復(fù)合剪力連接件群鋼-混結(jié)合段力學(xué)性能

周陽(yáng)， 蒲黔輝， 施洲， 楊華平

(1．成都大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院， 成都 610106； 2． 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 成都 610031)

混合梁斜拉橋一般中跨采用自重較輕和承載能力較高的鋼梁以增加跨度，邊跨采用自重較大和剛度較大的混凝土梁以增加結(jié)構(gòu)整體剛度[1-2]。中國(guó)在1997年建成第一座混合梁斜拉橋——上海徐浦大橋，其主跨達(dá)590 m，至此展開了國(guó)內(nèi)混合梁斜拉橋建設(shè)的序幕[3]，先后修建了武漢白沙洲大橋、昂船洲大橋、武漢二七長(zhǎng)江大橋及潭江特大橋等代表性橋梁[4-6]。在建造初期混合梁斜拉橋這種橋型主要被用作公路橋，隨著中國(guó)高速鐵路在橋梁跨度、承載能力性能方面要求的提高，這種橋型逐漸被用于鐵路橋或公鐵兩用橋[7]。

鋼-混結(jié)合段作為連接中跨鋼梁和邊跨混凝土梁的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，起到傳遞兩者間荷載及變形的作用，是整個(gè)大橋設(shè)計(jì)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)之一[8-9]。目前，鋼-混結(jié)合段的設(shè)計(jì)構(gòu)造類型可按承壓板位置及有無格室進(jìn)行分類，可細(xì)分為前承壓板、后承壓板及前后承壓板式結(jié)合段和有格室、無格室式結(jié)合段，其中后承壓板有格室式構(gòu)造在眾多混合梁斜拉橋中被采用，如九江長(zhǎng)江公路大橋、南昌英雄大橋及鄂東長(zhǎng)江大橋等[10-11]。

為實(shí)現(xiàn)鋼-混結(jié)合段中力和變形的平順傳遞，一般在結(jié)合段鋼板上設(shè)置剪力連接件，剪力連接件是鋼梁和混凝土梁共同工作的基礎(chǔ)，也是鋼-混結(jié)合段設(shè)計(jì)的關(guān)鍵[12]。已建混合梁斜拉橋鋼-混結(jié)合段中通常采用剪力釘和PBL剪力鍵兩種剪力連接件。眾多學(xué)者針對(duì)兩種剪力鍵開展了大量的推出試驗(yàn)、數(shù)值模擬及理論分析，獲得了有關(guān)其承載能力、變形能力及疲勞性能等研究成果，但是針對(duì)兩者共同使用形成的復(fù)合剪力鍵研究較少[13-15]。為充分發(fā)揮兩種剪力鍵的力學(xué)特性，在混合梁斜拉橋中逐漸開始使用復(fù)合剪力鍵的設(shè)計(jì)構(gòu)造形式[16-17]。

現(xiàn)以中國(guó)首座鐵路混合梁斜拉橋——甬江大橋?yàn)檠芯繉?duì)象，設(shè)計(jì)和制作其鋼-混結(jié)合段局部格室足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ停ㄟ^數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)對(duì)其復(fù)合剪力鍵傳力性能進(jìn)行分析，并分析兩者在疲勞荷載后受力形態(tài)的變化，研究復(fù)合剪力鍵鋼-混結(jié)合段的傳力性能。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)分析

1.1 橋梁概述

甬江大橋?yàn)殡p塔雙索面雙線混合梁斜拉橋，其主跨468 m，鋼-混結(jié)合段設(shè)置在橋塔附近，承受彎矩較小的主梁處，故其主要承受軸向力作用。該結(jié)合段總長(zhǎng)7.35 m，為后承壓板-有格室式構(gòu)造，并在格室頂板和底板設(shè)置直徑為22 mm，高度和間距均為150 mm的剪力釘群；在腹板開直徑為60 mm的孔群，并在孔群中插入直徑為25 mm的鋼筋以形成PBL剪力鍵，采用剪力釘和PBL剪力鍵形成的復(fù)合剪力鍵共同傳遞剪力。圖1為甬江大橋鋼-混結(jié)合段設(shè)計(jì)圖。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)與加載

為研究該鋼-混結(jié)合段的受力特性及復(fù)合剪力鍵的受力狀態(tài)，鑒于結(jié)合段中鋼格室間的獨(dú)立性，取其中受力最不利的一格室進(jìn)行試驗(yàn)分析，模型尺寸與材料均與原橋一致。經(jīng)全橋有限元模型分析可知，鋼-混結(jié)合段最大和最小應(yīng)力分別出現(xiàn)在最大正負(fù)彎矩工況。試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎煤爿d和活載分別等效的原則，經(jīng)等效分析鋼-混結(jié)合面處在最大負(fù)彎矩工況下試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃驮瓨蚪Y(jié)構(gòu)內(nèi)力和應(yīng)力的等效情況如表1所示。靜力和疲勞試驗(yàn)均采用MTS進(jìn)行加載。試驗(yàn)在疲勞荷載施加前進(jìn)行一次靜力加載，疲勞荷載施加后分別加載至1、2、5、10、20萬次后進(jìn)行靜載試驗(yàn)，之后每隔20萬次進(jìn)行靜載試驗(yàn)。根據(jù)Miner疲勞累計(jì)損傷理論，進(jìn)行橋梁服役期內(nèi)200萬次疲勞驗(yàn)證試驗(yàn)，疲勞加載上下限分別為最大負(fù)彎矩工況下等效荷載1 598 kN(壓力)和最大正彎矩工況下等效荷載118 kN(拉力)，之后將疲勞應(yīng)力幅提高1.5倍進(jìn)行100萬次疲勞破壞試驗(yàn)，疲勞加載上下限分別為2 400 kN(壓力)和180 kN(拉力)。

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c原橋結(jié)構(gòu)內(nèi)力和應(yīng)力等效情況

1.3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y(cè)點(diǎn)布置

由于結(jié)合段主要承受軸向力，鋼格室測(cè)點(diǎn)主要采用電阻式應(yīng)變片測(cè)試縱向應(yīng)力為主。選取沿結(jié)合段縱向11個(gè)截面在格室鋼板外側(cè)環(huán)形布置測(cè)點(diǎn)，由于結(jié)構(gòu)和加載力為對(duì)稱，故只在一側(cè)腹板布置測(cè)點(diǎn)，同時(shí)，由于構(gòu)造原因，頂板較底板和腹板短，故其只在6個(gè)截面布置測(cè)點(diǎn)，圖2(a)為鋼格室測(cè)點(diǎn)布置圖。根據(jù)剪力釘和PBL剪力鍵受力特性，沿剪力釘高度和PBL剪力鍵貫穿鋼筋上布置測(cè)點(diǎn)。為避開焊腳部分，同時(shí)根據(jù)剪力釘推出有限元模型計(jì)算結(jié)果，在距離剪力釘根部30 mm處，剪力釘軸向應(yīng)力可達(dá)到一峰值，故剪力釘測(cè)點(diǎn)的布置圖如圖2(b)所示，分別距剪力釘根部30、60及120 mm處各布置一測(cè)點(diǎn)。PBL剪力鍵在貫穿鋼筋上布置3個(gè)測(cè)點(diǎn)，其中2號(hào)測(cè)點(diǎn)布置于正中間，1號(hào)和3號(hào)測(cè)點(diǎn)沿鋼筋軸向偏離腹板30 mm對(duì)稱布置，其測(cè)點(diǎn)布置圖如圖2(c)所示。

2 有限元模型建立

應(yīng)用大型有限元分析軟件ANSYS，建立空間有限元模型，對(duì)結(jié)合段進(jìn)行受力分析。其中鋼箱梁采用SHELL63殼單元模擬，混凝土梁采用SOLID45實(shí)體單元模擬，剪力釘和PBL剪力鍵中貫穿鋼筋采用BEAM44梁?jiǎn)卧M，預(yù)應(yīng)力鋼絞線采用LINK8桿單元模擬。鋼結(jié)構(gòu)采用三角形單元自由網(wǎng)格劃分，單元尺寸為30 mm，共劃分網(wǎng)格數(shù)量為78 284，其中鋼格室底板網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為15 443，鋼格室頂板網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為8 841，鋼格室一側(cè)腹板網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為16 703。PBL剪力鍵和剪力釘采用自由劃分網(wǎng)格方式，單元尺寸為30 mm，其中PBL剪力鍵共計(jì)劃分網(wǎng)格數(shù)量為1 971，剪力釘共計(jì)劃分網(wǎng)格數(shù)量為1 360?；炷两Y(jié)構(gòu)采用四面體單元映射網(wǎng)格劃分，單元尺寸為30 mm，共劃分網(wǎng)格數(shù)量為528 136。根據(jù)該結(jié)合段構(gòu)造形式，承壓板與結(jié)合段混凝土梁受軸向巨大壓力作用，變形協(xié)調(diào)，根據(jù)剪力釘和PBL剪力鍵的受力特性，兩者嵌入混凝土梁內(nèi)部，故在有限元模型建立時(shí)將承壓板、剪力釘、PBL剪力鍵的貫穿鋼筋節(jié)點(diǎn)與對(duì)應(yīng)混凝土節(jié)點(diǎn)進(jìn)行耦合處理。考慮到結(jié)合段鋼格室內(nèi)部混凝土澆筑時(shí)可能存在欠密實(shí)等現(xiàn)象，故不考慮鋼格室其余各鋼板與混凝土梁之間摩擦力等相互作用，將兩者作用形式按分離處理。

為對(duì)比甬江大橋鋼-混結(jié)合段復(fù)合剪力鍵中剪力釘和PBL剪力鍵的力學(xué)性能，利用了ANSYS中生死單元來考慮剪力釘和PBL剪力鍵的單獨(dú)作用，圖3為有限元模型圖。

3 結(jié)果分析

3.1 實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比分析

圖4為沿結(jié)合段頂板和底板與腹板焊縫附近測(cè)點(diǎn)，在最大負(fù)彎矩工況下的原橋單格室有限元模型應(yīng)力計(jì)算值和試驗(yàn)應(yīng)力實(shí)測(cè)值的對(duì)比圖。圖5(a)為1號(hào)截面即腹板、頂?shù)装迮c承壓板連接處各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力值，即圖4中距承壓板距離為0 mm的截面，圖5(b)為6號(hào)截面即鋼-混結(jié)合面各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力值，即圖4中距承壓板距離為4 050 mm的截面。圖5中括號(hào)外數(shù)據(jù)為測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)力值，括號(hào)內(nèi)數(shù)據(jù)為各測(cè)點(diǎn)有限元計(jì)算應(yīng)力值。從圖4和圖5中可以看出，除截面1腹板最上端測(cè)點(diǎn)外，其余測(cè)點(diǎn)計(jì)算值與實(shí)測(cè)值吻合較好，有限元模型能較好地模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)的受力情況。腹板最上端測(cè)點(diǎn)縱向應(yīng)力實(shí)測(cè)值為-13.3 MPa，計(jì)算值為-34.2 MPa，兩者差距較大。原因如圖6和圖7所示，實(shí)際結(jié)構(gòu)中在此處開了過焊孔，有效避免了應(yīng)力集中，減小了此處的應(yīng)力水平，故在結(jié)合段設(shè)計(jì)及制作時(shí)應(yīng)注意構(gòu)造細(xì)節(jié)的設(shè)計(jì)和處理。

圖5 代表性截面各測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)及計(jì)算應(yīng)力值

圖6 結(jié)合段鋼格室腹板縱向應(yīng)力云圖

圖7 試驗(yàn)?zāi)Ｐ统袎喊宥瞬繕?gòu)造圖

3.2 剪力鍵靜力傳力性能分析

在不考慮結(jié)合段鋼格室與混凝土梁之間的相互作用時(shí)，如圖8所示，來自標(biāo)準(zhǔn)鋼梁段的荷載經(jīng)承壓板的傳遞和分配，將一部分荷載直接傳遞給鋼格室內(nèi)填混凝土梁，另一部分荷載則傳遞給鋼格室各鋼板，再經(jīng)設(shè)置在內(nèi)部的剪力連接件傳遞給混凝土梁，最終將荷載全部傳遞至標(biāo)準(zhǔn)混凝土梁段。

圖8 鋼混結(jié)合段荷載傳遞示意圖

選取有限元模型中結(jié)合段多個(gè)截面，對(duì)其正應(yīng)力進(jìn)行積分以獲得鋼格室承壓板、頂?shù)装?剪力釘)及腹板(PBL剪力鍵)的軸力傳力比。圖9為在最大負(fù)彎矩工況下原橋結(jié)構(gòu)中同時(shí)采用剪力釘和PBL剪力鍵與剪力釘或PBL剪力鍵不參與傳力工作情況下，通過鋼格室剪力鍵傳遞至混凝土梁段的荷載比及沿結(jié)合段縱向荷載傳遞比的變化趨勢(shì)。其中PBL、JLD和PBL+JLD分別為只有PBL剪力鍵參與傳力工作、只有剪力釘參與傳力工作和剪力釘和PBL剪力鍵同時(shí)參與傳力工作3種情況。可以得出，只設(shè)置PBL剪力鍵或剪力釘和采用復(fù)合剪力鍵情況下，鋼格室鋼板的傳力百分比分別為46.4%、55.1%和55.4%，即通過承壓板直接傳遞給混凝土梁的荷載傳力百分比為53.6%、44.9%和44.6%。經(jīng)計(jì)算分析，原橋結(jié)構(gòu)中剪力釘較PBL剪力鍵傳遞軸力更多，兩者傳力比約為6∶1。

圖9 鋼格室傳力比變化

只采用PBL剪力鍵時(shí)承壓板直接傳遞荷載比例較只采用剪力釘和復(fù)合剪力連接件時(shí)大較多，從而增加了承壓板傳力負(fù)荷。之后3種情況通過剪力鍵傳遞至混凝土梁荷載傳力比變化類似，都呈現(xiàn)出結(jié)合段兩端傳力較多、中間傳力較平緩的趨勢(shì)，同時(shí)也說明了靠近結(jié)合段兩端的剪力鍵傳遞荷載較多，受力較大，這與群釘效應(yīng)結(jié)果吻合?？梢钥紤]不等間距布置剪力鍵的形式，在端部位置密集布置，中間部位適當(dāng)增大間距。

圖10為鋼格室頂?shù)装?、腹板荷載沿縱向變化趨勢(shì)圖，由于頂板較底板和腹板短，在頂板結(jié)束位置荷載傳遞比在底板和腹板有所增大。從圖10(a)、圖10(b)中可以看出，在鋼格室設(shè)置剪力釘，有助于承壓板將荷載分配到鋼格室頂板和底板，可以明顯提高頂?shù)装宓膫鬟f荷載比。若只在腹板設(shè)置PBL剪力鍵，由鋼格室傳遞的荷載將全部由PBL剪力鍵傳遞，從圖10(c)中可以看出，沿鋼-混結(jié)合段縱向頂?shù)装鍌鬟f的荷載不斷分配到腹板，導(dǎo)致腹板傳遞荷載比不斷提高，相反，只在頂?shù)装逶O(shè)置剪力釘時(shí)腹板荷載傳遞比下降非?？臁？梢詮闹械贸?，在頂?shù)装逶O(shè)置剪力釘可以有效提高鋼格室荷載傳遞比，還可以增加頂?shù)装迮c混凝土梁的黏結(jié)度，防止掀起等不良現(xiàn)象；在腹板設(shè)置PBL剪力鍵可以提高腹板的傳遞荷載比，充分利用有格室式結(jié)合段中格室腹板的傳力作用。

圖10 鋼格室各板沿縱向傳遞荷載比例化趨勢(shì)圖

3.3 剪力鍵傳力疲勞性能分析

圖11為底板靠近承壓板端第一排剪力釘沿高度方向測(cè)點(diǎn)在最大負(fù)彎矩工況下應(yīng)力變化曲線。格室內(nèi)剪力釘一排四列布置，圖11(a)和圖11(b)分別為中間排和邊排剪力釘在不同試驗(yàn)階段的應(yīng)力沿軸向變化圖。可以看出，剪力釘軸向應(yīng)力沿剪力釘高度增大不斷減小，在距剪力釘根部120 mm處剪力釘應(yīng)力水平極低，即在距剪力釘根部120～150 mm范圍內(nèi)的剪力釘部分基本不受力。但是剪力釘除了起到傳遞荷載的作用，還可以防止鋼板與混凝土梁之間的掀起和分離，所以可以適當(dāng)增加剪力釘?shù)母叨取Ｔ?00萬次疲勞驗(yàn)證試驗(yàn)后施加設(shè)計(jì)荷載，剪力釘測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力水平與疲勞試驗(yàn)前幾乎一致；在300萬疲勞破壞試驗(yàn)后施加1.5倍設(shè)計(jì)荷載后，可以看出剪力釘根部測(cè)點(diǎn)應(yīng)力水平增大至2.2倍，剪力釘外緣最大壓應(yīng)力達(dá)208 MPa，進(jìn)入了彈塑性受力狀態(tài)，受力十分不利。

圖11 底板剪力釘應(yīng)力變化曲線

由于頂板靠近承壓板受力最大的剪力釘測(cè)點(diǎn)后期測(cè)試不穩(wěn)定，僅繪制出其在疲勞荷載之前在最大負(fù)彎矩工況下靜載試驗(yàn)結(jié)果，如圖12所示?？梢钥闯?，頂板剪力釘應(yīng)力從剪力釘根部沿軸向呈現(xiàn)出先增大再減小的趨勢(shì)，這與推出試驗(yàn)結(jié)果有一定差異，這可能是在混凝土澆筑時(shí)在頂板處不密實(shí)等原因造成的，而實(shí)驗(yàn)室混凝土澆筑條件優(yōu)于現(xiàn)場(chǎng)施工條件，所以在現(xiàn)場(chǎng)施工時(shí)應(yīng)尤其注意結(jié)合段中混凝土的施工質(zhì)量。

圖12 頂板剪力釘應(yīng)力變化曲線

表2為試驗(yàn)不同階段靠近承壓板端受力較大PBL剪力鍵貫穿鋼筋在最大負(fù)彎矩工況下的應(yīng)力實(shí)測(cè)值?？梢钥闯?，在開孔鋼板附近PBL剪力鍵的貫穿鋼筋受力較大，沿鋼筋軸向遠(yuǎn)離開孔鋼板應(yīng)力水平極低，這與推出試驗(yàn)研究結(jié)論一致。200萬次疲勞驗(yàn)證試驗(yàn)后施加設(shè)計(jì)荷載，PBL剪力鍵貫穿鋼筋應(yīng)力有所增加，在300萬次疲勞破壞試驗(yàn)后施加1.5倍設(shè)計(jì)荷載，PBL剪力鍵貫穿鋼筋應(yīng)力增加較多，說明在疲勞試驗(yàn)后PBL剪力鍵傳剪能力不斷提高。

表2 PBL剪力鍵測(cè)點(diǎn)應(yīng)力值

3.4 鋼格室應(yīng)力變化分析

圖13為疲勞試驗(yàn)各階段鋼格室頂板、底板及腹板靠近焊縫處沿縱向測(cè)點(diǎn)在最大負(fù)彎矩工況下應(yīng)力圖。由圖13(a)、圖13(b)可知，頂板測(cè)點(diǎn)在300萬次疲勞荷載后變化幅度為200萬次疲勞荷載后的1.5～1.9倍，尤其是靠近承壓板端部測(cè)點(diǎn)在疲勞破壞荷載施加后為疲勞驗(yàn)證試驗(yàn)后的1.9倍，此處鋼結(jié)構(gòu)受力明顯增大。底板測(cè)點(diǎn)在300萬次疲勞荷載后變化幅度為200萬次疲勞荷載后的1.4～1.6倍，與施加荷載增加倍數(shù)吻合，說明底板在累計(jì)300萬次疲勞荷載施加后測(cè)點(diǎn)應(yīng)力基本沒有變化。腹板測(cè)點(diǎn)的計(jì)算值與200萬次疲勞驗(yàn)證試驗(yàn)后靜載測(cè)試值吻合較疲勞荷載施加前靜載測(cè)試值好，在有限元計(jì)算時(shí)假定腹板與混凝土處于分離狀態(tài)，說明在疲勞驗(yàn)證荷載后腹板和內(nèi)填混凝土梁已經(jīng)基本處于分離狀態(tài)。

圖13 鋼格室各班沿縱向應(yīng)力變化

4 結(jié)論

以鐵路混合梁斜拉橋復(fù)合剪力鍵鋼-混結(jié)合段為研究對(duì)象，通過數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)結(jié)合的方法，對(duì)其靜力和疲勞傳力性能進(jìn)行研究可以得到以下結(jié)論。

(1) 通過有限元模型計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比分析，有限元計(jì)算結(jié)果能較準(zhǔn)確地反映結(jié)構(gòu)實(shí)際受力狀態(tài)。鋼-混結(jié)合段構(gòu)造復(fù)雜，必須注重構(gòu)造細(xì)節(jié)的設(shè)計(jì)，否則很容易引起應(yīng)力集中，尤其在焊接部位。

(2) 對(duì)于該復(fù)合剪力鍵結(jié)合段，頂?shù)装寮袅︶斴^腹板PBL剪力鍵承擔(dān)傳遞的剪力更多。采用復(fù)合剪力鍵或只采用剪力釘時(shí)，承壓板傳遞軸力變化不大，但是只采用PBL剪力鍵時(shí)會(huì)增大承壓板的負(fù)荷，承壓板傳遞軸力比明顯提高。剪力鍵的傳力也表現(xiàn)出比較明顯的群釘效應(yīng)，端部剪力鍵傳力較多，中間部位傳力變化較平緩，可以考慮結(jié)合受力特點(diǎn)采用不等間距式的剪力鍵布置形式。同時(shí)頂?shù)装寮袅︶斶€起到防止鋼板與混凝土梁之間的掀起分離作用，只采用PBL剪力鍵對(duì)結(jié)構(gòu)受力不利。

(3)由于混凝土施工密實(shí)度等原因，底板剪力釘受力形態(tài)與推出試驗(yàn)結(jié)果一致，頂板剪力釘受力形態(tài)與推出試驗(yàn)結(jié)果有一定差異，在現(xiàn)場(chǎng)復(fù)雜的施工環(huán)境下，要注重和把控混凝土的施工質(zhì)量。經(jīng)過疲勞試驗(yàn)后，在最大負(fù)彎矩工況作用下，底板受力較大的剪力釘根部受力明顯增大，已經(jīng)進(jìn)入彈塑性受力狀態(tài)；PBL剪力鍵受力也有明顯提高，但整體應(yīng)力水平仍較低，而腹板的受力狀態(tài)更接近于有限元計(jì)算中所假定的分離狀態(tài)，說明疲勞試驗(yàn)后腹板與混凝土梁之間有一定的剝離。復(fù)合剪力鍵鋼-混結(jié)合段的設(shè)計(jì)形式同時(shí)結(jié)合了剪力釘和PBL剪力鍵的力學(xué)性能優(yōu)勢(shì)，其設(shè)計(jì)受力合理。