帶翼緣雙折型鋼板剪力鍵粘結(jié)滑移及承載力計(jì)算研究

秦華乾，王振山1，，楊 勇，劉云賀1，，郭宏超

（1.西安理工大學(xué)西北旱區(qū)生態(tài)水利工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西西安 710048；2.西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，陜西西安 710048）

引言

鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)憑借較好的受力性能，在土木工程領(lǐng)域應(yīng)用越發(fā)廣泛?？辜暨B接件對于鋼與混凝土兩者之間的協(xié)同工作起著至關(guān)重要的作用，是保證其共同受力和變形協(xié)調(diào)的重要構(gòu)造措施。通常情況下，抗剪連接件主要作用有2個(gè)：一是用來抵抗混凝土與鋼結(jié)構(gòu)之間的向上掀起力；二是用來承受并傳遞水平剪力。一旦連接件強(qiáng)度不足或變形過大，鋼與混凝土剝離失效，將給結(jié)構(gòu)安全帶來嚴(yán)重后果。

目前，抗剪連接件形式較多，基本可分為柔性和剛性2種。柔性抗剪連接件主要包括：栓釘、槽鋼、彎筋和錨環(huán)連接件等。柔性連接件在極限狀態(tài)時(shí)允許鋼與混凝土之間有一定的相對滑移，利用連接件較好的延性性能，使結(jié)構(gòu)內(nèi)部剪力發(fā)生重分布，以提供相應(yīng)的抗剪承載力。但柔性抗剪件剛度相對較小，易發(fā)生較大變形，導(dǎo)致部分混凝土受拉破壞，該種抗剪件整體承載力偏低。剛性抗剪連接件主要包括：L型、馬蹄形、方鋼和T型等；剛性抗剪連接件強(qiáng)度較高，結(jié)構(gòu)在達(dá)到極限承載力之后，混凝土被壓碎或發(fā)生剪切破壞，剛性抗剪連接件可較好限制鋼與混凝土之間的相對滑移。但由于混凝土屬于脆性材料，破壞時(shí)，抗剪件基本處于彈性狀態(tài)，導(dǎo)致構(gòu)件整體的變形能力較差?？辜暨B接件作為鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)重要的受力組成部分，一直受到國、內(nèi)外眾多學(xué)者的關(guān)注。目前，工程中應(yīng)用較多的為栓釘和PBL剪力鍵。劉沐宇等［1］對集束式長短剪力釘抗剪性能影響參數(shù)進(jìn)行了研究，得到了其荷載-滑移關(guān)系及剪力釘群的承載力計(jì)算公式。李成君等［2］對預(yù)制裝配式組合剪力釘?shù)目辜粜阅苓M(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)其與傳統(tǒng)栓釘相比，其承載力及變形能力大幅度提高。何福等［3］設(shè)計(jì)了12個(gè)栓釘連接件，研究在不同參數(shù)下交錯(cuò)栓釘?shù)目辜粜阅?，結(jié)果表明，栓釘長度對抗剪承載力不明顯；栓釘與墻軸線夾角θ越大，栓釘剛度越大，對承載力的影響越大。針對剛性抗剪件，Vianna等［4］研究了T型開孔抗剪件力學(xué)性能，分析了板厚、形狀等因素的影響規(guī)律，并提出了設(shè)計(jì)建議。鄭雙杰等［5］對槽口型抗剪件進(jìn)行抗拔承載性能試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)該抗剪件剛度較大，容易引起應(yīng)力集中，易發(fā)生脆性破壞。針對PBL抗剪件，劉永?。?］、Mohammed等［7］、楊勇［8］、陳文明［9］等進(jìn)行了抗剪承載力及破壞模式試驗(yàn)研究，分析了破壞機(jī)理，發(fā)現(xiàn)該抗剪件與混凝土嵌固作用顯著，受力性能較好。柳揚(yáng)清等［10］通過推出試驗(yàn)分析肋板間距對開孔板抗剪件的力學(xué)性能。Costa-Neves等［11］對不同幾何形狀的帶孔鋼板抗剪件極限承載力與破壞模式進(jìn)行了對比分析。在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，趙晨等［12］進(jìn)行了開孔抗剪連接件的數(shù)值模擬，主要針對抗剪件的布置位置進(jìn)行了研究。高達(dá)文［13］對GFRP-混凝土組合板進(jìn)行抗彎試驗(yàn)并對其受力全過程進(jìn)行有限元模擬分析。通過研究發(fā)現(xiàn)，設(shè)置拉結(jié)鋼筋可提升抗剪件的受力性能。Rodrigues等［14］研究了抗剪件開孔及橫穿鋼筋受高溫影響下的受力性能變化情況。在傳統(tǒng)PBL抗剪件的基礎(chǔ)上，許多學(xué)者針對波形等異型抗剪件進(jìn)行了研究，宋瑞年等［15］對嵌入式波形鋼板剪力鍵進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)開孔及貫穿鋼筋可提高抗剪件的受力性能。Keo等［16］對U形鋼-混凝土組合梁新型剪力連接件的受力性能進(jìn)行了研究。李現(xiàn)輝等［17］研究了腹板嵌入式組合梁中鋼板連接件的抗剪承載力，表明該抗剪件可減少組合梁由于滑移效應(yīng)引起的剛度折減。蘇慶田等［18］提出了一種新型的波折型抗剪連接件，比普通開孔抗剪件的承載力提高20%左右，且具有較好的變形能力。季小蓮等［19］對開孔板式與翼齒板抗剪件進(jìn)行推出試驗(yàn)，對開孔板的形式進(jìn)行了分析。與此同時(shí)，一些學(xué)者也在探討新的抗剪件連接形式。賈子文等［20］對自攻螺釘抗剪連接件進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分析其破壞機(jī)理、承載力等，并提出了設(shè)計(jì)建議。聶建國等［21］對新型抗拔不抗剪T型連接件進(jìn)行了試驗(yàn)研究，表明該連接件能有效改善組合梁負(fù)彎矩區(qū)受力性能，在較低荷載作用下抗滑移效果良好。目前，國內(nèi)外對剪力鍵受力性能的提升及新型剪力鍵方面做了大量工作，無論何種形式，剪力鍵需要從剛度角度滿足與連接構(gòu)件的協(xié)同工作要求，從強(qiáng)度角度需要保證結(jié)構(gòu)連接強(qiáng)度要求；因此，作為重要的連接構(gòu)造措施，實(shí)現(xiàn)剛度與強(qiáng)度有效結(jié)合依然是剪力鍵研究的熱點(diǎn)方向。

文中在現(xiàn)有抗剪連接件研究成果的基礎(chǔ)上，提出了“帶翼緣的雙折型鋼板剪力鍵”，旨在實(shí)現(xiàn)較高承載能力與變形能力的有機(jī)結(jié)合；與傳統(tǒng)的一些剪力鍵主要應(yīng)對水平作用不同，該剪力鍵可同時(shí)提供水平與豎向約束，以應(yīng)對地震的多方向作用。文中采用推出試驗(yàn)方法，針對該剪力鍵的極限承載力、破壞模式等開展研究，揭示其破壞特征以及約束效果，得到該剪力鍵的粘結(jié)滑移性能和破壞機(jī)理；在此基礎(chǔ)上，進(jìn)行極限承載力與設(shè)計(jì)方法研究；最終，給出實(shí)用計(jì)算公式與設(shè)計(jì)建議；文中研究結(jié)果可為該剪力鍵的工程應(yīng)用提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)概況

1.1 剪力鍵設(shè)計(jì)

帶翼緣雙折型鋼板剪力鍵具體形式：腹板采用雙折板形式，呈45°分布，折形設(shè)計(jì)可平衡剪力鍵不同方向剛度，增加變形能力，有利于抵御不同方向的水平作用；折板中部開長圓孔，混凝土貫通后，可提供較大的嵌固作用，提高兩者協(xié)同工作性能；剪力鍵上部設(shè)計(jì)有翼緣，可提供較大的掀起約束作用，用于抵抗豎向荷載作用；在翼緣約束下，折板的穩(wěn)定性能得以提高，材料性能可得到更好發(fā)揮。具體幾何尺寸：以工程中應(yīng)用較多的栓釘作為設(shè)計(jì)參考，采用1個(gè)剪力鍵等效2個(gè)栓釘?shù)脑O(shè)計(jì)思路；根據(jù)規(guī)范《GB 10433-2002》，栓釘選用M22×90 mm，其截面面積760 mm2，剪力鍵折板和翼緣厚度為6 mm，折板長度85 mm，高度90 mm，與栓釘?shù)雀?，上部翼緣寬度?0 mm，折板中部開直徑25 mm、高度70 mm長圓孔，以保證混凝土貫通；經(jīng)計(jì)算，剪力鍵中部截面面積為720 mm2，基本與栓釘截面相當(dāng)；考慮翼緣重量，總體上該剪力鍵較栓釘用鋼量多36%，剪力鍵具體尺寸及分布形式如圖1所示。

圖1 雙折型鋼板剪力鍵形式及分布Fig.1 The form and distribution shear key of double-folded steel plate

實(shí)際工程中預(yù)制裝配式構(gòu)件應(yīng)用越發(fā)廣泛，文中以鋼筋混凝土疊合板為基礎(chǔ)，考慮拼接板縫灌漿料及貫穿鋼筋的影響因素，針對該剪力鍵粘結(jié)滑移性能，共設(shè)計(jì)6個(gè)試件，具體見表1。

表1 試件數(shù)量與形式Table 1 The number and form of specimens

1.2 試件加工及制作

試件組成及設(shè)計(jì)如圖2所示，混凝土板尺寸為580 mm×550 mm×130 mm，其中60 mm為預(yù)制板，后澆70 mm，采用C30普通混凝土；其拼縫處采用C30普通混凝土、C40細(xì)骨料自密實(shí)混凝土、H40高強(qiáng)灌漿料等填充。其中，自密實(shí)混凝土配合比為水：水泥：砂：石子：減水劑=288∶459∶525∶1224∶0.918（kg/m3）。混凝土板縱筋采用HRB400Φ8，剪力鍵開孔處穿插鋼筋為HRB400Φ12。鋼梁采用Q235級H型鋼，規(guī)格為HW300×200×8×12（mm），剪力鍵采用Q235B級鋼。試件成型過程如下：預(yù)制60 mm厚鋼筋混凝土板，養(yǎng)護(hù)完畢后，于鋼梁兩側(cè)拼裝，板縱向鋼筋在拼縫處斷開。預(yù)制板作為底模板，后澆疊合層施工前，對剪力鍵處的拼縫進(jìn)行填充；縱向鋼筋整體拉通布置；綁扎結(jié)束后，整體澆筑成型，試件組成及成型如圖2所示，其中圖2（a）伸入疊合板預(yù)制板部分是抗剪件。

圖2 試件組成及加工Fig.2 Composition and processing of specimens

1.3 加載裝置

采用推出試驗(yàn)方式，研究該剪力鍵的粘結(jié)滑移性能。試件置于長柱壓力機(jī)上，型鋼頂部放置有鋼墊板，試件底部與鋼墊板上鋪有細(xì)沙，以避免應(yīng)力集中情況，具體如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Test device

1.4 加載方案及測點(diǎn)布置

圖4 應(yīng)變片測點(diǎn)布置Fig.4 Strain gauges arrangement

表2 加載方案Table 2 Loading scheme

1.5 材性試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081-2002）、《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1-2010），對試驗(yàn)采用的鋼材、混凝土及灌漿料進(jìn)行了材性測試，具體結(jié)果見表3和表4。

表3 混凝土及灌漿料材性試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results of material properties of concrete and grouting materials

表4 鋼材及鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Test results of steel and reinforcement

2 試驗(yàn)過程及現(xiàn)象

2.1 破壞過程分析

S-1試件拼接位置為C40自密實(shí)混凝土，加載初期，試件無明顯變化；隨著荷載增至250 kN左右時(shí)，在試件底部凹槽部位出現(xiàn)細(xì)小的裂縫（見圖5（b）初期），鋼梁開始滑移；隨著荷載增大，沿剪力鍵豎向方向形成兩條主裂縫；同時(shí)，出現(xiàn)斜向裂縫。承載力達(dá)到峰值后，荷載開始下降，混凝土開裂嚴(yán)重，豎向裂縫基本可達(dá)整個(gè)試件高度3/5，橫向裂縫以剪力鍵為中心，范圍大約為2/3板寬；其中，上部開裂范圍小，下部較大，整個(gè)混凝土裂縫區(qū)域基本呈梯形分布（如圖5（b）所示）。承載力下降至極限承載力的80%停止加載。剝離混凝土板，剪力鍵破壞情況如圖5（c）所示，沿推出方向，剪力鍵出現(xiàn)明顯整體變形，開孔孔緣及最外側(cè)鋼板發(fā)生明顯屈曲，而折板處變形不顯著。

圖5 S-1試件破壞過程及現(xiàn)象Fig.5 Destruction process and phenomenon of S-1 specimen

S-2試件拼接位置，填充材料為C30普通混凝土。加載初期，試件并無明顯的破壞現(xiàn)象。當(dāng)荷載達(dá)到200 kN之間，鋼梁開始滑移；隨著荷載繼續(xù)加載，在剪力鍵附近出現(xiàn)細(xì)小裂縫（如圖6（b）初期）；隨著荷載增大，裂縫不斷擴(kuò)展延伸，形成與剪力鍵大約成45°方向交叉的兩條主裂縫（如圖6（b）中期）。達(dá)到極限承載力后，裂縫擴(kuò)展加速，并向四周發(fā)展；裂縫沿剪力鍵豎直方向基本以豎向開裂為主，水平擴(kuò)展區(qū)域基本以斜向開裂為主，最大水平開裂范圍大約2/3板寬，高度大約3/5板高，整體開裂區(qū)基本呈梯形分布（如圖6（b）所示）；加載至極限承載力的80%停止加載。剝離混凝土，剪力鍵破壞情況如圖6（c）所示，基本與S-1試件一致。

圖6 S-2試件破壞過程及現(xiàn)象Fig.6 Destruction process and phenomenon of S-2 specimen

S-3和S-4試件拼接位置，填充材料為H40高強(qiáng)灌漿料，其破壞過程大致相同。加載初期，無明顯試驗(yàn)現(xiàn)象。荷載達(dá)到300 kN左右時(shí)，鋼梁開始滑移；在試件底部及開槽頂部出現(xiàn)第一條裂縫，與剪力鍵大致成45°方向；隨著荷載增大，由下到上形成數(shù)條裂縫，如圖7（b）中期；承載力達(dá)到峰值后，裂縫持續(xù)開展，但破壞程度與速率明顯低于普通混凝土試件；承載力下降至極限承載力的80%停止加載。采用高強(qiáng)灌漿料填充的試件破壞程度明顯低于普通混凝土試件，底部裂縫發(fā)展范圍大約1/3板寬，高度大約3/5板高，基本也呈梯形分布。剝離混凝土，剪力鍵破壞情況如圖7（c）所示，破壞情況和形式與先前試件基本一致，僅整體彎曲程度稍大。

圖7 S-3、S-4試件破壞過程及現(xiàn)象Fig.7 Destruction process and phenomenon of S-3 and S-4 specimens

S-5試件拼接位置，填充材料為C30普通混凝土，并設(shè)置了拉結(jié)鋼筋。加載初期，試件無明顯變化；當(dāng)承載力達(dá)到270 kN左右時(shí)，鋼梁開始滑移，剪力鍵中部45°方向出現(xiàn)裂縫，如圖8（b）初期；隨著荷載增大，中部及底部豎向45°方向出現(xiàn)數(shù)條裂縫，如圖8（b）中期；承載力達(dá)到峰值荷載后，剪力鍵上部豎向方向也形成一條較大裂縫；承載力下降至極限承載力的80%停止加載。試件S-5混凝土開裂最為嚴(yán)重，底部裂縫基本全板寬分布，豎向開裂區(qū)域也達(dá)到板高的3/4，裂縫形式與其它試件基本相似，沿剪力鍵基本以豎向裂縫為主，其它區(qū)域以斜向裂縫為主。剝離混凝土，剪力鍵及鋼筋破壞情況如圖8（c）所示，剪力鍵破壞情況和形式與先前試件基本一致，鋼筋發(fā)生明顯彎曲。

圖8 （續(xù)）Fig.8（Continued）

圖8 S-5試件破壞過程及現(xiàn)象Fig.8 Destruction process and phenomenon of S-5 specimen

S-6為栓釘抗剪件，試件拼接位置填充材料為C30普通混凝土。加載初期，試件無現(xiàn)象。當(dāng)荷載達(dá)到150kN時(shí)，鋼梁滑移，栓釘位置處出現(xiàn)裂縫，如圖9（b）初期。隨著荷載增大，裂縫并未發(fā)生快速發(fā)展，未見新的裂縫生成。承載力達(dá)到極限荷載的80%停止加載，后澆疊合層與預(yù)制板結(jié)合處出現(xiàn)裂縫，試件另一面中部出現(xiàn)斜向裂縫，如圖9（c）所示；在栓釘抗剪件約束下，混凝土開裂較為輕微，呈點(diǎn)約束狀態(tài)，試驗(yàn)采用了疊合板，有分層情況發(fā)生。綜合看來，栓釘約束效果相對較差，除了有效范圍較小外，疊合板整體性也發(fā)生降低。剝離混凝土，栓釘破壞情況如圖9（d）所示，栓釘發(fā)生明顯變形，其中部彎曲較為嚴(yán)重。

圖9 S-6試件破壞過程及現(xiàn)象Fig.9 Destruction process and phenomenon of S-6 specimen

2.2 破壞模式分析

通過對6個(gè)試件進(jìn)行推出試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，采用雙折板剪力鍵的混凝土板破壞過程及模式大致類似。首先，在剪力鍵斜向形成裂縫，隨后向四周以45°方向逐漸發(fā)展；隨后，沿剪力鍵豎向混凝板開裂；最終，形成以剪力鍵為中心，呈梯形分布的開裂區(qū)域，頂面開裂大約達(dá)到1/3板長，底部大約2/3板長，高度7/10板高（如圖10（a）所示）。雙折板剪力鍵的破壞模式也基本一致，沿推出方向，發(fā)生明顯整體變形，開孔孔緣及最外側(cè)鋼板發(fā)生明顯屈曲，而開孔內(nèi)側(cè)鋼板則未見破壞，具體破壞模式如圖10（b）所示。傳統(tǒng)栓釘混凝土板僅發(fā)生輕微破壞，且疊合板交接處有分層趨勢，栓釘中部發(fā)生彎曲變形。從破壞模式上看，該新型剪力鍵的約束范圍更大，可對混凝土疊合板整體性進(jìn)行較好約束。

一輛卡車?？吭跓赖臉溥?，卡車尾部站著兩個(gè)日本兵。等到第一個(gè)“女學(xué)生”走近卡車，他們一人伸一只手，架住她的胳膊，幫她登上梯子。不要他們幫助是不行的，他們立刻把槍刺橫過來，擋住退路，限止動(dòng)作。

圖10 試件破壞模式Fig.10 Failure mode of specimen

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 荷載-位移對比

各試件荷載-滑移曲線對比情況如圖11所示，其破壞過程大致如下：彈性階段，承載力呈線性增加，剪力鍵并未發(fā)生滑移。隨著荷載增加，鋼梁滑移，雙折型剪力鍵強(qiáng)化作用顯著，承載力快速增加，傳統(tǒng)栓釘承載力增長較為緩慢。達(dá)到峰值荷載后，剛度退化，承載力降低，傳統(tǒng)栓釘展現(xiàn)了較好的變形能力，剛度及強(qiáng)度退化較慢；雙折型剪力鍵也體現(xiàn)出了較好的變形能力，下降速度也較為緩和，除自密實(shí)混凝土填充試件外，均表現(xiàn)出較好的受力性能；自密實(shí)混凝土不進(jìn)行振搗，拼縫處混凝土密實(shí)性難以得到保證，不建議采用自密實(shí)混凝土進(jìn)行填充。從填充料的影響看，高強(qiáng)灌漿料對提高該剪力鍵的承載力與變形能力作用明顯，表明：高強(qiáng)灌漿料強(qiáng)度較高，使得剪力鍵材料性能得到更加充分的發(fā)揮。建議工程中，板縫填充材料優(yōu)先高強(qiáng)灌漿料，若采用混凝土填充，應(yīng)提高1個(gè)等級。

圖11 荷載-滑移曲線對比Fig.11 The comparison of load-displacement curves

滑移荷載Py為剪力鍵發(fā)生滑移時(shí)（型鋼梁發(fā)生滑動(dòng)）對應(yīng)的荷載，滑移量通過H型鋼梁上的位移計(jì)測得，滑移前位移為試件壓縮變形；極限荷載為剪力鍵滑移過程中的峰值荷載，破壞荷載為峰值荷載下降至85%時(shí)對應(yīng)值。各試件的荷載與滑移特征值詳見表5，普通混凝土剪力鍵與栓釘（截面積大致相同）相比，滑移荷載提高60%以上，極限承載力提高50%左右。高強(qiáng)灌漿料剪力鍵與栓釘相比，滑移荷載提高1倍以上，極限承載力提高80%以上，滑移后剛度提高80%以上，承載力裕度基本接近，表明：高強(qiáng)灌漿料與剪力鍵強(qiáng)度匹配程度更好，剪力鍵受力性能可得到更充分的發(fā)揮。貫穿鋼筋對提高滑移荷載、變形能力和剪力傳遞有一定作用，但對極限承載力影響不大；由于鋼筋剛度與強(qiáng)度較剪力鍵差距較大，導(dǎo)致作用不顯著。綜上分析，雙折型剪力鍵較好的實(shí)現(xiàn)了設(shè)計(jì)目的，在提供較大承載力同時(shí)，擁有較好變形能力。該剪力鍵構(gòu)造簡單，可預(yù)制或現(xiàn)場焊接，與傳統(tǒng)栓釘相比，約束范圍更大，與混凝土的嵌固性更好，較適合對于整體性要求較高的組合或裝配結(jié)構(gòu)，具有較好的應(yīng)用前景。

表5 荷載與滑移特征值Table 5 Eigenvalues of load and displacement

3.2 荷載-應(yīng)變分析

試件的荷載-應(yīng)變?nèi)鐖D12所示，剪力鍵翼緣應(yīng)變較小，呈線性變化，基本處于彈性狀態(tài)；腹板應(yīng)變總體上看，隨著荷載增加，應(yīng)變不斷增大；其中，開孔處外部腹板中部應(yīng)變最大，該處為剪力鍵屈曲部位，底部及上部應(yīng)變相對較??；通過對剪力鍵左右折板應(yīng)變對比發(fā)現(xiàn)：右折板（遠(yuǎn)離推出端）應(yīng)變小于左折板10%左右，在對承載力計(jì)算時(shí)，可考慮給予折減。貫穿鋼筋應(yīng)變較小，基本處于彈性狀態(tài)。混凝土應(yīng)變分析發(fā)現(xiàn)：45°方向大于豎向應(yīng)變，為其主應(yīng)力方向；對比栓釘與雙折型剪力鍵約束下混凝土的應(yīng)變情況，雙折型剪力鍵約束下的混凝土應(yīng)變分布相對均勻，且應(yīng)變值較大，表明該剪力鍵與混凝土板結(jié)合更好，傳力更加均勻，這與試驗(yàn)宏觀現(xiàn)象相吻合。

圖12 荷載-應(yīng)變變化Fig.12 The variation of load-strain

4 極限承載力分析

4.1 剪力鍵受力模型

針對帶翼緣的雙折板剪力鍵抗剪承載力計(jì)算進(jìn)行研究，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對整個(gè)剪力鍵的受力情況進(jìn)行分析，試驗(yàn)沿剪力鍵縱向?qū)摿和瞥?，腹板受到順向與垂直2個(gè)方向作用，翼緣受到與推出方向一致的壓力作用，如圖13（a）所示。在此基礎(chǔ)上，結(jié)合試驗(yàn)情況對各部分的受力狀態(tài)進(jìn)行簡化分析，由于鋼材與混凝土之間的粘結(jié)力較小，忽略其影響，主要考慮鋼板與混凝土之間的迎面擠壓作用以及開孔處混凝土的嵌固剪切作用，簡化模型如圖13（b）所示。將腹板分成3部分進(jìn)行分析，開孔處外側(cè)腹板、開孔處及開孔處內(nèi)側(cè)腹板（折角部分）。開孔處外側(cè)腹板破壞最為嚴(yán)重，鋼板發(fā)生明顯屈曲變形，此處承載力（V1），由鋼材屈服強(qiáng)度與截面面積決定；開孔處承載力（V2），此處受力較為復(fù)雜，承載力主要受到混凝土強(qiáng)度、開孔大小及角度影響，以混凝土強(qiáng)度破壞作為計(jì)算依據(jù)；折角部分腹板承載力（V3），此處鋼板剛度較大，承載力由混凝土受壓強(qiáng)度決定，受壓面積為該處腹板的橫向投影面積；翼緣板在整個(gè)試驗(yàn)過程中基本處于彈性狀態(tài)，其承載力（V4），由翼緣與混凝土橫向接觸部分混凝土抗壓強(qiáng)度決定；通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，左右折板受力略有不同，右側(cè)腹板應(yīng)變小于左側(cè)10%左右，在承載力計(jì)算時(shí)給以相應(yīng)折減。

4.2 極限承載力計(jì)算

基于上述分析，得到剪力鍵極限承載力計(jì)算公式為：

式中：b1為開孔外側(cè)腹板寬度；t1為腹板厚度；fy為腹板材性試驗(yàn)屈服強(qiáng)度；α1為鋼材全截面屈服強(qiáng)度折減系數(shù)，考慮局部屈曲影響，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)取值0.9；β為左右折板不均勻強(qiáng)度折減系數(shù)，根據(jù)折板應(yīng)變差異情況，取值1.9。

式中：H1為開孔高度；θ為折板與推出方向角度；fck為混凝土軸心抗壓標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度；α2為考慮邊緣應(yīng)力集中強(qiáng)度折減系數(shù)，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)取值0.85。

式中：H為腹板高度；b2為開孔內(nèi)側(cè)腹板寬度；α3為混凝土局部承壓強(qiáng)度折減系數(shù)，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)取值0.9。

式中：B為翼緣寬度；t2為翼緣厚度。

根據(jù)極限承載力計(jì)算公式，結(jié)合材性試驗(yàn)結(jié)果，對各試件承載力進(jìn)行分析，如表6所示。

表6 極限承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對比Table 6 Comparison of ultimate bearing capacity between calculated and tested values

通過比較發(fā)現(xiàn)，極限承載力理論計(jì)算值與與試驗(yàn)結(jié)果較為接近，精度較好；以此為基礎(chǔ)，對剪力鍵設(shè)計(jì)強(qiáng)度進(jìn)行分析，計(jì)算公式如下：

根據(jù)式（1）～式（5）進(jìn)行計(jì)算，將fck采用混凝土軸心抗壓設(shè)計(jì)強(qiáng)度fc代替（試驗(yàn)中，普通混凝土、自密實(shí)混凝土和高強(qiáng)灌漿料強(qiáng)度分別為C30、C40和H40），fy采用鋼材強(qiáng)度設(shè)計(jì)值f代替（鋼材為Q235B）。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，取剪力鍵滑移荷載作為實(shí)際設(shè)計(jì)強(qiáng)度，與理論設(shè)計(jì)強(qiáng)度進(jìn)行比較，具體見表7。普通混凝土試件的安全裕度在20%左右，高強(qiáng)灌漿料試件安全裕度可達(dá)到50%以上，考慮到（Pmax/Py）在1.5以上，已具有較高的安全儲備，該設(shè)計(jì)方法可較好滿足該剪力鍵的工程安全要求。

表7 設(shè)計(jì)強(qiáng)度與試驗(yàn)值對比Table 7 Comparison of design strength and test value

5 結(jié)論

通過對帶翼緣的雙折型鋼板剪力鍵推出試驗(yàn)及承載力分析，主要得到以下結(jié)論：

（1）該剪力鍵在推出荷載作用下，發(fā)生整體變形，其中孔外側(cè)腹板屈曲明顯，折角處腹板變形不顯著；混凝土板沿45°方向開裂后，裂縫逐步擴(kuò)展，最終形成斜向與豎向的梯形開裂區(qū)域，范圍可達(dá)到1/2板面以上；傳統(tǒng)栓釘約束范圍較小，僅局部發(fā)生裂縫，疊合板有一定的分層情況；該剪力鍵對混凝土產(chǎn)生較強(qiáng)約束作用，試件受力更加均勻，表現(xiàn)出更好的整體性。

（2）該剪力鍵滑移以后，剛度損失較小，承載力持續(xù)增大，與傳統(tǒng)栓釘相比，滑移后剛度提高50%～80%左右，普通混凝土試件承載力提高50%以上，采用高強(qiáng)灌漿料可提高1倍以上；承載力達(dá)到峰值荷載后，剛度退化速度較慢，表現(xiàn)出較好的變形能力。

（3）應(yīng)變分析發(fā)現(xiàn)，該剪力鍵腹板中部為其破壞截面，左右折板應(yīng)變相差10%左右，在進(jìn)行承載力計(jì)算時(shí)，應(yīng)給予折減。該剪力鍵受力性能受拼縫填充料影響較大，工程中應(yīng)優(yōu)先采用高強(qiáng)灌漿料，若采用普通混凝土填充，應(yīng)提高一個(gè)等級。

（4）在剪力鍵受力模型的基礎(chǔ)上，提出了極限承載力計(jì)算公式，與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；提出的設(shè)計(jì)承載力計(jì)算公式，安全裕度較高，可滿足工程應(yīng)用要求。