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    一種全裝配式栓釘剪力鍵抗剪性能的對比試驗及機理分析

    一種全裝配式栓釘剪力鍵抗剪性能的對比試驗及機理分析

    打印 0條評論來源:建筑鋼結構進展

    摘要:為了考察全裝配式栓釘剪力鍵(PCSS)的抗剪性能,完成了PCSS與帶T肋混凝土板的常規栓釘剪力鍵對比推出試驗,并且與已有的常規平板剪力鍵推出試驗結果進行了對比研究。研究結果表明:PCSS的抗剪剛度與常規T肋剪力鍵的抗剪剛度相比提高了8%,與同直徑常規平板剪力鍵的抗剪剛度相比提高了27%;PCSS的抗剪承載力與常規T肋剪力鍵的抗剪承載力相比提高了27%,比同直徑常規平板剪力鍵的抗剪承載力相比提高了9%。此外,通過建立2種不同摩擦界面的PCSS有限元分析模型,對比分析了不同摩擦的豎鋼板-混凝土界面對剪力鍵抗剪性能的影響,揭示了兩側豎鋼板對PCSS抗剪性能的影響規律。


    關鍵詞: 組合結構;栓釘剪力鍵;推出試驗;抗剪性能;機理分析


    Abstract:In order to study the shear performance of a novel prefabricated composite shear stud (PCSS)connector,a comparison test is carried out between the PCSS and the conventional shear stud connector in T-ribbed concrete slab,and the existing conventional flat shear connector push-out tests are also compared. The test results show that the shear stiffness of PCSS is 8% higher than that of conventional T-ribbed shear stud,and 27% higher than that of conventional flat shear stud with the same diameter. The shear capacity of PCSS is 27% higher than that of conventional T-ribbed shear stud,and 9% higher than that of conventional flat shear stud with the same diameter. Through the two different friction interface in the finite element analysis models of PCSS,the influence of the vertical steel plate-concrete interface with different friction on the shear performance of the PCSS is analyzed and compared. The influence law of the vertical steel plates at both sides on the shear performance of PCSS is evaluated.


    Keywords: composite structure;shear stud connector;push-out test;shear performance;mechanism analysis


    剪力鍵是鋼-混組合梁中連接鋼結構和混凝土結構的關鍵構造,其按形式大致可以分為:型鋼剪力鍵、栓釘剪力鍵、開孔鋼板剪力鍵等,其中栓釘剪力鍵具有變形能力良好以及當鋼梁與混凝土板產生滑移時,其抗剪承載力不會隨之降低等優點,因而在鋼-混組合橋梁中被廣泛使用[1]。常規栓釘剪力鍵制作時需要先將栓釘垂直焊接在鋼梁上翼緣頂面,然后現澆橋面板混凝土[2]。學者們針對常規栓釘剪力鍵已經開展了廣泛的研究。KUHLMANN等[3]通過將剪力釘豎向布置和水平布置來研究組合梁的抗剪性能,研究發現當剪力釘水平布置時鋼板和混凝土的界面摩擦力對抗剪承載力有較大貢獻。GUEZOULI等[4]通過摩擦效應對剪力釘抗剪承載力影響的研究發現,混凝土與鋼之間的摩擦直接影響著剪力釘的抗剪性能。XU等[5]開展了考慮受縱向剪力和橫向壓力雙重作用的剪力釘連接件抗剪性能試驗研究,發現混凝土受壓時對栓釘根部的受剪有利。


    目前,為使工程建設實現“輕型化”和“裝配化”[6],許多國家都提出了裝配式鋼-混組合梁橋,國內外已有包括中國港珠澳大橋引橋[7]、美國Live Oak Creeks組合橋梁在內的多座同類型橋梁建成[8]。但研究發現,現有裝配式組合梁中的常規剪力鍵需要后澆混凝土,其構造較為復雜,裝配時間較長,也存在先后澆混凝土齡期差異的問題,這使得負彎矩作用下橋面板的初始裂縫常起源于后澆混凝土角隅處[9-10]。


    課題組針對上述現有問題提出了一種裝配式栓釘剪力鍵(prefabricated composite shear stud,PCSS)[11-13]。為了深入研究PCSS與常規栓釘剪力鍵抗剪性能的異同,更準確地掌握PCSS的抗剪性能,本文在開展推出試驗的基礎上,統計對比大量已有文獻中采用矩形截面混凝土板的剪力釘推出試驗的荷載-滑移曲線、破壞模式、混凝土裂縫發展及單釘承載力,分析其抗剪機理,揭示產生差異的原因,可為裝配式栓釘剪力鍵的理論研究及其在裝配式鋼-混凝土組合橋梁中的應用提供參考。


    1 PCSS對比推出試驗


    1.1 PCSS


    PCSS的制作工藝如圖1所示,首先將帶水平栓釘的豎鋼板預埋于預制混凝土板肋板兩側,然后將帶兩側豎鋼板的預制混凝土板通過縱向施焊,實現預制混凝土板和鋼梁連結。為了揭示其抗剪性能,課題組開展了PCSS與常規栓釘剪力鍵的抗剪性能對比推出試驗[12-14]。


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    圖1 PCSS制作工藝流程

    Fig.1 Production processes of PCSS connector


    1.2 試件設計


    本次試驗設計2組共計6個試件(表1),開展PCSS(編號為HS)和常規剪力鍵(編號為VS)抗剪性能的推出試驗研究,試件尺寸如圖2~3所示。其中,栓釘直徑均為10mm,釘身高度為50mm,制作工藝符合《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》( GB/T 10433—2002)規定的采用4.6 級栓釘的工藝要求。試件為Q345D箱形鋼梁,彈性模量為210GPa,極限強度為412MPa;PCSS混凝土塊、常規栓釘剪力鍵均采用T形截面,混凝土立方體抗壓強度為52.1MPa,彈性模量為3.46×104MPa,混凝土板中采用Φ10mm、級普通鋼筋(表2)。表2中ML15表示栓釘的材質為鉚螺鋼,HRB400表示熱軋帶肋鋼筋,其極限抗拉強度為400MPa,Es為鋼材彈性模量,σy為栓釘屈服強度,σus為栓釘極限抗拉強度,fcu為混凝土標準立方體抗壓強度,Ec為混凝土彈性模量。


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    圖2 PCSS試件尺寸(單位:mm)

    Fig.2 Dimensions of PCSS specimens (Unit:mm)


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    圖3 常規試件尺寸(單位:mm)

    Fig.3 Dimensions of conventional specimens (Unit:mm)


    1.3 加載方法及測試方法


    試驗采用MTS 5,000kN壓力機進行豎向加載,極限加載力Fu按《鋼-混凝土組合橋梁設計規范》(GB 50917—2013)[15]7.2.1條給出的按栓釘剪斷破壞設計的抗剪承載力公式計算。試驗采用如下加載方案:(1)采用0.1Fu進行1次預加載;(2)采用0.3Fu進行3次彈性循環加載;(3)最后加載至Fu破壞。試驗測點布置如圖4所示,試件兩側各對稱布置1個電測位移計對應栓釘中心處,采集混凝土與鋼板之間的相對滑移值。加載過程中,觀察混凝土板上裂縫發展貫通情況及試件的破壞現象。


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    圖4 測點布置

    Fig.4 Layout of measuring points


    1.4 試驗結果


    1.4.1 破壞模態對比


    如圖5所示,兩種剪力鍵的破壞模式均為栓釘剪斷,但二者混凝土裂縫發展有較大差別:PCSS加載初期無裂縫產生,持續加載后,混凝土板開始出現微小裂縫,持續加載一段時間后,裂縫開始貫通發展,但直至試件破壞,裂縫縫寬發展遲慢,且沒有出現劈裂現象,僅栓釘下緣局部混凝土被壓碎;常規剪力鍵加載初期無裂縫產生,持續加載后,混凝土板立即出現微小裂縫,此后裂縫發展得很快,試件很快達到峰值荷載,栓釘剪斷時出現貫通劈裂裂縫,栓釘周邊混凝土被劈裂,試件承載力急劇下降。 


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    圖5 兩種剪力鍵破壞形態

    Fig.5 Failure modes of two kinds of shear connectors


    試驗中,為盡量避免混凝土肋板形狀對試驗結果的影響,常規剪力鍵的混凝土塊也采用T形截面的混凝土肋板。這種T形肋板適用于PCSS試件,但會使常規栓釘試件中栓釘周邊混凝土的體積偏小,對栓釘的約束程度弱于PCSS的約束程度,導致其栓釘根部受壓區域的混凝土十分容易開裂,從而使常規栓釘構件中栓釘周邊混凝土的性能降低,而這可能是試驗中常規栓釘剪力鍵栓釘周邊混凝土出現劈裂裂紋、構件提前破壞、抗剪承載力偏低的原因。


    1.4.2 荷載-滑移曲線


    推出試驗的荷載-滑移曲線如圖6所示,總的來看,3個PCSS試件具有相同的力學行為,前期抗剪剛度均較大,加載中期出現一段滑移平臺,試件破壞后滑移值較大,延性破壞明顯。3個T形肋常規剪力鍵試件的力學行為與PCSS的力學行為較為接近,但明顯不同的是常規剪力鍵的荷載-滑移曲線在達到抗剪承載力后立即開始下降,沒有出現滑移平臺。為方便后續的對比分析研究,取3個試件的承載力和滑移平均值進行分析(圖6),PCSS的抗剪承載力為207.01kN,常規剪力鍵的抗剪承載力為162.4kN,與常規剪力鍵相比,PCSS的抗剪承載力提高了27%;PCSS的峰值滑移值為0.95mm,常規剪力鍵的峰值滑移值為1.02mm,二者峰值滑移值較為接近。


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    圖6 推出試驗荷載-滑移曲線

    Fig.6 Load-slip curves of push-out test


    PCSS的荷載-滑移曲線表現出4個受力階段,如圖7所示,各個受力階段的特征為:(1)線彈性階段——OA1段,當加載荷載為0.6Fu時,最大滑移值為0.04mm,荷載與滑移值呈線性增長;(2)彈塑性階段——A1B1段,加載荷載位于0.6Fu~Fu之間,最大滑移值為0.95mm,此時荷載-滑移曲線呈非線性變化,試件進入彈塑性階段;(3)滑移平臺階段——B1C1段,PCSS達到抗剪承載力后,進入穩定滑移階段,其荷載不再隨滑移值的增加而增大;(4)破壞階段——C1D1段,滑移值達到2.49mm后,試件承載力開始隨滑移值的增加而下降,下降過程中栓釘被剪斷發出“嘭”的聲響,最大殘余滑移值為5.07mm。常規栓釘剪力鍵的荷載-滑移曲線則可分為3個受力階段(圖7):(1)彈性階段——OA2段,加載至0.3Fu時,此時滑移值為0.03mm;(2)彈塑性階段——A2B2段,加載荷載位于0.3Fu~Fu之間,最大滑移值為1.02mm;(3)破壞階段——B2D2,常規剪力鍵試件達到抗剪承載力后,隨即聽到栓釘被剪斷的聲響,荷載隨滑移值的增大而急速下降,最大殘余滑移值為3.2mm,荷載-滑移曲線沒有出現滑移平臺。


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    圖7 推出試驗荷載-滑移曲線對比

    Fig.7 Comparison of load-slip curves of push-out test


    對比PCSS和常規剪力鍵的抗剪剛度:(1)彈性階段,二者在彈性階段初期的滑移曲線斜率幾乎相同,表明二者在此階段的抗剪剛度接近,約為1,562.5kN·mm-1,表明PCSS的抗剪性能不弱于常規剪力鍵的抗剪性能;(2)塑性階段,PCSS的荷載-滑移曲線更陡,此時其抗剪剛度比常規栓釘剪力鍵的抗剪剛度高8%;(3)滑移平臺階段,PCSS在經歷峰值荷載后進入滑移平臺階段,荷載近乎保持不變,滑移值持續增加,該階段PCSS幾乎喪失了抗剪剛度,但常規剪力鍵則是直接進入破壞階段,無此階段;(4)破壞階段,兩種剪力鍵的抗剪剛度均為負值,PCSS的荷載緩慢下降,而常規剪力鍵的荷載則急劇下降。


    2 與已有文獻推出試驗對比分析


    為了進一步研究PCSS與常規栓釘剪力鍵抗剪性能的異同,更為準確地掌握PCSS的抗剪性能,本文在推出試驗的基礎上,統計了已有文獻[16-18]中的剪力釘推出試驗結果,對比了荷載-滑移曲線、破壞模式、混凝土開裂方式及單釘承載力。


    2.1 同直徑栓釘推出試驗結果對比


    2.1.1 荷載-滑移曲線和抗剪剛度對比


    圖8為PCSS與已有文獻中Φ10mm栓釘剪力鍵的荷載-滑移曲線的對比,PCSS的整體力學行為表現良好。


    (1)線彈性階段:兩種剪力鍵均表現為荷載隨滑移線性變化,PCSS的彈性荷載Fpe為137.37kN,常規剪力鍵的彈性荷載Fne的變化范圍為83.34~89.52kN;PCSS彈性階段的抗剪剛度kpe為1,901.01kN·mm-1,常規剪力鍵彈性階段的抗剪剛度kne的變化范圍為1,103.88~1,196.80kN·mm-1。與常規剪力鍵相比,PCSS的初期抗剪剛度至少提高了37%。


    (2)彈塑性階段:兩種剪力鍵的荷載與滑移不再呈線性變化,PCSS的彈塑性荷載Fpp為207.01kN,常規剪力鍵峰值荷載Fnp的變化范圍為191.83~192.51kN;此階段PCSS荷載-滑移曲線的割線剛度kpp為79.19kN·mm-1,常規剪力鍵割線剛度knp的變化范圍為29.97~57.44kN·mm-1。與常規剪力鍵相比,PCSS的割線剛度至少提高了27%。此外PCSS對應的累計滑移值為0.95mm,該階段的凈滑移值為0.914mm,常規剪力鍵對應的累計滑移值為1.02mm,該階段的凈滑移值為0.988mm,常規剪力鍵的凈滑移值比PCSS的凈滑移值高0.074mm。


    (3)破壞階段:多數常規剪力鍵在該階段均表現為達到抗剪承載力后隨即開始破壞,PCSS達到抗剪承載力后,荷載保持不變,滑移持續增長了約1.54mm,該階段的PCSS具有穩定的承載能力;試件由達到極限荷載到試件破壞的過程中,常規剪力鍵滑移值的變化范圍為0.16~0.78mm,荷載-滑移曲線的下降段不明顯,PCSS的滑移值為2.58mm,其荷載-滑移曲線下降緩慢。


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    圖8 10mm栓釘剪力鍵荷載-滑移曲線對比

    Fig.8 Comparison of load-slip curves of 10mm shear stud connector


    2.1.2 抗剪承載力


    徐俊鵬[18]試驗中采用的栓釘極限強度與本文中的相同,本文PCSS的單釘承載力比其試驗中的單釘承載力高7.48%;田啟賢等[17]試驗中采用的栓釘材料與本文相同,均為ML15,本文PCSS的單釘承載力比其試驗中的單釘承載力高10.67%;鐘瓊等[16]推出試驗中的栓釘極限強度高于本文的栓釘極限強度,本文PCSS的單釘承載力比其試驗中的單釘承載力高7.38%。常規剪力鍵的抗剪承載力多為190kN左右,PCSS的抗剪承載力為207.01kN,PCSS的抗剪承載力比常規剪力鍵的抗剪承載力提高了9%,單釘承載力提高了4kN左右。試件進入破壞階段后,常規剪力鍵多表現為栓釘立即被剪斷或者在小滑移內試件就發生破壞,而PCSS則進入1.5mm左右的穩定承載階段,之后荷載隨滑移的增加緩慢下降,表現為延性破壞。


    總的來看,同釘徑的PCSS與常規栓釘剪力鍵相比,二者在彈性階段初期的抗剪剛度基本相同,驗證了PCSS彈性階段的抗剪性能不弱于常規剪力鍵的抗剪性能;彈塑性階段,PCSS的抗剪剛度大于常規剪力鍵的抗剪剛度;破壞階段,PCSS的抗剪承載力高于常規剪力鍵的抗剪承載力,具有明顯的滑移平臺階段和下降階段,其延性優于常規剪力鍵的延性。


    2.1.3 破壞方式


    鐘瓊等[16]完成的試驗中,試件栓釘剪斷破壞后,兩側混凝土板沒有明顯的裂縫,栓釘根部發生明顯的剪切變形,與其相粘接的混凝土有少部分被壓碎,如圖9所示。PCSS破壞時,剪力釘根部下方僅出現局部被壓碎的區域,剪力釘附近區域有寬度較小的裂縫出現,混凝土對栓釘仍有一定的約束作用(圖5a)),表現為PCSS的荷載-滑移曲線在達到峰值后滑移平臺較長,殘余滑移值較大。


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    圖9 文獻[16]試驗中混凝土裂縫

    Fig.9 Concrete cracks in the test of reference [16]


    3 PCSS機理分析


    3.1 有限元精細化分析


    為了考察豎鋼板對PCSS機理的影響,利用有限元軟件ABAQUS建立了2個不同界面(豎鋼板-混凝土界面)的PCSS有限元分析模型,通過改變豎鋼板與混凝土的接觸程度來研究豎鋼板的約束行為。2個有限元分析模型除了界面摩擦系數不同之外其余條件均保持一致,其中界面摩擦系數為0.6的模型用于模擬試驗狀態下的PCSS,界面摩擦系數為0的模型用于模擬豎鋼板-混凝土界面弱化接觸狀態下的PCSS。由于PCSS模型具有兩個方向的對稱性,因此為了節約計算成本,選取1/4推出試件建立有限元模型。


    3.1.1 材料本構關系模型


    模型包含混凝土、鋼筋、栓釘和鋼梁?;炷帘緲嬯P系選用《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)附錄C所建議的應力-應變曲線,混凝土塑性參數如表3所示。鋼梁、栓釘和鋼筋等均屬于鋼材,故均采用彈塑性本構模型,強度準則采用Von Mises屈服準則。建模時,將栓釘和鋼梁作為整體建模,賦予其對應的材料屬性(表3)。


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    3.1.2 單元類型選擇及網格劃分


    建模時,鋼筋骨架采用的鋼筋選用兩節點線性三維桁架單元T3D2模擬;混凝土、鋼梁、栓釘等采用三維實體線性減縮積分單元C3D8R模擬。模型的網格劃分采用結構化網格劃分技術,栓釘以及與栓釘相接觸的混凝土板和鋼梁相應部分均采用較細網格劃分原則,其余部分可采用稍粗略網格進行劃分,如圖10所示。


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    圖10 模型單元選擇和網格劃分

    Fig.10 Element selection and mesh generation of model


    3.1.3 接觸關系


    由于PCSS中混凝土板是提前預制,考慮其施工方式與現澆混凝土有所不同,參考文獻[19],認為鋼-混組合結構中可以不考慮預制混凝土板和鋼梁界面之間的黏結力,因此將鋼梁-混凝土底板設置為法向硬接觸,切向摩擦系數為0??紤]豎鋼板對混凝土界面的約束作用,經試算,將試驗狀態下的有限元模型設置為法向硬接觸,切向摩擦系數為0.6,這樣能夠較好地模擬試驗現象。為對比分析,將弱化接觸的模型設置為法向硬接觸,切向摩擦系數為0。為保證栓釘和與其接觸的混凝土的變形協調,栓釘與混凝土板采用Tie連接;鋼筋骨架單元嵌入(Embedded)混凝土內部(圖11)。


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    圖11 模型接觸關系與邊界條件約束

    Fig.11 Model contact relationship and boundary condition constraints


    3.1.4 邊界條件與加載方式


    有限元模型參考文獻[20]采用ABAQUS/ExPlicit分析步,在保證計算成本和求解精度的前提下,經筆者試算,將模型質量縮放系數均取為200,分析步時長取為1s。在鋼梁頂面采用位移控制加載,為了避免荷載突然急劇變化造成的模擬結果不準確的現象出現,加載幅值曲線選用光滑分析步幅值曲線(smooth step)。各加載點面邊界約束如圖11所示。


    3.1.5 有限元模型模擬結果可靠性驗證


    采用ABAQUS非線性有限元分析軟件按前文所述建立推出試件對應的有限元模型,得到PCSS的破壞模態和荷載-滑移關系曲線(圖12)。就受力階段而言,有限元曲線與試驗曲線在彈性階段和彈塑性階段完全重合;在滑移平臺階段,有限元曲線先于試驗曲線出現下降趨勢,其滑移平臺長度比試驗曲線的滑移長度短,這可能與網格劃分及收斂有關;破壞階段,有限元模型瞬間喪失了承載力,這是因為沒有定義栓釘的損傷本構?;谏鲜龇治?,有限元模型較為理想地反映了試驗時試件的力學行為,可以利用該模型進行機理分析研究。


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    圖12 有限元模擬與試驗的荷載-滑移曲線對比

    Fig.12 Comparison of load-slip curves between finite element simulation and test


    3.2 受力機理分析


    3.2.1 豎鋼板環向側向變形分析


    分別在栓釘左右等高的25 cm位置處提取約束位移如圖13所示,豎鋼板局部變形放大5倍后得到的變形數據如圖14所示,豎鋼板的兩側均出現了較大變形,鋼梁翼緣沒有出現明顯變形。圖14中所有曲線的趨勢大致相同,加載初期接觸界面緊密接觸;進入發展階段后,不同摩擦系數的接觸界面各個位置的位移值無明顯差異,同一位置的位移均開始急劇增大;完全進入滑移平臺后,自然黏結的PCSS豎鋼板的位移值比摩擦系數為0的PCSS豎鋼板的位移值增加得更快,其中兩種模型對應位移值差距最大的是豎鋼板的最右側(FR-s),混凝土對應位置處兩個模型的位移值差距均較??;加載末期,所有位置處的位移值均不再變化。


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    圖13 栓釘區域側向變形云圖(單位:mm)

    Fig.13 Contours of lateral deformation of the stud area (Unit:mm)


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    圖14 栓釘區域側向變形(放大5倍)

    Fig.14 Lateral deformation of stud area (5 times magnification)


    3.2.2 協同工作機理分析


    基于上述研究,結合有限元模型,PCSS的受力機理有別于常規剪力鍵,有必要對此進行分析。從構造形式上看,主要是PCSS兩側增設了豎向鋼板,導致其內部混凝土的約束情況不同于常規剪力鍵的約束情況,因而本文將PCSS的受力過程劃分為彈性受力階段、彈塑性受力階段、滑移平臺階段以及破壞階段,以進行抗剪機理的分析。結合模擬荷載-滑移曲線(圖15),提取不同階段的栓釘及豎鋼板的應力云圖,如圖16所示,圖17給出了不同受力階段的抗剪行為分析。


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    圖15 試驗與有限元模擬的荷載-滑移曲線

    Fig.15 Load-slip curves of test and finite element simulation


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    圖16 各個受力階段栓釘及豎鋼板側應力云圖(單位:MPa)

    Fig.16 Stress contours of studs and vertical steel plate at each stage (Unit:MPa)


    (1)彈性階段:加載初期,豎鋼板-混凝土接觸面緊密接觸,豎鋼板焊縫側應力明顯高于最右側焊縫側應力,栓釘根部沿鋼梁翼緣一側出現明顯環向應力,栓釘根部最大應力為437MPa,但沒有出現變形,混凝土橫向膨脹變形也較小,PCSS與常規栓釘剪力鍵的抗剪性能在該階段并無差別,兩側豎鋼板對栓釘根部區域核心混凝土的約束效果不明顯。


    (2)彈塑性階段:加載時長為0.2~0.4s時,豎鋼板-混凝土界面開始出現明顯縫隙。隨著荷載的增大,栓釘根部應力向周圍擴散,豎鋼板自由側開始出現環向應力。栓釘根部混凝土開始被栓釘釘身壓碎,由于豎鋼板以及翼緣的組合效應,使之處于圍壓狀態下,局部混凝土的抗壓強度提高,延緩了核心區域混凝土的自由橫向應變發展,阻止了混凝土板內部微裂縫的進一步加深。相比之下,常規栓釘剪力鍵栓釘根部附近混凝土開始自由變形,并逐步發展為劈裂裂縫,因而PCSS的抗剪承載力較無豎鋼板常規剪力鍵的承載力更高。


    (3)滑移平臺階段:加載時長在0.4~0.6s之間,模型承載力穩定在219kN附近,豎鋼板-混凝土界面快速分離,栓釘根部至豎鋼板焊縫側的應力值明顯高于其他區域,表明試件達到極限承載力后,由于兩側豎鋼板的約束作用,試件保持相當長時間的穩定極限承載力。在豎鋼板及栓釘的約束下,栓釘根部附近混凝土整體受壓,起初壓碎區域較小,試件表現為穩定承載,隨著壓碎區域的逐漸擴大,當壓碎區域面積達到最大值時,栓釘開始出現明顯變形,栓釘上側開始與混凝土脫離,試件荷載開始緩慢下降。此階段主要是栓釘與混凝土,以及界面約束力等復合貢獻,隨著滑移的增加,混凝土提供的抗剪作用占比逐漸減小。


    對比豎鋼板-混凝土界面摩擦為0的PCSS,其達到極限承載力后就立即喪失承載力,由于界面的摩擦行為被剝離后,PCSS中豎鋼板-混凝土-栓釘的復合約束效應減弱,不能有效地約束栓釘根部混凝土的自由變形,亦不能提高局部抗壓強度,表明PCSS豎鋼板的約束作用是復合效應。


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    圖17 PCSS受力階段劃分

    Fig.17 Division of stress stages of PCSS connector


    (4)破壞階段:加載至0.6s以后,由于沒有定義栓釘的損傷本構以及有限元模型不能模擬混凝土裂縫的開展,因此有限元模型不能模擬PCSS破壞階段的力學行為。結合試驗和有限元模擬的最終模態,破壞階段試件承載力下降緩慢,整體滑移急劇增加,豎鋼板-混凝土界面的距離保持穩定。栓釘根部呈現出明顯的剪切破壞模態,栓釘根部應力與豎鋼板焊縫側應力明顯高于栓釘至豎鋼板自由側的應力,豎鋼板的組合約束效應開始變弱,但殘余抗剪承載力由仍由豎鋼板界面力貢獻。


    4 結  論


    (1)通過直徑為10mm、混凝土抗壓強度為52.1MPa、栓釘水平布置的PCSS與常規剪力鍵的推出試驗研究發現,與常規剪力鍵相比,PCSS抗剪承載力提高了27%,抗剪剛度提高了約8%。


    (2)PCSS的抗剪承載力比同直徑常規栓釘平板剪力鍵的抗剪承載力高9%,PCSS的抗剪剛度比常規剪力鍵的抗剪剛度高約27%;試件進入破壞階段時,PCSS有明顯的滑移平臺并出現了殘余滑移現象。


    (3)通過有限元模擬給豎鋼板-混凝土界面賦予不同的摩擦系數,摩擦系數為0的PCSS與常規剪力鍵均無滑移平臺工作階段,表明豎鋼板-鋼梁翼緣的組合約束作用是一個復合作用,界面的接觸情況會影響PCSS的抗剪性能。


    (4)PCSS兩側增設的豎鋼板提供側向約束力,抑制了栓釘根部核心混凝土的裂縫發展,并與鋼梁翼緣等形成套箍結構,使栓釘根部核心混凝土處于圍壓狀態,提高了核心混凝土的抗壓強度。


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    (責任編輯:何雯麗)





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