0 引言

　　 钢-混凝土组合结构能充分发挥钢材和混凝土各自的材料特性，兼顾钢结构和混凝土结构的优点，具有显著的技术经济效益和社会效益，是具备一系列优点的新型结构形式。在钢-混凝土组合构件中，栓钉抗剪连接件作为广泛使用的主要传力部件，能协调钢与混凝土界面之间的受力及变形，使两者共同受力，其受力性能对充分发挥两种材料的优势起着至关重要的作用。然而，栓钉抗剪连接件在混凝土中的力学行为极为复杂，以钢-混凝土组合梁为例，栓钉与混凝土翼缘板的抗剪传力类似于线接触的圆柱形铰，栓钉周边3d(d为栓钉直径)范围内的混凝土受栓钉“剪撬”局压集中作用极易在与栓钉接触的混凝土内部产生劈裂微裂缝 ^[1,2,3],显然该劈裂微裂缝在混凝土内部扩展，遇到横向钢筋的约束才得到相对有效的抑制。这种无有效约束的劈裂引起的界面滑移效应在一定程度上减小了组合梁刚度，降低了结构的耐久性 ^[4]。国内外学者为解决上述问题，使钢梁与混凝土板更好地共同工作，主要采取以下几方面措施：1)提出各种新型剪力连接件，如双钉头型栓钉剪力连接件 ^[5],Perfoband Strip剪力连接件 ^[6]等；2)采用高强高性能混凝土 ^[7,8,9],如高强高性能混凝土、钢纤维混凝土及纤维增强水泥基复合材料在组合梁中的研究应用等，其相对成本目前均较高；3)采用在组合梁混凝土翼缘板中施加预应力 ^[10]的措施，然而混凝土翼缘板中的预应力导入度较低，混凝土板厚较大，工艺较复杂，需要专门的设备，对施工质量要求甚高 ^[11];4)采用构造措施来限制纵向劈裂的发展，如目前我国《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)(条文说明) ^[12]中第14.6.3,14.6.4条建议配置横向抗剪钢筋来约束混凝土板纵向劈裂，而此处的横向抗剪钢筋与翼缘板沿纵向剪切方向分布的混凝土板支座的负弯矩计算所需钢筋不能互相替代，叠加后将导致混凝土板内的横向布置钢筋密集到无法布置(在完全抗剪连接的组合构件设计中尤为显著)。以上措施对解决连接件“剪撬”局压劈裂的针对性较差，有必要对现有的剪力连接件进行技术升级改良，采用针对性较强的构造措施来解决栓钉与栓钉周边混凝土“剪撬”局压劈裂破坏的问题，有效提高钢-混凝土界面传力的刚度，推动钢-混凝土组合构件在大跨度桥梁与高层钢-混凝土组合结构中的广泛应用。

　　 图1 带约束构造的栓钉抗剪连接件示意图 

　　  

　　 图2 带约束构造的栓钉抗剪连接件推出试件(栓钉直径19mm) 

　　  

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

　　 本文提出一种带约束构造的新型栓钉抗剪连接件，该新型抗剪连接件是在普通栓钉外缘3d范围内浇筑一圈高强细石混凝土，在高强细石混凝土外柱面密贴缠绕包裹2～3周碳纤维织物，然后在高强细石混凝土外侧6d处同心环绕螺旋筋，并通过浇筑方式成型在钢筋混凝土翼缘中(图1)。

　　 试验设计并制作5个带约束构造和1个无约束构造(传统栓钉)抗剪连接件推出试件，推出试件型钢选用Q355B,规格为HW250×250×9×14,混凝土板强度等级为C30,宽度为600mm, 高度为650mm, 厚度为120mm, 栓钉周围3d范围内的高强混凝土按照C80等级设计，钢筋采用HRB400级热轧带肋钢筋。

　　 栓钉按照《电弧螺柱焊用圆柱头栓钉》(GB/T 10432—2002)规范选用ML-15材料，其中栓钉直径分别为16,19,22,25mm四种，长度均为100mm, 具体构造及尺寸如图2所示。推出试件SD-1～SD-6具体参数如表1所示。

　　 推出试验试件规格参数 表1

试件编号	栓钉直径 d/mm	栓钉长 径比	栓钉长度 /mm	C30混凝土翼缘板 厚度/mm	横向钢筋	总横向配筋率	纵向钢筋	高强C80细石 混凝土直径3d/mm	螺旋筋直径 6d/mm
SD-1	16	6.25	100	120	4 8	0.5%		48	96
SD-2	19	5.26			48	0.5%		57	114
SD-3	19	5.26			48	0.5%	5ϕ6	—	—
SD-4	22	4.55			410	0.8%		66	132
SD-5	25	4.00			412	1.2%		75	150
SD-6	25	4.00			510	1.0%		75	150

 

　　  

1.2 试验装置及加载方案

　　 本试验在湖南科技大学结构实验室500T长柱试验机上进行加载，试验采用DH3821静态应变分析系统同步采集试验时钢筋应变以及栓钉应变值，数显百分表采集钢-混凝土相对滑移，荷载采集选用量程200T的YN-TJ3柱式称重传感器。推出试验装置如图3所示。

　　 图3 推出试验装置图 

　　  

　　 本试验是集中荷载静力试验，采用单调分级加载方式，加载分为预加载和正式加载两个阶段。预加载阶段：荷载从初始值加到极限荷载的40%,持续一段时间，待百分表等稳定之后，卸载到极限荷载的5%,循环加载5次。正式加载阶段：正式加载为分级加载，开始时每级荷载为理论极限荷载的1/15～1/10逐级加载，当荷载加载到极限荷载的50%时，每级荷载减少为极限荷载的1/20～1/15,当荷载达到极限荷载的80%时，每级增加荷载继续减小，直到加载到试件结构破坏。

2 试验分析

2.1 试验现象、破坏形态及极限推出荷载

　　 本试验6个试件在静力荷载作用下最终破坏呈现两种截然不同的破坏形态，其中试件SD-1,SD-2,SD-3为栓钉剪断破坏，试件SD-4,SD-5,SD-6为混凝土压溃破坏。6个试件的推出试件极限推出荷载如表2所示。

　　 试件SD-2直到栓钉被剪断，普通混凝土也没有出现任何裂缝，栓钉剪断后栓钉周围高强混凝土虽然观察到细微的裂缝，但该细微的裂缝发展到碳纤维约束处并没有继续向外扩展，如图4所示。传统对比试件SD-3推出荷载加载至496kN(约0.78V_u)时，对应滑移已达1mm, 已经开始出现混凝土劈裂；当推出荷载加载至635kN(约1.0V_u),对应的平均滑移2.11mm, 试件混凝土底部出现了多条裂缝，裂缝由底部向中间逐渐贯通开展，混凝土板面出现了多条斜裂缝，栓钉剪断前平均滑移达9.45mm。剪断后栓钉下侧的混凝土受压区出现了混凝土开裂粉碎的现象，且栓钉根部周围混凝土呈现多条逐渐向外扩展的裂缝(图5)。推出试验中试件SD-2与试件SD-3最终的破坏尽管均为栓钉剪断破坏，但实测的推出荷载-滑移曲线显示试件SD-2较试件SD3具有显著的刚度优势(详见2.2节)。

　　 推出试件极限推出荷载 表2

试件 编号	栓钉规格 及总数量	平均单钉极限 荷载值P/kN	极限推出 荷载值V/kN	受剪承载力 设计值Vu/kN	V/Vu
SD-1	8ϕ16	56.0	448	450.1	0.99
SD-2	8ϕ19	119.4	955	634.8	1.51
SD-3	8ϕ19	112.5	900	634.8	1.42
SD-4	8ϕ22	136.3	1 090	851.2	1.28
SD-5	8ϕ25	154.4	1 235	1 099.8	1.12
SD-6	8ϕ25	168.8	1 350	1 099.8	1.23

 

　　 注：推出试件的总受剪承载力设计值V_u=8N_v,其中单个栓钉抗剪连接件的受剪承载力设计值N_v按《钢结构设计标准》(GB 50017—2017) ^[13](简称新钢标)式14.3.1-1不等式右侧栓钉承载力计算确定。

　　  

　　 图4 试件SD-2栓钉剪断破坏 

　　  

　　 试件SD-4,SD-5,SD-6分别在推出荷载加载至850,840,980kN前无任何裂缝产生，其对应的平均滑移值分别为0.89,0.83,0.83mm, 当加载达到上述荷载时，混凝土板面开始出现肉眼可见细微裂缝(裂宽小于0.1mm)。随着荷载继续增加，栓钉周围开始出现竖向裂缝，混凝土板底也出现了由板底延伸到栓钉高度处的裂缝，板面混凝土裂缝呈现混凝土逐渐压溃裂缝逐渐贯通的特点，混凝土压溃的峰值荷载分别为1 090,1 235,1 350kN,其对应平均滑移分别为5.70,6.43,3.51mm。当荷载达到峰值荷载后，混凝土板外侧出现横向裂缝以及新的竖向裂缝，最终混凝土板中钢筋被压弯变形向外拱出(混凝土板双层横向钢筋之间未设置必要的拉钩),此时混凝土板与钢梁的界面滑移持续增加，但其栓钉并不能被剪断，试件SD-4压溃破坏如图6所示。

　　 图5 试件SD-3栓钉剪断破坏 

　　  

　　 图6 试件SD-4混凝土压溃破坏 

　　  

　　 图7 带约束构造的试件荷载-滑移曲线 

　　  

　　 图8 钢筋应变片布置 

　　  

2.2 试件荷载-滑移曲线

　　 将推出试验实测的栓钉荷载-滑移曲线的结果与《钢-混凝土组合桥梁设计规范》(GB 50917—2013) ^[14](简称桥梁规范)中第6.3.1条给出的栓钉荷载-滑移的计算模型进行对比，得到抗剪连接件推出试件的荷载-滑移曲线对比图，如图7所示。

　　 由图7可知，不同直径栓钉推出试件的荷载-滑移曲线具有相同的变化趋势，试件SD-2曲线在加载初期比传统栓钉试件和桥梁规范计算的曲线趋势均陡峭。带约束构造的栓钉抗剪连接件的初始刚度较传统栓钉大，在加载各阶段，其刚度优势明显。约束构造有效提高了栓钉抗剪连接件的开裂荷载，较传统栓钉具有强韧界面抗剪刚度的显著优势。

　　 通过比较5个带约束构造推出试件的荷载-滑移曲线(图7(b))可知，在线弹性阶段，曲线上升段趋势陡峭且斜率基本保持稳定，说明初始刚度较大。除了试件SD-1外，当荷载达到800kN之后，曲线开始出现明显弯曲，滑移增大明显，此时各试件开始出现裂缝。对于直径25mm的栓钉试件SD-5,SD-6,线弹性阶段两者曲线重合，当试件出现裂缝以后，两者滑移才出现差异，说明增加横向配筋率，对开裂荷载影响不大，但对极限承载力有一定的影响，且栓钉直径越大，抗剪连接件抗剪面积越大，抗剪性能越好，承载力越高。

　　 图9 各试件推出荷载-钢筋应变曲线 

　　  

2.3 推出荷载-钢筋应变曲线

　　 为对各个试件混凝土板中的横向钢筋应力状态进行分析，在混凝土翼缘板中横向钢筋上布置应变片，如图8所示。各试件推出荷载-钢筋应变曲线见图9。

　　 由图9可知，试件SD-1的钢筋应变最小，栓钉推断时，平均单钉荷载达50kN时对应的钢筋应变为170×10^-6,对应钢筋应力34MPa, 横向钢筋处于较小应力下的弹性阶段，由于经历了二次循环加载至设计受剪承载力，栓钉直接发生剪断。

　　 比较新型试件SD-2和传统试件SD-3的钢筋应变数据可知，当试件SD-2推出荷载达到635kN时，平均单钉荷载达79kN(设计受剪承载力),对应滑移量0.47mm, 为试件SD-3的22%;试件SD-2对应钢筋应力20MPa, 为试件SD-3的40%;当试件SD-2推出荷载达到800kN时，对应滑移量1.1mm, 为试件SD-3的21%;试件SD-2对应钢筋应力50MPa, 为试件SD-3的25%;至栓钉推断前推出荷载达到935kN时，剪断前平均的滑移量达到4.1mm, 为试件SD-3的43%;此时对应最大的钢筋应力150MPa, 横向钢筋应力未达到屈服应力，直至最终栓钉发生剪断。说明自带约束构造的栓钉抗剪连接件较传统栓钉抗剪连接件能有效减小钢-混凝土界面之间60%～79%的滑移量，降低横向钢筋中57%～75%拉应力水平。

　　 试件SD-4,SD-5,SD-6最终均为混凝土压溃破坏，推出试件开裂荷载为890kN时，对应滑移平均值为0.85mm, 此时混凝土板内横向配筋应力不大于160MPa, 随着推出荷载逐步达到混凝土压溃的峰值，横向钢筋逐渐屈服，对应最大的钢筋应变超过1 800ε,钢筋进入流塑状态，采用横向钢筋的配筋形式对最终的压溃峰值荷载大小仅有不足8%的影响。

　　 图10 桁架三角单元模型 

　　  

2.4 横向钢筋受力状态分析

　　 根据文献[15]可知，混凝土板对栓钉所受纵向剪力的抗力可通过一个能同等应用于受压混凝土板中的桁架三角模型来研究(图10)。在该模型中，单个栓钉所受的剪力P由混凝土压力C和钢筋拉杆所受的拉力T_s来平衡。通过桁架三角单元的受力平衡条件和全破坏过程中夹角θ变化的特征来研究横向钢筋的受力状态。

　　 通过模型可得到：

　　 tanθ=2TsPTs=εs⋅Es⋅Astanθ=2ΤsΡΤs=εs⋅Es⋅As

　　 式中：P为单钉所受的剪力；T_s为上排或下排横向钢筋所受拉力之和；ε_s为横向钢筋的应变；E_s为钢筋弹性模量；A_s为横向钢筋的横截面面积。

　　 采用上述模型得到试件SD-2,SD-3,SD-5在全破坏过程中夹角θ的数值变化，绘制成夹角-滑移曲线，如图11所示。

　　 由横向钢筋的拉杆平衡条件可知：T_s=0.5Ptanθ,试件SD-2在滑移开始直至栓钉剪断夹角θ与滑移s基本呈线性增长关系，夹角θ变化范围2°～8°;而试件SD-3夹角θ变化范围2°～26°。栓钉推断时试件SD-2,SD-3对应的夹角θ分别为8°和26°,试件SD-2栓钉剪断对应横向钢筋的拉力仅为试件SD-3的28.8%。说明自带约束构造的栓钉抗剪连接件的约束构造能够有效地抑制混凝土开裂及劈裂发展，即使在栓钉剪断前剪断荷载相同的情况下，可较传统栓钉抗剪连接件抗纵向劈裂减少约71.2%的横向钢筋的用量，显然，采用自带约束构造的栓钉抗剪连接件能让更多的横向钢筋用于承受沿纵向剪切方向分布的混凝土板支座的负弯矩作用，有利于适当增大组合梁翼缘板的跨度。

　　 图11 夹角-滑移曲线 

　　  

　　 通过分析试件SD-5(长径比为4)的夹角-滑移曲线得知，当滑移达到0.8mm左右时，θ有很明显的陡增，此时混凝土板开始出现压溃开裂裂缝。当滑移达到2mm, 上排钢筋的夹角θ达到6°,下排钢筋的夹角θ达到12°时，栓钉在混凝土板内的压力并不均匀，钢筋横向拉力分布也不均匀，板底钢筋拉力约为板顶钢筋拉力的2.02倍；当滑移达到7mm左右，上排钢筋的夹角θ达到12°,下排钢筋的夹角θ达到32°时，板底钢筋拉力约为板顶钢筋拉力的2.94倍，混凝土被压溃，试件整体失效。根据最终压溃破坏的特点建议在混凝土翼缘板上下层钢筋间适当增设拉结钢筋以增大压溃峰值荷载及延性。

2.5 试件栓钉的抗剪刚度分析

　　 本次试验C30混凝土翼缘板均为120mm厚，较传统推出试验的翼缘板减小30mm, 考虑栓钉直径和长径比两个因素对抗剪刚度的影响。按桥梁规范分别取滑移s=0.5,1,2,4mm, 对应的剪力为0.5V_u,0.68V_u,0.82V_u,0.91V_u,推出试件试验荷载-滑移曲线与桥梁规范、新钢标的比较如表3所示。

　　 由表3可知，当滑移为0.5mm时，自带约束构造的栓钉刚度较桥梁规范提高值在1.25～2.05之间，即使滑移达到4mm, 带约束构造的栓钉刚度较桥梁规范提高值仍在1.19～1.59,试件SD-2的提高幅度最为显著，其对应的栓钉长径比5.26,试件SD-2栓钉剪断前的刚度是桥梁规范刚度值的1.64倍。栓钉长径比均为4的试件SD-5,SD-6,滑移0.5mm时，自带约束构造的栓钉刚度较桥梁规范提高均值为1.34,滑移4mm时，自带约束构造的栓钉刚度较桥梁规范提高均值为1.25,大直径栓钉不会发生界面栓钉剪断，但应控制混凝土整体压溃开裂荷载及压溃峰值荷载。

　　 目前常用的栓钉抗剪刚度的计算方法有Eurocode4规范方法、日本规范方法、0.8mm割线法以及近似公式法 ^[16]。本次试验中的6个基本推出试件的单钉平均抗剪刚度值采用上述4种刚度 ^[16,17]计算的结果如表4所示。由表4可见：

　　 (1)栓钉的抗剪刚度 ^{[13,14,16,17,18,19,20,21]}计算方法尽管各不相同，但各种刚度计算栓钉的抗剪刚度提高在2.69～1.57范围内，其中传统栓钉试件SD-3的实测刚度为新钢标规定刚度值的0.78倍，栓钉达到抗剪承载力设计值前，栓钉刚度并未达到新钢标刚度值；而试件SD-2的实测刚度为新钢标刚度值为1.23倍。对比试验数据充分说明：在混凝土板厚度减小30mm的不利情况下，自带混凝土约束构造的栓钉抗剪连接件具有优越的界面抗剪承载力，即能保持强韧稳定的界面抗剪刚度。

　　 试件推出荷载-滑移性能 表3

试件 编号	受剪承 载力设 计值 Vu/kN	实测荷载-滑移曲线刚度与桥梁规范第6.31条计算刚度的比较																新钢标刚度 Ncvvc与滑移 1mm对应实 测刚度比值
		滑移0.5mm				滑移1mm			滑移2mm			滑移4mm			剪断或压溃前
		荷载试 验值 V/kN	桥梁 规范 计算 值 /kN		比值	荷载 试验值 V/kN	桥梁 规范 计算 值 /kN	比值	荷载 试验值 V/kN	桥梁 规范 计算 值 /kN	比值	单钉 平均剪 力/kN	桥梁 规范 计算 值/kN	比值	荷载 试验值 V/kN	桥梁 规范 计算 值/kN	比值
SD-1	450.1	387		224	1.73	401	305	1.31	—		—	—		—	448	450	0.99	50.1/56=0.89
SD-2	634.8	649		317	2.05	778	432	1.8	900	521	1.73	921	578	1.59	955	582	1.64	97.2/79.3=1.23
SD-3	634.8	408		317	1.29	564	432	1.31	630	521	1.21	762	578	1.32	762	621	1.23	62.1/79.3=0.78
SD-4	851.2	711		426	1.67	875	579	1.68	994	698	1.42	1 068	775	1.38	1 090	812	1.34	108.6/106.4=1.02
SD-5	1 099.8	680		545	1.25	906	748	1.21	1 071	902	1.19	1 292	1 001	1.19	1 235	1 049	1.18	113.2/137.4=0.82
SD-6	1 099.8	780		545	1.43	1 032	748	1.38	1 201	902	1.33	1 340	1 001	1.33	1 350	1 030	1.31	129.1/137.4=0.94

 

　　 注：单个栓钉抗剪连接件的受剪承载力设计值Ncvvc按新钢标中式(14.3.1-1)不等式右侧栓钉承载力计算确定。

　　  

　　 推出试件单钉平均抗剪刚度值 表4

试件编号	日本规范方法 /(kN/mm)	Eurocode4规范 方法/(kN/mm)	0.8mm割线法 /(kN/mm)	近似公式法 /(kN/mm)	1mm对应单钉平均 剪力/(kN/mm)	实测刚度新钢标刚度Ncv实测刚度新钢标刚度Νvc
SD-1	375	231	64	25	50.1	50.1/56=0.89
SD-2	361	152	118	45	97.2	97.2/79.3=1.23
SD-3	134	39	73	42	62.1	62.1/79.3=0.78
SD-4	349	159	130	44	108.6	108.6/106.4=1.02
SD-5	257	120	128	44	113.2	113.2/137.4=0.82
SD-6	331	153	150	48	129.1	129.1/137.4=0.94

 

　　  

　　 (2)从试件SD-4实测刚度与新钢标刚度的比值可知，在混凝土板厚度减小30mm的不利情况下，虽然栓钉的抗剪承载力较试件SD-2并未充分发挥，栓钉亦未被剪断，但试件SD-4的实测刚度为新钢标刚度的1.02倍，达到了界面抗剪刚度的规范目标值，且该试件破坏全程未出现混凝土劈裂破坏，呈现出混凝土逐步压溃直至破坏的延性破坏特征，而栓钉此时仍然具备约20%的抗剪承载力安全储备。该界面抗剪受力特征为钢-混凝土界面抗剪强组合连接奠定了有利的受力基础，为钢-混凝土组合连接的强连接系数的设计提供了可能的选择。

　　 (3)从试件SD-5,SD-6实测刚度与新钢标刚度的比值可知：直径25mm的栓钉用于C30混凝土等级的120mm厚翼缘板，尽管不会发生混凝土劈裂破坏及栓钉剪断破坏，但其实测刚度略低于新钢标规定的刚度值，应注意适当加大翼缘板厚或翼缘板混凝土强度确保其刚度不低于新钢标规定的刚度值。横向配筋对弹性阶段的刚度不敏感，增加横向配筋仅在混凝土进入压溃破坏时能有限提高混凝土的极限承载力；带约束构造的栓钉具有能依靠自身的约束构造有效避免“剪撬”局压劈裂的局压不利影响的能力。

　　 (4)由于试件SD-1直接加载至受剪承载力设计值进行卸载再加载，小直径栓钉呈现明显的栓钉钢材疲劳脆断破坏，抗剪效率低，采用约束构造时宜尽可能采用22,25mm的大直径栓钉以提高钢-混凝土界面的抗剪承载力及抗剪刚度。

3 结论与展望

　　 (1)自带约束构造的栓钉抗剪连接件能解决栓钉周边混凝土“剪撬”局压劈裂破坏的问题，有效提高钢-混凝土界面传力的剪切刚度。带约束构造栓钉可较传统抗纵向劈裂的栓钉减少71.2%的横向钢筋用量，从而有利于增大组合梁翼缘板的跨度。

　　 (2)在普通混凝土强度等级C30～C40及栓钉长径比4～5时，大直径栓钉基本发生混凝土压溃破坏，在组合构件中应依据栓钉在构件中不同位置处的混凝土应力水平，控制其压溃开裂应力水平与压溃峰值应力水平，使用较大直径栓钉在有效避免栓钉剪断脆性破坏的情况下，提高组合构件的组合应力水平及构件的刚度。

　　 (3)大直径的栓钉，如直径22mm及以上的栓钉剪断破坏的试验仍需要进一步推出试验验证，对验证和完善栓钉剪断破坏的理论具有重要意义。

　　 (4)钢-混凝土组合构件的界面连接应满足强界面连接的要求，带约束构造的抗剪连接件为钢-混凝土组合构件的强连接系数的设计提供了可能的选择。

　　 (5)构件中的栓钉与混凝土的相互作用是栓钉与周边混凝土的相互挤压力，应符合混凝土局部受压的受力机理，且栓钉的抗剪刚度与组合构件中混凝土板的面内应力相关，自带约束构造的栓钉抗剪连接件对组合构件的承载力及刚度的提高效应还需要进一步的研究。

　　 (6)自带约束构造的栓钉抗剪连接件有利于建立以实际栓钉布置为基础的组合构件数值分析计算模型，量化受力各阶段钢-混凝土组合构件的界面滑移以及组合构件钢、混凝土对应的应力状态，组合构件的精细化数值仿真分析可以大为简化，有利于整体提高组合构件的应用水平。