钢-UHPC 界面栓钉与PBL 混合剪力连接件试验研究

2022-12-04邵旭东唐颖王子军邱明红

湖南大学学报（自然科学版） 2022年11期

邵旭东，唐颖†，王子军，邱明红

［1.湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410082；2.风工程与桥梁工程湖南省重点实验室（湖南大学），湖南长沙 410082；3.中国市政工程中南设计研究总院有限公司，湖北武汉 430010］

混合梁（柱）结构在桥梁工程中具有广泛的用途，如主跨钢梁、边跨混凝土梁的斜拉桥和悬索桥；跨中区段钢梁、其余区段为混凝土梁的大跨径连续梁或连续刚构桥；以及装配式桥梁中钢盖梁配混凝土柱等，混合梁或柱能兼顾轻量化和经济性的要求，因而具有广阔的应用前景.混合梁或柱必然涉及到钢-混结合段，作为钢-混凝土混合结构的关键受力部位，对结合段做结构优化研究具有重要意义.

常规钢-混结合段均用普通混凝土灌注，由于普通混凝土强度低，从钢结构传来的高应力需通过结合段内一系列复杂构造将应力扩散，才能确保混凝土受力的安全，这往往导致结合段长、内部构造十分复杂，进而导致混凝土灌注质量和性能难尽人意，结合段内存在不同程度的混凝土脱空、开裂等病害，对结构受力和耐久性能产生不利影响.超高性能混凝土（UHPC）具有超高的力学性能和超高的耐久性能，将UHPC 材料应用于钢-混结合段，可以大幅度缩短结合段长度，简化结合段内部构造，确保灌注质量，从而有效改善结合段受力性能及耐久性.钢-混结合段一般通过剪力连接件传递内力.

目前关于钢-普通混凝土界面剪力连接件与钢-UHPC 界面剪力连接件研究现状为：阎石等［1］论述了钢-普通混凝土组合梁的界面剪力连接件的发展简史，介绍了早期栓钉、型钢和钢筋这三种机械连接件以及自然黏接和化学黏接剂这两种黏接连接件，并重点介绍了栓钉连接件的承载能力和滑移量计算方式及标准推出试验方法.邵旭东等［2］针对钢-超薄UHPC 组合桥面板界面提出了一种新型钢筋网局部焊接抗剪连接件，开展了推出试验，研究了布置方式对其抗剪性能的影响，得到焊接抗剪件的破坏模式属于脆性破坏的结论，并建议在钢-超薄UHPC 桥面板抗剪连接件布置设计过程中重点关注UHPC 层底部受力.Kruszewski等［3-4］介绍了不同直径、不同长径比的栓钉在抗压强度为180 MPa 的UHPC 中，钢-UHPC界面栓钉抗剪连接件推出试验结果，研究了其抗剪强度和延性.结果表明，不同的桥面厚度、覆盖深度和栓钉长径比的试件均显示出足够的强度，但在延性方面表现不足.较长的栓钉高度和较高的覆盖深度可改善试件延性，同时减少剪切时的少量裂缝.UHPC 应用于组合结构可能有利于降低面板厚度和自重，钢-UHPC 构件的脆性破坏模式和严重裂纹问题还有待进一步研究.李萌等［5］基于钢-UHPC界面短栓钉连接件形式，通过9 个静力推出试验，研究了焊缝形式、栓钉直径、栓钉高度等参数影响，提出了精细化的UHPC 中短栓钉的荷载-滑移曲线的实用经验公式.贺绍华等［6］结合混合梁斜拉桥钢-混结合段构造，对2 类7 组共28 个插入式试件进行破坏性试验，对采用RPC浇筑、孔内榫剪断破坏形式下的PBL 传力机理进行研究，得出单层PBL 的极限承载力主要由钢板与混凝土间黏结作用、孔内混凝土榫作用、孔内贯穿钢筋作用组成，提出了考虑黏结作用的PBL 承载力计算式.汪炳等［7］针对钢-混组合结构中的PBL推出试件进行了静力及疲劳试验，研究了其静力抗剪性能，并重点关注了荷载循环次数和荷载比等疲劳参数对其承载力和抗剪刚度的影响，结果表明PBL连接件具有较好延性.对于本文涉及的基于超高性能混凝土材料的多层栓钉与多层不含贯穿钢筋PBL混合连接件的研究，目前鲜见相关文献报道.

本文结合工程项目背景，制作12 个模型，通过抗剪推出试验，研究了栓钉剪力连接件、PBL 剪力连接件及栓钉与PBL混合剪力连接件在钢-UHPC界面中的抗剪性能、荷载-滑移曲线计算方式、抗剪承载力计算方式，为实际工程应用以及栓钉与PBL 混合剪力连接件在钢-UHPC 界面的应用和设计提供理论和技术支撑.

1 工程背景

107国道武汉市东西湖段快速化改造工程，拟采用钢-混组合小箱梁，整幅桥宽33.5 m，单孔横向共设9 片预制组合梁，如图1 所示.下部结构拟采用带大挑臂盖梁的双柱桥墩.部分盖梁拟采用钢结构，全断面焊接，盖梁顶设2%双向横坡，横桥向长32 m，两侧挑臂净长10.7 m，纵桥向宽1.8 m，跨中高2.4 m，悬臂端高1.0 m；盖梁下方设钢立柱，钢-混结合面距盖梁底2.0 m，钢立柱壁板深入混凝土范围2 m，两者通过剪力钉和PBL 键结合；除盖梁顶板采用免涂装耐候钢外，其余板件均采用Q345qD 钢材.墩柱采用预制钢筋混凝土结构，单根墩柱截面尺寸为1.6 m（横桥向）×1.8 m（顺桥向），四周设置半径5 cm 圆角，两个墩柱中心距为9 m.墩底与承台通过灌浆套筒连接.

图1 桥墩示意图（单位：cm）Fig.1 Schematic diagram of the bridge pier（unit：cm）

结合本项目大悬臂钢盖梁和混凝土桥墩构造特点，提出大悬臂钢盖梁的钢立柱与混凝土立柱之间的钢混结合段UHPC 接头方案.考虑到：1）PBL 键可以起到加劲肋的作用，增强结构刚性；2）布置PBL 键数量过多将导致UHPC 中纤维不连续，故界面采用栓钉与PBL 混合剪力连接件.将原方案钢-普通混凝土结合段高度从2 m 降至0.8 m，利用UHPC 优良特性将其由有格室构造简化为无格室构造，并取消PBL 键内的贯穿钢筋.这是由于：1）钢纤维可以起到传统PBL 孔内贯穿钢筋相同的作用，即提高剪力连接件承载能力以及改善剪力连接件的延性及变形能力；2）贯穿钢筋的存在使得浇筑时钢纤维流动不自由.两种方案示意图如图2所示.

图2 钢混结合段构造示意图Fig.2 Structure diagram of the steel-concrete junction

2 推出试验概况

2.1 试件设计

为研究钢-UHPC 界面连接件的抗剪性能，先后设计2 批共6 组连接件推出试验，每组2 个试件，第一批试件尺寸如图3（a）所示，第二批试件栓钉尺寸、剪力连接件布置间距与第一批相同，UHPC浇筑高度在第一批基础上减半，具体尺寸如图3（b）所示.

图3 试件尺寸图（单位：mm）Fig.3 Dimensions of the specimens（unit：mm）

各组试件参数如表1 所示，“A”表示第一批试件，“B”表示第二批试件；“S”表示栓钉试件，“P”表示PBL 试件，“SP”表示栓钉与PBL 混合连接件.每批试件中，2 个栓钉试件无N11 板（PBL）；2 个PBL 试件N3b 板上不焊栓钉；2 个栓钉PBL 混合试件有N11板，且N3b 板上焊栓钉；N11 和N3b 的材质均为Q345qD.

表1 试件参数表Tab.1 Parameter of the specimens

2.2 试件制作

模型制作流程与实际施工过程相仿，即：1）制作模型的钢结构部分；2）立模，绑扎钢筋；3）浇筑普通混凝土；4）自然养护普通混凝土；5）完成普通混凝土养护，对普通混凝土凿毛；6）在普通混凝土上立模；7）浇筑UHPC；8）对UHPC 部分进行自然养护；9）自然养护28 d后进行模型试验，如图4所示.

图4 试验模型制作过程示意图Fig.4 Schematic diagram of the specimen making process

2.3 材料特性

本试验UHPC采用U120，其实测材料特性值如表2所示.C50混凝土及HRB400钢筋材料特性按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362－2018）取值，钢板采用Q345qD，材料特性按照《金属材料拉伸试验第Ⅰ部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2010）相关规定实测得到，栓钉材料性能和机械性能满足《电弧螺柱焊用圆柱头栓钉》规定，C50混凝土及钢材材料特性如表3、表4所示.

表2 U120强度实测值Tab.2 Measured value of the strength of U120

表3 C50普通混凝土主要设计参数取值Tab.3 Values of main design parameters of C50 ordinary concrete

表4 钢材材料特性Tab.4 Material properties of steel

2.4 加载及特性

试验采用600 t 液压式千斤顶进行加载，试验装置及加载如图5所示.

图5 试验装置及加载图示Fig.5 Test device and loading diagram

首先将试件安放在底面钢板上，并在底部垫少量细石英砂，以确保试件安放平稳；在试件顶面放置橡胶垫，并在其上依次安放分配梁、钢垫板、油压式千斤顶、球铰、钢垫板、压力传感器.为测得试件的荷载-滑移曲线，在其两侧钢板面布置千分表，千分表基座固定于钢板上，在UHPC 对应位置粘贴角钢，记录每级荷载下钢-UHPC 界面上的相对滑移，并取平均值.

对于含PBL 剪力连接件的试件，为使其受力明确及破坏现象明显，凿去试件底部C50 普通混凝土，消除底部混凝土承压作用影响，使得开孔面底面暴露，并在试件底部四角垫四个厚为50 mm 的钢垫块，使得PBL底面部位形成凹槽.

第二批试件加载方案均和第一批含PBL 试件一致.试验加载方案为：预加载时，以每级25 kN 加载至300 kN 后卸载；正式加载时，先以每级25 kN 加载，接近破坏时转位移加载控制，每级位移增量不超过0.5 mm.

3 试验结果

3.1 荷载-滑移曲线

图6 为各组试件荷载-滑移曲线，其中滑移指钢板与混凝土块界面的相对位移.同组试件荷载-滑移曲线几近重合，故在后续对比分析中取平均曲线（相同滑移下对荷载取均值）进行分析.由于实验室条件限制，反力架最大设计承载力为5 000 kN，出于安全考虑，对于第一批栓钉PBL 混合试件，加载至5 000 kN 左右停止试验，此时栓钉PBL 混合试件并未破坏，且未见任何明显界面裂缝.

图6中“av”是指同组2个试件的均值曲线.将栓钉试件均值荷载滑移曲线（avAS/avBS）、PBL 试件均值荷载-滑移曲线（avAP/avBP）、栓钉-PBL 混合试件荷载-滑移曲线（avASP/avBSP）栓钉荷载滑移曲线及PBL 荷载滑移曲线进行求和得到的荷载滑移曲线（avAS+avBS/avAP+avBP）绘制在一张图内进行分析.由于正常使用极限状态滑移限值一般为0.2 mm，故重点比较0.2 mm滑移内曲线特征.

可以发现，在0.2 mm滑移限值内，求和曲线与混合试件曲线几近重合.可以认为，在正常使用状态下，栓钉PBL 混合试件内栓钉与PBL 同步滑移，共同工作抵抗推出荷载，相同滑移下，混合剪力连接件抗力等于对应滑移下栓钉连接件抗力与对应滑移下PBL连接件抗力之和.

以P/Pu（P表示试验荷载，Pu表示试件峰值荷载）为纵坐标，分别以S/ds（S表示相对滑移，d表示栓钉直径）、S/D（D表示开孔直径）、S为横坐标，得到各类型试件归一化荷载-滑移曲线如图7所示.

由图7 可以发现，所有试件荷载-滑移曲线规律比较一致，可分为三个阶段：弹性阶段Ⅰ、塑性损伤阶段Ⅱ和破坏阶段Ⅲ.

图7 各组试件归一化荷载-滑移曲线Fig.7 Normalized load-slip curve of each group of specimens

在加载初期，即阶段Ⅰ，荷载滑移曲线大致呈线性发展，此时界面滑移量很小，在0.1 mm 左右；随着荷载增大，进入阶段Ⅱ，荷载-滑移曲线表现出非线性发展，滑移量增长速度变快；进入阶段Ⅲ后，滑移快速增大，对于栓钉试件，曲线近似成为一条平直曲线，试件迅速破坏；对于PBL 试件，曲线进入下降段，且仍能承受约1/2 的峰值荷载.这是由于PBL 试件内，孔内混凝土榫变形开裂后UHPC 钢纤维桥接作用依然能够提供一定承载力.对于栓钉PBL 混合试件，曲线进入下降段，随即迅速破坏.

各阶段特征点荷载及滑移值列于表5.栓钉试件与PBL 试件得到的特征滑移值均小于6 mm，均不满足Eurocode4 对于普通混凝土内延性剪力连接件滑移能力的要求，这主要是因为UHPC 开裂前及开裂后的刚度远大于普通混凝土.

表5 荷载-滑移曲线关键点Tab.5 Key points of load-slip curve

3.2 抗剪承载力及破坏形态

主要试验结果如表6 所示，Pu为试验加载全过程的峰值荷载，为单个栓钉或单孔平均承载力，为同组试件均值曲线获得的单个栓钉承载力平均值，Smax为峰值荷载所对应的滑移量，Smax，av为同组试件均值曲线峰值荷载所对应的滑移量.

表6 主要试验结果Tab.6 Main test results

仅含焊接栓钉试件破坏形态为一侧栓钉沿根部剪断，如图8 所示.栓钉根部附近出现UHPC 局部压碎的现象，其余范围UHPC 未发现压碎和裂缝，保持完整.加载过程中可以听到多次崩裂声，表明栓钉并非同时被剪断，且近加载端栓钉根部附近UHPC 压碎程度更大.第二批试件破坏形态类似，故不再进行展示.

图8 栓钉试件破坏形态Fig.8 Failure form of stud specimen

仅含PBL 试件破坏形态为PBL 混凝土榫剪断，如图9所示，破坏时，侧面钢板与UHPC 界面脱黏，两侧PBL 从UHPC 中推出，PBL 底部UHPC 出现局部剥落现象，PBL 端部与UHPC 界面处出现表面裂缝，由于钢纤维限制了混凝土裂缝的发展，混凝土块其他部分未见明显裂缝.第二批试件破坏形态相同，故不再进行展示.

图9 PBL试件破坏形态Fig.9 Failure form of PBL specimen

栓钉和PBL 混合试件，第一批试件未发生破坏，表面未出现可见裂缝，钢-UHPC 界面处未出现脱黏现象.第二批栓钉和PBL混合试件破坏形态为，一侧钢板上栓钉沿根部剪断，侧面钢板脱黏，焊于此侧面钢板上的PBL推出，PBL端部与UHPC界面处出现表面裂缝，PBL 底部UHPC 出现局部剥落现象.其破坏形态包含了栓钉试件与PBL 试件的破坏特征，如图10所示.

图10 栓钉与PBL混合试件最终形态Fig.10 Final shape of the composite specimen of stud and PBL

4 理论分析

4.1 两种剪力连接件荷载-滑移曲线

荷载-滑移曲线是反映剪力连接件抗剪性能的重要特征曲线，尤其对于本文所研究的栓钉-PBL 混合剪力连接件，两种剪力连接件各自承担的剪力将按刚度分配，因而首先就要研究两种剪力连接件的荷载-滑移曲线，以掌握其刚度变化规律.

作者调研及比较参考文献［5］及［8-12］提出的不同经验曲线公式后，在其公式形式的基础上，结合本文试验结果，提出UHPC 中栓钉的归一化荷载-滑移曲线公式如（1）所示：

对于UHPC 中PBL 剪力连接件荷载-滑移曲线，目前研究较少.结合理论及试验数据分析，作者假定在荷载滑移曲线进入下降段以前，PBL 与栓钉的受剪模式接近，参照栓钉剪力连接件荷载-滑移曲线形式提出其表达式，下降段以后，接近线性发展，故提出其分段表达式如公式（2）所示：

对本次两批试验均值曲线在Origin 中进行参数拟合，可得到参数a、b分别取0.003 98 和0.956 0；参数c、d取值分别为0.001 67 和0.842 5；参数k、e取值分别为-6.976 8和1.064 4.

4.2 抗剪刚度

剪力连接件的抗剪刚度是钢-混连接件设计中的一个重要参数，观察各类型剪力连接件的荷载-滑移曲线可发现，试件在弹性阶段的荷载与相对滑移量大致呈线性关系.现主要采用割线法确定剪力连接件的抗剪刚度［13-15］，割线法指以荷载-滑移曲线上连接原点和另一点的割线斜率作为剪力连接件抗剪刚度，此法主要依赖于荷载-滑移曲线，而不仅仅依赖于剪力连接件抗剪承载力，因此，其应用不受剪力连接件类型（柔性或刚性）、混凝土种类（普通混凝土、高强混凝土或UHPC）的影响，应用范围更广.本文中偏于安全考虑，取试件弹性极限点处的割线刚度作为其抗剪刚度.

研究表明［16］，弹性工作阶段剪力连接件的相对滑移一般不超过0.1 mm.结合试验荷载-滑移曲线，可以发现，当滑移量小于0.1 mm，栓钉试件与PBL 试件荷载之比(PAS/PAP、PBS/PBP)约等于二者弹性极限点处割线刚度之比(kAS/kAP=0.62，kBS/kBP=0.71)；当滑移超出0.1 mm 时，栓钉与PBL 试件进入非线性阶段，二者荷载比略有改变，如图11所示.

图11 栓钉与PBL荷载承担比例Fig 11 Load bearing ratio of stud and PBL

因此可以认为，混合试件在前期线性阶段时，其内部栓钉剪力键承担荷载与PBL 剪力键承担荷载成比例，且比例等于栓钉剪力键刚度与PBL 剪力键刚度之比.

4.3 PBL-栓钉组合剪力连接件荷载-滑移曲线

查阅国内外文献，暂未发现有对PBL-栓钉组合剪力连接件荷载-滑移曲线计算公式.

结合本次两批试验结果，根据刚度分配原则，提出PBL-栓钉组合剪力连接件计算公式，表达式为P=P1+P2，结合上述分析可得公式（3）.

式中：P1为栓钉剪力连接件荷载；P2为PBL剪力连接件荷载；P为栓钉-PBL组合剪力连接件荷载.

对本次两批PBL-栓钉组合试件进行实测与理论结果对比分析，如图12所示.

图12 栓钉-PBL试件荷载滑移曲线计算值与实测值对比Fig.12 Comparison of the calculated and measured values of the load-slip curve of the stud-PBL specimen

可以发现当滑移值小于0.2 mm 时，组合键实测值与公式计算值高度吻合，故本公式可较好地预测正常使用状态下PBL-栓钉组合剪力连接件荷载-滑移曲线.对实际工程设计有较好的指导意义.

由于PBL-栓钉组合键内的栓钉较长，进入了PBL 键的变形体内参与受力，当滑移值大于0.2 mm时，变形体进入塑性状态，栓钉组合键刚度提高的效果显著，而计算公式未考虑这一因素的影响.

4.4 抗剪承载力计算

欧洲规范［15］、美国规范［17］和我国规范［18］均提出了栓钉抗剪承载力计算公式.观察各规范计算公式，可以发现：普通混凝土中，抗剪承载力计算公式有两种，一种对应推出试验中混凝土板压碎情况，一种对应栓钉剪断破坏情况.而推出试件的破坏模式存在一个临界混凝土抗压强度，当混凝土抗压强度高于此临界值时，破坏模式恒为栓钉被剪断.而UHPC 的抗压强度远高于此临界值，故UHPC 中栓钉破坏模式均为栓钉剪断.

李萌等［5］研究了UHPC 中短栓钉的焊缝高度及直径的影响，对考虑焊缝贡献的高强混凝土中栓钉抗剪承载力公式进行了系数修正，提出了形式上与我国现行规范［18］保持一致且具有更加广泛适用性的抗剪承载力公式.

将单个栓钉抗剪承载力试验值与以上4 个参考文献中的公式计算值进行对比后发现：美国规范［17］、欧洲规范［15］、我国规范［18］的栓钉抗剪承载力公式是针对普通混凝土，用于UHPC 时预测值明显偏低，会使得设计结果过于保守.相对来说，李萌等［5］公式以及STC 规范［19］公式反映了UHPC 中栓钉受力特征，预测精度高.故建议UHPC 中栓钉设计时采用参考文献［5］中的公式，如式（4）所示

式中：P1u为栓钉试件抗剪承载力设计值；As为栓钉栓杆截面积，mm2；fu为栓钉抗拉强度，MPa；γ为抗力系数，建议取值1.25；φ=0.85+fc/fu，fc为混凝土抗压强度，MPa.

对于PBL 试件，目前关于PBL 连接件的抗剪承载力计算公式各不相同，且对于普通混凝土中情况研究较多.作者对具有代表性的公式进行调研，具体见参考文献［15，18，20-22］，结合PBL 传力原理以及实际试验结果，本文提出承载力计算公式为：

式中：右边第一项为孔内混凝土榫作用，第二项为钢板与混凝土间的黏结作用；P2u为PBL 试件抗剪承载力，N；AC为混凝土榫面积，mm2；fck为超高性能混凝土轴心抗压强度标准值，MPa；Af为钢板与混凝土间黏结面积，mm2；α为混凝土榫影响系数；β为混凝土与钢板间黏结影响系数.

根据本文试验结果进行回归分析可得到各影响系数，代入可得公式（6）.

对比各公式结果（见表7）可以发现：目前已有的PBL 计算公式对不含贯穿钢筋，采用UHPC 浇筑、破坏形态为孔内榫剪断时的PBL 键承载力的计算误差较大.

表7 PBL抗剪承载力公式计算值与试验值对比Tab 7 Comparison of calculated and experimental values of PBL shear bearing capacity formula

收集了国内外28 组不含贯穿钢筋PBL 推出模型试验数据［其特征参数满足（45 mm≤孔径D≤100 mm，20 mm≤开孔板厚度t≤35 mm，35 MPa≤混凝土立方体抗压强度fcu≤200 MPa）］并将其与公式（6）计算所得的抗剪承载力对比如图13 所示，可以看出本文提出的公式具有较高的预测精度，物理意义明确，考虑了钢板与混凝土间黏结作用，对于UHPC 中不含贯穿钢筋的PBL 剪力连接件抗剪承载力具有更高的预测精度.

图13 抗剪承载力试验数据与计算值对比Fig.13 Comparison between experimental data and calculated values of shear capacity

另外，PBL-栓钉组合键的抗剪承载力，相比PBL与栓钉剪力连接件之和高12%左右，究其原因，是由于栓钉较长，进入了PBL 键的破坏体内，导致剪切破坏面得到栓钉的强化，使得PBL-栓钉组合键的抗剪承载力偏高.

5 实桥验算

根据本文试验结果，利用本文提出的栓钉-PBL组合键公式对实桥结合段UHPC 方案进行验算.本结合段抗剪栓钉（M19×200）共164 个，开孔孔径为60 mm，10块开孔板共计50个开孔：

经全桥Midas计算，最不利墩柱的承载极限状态下竖向力设计值为γ0Vd=16 611.97 kN；使用本文公式计算栓钉承载力和PBL 承载力之和为P1u+P2u=21 943.2 kN+14 150 kN=36 093.2 kN，而由本文试验可知，混合剪力连接件承载力之和超出二者承载力之和，故承载力安全系数γ≥=2.17 >1.4；计算结果符合承载力极限状态安全要求.

经Midas全桥模型计算，最不利墩柱的正常实用状态下竖向力标准组合值为Vsd=12 184 kN；使用公式（3）计算其滑移量可得S=0.04 mm <0.2 mm，计算结果符合正常使用状态要求.

故对于采用栓钉-PBL 混合剪力连接件优化后的设计方案，在承载力极限状态及正常使用状态均符合安全要求.