗剪剛度下降最明顯，橡膠套-焊釘試件組SCC-1的抗剪剛度Ks1及Ks2相比普通焊釘試件組SCC-0分別增長92.1%及91.8%。由于過厚或過高的橡膠套無法在加載過程中充分變形，因此對于直徑為22 mm的橡膠-焊釘組合連接件來說，本次試驗最合適的橡膠套尺寸應(yīng)為厚4 mm，高50 mm。

圖8 橡膠套尺寸對抗剪剛度的影響Fig.8 Influence of sleeve size on shear stiffness

3 橡膠-焊釘連接件對組合梁受力影響

3.1 建模方法

計算橡膠-焊釘連接件對組合梁受力影響時采用局部加密剛臂間距的雙梁桿系模型［19］，包括混凝土梁以及鋼梁，并采用梁單元模擬連接件剛臂（如圖9所示，經(jīng)模型優(yōu)化后考慮剛臂間距1 m，加密區(qū)剛臂間距0.5 m）。雖然雙梁桿系模型的框架效應(yīng)及集中力效應(yīng)會導(dǎo)致混凝土與鋼梁彎矩失真，但是由于當梁高較大時，可以忽略混凝土板的彎矩作用，將其作為軸心受力構(gòu)件。而鋼梁由于本身具有較大的抗彎剛度，因此框架效應(yīng)產(chǎn)生的附加彎矩對其影響甚微。

在混凝土梁與鋼梁間設(shè)置剛臂單元模擬連接件。為避免混凝土和鋼梁之間產(chǎn)生過大的相對豎向變形，設(shè)置較大的連接件單元截面積來減小軸向變形，且忽略梁單元的轉(zhuǎn)角因素引起的變形。如圖9a示意圖，當剛臂一端作用水平力P時剛臂產(chǎn)生的撓度δ為

圖9 雙梁桿系模型圖示Fig.9 Double-beam model

設(shè)k=P/δ為連接件抗剪剛度，則有：

其中：EI為梁單元的抗彎剛度。已知連接件抗剪剛度k，保持剛臂單元的長度l不變，則得剛臂單元抗彎慣性矩I為

3.2 連接件剛度對組合梁受力影響

工程中使用較廣的組合梁跨徑在30～40 m之間［20］，本文以3×40 m組合梁為研究對象，其標準斷面見圖10，橋?qū)?2.65 m，梁間橋面板厚度240 mm。鋼梁尺寸全橋統(tǒng)一，詳見表4。焊釘連接件采用直徑22 mm，縱向間距200 mm，橫向間距150 mm，單根主梁橫向布置三根焊釘。建模時考慮剛臂縱橋向間距為1 000 mm，根據(jù)2.3節(jié)得到的普通焊釘連接件50%Vu位置的割線剛度Ks2為3.32×105kN·m－1，則正彎矩區(qū)單根剛臂單元剛度取為4.9×106kN·m－1。僅改變負彎矩區(qū)域連接件剛度，組合梁在恒載作用下混凝土橋面板以及鋼梁的應(yīng)力分布如圖11所示。提取應(yīng)力時忽略混凝土橋面板承擔的彎矩，僅考慮其軸向應(yīng)力?？梢钥吹截搹澗貐^(qū)連接剛度的變化對正彎矩區(qū)混凝土橋面板上表面及鋼梁上翼緣應(yīng)力基本沒有影響，但對負彎矩區(qū)的混凝土橋面板上表面有明顯的降低作用。根據(jù)不同負彎矩區(qū)連接件剛度模型得到的數(shù)據(jù)，采用最小二乘法擬合出中支點截面處鋼結(jié)構(gòu)及混凝土應(yīng)力隨負彎矩區(qū)連接件剛度變化函數(shù)及曲線如圖12所示，關(guān)鍵截面撓度隨負彎矩區(qū)連接件剛度變化如圖13所示。擬合公式中回歸平方和占總誤差平方和的比例均大于95%，可見擬合函數(shù)可靠。根據(jù)圖12可以看到負彎矩區(qū)連接件剛度大于1×106kN·m－1時混凝土橋面板應(yīng)力變化幅度基本保持在0.1 MPa以內(nèi)，而鋼梁應(yīng)力變化幅度保持在5 MPa以內(nèi)。當負彎矩區(qū)連接件剛度小于1×106kN·m－1時，混凝土橋面板應(yīng)力有較為明顯的減小。根據(jù)圖13可以得到負彎矩區(qū)連接件剛度對邊跨跨中撓度影響極小，在設(shè)計時可以不考慮包裹橡膠套對邊跨跨中撓度的影響。

圖10 標準橫斷面布置（單位：mm）Fig.10 Conf iguration of cross section（unit:mm）

圖11 連接件抗剪剛度對應(yīng)力分布的影響Fig.11 Influence of connector shear stiffness on stress distribution

圖12 中支點截面應(yīng)力變化及擬合函數(shù)Fig.12 Stress versus fitting function in the mid-support section

圖13 關(guān)鍵截面撓度變化及擬合函數(shù)Fig.13 Deflection versus fitting function in the key section

表4 主梁結(jié)構(gòu)參數(shù)表Tab.4 Structural parameters of the main girder mm

考慮在中支點兩側(cè)各10 m范圍內(nèi)的焊釘上包裹橡膠套，根據(jù)2.3節(jié)橡膠-焊釘組合連接件試驗結(jié)果以及文獻［16］中對于直徑為19 mm橡膠-焊釘組合連接件的試驗結(jié)果，取50%Vu位置的割線剛度作為連接剛度計算得到不同組合連接件對于組合梁受力性能的影響如表5所示。對于直徑為19 mm的焊釘連接件，考慮調(diào)整焊釘?shù)目v橋向及橫橋向布置使其在正彎矩區(qū)連接剛度與直徑為22 mm焊釘連接件相同。由表5可知橡膠-焊釘組合連接件對組合梁中跨跨中撓度以及鋼梁應(yīng)力的影響非常有限。對于直徑22 mm的焊釘撓度上升比例不超過7%，鋼梁上翼緣應(yīng)力上升比例不超過10%；對于直徑19 mm的焊釘撓度上升比例不超過4%，鋼梁上翼緣應(yīng)力上升比例不超過5%。然而橡膠-焊釘組合連接件對中支點位置的混凝土應(yīng)力降低作用明顯，對于22以及19 mm直徑的焊釘混凝土應(yīng)力降低比例可達26%以及13%。相對來說，采用較大直徑焊釘?shù)慕M合焊釘對改善負彎矩區(qū)混凝土受力效果更明顯。

表5 組合連接件對組合梁受力性能影響Tab.5 Influence of rubber sleeved stud connector on the composite girder

3.3 變剛度截面優(yōu)化設(shè)計

根據(jù)圖11可以看出，在普通焊釘連接件變?yōu)榻M合焊釘連接件的區(qū)域存在較大的應(yīng)力突變。統(tǒng)計焊釘剛度變化位置附近的混凝土正應(yīng)力，并采用最小二乘法擬合出應(yīng)力隨負彎矩區(qū)連接件剛度變化函數(shù)及曲線如圖14b、圖14c所示。擬合公式中回歸平方和占總誤差平方和的比例均大于95%，可見擬合函數(shù)可靠。

圖14 普通焊釘連接件變?yōu)榻M合焊釘連接件區(qū)域應(yīng)力變化及擬合函數(shù)Fig.14 Stress versus fitting function in stiffness mutation sections

依據(jù)擬合得到的公式可以得到不同負彎矩區(qū)連接件剛度k下剛度變化截面以及剛度變化截面左側(cè)1 m位置處截面的混凝土應(yīng)力差值大小σ-c如式（4）所示。不采用組合焊釘時，代入對應(yīng)剛度后得到混凝土應(yīng)力變化大小為0.167 MPa。若在負彎矩采用SCC-3組合焊釘連接件，代入對應(yīng)剛度后得到混凝土應(yīng)力變化大小為0.402 MPa，較全橋采用普通焊釘上升了141%。

為減小采用組合連接件導(dǎo)致的應(yīng)力突變問題，考慮在正彎矩區(qū)與負彎矩區(qū)的交接部分設(shè)置2 m的過渡區(qū)域，在過渡區(qū)域采用剛度變化較小的SCC-2組合焊釘，在負彎矩區(qū)的其他部分采用剛度變化較大的SCC-3組合焊釘連接件。建立對應(yīng)桿系模型，提取應(yīng)力沿跨徑分布結(jié)果如圖15所示?？梢钥吹皆O(shè)置過渡區(qū)域后應(yīng)力突變有了較為明顯的改善，應(yīng)力突變大小從0.40 MPa下降至0.28 MPa，下降比例達到30%，在不增加峰值應(yīng)力的情況下有效改善了普通焊釘變組合焊釘區(qū)域的應(yīng)力突變現(xiàn)象。

圖15 設(shè)置過渡段后全橋應(yīng)力分布情況Fig.15 Stress of the girder versus changeover portion

因此，對于連續(xù)組合梁在正彎矩區(qū)設(shè)置常規(guī)的焊釘連接件、在負彎矩區(qū)設(shè)置包裹較厚橡膠組合連接件可有效減少負彎矩區(qū)混凝土拉應(yīng)力，同時在正、負彎矩區(qū)交界附近較小范圍（本例為2 m）再設(shè)置一種一種包裹了中等厚度橡膠組合焊釘，可以有效減少該范圍的混凝土應(yīng)力突變。

4 結(jié)語

本文以橡膠-焊釘組合連接件為研究對象，對5組15個推出試件進行了靜力試驗，并建立有限元模型分析了橡膠-焊釘組合連接件對組合梁受力性能的影響，得到以下結(jié)論：

（1）普通焊釘及組合焊釘推出試件的破壞模態(tài)均為焊釘連接件根部剪斷破壞。相比普通焊釘連接件僅在焊釘根部產(chǎn)生了較大的局部變形并發(fā)生剪切破壞，組合焊釘連接件沿焊釘高度方向均產(chǎn)生較大位移，且在焊釘根部發(fā)生了彎剪破壞。

（2）在焊釘上包裹橡膠套不會降低焊釘?shù)目辜舫休d能力，所有推出試驗試件的極限承載力相差在10%以內(nèi)。但鋼與混凝土間的滑移隨橡膠套尺寸的增加而有所增加，橡膠套-焊釘試件組的滑移大小相比普通焊釘試件組最大增長可達117%。

（3）當橡膠套厚度不大于4 mm，高度不大于50 mm時推出試件抗剪剛度下降最明顯，其抗剪剛度Ks1及Ks2相比普通焊釘分別增長92.1%及91.8%。由于過厚或過高的橡膠套無法在加載過程中充分變形，因此對于直徑為22 mm的橡膠-焊釘組合連接件來說，較優(yōu)的橡膠套尺寸應(yīng)為厚4 mm，高50 mm。

（4）橡膠-焊釘組合連接件對組合梁中跨跨中撓度以及鋼梁應(yīng)力的影響很小，但對中支點位置的混凝土應(yīng)力降低作用明顯，對于22 mm以及19 mm直徑的焊釘混凝土應(yīng)力降低比例可達26%以及13%。相對來說，組合連接件對于采用較大直徑焊釘?shù)慕M合梁影響較為明顯。

（5）采用橡膠-焊釘組合連接件會在剛度變化位置產(chǎn)生較大的應(yīng)力突變，在正彎矩區(qū)與負彎矩區(qū)的交接部分設(shè)置2 m的過渡區(qū)域能夠使應(yīng)力突變值減小30%，有效改善了變剛度區(qū)域應(yīng)力突變的現(xiàn)象。

作者貢獻說明：

蘇慶田：論文的選題、指導(dǎo)及修改論文。

蘇航：具體研究工作的開展和論文初稿撰寫。

吳飛：負責論文思路的把控和核準。