剪力钉力学性能试验研究与数值分析＊.docx

    剪力钉力学性能试验研究与数值分析＊    黄彩萍 马 强 郑舟军 谭 燕（湖北工业大学土木工程与建筑学院1） 武汉 430068）（中铁大桥局集团武汉桥梁科学研究院有限公司2） 武汉 430034）国内外针对剪力钉的研究工作是以组合结构中剪力钉的规格和间距为基础，设计并制造设置了单枚或多枚剪力钉试件，并对这类剪力钉试件进行推出试验，来得到剪力钉的极限承载力及各项力学指标的［1］.但应用于实际工程中的剪力钉规格有多种，不可能对每一种规格的剪力钉都进行推出试验，而且推出试验不仅需要经费，还费时费力，所以通过剪力钉推出试验和数值分析相互验证的方式，找出合理的钢－混凝土界面及剪力钉的模拟方法，通过准确的数值分析方法来模拟推出试验，研究分析各种规格剪力钉的极限承载力及各项力学指标十分必要.1 模型设计剪力钉推出试验模型按欧洲规范4［2］中规定的标准进行设计（standard push test），其目的是为了测出剪力钉在混凝土中的荷载－滑移量曲线和极限承载力.本文针对组合结构中常用的直径22mm剪力钉设计并制作了6个推出试验模型，并进行了推出试验［3－4］.本次试验的6个剪力钉推出试件中，每个试件主要由一个工字型钢394mm×200mm×16 mm，2块400mm×300mm×250mm混凝土块和4枚直径22mm、长200mm剪力钉组成，混凝土块按构造配置竖向钢筋和横向箍筋.试件制作时，钢板和混凝土板间通过涂油来防止它们的自然粘接.混凝土采用C50，钢板材质为Q345D钢材，剪力钉材质为 ML15.试件构造如图1所示.虽然试件中有4枚剪力钉，但在荷载加载的方向只有一枚剪力钉存在，所以下文的分析主要是针对单枚剪力钉.2 试验测点布置及加载方案2.1 测点布置本次剪力钉推出试验，以测试钢－混凝土界面滑移量为主，因此在钢－混凝土界面的四边分别布置1个电子百分表，测点布置如图1所示.2.2 加载方案推出试验在MTS－6 000kN试验机上进行，试验时保证试验机加载中心与试件中心在同一垂线上.试验前首先进行反复预压3次，预压荷载为100kN，大约为承载力的10%.试验采用分级加载，每50kN为一级，达到600kN后每10kN为一级，每级荷载加载持续时间为3～5min，每级采集一次滑移量.图1 试件构造及测点布置图3 试验结果及分析3.1 剪力钉极限抗剪承载力和破坏情况3.1.1 剪力钉极限抗剪承载力推出试验得到6个试件加载破坏时的极限荷载，见表1，其中试件4剪力钉焊接有缺陷，从而引起试件的整体承载力较其他试件的小，本次试验予以剔除.其他5个试件中极限加载最大为880kN，最小荷载为750kN，平均值为822kN，六个试件的极限加载误差范围为0%～7%.按相关规范对剪力钉极限承载力的规定，本次试验剪力钉的承载力取5组中的最小值，换算成单枚剪力钉承载力为187.5kN.表1 试件极限荷载表表2列出各国规范给出的直径×长度＝22 mm×200mm剪力钉的极限承载力，均较本次试验得出的极限承载力（187.5kN）小，其原因主要是规范考虑了群钉的受力不均匀性，而本次推出试验得到的是单枚剪力钉的抗剪承载力.表2 规范及本次实验试件极限承载荷载表3.1.2 剪力钉破坏机理分析剪力钉推出试件的破坏形式主要有以下4种［5－6］：（1）剪力钉剪断；（2）剪力钉处混凝土破碎；（3）混凝土开裂；（4）混凝土剪切破坏.本次试验中，6个剪力钉推出试件均是剪力钉被剪断，其中试件1和3混凝土块底部有破损，试件4剪力钉焊接质量有缺陷，其余试件混凝土基本完好.从剪力钉破坏断面的特征来看，剪力钉破坏时产生较大的剪切变形和弯曲变形，本次试验剪力钉剪切破坏时具有一定的延性.3.2 荷载－滑移测试结果本次试验对每个推出试件在每级荷载作用下所测试得到的滑移量取平均值，分别得到6个试件的电子百分表平均滑移量随荷载的变化曲线，如图2所示.为保护百分表，在钢－混界面滑移量持续增加而承载力增加很少时将百分表撤出，所以图2所示的滑移量并非试件的最终滑移量.由图2可见，6个试件滑移量曲线变化规律基本一致.在弹性阶段，试件的荷载与滑移量接近于线性关系，弹性阶段的滑移量很小，当荷载达到极限荷载的1／3时，剪力钉的受力状态开始进入塑性阶段.单个剪力钉在承受荷载50～75kN时，荷载－滑移曲线出现拐点进入塑性阶段；之后滑移量增长很快，荷载－滑移曲线表现出明显的非线性；随着荷载的增大，荷载－滑移曲线的斜率越来越小；之后滑移量迅速增加直至试件破坏.6个试件破坏前均有较大的滑移，有明显的破坏征兆，总体上属于延性破坏.3.3 应变测试结果分析试验前，在6个试件中选择了3个试件在其中的剪力钉的上下缘布置了应变片，试件1的应变片布置在剪力钉焊脚位置处（A截面），试件2布置距剪力钉根部30mm的位置处（B截面），试件3布置在剪力钉沿轴向的中部（C截面）.3个试件的剪力钉应变与荷载的关系曲线如图3所示．图2 荷载－滑移关系曲线对比图图3 剪力钉应变－荷载关系曲线由图2a）可知，当荷载在0～120kN之间时，试件A截面剪力钉上缘测点的应变为负数，且数值较小，即对应的应力为压应力；当荷载加载至120kN时，该处应变转变成正数，且数值加剧上升至破坏，即对应的应力为拉应力．试件破坏时，A截面剪力钉上缘测点的应变达到3 000×10－6．由图3b）可知，试件2B截面剪力钉上缘测点的应变在加载过程中一直为正应变，即处于受拉状态，在加载前期数值较小，且保持线性增加，当荷载加载至150kN时，应变开始剧烈增加直至破坏．试件破坏时，B截面剪力钉上缘测点的应变达到5 000×10－6．由图3c）可知，试件3C截面剪力钉上缘测点的应变在加载过程中一直为正应变，即处于受拉状态，其应变变化相对A，B截面较为平缓．试件破坏时，C截面剪力钉上缘测点的应变达到5 000×10－6．图3中，A，B，C3个截面剪力钉上下缘测点的应变数值相反，变化规律基本相同．4 剪力钉承载力的数值模拟分析4.1 有限元建模1）材料本构关系 由于剪力钉推出试件在破坏前要经历较大的塑性变形，所以有限元仿真分析时混凝土、钢板、剪力钉均采用弹塑性本构关系．混凝土单轴受压应力－应变关系采用德国Rush建议的应力－应变关系模型，如图4所示，图4 混凝土本构关系其中混凝土的断裂能为［7］α取0．03，其他相关参数按C50混凝土取值．2）有限元计算模型 钢筋在试件中只是构造作用，有限元建模时不予考虑．钢板、剪力钉、钢筋混凝土三者在有限元计算中的模拟如下：（1）剪力钉推出试验试件在加工时，钢板和混凝土板间通过涂油来防止它们的自然粘接，试验前又进行反复预压以消除钢板和混凝土之间的作用力，所以钢板与混凝土之间的作用力忽略不计，即钢板与混凝土处于分离状态；（2）剪力钉与钢板焊接在一起，所以钢板和剪力钉在焊接处共节点；（3）采用接触单元来模拟钢－混凝土界面；（4）对称的选取模型的一半进行建模；（5）有限元模型中钢板采用板单元，剪力钉和混凝土采用实体单元；混凝土底部竖向约束，钢板端施加竖向荷载，计算模型如图6所示．在试件钢混界面滑移量持续增加而承载力增加很少时将停止计算．图5 钢材本构关系图6 有限元计算模型4.2 试验与有限元计算结果对比分析［8－］1）滑移量 图2中列出了有限元仿真计算和推出试验得到的荷载－滑移曲线对比图，从图中可以看出，有限元仿真计算得到的荷载与滑移量在弹性阶段呈线性关系，弹性极限荷载约为85 kN，比试验所得的弹性极限荷载略大；推出试验有限元仿真计算得到的单个剪力钉的极限承载力约为190kN，略大于推出试验得到的187．5kN．在图2中有限元仿真计算得到的荷载－滑移曲线位于6个试件试验得到的荷载－滑移曲线之间．由此可见，有限元计算结果在弹性阶段承载力、极限承载力、荷载－滑移规律上均与推出试验结果较为接近．2）应变 图3为有限元仿真计算和推出试验得到的剪力钉荷载－应变曲线对比图，在弹性阶段以及部分非线性阶段与试验结果较吻合；当在剪力钉根部的混凝土破坏后，由于混凝土单元大量失效，迭代过程中出现了不平衡力，造成了有限元计算值与试验值在塑性阶段的后期出现偏差．但变化规律基本相同，如A截面剪力钉上缘测点应变的计算值也是开始加载时为负数，当荷载加载至120kN时，该处应变转变成正数．5 剪力钉受力机理分析图7a）为试验完后对试件剖解后剪力钉的变形照片及有限元计算得到的变形图，两者变形都显示，在剪力钉焊点附近变形比较大，远离焊点的部位几乎没有变形．现对单个剪力钉施加100kN的竖向荷载（此时剪力钉受力处于弹性阶段），图7b）为有限元计算得到的剪力钉上缘剪应力沿钉轴向的分布图，图7c）为有限元计算得到的剪力钉上缘轴应力沿钉轴向的分布图，横向坐标轴原点为剪力钉焊接根部．图7b）中，在剪力钉焊点附近的剪应力比较大，距根部0～30mm的范围内剪应力急剧下降，远离焊点的部位剪应力几乎为零．由图7c）可知，在剪力钉焊点附近的轴向应力比较大，距根部90～180mm的范围内轴向应力几乎为零，且轴向应力的方向沿钉轴向发生了改变，在距根部18mm处，上缘由压应力转变为拉应力，下缘由拉应力转变为压应力，这与3中实测的剪力钉应变变化规律相符．图7 剪力钉变形及应力分布图从剪力钉的变形和应力沿轴向的变化规律可 以总结出，剪力钉与混凝土的相互作用机理是：剪力钉在混凝土的支撑作用下，呈多跨弹性支承的连续梁受力，处于剪力钉根部位置的混凝土由于弹性变形较大或者已进入塑性状态，造成对剪力钉的弹性支撑刚度变小，所以剪力钉根部的变形和应力均较大且受力较为复杂；而远离根部位置的混凝土弹性变形较小，对剪力钉的支撑刚度较大，此处的剪力钉变形和应力均较小.6 结束语本文所进行直径22剪力钉的推出试验得到的直径22剪力钉的各项力学性能指标，可以为直径22剪力钉在组合结构中的应用提供试验依据和参考.本文所采用的数值分析方法较准确的模拟了剪力钉推出试验.［1］聂建国，沈聚敏，袁彦声.钢－混凝土组合梁中剪力连接件实际承载力研究［J］.建筑结构学报，1996（2）：26－33.［2］胡厦闽.欧洲规范4：钢－混凝土组合梁设计方法（7）：剪力连接件设计［J］.工业建筑，1996（3）：57－63.［3］黄彩萍.混合梁斜拉桥钢混结合段受力性能的试验研究与理论分析［D］.武汉：华中科技大学，2012.［4］郑舟军，陈开利.混合梁斜拉桥结合段剪力钉受力机理研究［J］.武汉理工大学学报，2008，32（4）：767－770.［5］郑舟军.济南黄河大桥剪力钉静力与疲劳模型试验研究［R］.武汉：中铁大桥局集团武汉桥梁科学研究院有限公司，2007.［6］郑舟军，陈开利，童智洋.剪力钉推出试验受力机理研究［J］.钢结构，2009，9（24）：28－32.［7］OEHERS D J，JOHNSON R P.The strength of stud shear connections in composite beams ［J］.Structural Engineer，1987，65B（2）：44－48.［8］赵 洁，聂建国.钢板－混凝土组合梁的非线性有限元分析［J］.工程力学，2009，26（4）：105－112.［9］张仲先，黄彩萍，党志杰.混合梁斜拉桥钢混结合段静力试验研究［J］.华中科技大学：自然科学版，2010，38（4）：121－124.［10］张仲先，黄彩萍，徐海鹰.混合梁斜拉桥钢混结合段传力机理研究［J］.华中科技大学：自然科学版，2010，38（5）：117－120.［11］黄彩萍，张仲先，陈开利.混合梁斜拉桥钢混结合段试验与传力机理研究［J］.华中科技大学学报：自然科学版，2012，40（1）：67－70.  -全文完-。