不同类型剪力连接件的破坏过程及破坏机理研究

宋随弟，祝兵，陈克坚，王冲冲

(1．中铁二院工程集团有限责任公司，四川成都610031;2．西南交通大学土木工程学院，四川成都610031)

不同类型剪力连接件的破坏过程及破坏机理研究

宋随弟1，祝兵2，陈克坚1，王冲冲2

(1．中铁二院工程集团有限责任公司，四川成都610031;2．西南交通大学土木工程学院，四川成都610031)

为研究钢-混组合桥梁结构中不同类型剪力连接件的破坏过程及破坏机理，设计B，D，J 3类共9个试件进行试验研究。分析了3类剪力连接件的破坏发展历程，探讨了3类剪力连接件的破坏形态以及破坏机理，并对3类剪力连接件的荷载-滑移曲线特征进行分析。结果表明:PBL连接件(B，D类)与角钢连接件(J类)的破坏发展过程大不相同，B类剪力连接件的破坏形态属于贯穿钢筋的剪断或屈服破坏，D类剪力连接件的破坏形态属于钢板的剪切破坏;而角钢连接件在不设置贯穿钢筋时属于混凝土过早的失去约束作用而被压溃破坏，因此，角钢连接件设置贯穿钢筋是非常有必要的。

PBL连接件;角钢连接件;室内试验;破坏形态;破坏机理;荷载-滑移曲线

钢-混组合桥梁结构能够充分发挥钢和混凝土2种材料的优点，此类结构形式越来越多的被应用于桥梁工程中，也是桥梁发展的主要方向之一［1］。在此类桥梁中，钢构件和混凝土是通过剪力连接件实现共同受力的，于是连接件的设计是此类桥梁设计的核心问题之一。

剪力连接件根据形式的不同可大致分为2种:①钢板开孔剪力连接件，即PBL剪力键，具有抗剪刚度大，承载力高，延性好等优点［2-4］，20世纪90年代初，首次在委内瑞拉的Third Caroni河桥上得到应用;②型钢连接件，其刚度大，承载能力强，但延性较PBL剪力键差［5-7］。如何选择2种类型剪力连接件，是设计中需要考虑的一项重要问题，因此有必要探明2种类型剪力连接件的破坏过程及破坏机理，为剪力连接件的设计提供参考依据。

本文以兰州市二环主干道上小砂沟大桥(57 m+ 2×100 m+57 m波形钢腹板连续刚构桥)为工程背景，对该桥中混凝土顶、底板与波纹钢腹板剪力连接件的受力性能进行试验研究，顶板与腹板采用开孔连接件形式，如图1(a)所示，底板与腹板采用角钢连接件形式，如图1(b)所示。据此2种连接件形式设计3类共计9个试件，进行实体试验，对2种类型的剪力连接件的破坏过程和破坏机理进行总结和分析，并提出相关建议。

图1 小砂沟大桥上、下翼缘连接构造(单位:mm)

1 试验概况

1.1 试验设计

本文共设计3类9个试件进行试验研究，其编号分别为B-20，D-25，J-0，构造参数见表1，钢结构构造图如图2所示。B类试件为圆孔开孔PBL连接件，钢板开孔直径为60 mm、钢板厚度为20 mm、贯穿钢筋直径为20 mm;D类试件为倒梯形孔PBL连接件，钢板开孔为到底性孔、钢板厚度为24 mm、贯穿钢筋直径为25 mm;J类试件为角钢连接件，角钢钢板上的开孔直径为60 mm、钢板厚度为20 mm、无贯穿钢筋。所有试件均采用C55混凝土，普通钢筋和贯通钢筋采用HRB400级，开孔钢板及加劲板采用Q345qE。

表1 各类试件构造参数

图2 剪力连接件的钢结构构造

1.2 加载和测试

在加载前先根据有限元数值分析及现有的参考计算公式获得弹性承载能力值F。

每组试件正式加载之前均按0.5倍弹性极限荷载进行2次预加载(持荷5 min)，以消除残余黏结力的影响。每组试件(3个试件)正式加载分2次，第1次加载确定弹性承载力，第2次加载确定极限承载力。

每组模型中首个模型进行加载时，荷载增量不宜过小，以每级荷载增量为0.2F，每次持荷5 min，测试载荷、滑移量和应变，进入弹塑性阶段后以0.1F的增量加载至试件破坏，每次持荷5 min，后期滑移量读数达到不稳定状态时应适当增长持荷时间至15 min。由于计算值F与试验值存在差异，故从每组试件的第2个试件开始，分别根据前1个试件的加载情况调整F值，重复以上加载步骤。

试验测试项目包括试验荷载、加载端与混凝土顶面之间的相对滑移、连接件对应的钢板与混凝土之间的相对滑移。试验荷载由试验机直接读出。加载端及钢板与混凝土间的相对滑移采用数字千分表来测量，具体方法:在指定的钢板位置放置千分表，在相应位置处混凝土块上安放表架，使千分表与表架相抵触，当钢板产生滑动时，千分表会随钢板滑动而自由伸缩，从而测出指定位置处钢板与混凝土的相对滑移量。

2 试验结果分析

2.1 剪力连接件的破坏过程分析

B类和D类试件除开孔形式不同外，其余结构形式相同，因此2者的破坏过程类似。试件在加载过程中，首先在内侧钢板与混凝土相接触的位置开始出现微裂缝，表示钢板与混凝土之间开始出现相对滑移;当荷载继续增加，钢板与混凝土之间的缝隙逐渐增大，且在内侧加载端底部的竖向混凝土板开始出现裂缝;随着荷载的不断增大，裂缝继续向底部扩展，经过混凝土块底部，逐渐扩展到混凝土块的外侧面，并几乎贯通整个模型，此时相对滑移量已经较大，但未出现承载能力下降现象。在试件破坏时，开孔钢板被压出，内侧混凝土出现脱落现象，此时加载试件出现较大的脆断声，表明贯通钢筋已被剪断。加载模型除钢板被压出及贯通的混凝土裂缝外，其整体性处于完好状态，试件破坏的原因为钢筋被剪断或屈服。

J类剪力连接件为角钢连接件。试件在加载过程中，首先在内侧钢板与混凝土相接触的位置出现微裂缝，表示钢板与混凝土之间开始出现相对滑移;继续加载，由于角钢与内侧混凝土相连接，加载过程中受到剪切力的作用而产生开裂，即在混凝土正面中部双角钢和混凝土交界的位置处开始出现裂缝，且混凝土裂缝靠近加载端位置，进而向底部外侧扩展;随着剪切力的不断增加，最终裂缝贯穿整个混凝土的正面，同时由于底部混凝土受到约束作用，使得混凝土由开始的剪切破坏变为压碎破坏，最终混凝土正面靠近加载端位置处出现压碎破坏。

2.2 剪力连接件的破坏机理分析

B类试件的破坏形态如图3所示。由图3可知，B类试件属于贯穿钢筋的剪断破坏，钢板及孔内混凝土榫保持完好状态，未发生明显破坏。PBL连接件承载力是由钢板、孔内混凝土及贯穿钢筋三者共同提供［8］，且其极限承载能力由刚度和强度较弱的一方来决定。试验中钢板和孔内混凝土榫完好，而贯穿钢筋发生破坏，说明此种情况下，钢板及混凝土的强度和刚度大于贯通钢筋，因此，贯通钢筋会先于钢板及孔内混凝土发生破坏，从而失去承载能力。

图3 B类试件的破坏形态

既然PBL连接件的承载力是由钢板、贯穿钢筋及混凝土三者共同提供，且当其中任一方面的强度和刚度较弱时，PBL连接件的承载能力则由此弱项决定，只有当钢板、贯穿钢筋及混凝土的强度和刚度相当时才能充分发挥PBL连接件的极限承载能力。今后宜通过较多的试验来确定三者最佳的组合方式。

D类试件的破坏形态如图4所示。倒梯形孔钢板在根部出现剪切破坏，孔内混凝土保持完好，贯通钢筋无明显变形，此种情况下，混凝土榫的整体强度和刚度大于开孔钢板，因此使得倒梯形开孔钢板发生剪切断裂破坏，从而失去承载能力。

图4 D类试件的破坏形态

J类试件的破坏形态如图5所示，此类试件的破坏是由于混凝土板的剪切开裂及底部混凝土的压碎破坏，导致连接件失去混凝土的约束作用而突然产生较大滑移量而丧失承载能力，此时钢板保持完好，角钢出现较小的弯曲变形，角钢整体性较好，没有出现屈服，且角钢与钢板间的焊缝连接较好，没有出现损坏情况。

图5 J类试件的破坏形态

进一步对J类试件的破坏形态进行分析可知，当角钢连接件的钢板开孔内不设置贯穿钢筋时，混凝土过早失去约束作用而导致承载能力的不足，使得角钢基本没有发挥其承载力作用，因此对于此类角钢连接件应在开孔内设置贯穿钢筋，将会使得贯穿钢筋对混凝土起到一定的约束作用，从而充分发挥角钢的承载能力。

2.3 荷载-滑移曲线特征分析

3类剪力连接件的荷载-滑移曲线如图6所示，图中P为加载端所承受的荷载值，S为钢板相对于混凝土的相对滑移量。对3类剪力连接件荷载-滑移曲线的发展全过程进行分析，可将其分为弹性阶段、弹塑性阶段及屈服阶段。在弹性工作阶段，荷载-滑移曲线斜率较大，呈现出较强的线性关系;当进入弹塑性工作阶段时，荷载-滑移曲线斜率开始逐渐减小，表现出较强的非线性;当进入屈服阶段时荷载-滑移曲线渐趋水平，其斜率趋于一个较小的恒定值，此时的滑移量较大，其滑移量的增量可达数毫米，较前2个阶段显著增长。

图6 3类连接件荷载-滑移曲线

由于剪力连接件力学性能的影响因素较多，且混凝土材料的离散性较强，因此同组试件所获得的荷载-滑移曲线不尽相同，具有离散性;通过对比B，D，J 3类不同剪力连接件的荷载-滑移曲线，仍然可以得到以下结论:

B，D，J 3类剪力连接件的荷载-滑移曲线发展全过程基本相似。B，D 2类剪力连接件的滑移量均较大，具有明显的塑性发展过程，表现出较好的延性，由图6(a)，6(b)可以看出，此2类剪力连接件的荷载-滑移曲线相类似，说明其力学性能相近。J类剪力连接件的荷载-滑移曲线如图6(c)所示，与B，D类剪力连接件的荷载滑移曲线相比，弹性段较长，塑性段的发展过程较短，其延性较B，D类差。

3 结论

1)PBL剪力连接件与角钢剪力连接件的破坏发展过程大不相同，指出了以往对剪力连接件破坏过程认识上的不足。

2)PBL连接件的主要破坏形式有:贯穿钢筋剪断破坏、孔内混凝土的压碎破坏及钢板剪切破坏3种。B类连接件的破坏形态属于贯穿钢筋的剪断或屈服破坏，D类连接件的破坏形态属于钢板的剪切破坏。

3)角钢剪力连接件在不设置贯穿钢筋时混凝土过早失去约束作用而被压溃破坏，因此，角钢剪力连接件设置贯穿钢筋很有必要。

4)PBL连接件的滑移量较大，具有明显的塑性发展过程，表现出较好的延性;剪力连接件荷载滑移曲线的弹性段较长，塑性段的发展过程较短，其延性性能比PBL连接件较差。

［1］聂建国．钢-混凝土组合梁结构:试验、理论与应用［M］．北京:科学出版社，2005．

［2］胡建华，叶梅新，黄琼．PBL剪力键承载力试验［J］．中国公路学报，2006，19(6):65-72．

［3］陈建兵，万水，尤元宝．开孔波折板连接件破坏机理及承载力试验研究［J］．建筑结构，2013，43(12):74-80．

［4］周立松，黄炳生，马千里．PBL连接件抗剪承载力计算研究［J］．铁道建筑，2015(2):43-46．

［5］OGUEJIOFOR E C，HOSAIN M U．A Parametric Study of Perfobond Rib Shear Connectors［J］．Canadian Journal of Civil Engineering，1994，21(4):614-625．

［6］VELENDANDA M R，HOSAIN M U．Behaviour of Perfobond Rib Shear Connectors Push-out Tests［J］．Canadian Journal of Civil Engineering，1992，19(1):1-10．

［7］肖林，强士中，李小珍，等．考虑开孔钢板厚度的PBL剪力键力学性能研究［J］．工程力学，2012，29(8):282-296．

［8］王振海，李乔，赵灿晖．PBL剪力键破坏形态的试验研究［J］．公路交通科技，2012，29(8):64-70．

Study on Failure Process and Failure Mechanism for Different Types of Shear Connector

SONG Suidi1，ZHU Bing2，CHEN Kejian1，WANG Chongchong2
(1．China Railway Eryuan Group Co．，Ltd．，Chengdu Sichuan 610031，China; 2．School of Civil Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu Sichuan 610031，China)

In this paper，failure process and failure mechanisms of different types of shear connector applied in steelconcrete composite structures were studied．T here are three sets of specimens:B，D and J．Each set has three specimens．T ype B and D are perfobond strip connector while T ype J is angle steel connector．T he entire failure processes were analyzed，failure modes and failure mechanisms were discussed，and the load-slip curve features of the three types of connector were studied．T he results show that the failure developments are different．T he failure mode of T ype B is shear cutting or yield of steel rebars，that of T ype D is shear failure of steel plate，and that of T ype J is concrete crush due to premature loss of constraint if no rebar is set through．T hus，it is necessary to set through steel rebars for angle steel connector．

Perfobond strip connector;Angle steel connector;Laboratory test;Failure mode;Failure mechanism; Load-slip curve

U448．21+6

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2016．12．11

1003-1995(2016)12-0037-04

(责任审编孟庆伶)

2016-05-10;

2016-09-09

宋随弟(1970—)，男，教授级高工，博士。