蘇慶田，蘇 航，吳 飛

（1.同濟(jì)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(fù)彎矩區(qū)會(huì)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(fù)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(qiáng)度以增強(qiáng)其抗裂性能。從施工工藝方面考慮，采用粘貼纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（FRP）阻裂增強(qiáng)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(huì)在負(fù)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(dāng)降低負(fù)彎矩區(qū)混凝土拉應(yīng)力，但這會(huì)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(fù)彎矩區(qū)設(shè)計(jì)成非組合或者柔性組合結(jié)構(gòu)，從而改善負(fù)彎矩區(qū)混凝土板開裂等問題［14-15］。部分結(jié)合的實(shí)施方式主要分為兩種，其一為改變負(fù)彎矩區(qū)連接件縱向間距，其二為在負(fù)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(shí)施方式為在普通焊釘連接件的根部包裹橡膠套，以此達(dá)到降低連接件初始剛度的作用。目前已有文獻(xiàn)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(jì)制作了15個(gè)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(xiàn)［16］中19 mm直徑組合焊釘?shù)脑囼?yàn)結(jié)果，通過有限元模型計(jì)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(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了5組共15個(gè)推出試件。試件的構(gòu)造細(xì)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(jì)強(qiáng)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(jìn)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(gè)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(hào)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(yàn)機(jī)對試件頂部的鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)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(gè)試件均采用單調(diào)加載，加載的速率是2 kN·s－1，當(dāng)達(dá)到0.6倍預(yù)估最大承載力時(shí)，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(yàn)裝置Fig.3 Test setup

推出試驗(yàn)試件兩側(cè)共布置4個(gè)位移計(jì)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(yàn)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(yàn)采用邊長150 mm的三個(gè)立方體試塊，在28 d時(shí)測得抗壓強(qiáng)度分別為57.0、55.3和57.2 MPa，平均強(qiáng)度為56.5 MPa。測試得到3根ML15焊釘?shù)臉O限抗拉強(qiáng)度分別為487.5、481.8和508.6 MPa，平均抗拉強(qiáng)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(gè)焊釘連接件承受的剪力，橫軸為位移計(jì)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(yàn)中三個(gè)試件的荷載-位移曲線重復(fù)性良好，個(gè)別試件如SCC-3-c的曲線偏差可能由手工包裹橡膠套時(shí)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(shí)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(shí)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??；但隨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(dāng)混凝土出現(xiàn)壓碎或焊釘出現(xiàn)屈服時(shí)連接件的剛度出現(xiàn)了隨荷載增加而變小的特點(diǎn)。

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(yàn)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(gè)焊釘連接件所能承擔(dān)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(gè)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(yàn)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(huì)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?dāng)橡膠套厚度不大于4 mm，高度不大于50 mm時(shí)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(yàn)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(jì)算橡膠-焊釘連接件對組合梁受力影響時(shí)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(huì)導(dǎo)致混凝土與鋼梁彎矩失真，但是由于當(dāng)梁高較大時(shí)，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(dāng)剛臂一端作用水平力P時(shí)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(biāo)準(zhǔn)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(shí)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?jiǎng)偠热?.9×106kN·m－1。僅改變負(fù)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(shí)忽略混凝土橋面板承擔(dān)的彎矩，僅考慮其軸向應(yīng)力?？梢钥吹截?fù)彎矩區(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(fù)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(fù)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(diǎn)截面處鋼結(jié)構(gòu)及混凝土應(yīng)力隨負(fù)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(fù)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(fù)彎矩區(qū)連接件剛度大于1×106kN·m－1時(shí)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(dāng)負(fù)彎矩區(qū)連接件剛度小于1×106kN·m－1時(shí)，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(fù)彎矩區(qū)連接件剛度對邊跨跨中撓度影響極小，在設(shè)計(jì)時(shí)可以不考慮包裹橡膠套對邊跨跨中撓度的影響。

圖10 標(biāo)準(zhǔn)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(diǎn)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(diǎn)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(yàn)結(jié)果以及文獻(xiàn)［16］中對于直徑為19 mm橡膠-焊釘組合連接件的試驗(yàn)結(jié)果，取50%Vu位置的割線剛度作為連接剛度計(jì)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(diǎn)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(dá)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(fù)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(jì)

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(jì)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(fù)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(fù)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(shí)，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(fù)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(fù)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(fù)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(dá)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(fù)彎矩區(qū)設(shè)置包裹較厚橡膠組合連接件可有效減少負(fù)彎矩區(qū)混凝土拉應(yīng)力，同時(shí)在正、負(fù)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(gè)推出試件進(jìn)行了靜力試驗(yàn)，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(huì)降低焊釘?shù)目辜舫休d能力，所有推出試驗(yàn)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(dá)117%。

（3）當(dāng)橡膠套厚度不大于4 mm，高度不大于50 mm時(shí)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(diǎn)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(dá)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(huì)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(fù)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(xiàn)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(fù)責(zé)論文思路的把控和核準(zhǔn)。