焊缝形态对栓钉抗剪承载力的影响

　　摘要：采用推出试验分析和有限元模拟结合的方法，通过试验测试和有限元参数分析，研究栓钉受剪加载全过程和焊缝形态对栓钉抗剪承载力的影响。研究结果表明：试件的破坏模式为栓钉断裂，断裂前试件经历了显著的弹性和塑性变化过程;焊缝对栓钉的抗剪承载力有显著提高，试验测试值为公路桥梁现行设计标准规定计算值的1.59倍;采用角焊缝围焊的栓钉，当焊缝尺寸控制在合理范围内时，栓钉的抗剪承载力随焊缝高度线性增大;采用瓷环成形的栓钉，焊缝高度h与直径D的比值不宜大于0.42，在此限值范围内，栓钉抗剪承载力随焊缝高度和直径线性增大;有限元模拟时需考虑焊缝形态的影响，否则会降低栓钉的抗剪承载力。

　　关键词：组合结构;栓钉;抗剪承载力;焊缝形态;推出试验

　　Abstract: This paper investigated the whole shear loading process and the influence of weld shapes on the sheal bearing capacity of stud by push-out tests and finite element parameter studies. The results showed that the failure mode of specimen was the fracture of stud. The specimen had experienced a significant elastic and plastic process before fracture. The shear bearing capacity of the stud was significantly improved by weld seam , and the test value was 1.59 times of the value calculated by design code. When the weld size was controlled within a reasonable range, the shear bearing capacity increased linearly with the weld height for studs with fillet weld. The ratio of weld heisht h to diameter D was recommended smaller than 0.42 for studs formed by porcelain ring. Within this limit, the shear bearing capacity of stud increased linearly with the weld height and diameter. The weld shane should be considered in.inite element simulations, otherwise the shear bearing capacity of studs would be reduced.

　　Keywords: composite structures; stud; shear bearing capacity; weld shape; push-out test

　　钢-混凝土组合结构能够充分发挥钢材和混凝土材料的优点，具有较高的性价比，在土木工程中的应用越来越广泛。为保证两种材料协同工作，需要在钢混结合面设置剪力连接件，栓钉是目前工程实践中使用最广泛的一种剪力连接件形式，在水平面各向抗剪性能一致，属于柔性剪力连接件[)。试验研究是测试剪力连接件抗剪性能最直接的手段，包括梁式试验、节段模型试验和推出试验等方法，其中推出试验的受力明确，试件尺寸小，试验过程相对简便，试验费用可控，是研究剪力连接件抗剪性能最常用的方法。国内外学者和工程技术人员对栓钉的抗剪承载力-3、构造参数和布置方式[等开展了大量试验研究和理论分析，并结合实际工程应用，进一步开展了大量的栓钉疲劳性能[3)、耐久性能[0-7]和栓钉群效应-])等方面的研究。研究结果一致认为栓钉的抗剪性能与钢材和混凝土的材料参数、栓钉直径等参数密切相关。

　　当前我国设计标准给出的栓钉抗剪承载力计算式基本相同，JTG D64-2015《公路钢结构桥梁设计规范》[1]和JTG/T D64-01-2015《公路钢混组合桥梁设计与施工规范》[1]中承载力计算式为：

　　式中: Vsu为单个栓钉抗剪承载力; Asu为栓钉杆径截面面积; Ec 为混凝土弹性模量; fcd为混凝土轴心抗 压强度设计值; fsu为栓钉材料抗拉强度最小值。 GB 50017—2017《钢结构设计标准》[12]给出栓 钉抗剪承载力计算式为:

　　式中: fu 为栓钉极限抗拉强度设计值，应符合 GB /T 10433—2002《电弧螺柱焊用圆柱头焊钉》[13] 的要 求，也即 fu 取值不小于 400 MPa，也即 GB 50017— 2003《钢结构设计规范》中规定，fu 为 f 与 γ 的乘积， 其中，f 为栓钉材料抗拉强度设计值，γ 为材料抗拉 强度最小值与屈服强度之比。

　　通过对比式( 1) 与式( 2) 可以发现: 栓钉抗剪承 载力采用了相同的计算式; 现行 GB 50017—2017 修 订了 GB 50017—2003 中的规定，取消了栓钉材料强 度抗力分项系数的折减。

　　我国目前工程使用的成品栓钉材质为 ML15 或 ML15Al，其 fsu = 400 MPa，代入式( 1) 中可以发现，当混凝土强度等级不大于 C30 时，栓钉抗剪承载力由混凝土材料性质决定，当大于 C30 时，栓钉破坏模 式为自身剪断，由钢材性能决定。目前桥梁主体结 构混凝土常采用 C40～ C60 混凝土，栓钉的抗剪承载 力由栓钉材料强度和截面面积决定，实际栓钉根部 由于焊缝的存在，增大了抗剪断面，而几本标准规定 的算式均以杆径截面进行设计，使栓钉的抗剪承载力计算值偏小[14]。

　　在进行组合梁有限元模拟分析时，通常采用实 体单元模拟混凝土板，采用壳单元模拟钢板，栓钉的 模拟方式可采用如下方式[15]: 1) 采用弹簧单元连接 对应的钢板结点和混凝土结点，弹簧刚度和承载力 根据推出试验确定; 2) 采用梁单元模拟栓钉，梁单元嵌固在混凝土实体单元中，焊缝处的结点与钢板结点固接。采用梁单元模拟时，当单元截面采用杆 径截面时会低估栓钉的抗剪承载力。

　　基于上述分析，本文开展了栓钉焊缝形态对抗 剪承载力影响的研究，参考欧洲标准 Eurocode 4，设 计了三个试件进行推出试验并采用 ABAQUS 软件 对试验进行了全过程模拟，验证了有限元分析方法的合理性; 随后进一步开展焊缝构造参数分析，为更准确地计算栓钉抗剪承载力提供参考。

　　试验研究

　　1. 1 试件设计

　　设计的 3 个试件( S1～ S3) 采用了相同的构造形式，如图1所示，混凝土板尺寸为650 mmx600 mmx150 mm，采用C60混凝土;箍筋采用中12的HRB400钢筋;中j]钢梁ЖНнE钢，规格HW250x250x9x14，采用Q345钢材;栓钉连接件采用413的成品栓钉，栓钉高度120 mm，钢梁每侧设置2颗栓钉，间距100 mm，栓钉采用角焊缝围焊的形式进行连接，焊脚高度7mm

　　1. 2 材料性能

　　材料性能测试均采用国家相应的标准进行，混 凝土的立方体抗压强度为 61. 4 MPa，弹性模量为 31. 5 GPa，泊松比为 0. 18。钢材的材料性能测试结 果见表 1。

　　1. 3 试验加载及测试

　　试验加载设备采用液压式加载系统，如图 2 所 示。加载过程分为预加载和正式加载，预加载为 30%屈服荷载，持续一段时间，消除非弹性变形后， 进行卸载; 正式加载按每级 100 kN 加载至试件屈 服; 随后根据荷载-滑移曲线的趋势将荷载降低至 每级 5～50 kN。

　　采用百分表测试界面滑移，测点位于钢混结合 面的顶部和底部，如图 3 所示。

　　2 试验结果与分析

　　2. 1 破坏模态 所有试件的破坏模式均为栓钉剪断，混凝土板 未出现裂缝; 所有栓钉的破坏位置均为根部断面突 变处，且栓钉下方受压混凝土发生了局部压溃，如图 4a 所示，栓钉断口如图 4b 所示。

　　S1 试件各栓钉均匀受力，破坏时两侧栓钉均被 剪断，如图 5a 所示; S2 与 S3 试件一侧的栓钉断裂后 发生倾斜，试件失去继续加载的能力，如图 5b 所示。

　　2. 2 荷载-滑移曲线

　　试件的荷载-滑移曲线如图 6 所示，在加载初 期，三个试件具有相同的抗剪刚度，荷载-滑移曲线重合度较好。进入屈服阶段后，三组试件的抗剪行 为差异明显，主要与混凝土材料固有的离散性和栓 钉传力的均匀程度有关，各栓钉受力越均匀，其抗剪承载力越大，如 S1 试件; S2 试件单侧两颗栓钉同时 断裂，承载能力次之; S3 试件在加载过程中单颗栓 钉较早断裂，不能充分发挥栓钉群的作用，试件的延 性和承载力最低。根据 S1 和 S3 试件栓钉断裂前后 的荷载差值计算单颗栓钉的抗剪承载力: S1 试件计算结果为 72. 2 kN，S3 试件计算结果为 71. 0 kN，两 者的计算值接近，取其平均值作为单颗栓钉的抗剪 承载力，为 71. 6 kN。

　　根据试件的破坏过程分析三个试件达到承载力 极限状态时各栓钉分配的荷载，如表 2 所示，可知: S1 试件的栓钉均达到极限承载力 71. 6 kN，其中由 于材料的离散性，某几个栓钉的承载力高于计算的 抗剪强度( 71. 6 kN) ，此处假定 1 个栓钉强度得到增强，实际得到增强的栓钉数量越多，栓钉受力越均 匀。根据试件的破坏模态分析 S2 试件和 S3 试件的 栓钉受力构成可知，S2 试件单侧 2 个栓钉达到极限 承载力 71. 6 kN，S3 试件 1 个栓钉达到极限承载力。

　　3 有限元全过程模拟

　　3. 1 模型建立

　　采用 ABAQUS 软件建立有限元模型，混凝土本构关系采用 Hongnestad 曲线，型钢和栓钉本构关系采用二次塑流模型，材料力学指标采用试验测试值。混凝土塑性采用 Concrete Damaged Plasticity 模型， 钢材采用 Mises 屈服准则。

　　根据试件的对称性，建立 1 /4 模型，混凝土板、 钢梁、栓 钉 均 采 用 三 维 8 结 点 线 性 缩 减 单 元 ( C3D8R) 模拟，由于不存在界面掀起，栓钉模型的头部按公称直径取值，以优化网格形态，提高计算效率，栓钉根部焊缝按真实尺寸建立，网格整体划分如 图 7a 所示，钢结构的网格划分如图 7b 所示。

　　模型的对称面采用对称约束;混凝土板下表面采用竖向约束，选取混凝土板底面中心结点约束刚体运动。中间钢梁与栓钉之间采用固接连接;钢构件与混凝土板之间采用接触单元模拟，忽略摩擦力的作用。采用位移法加载，通过对竖向反力求和获取荷载值。

　　3.2 模型验证与分析

　　3.2.1 荷载-滑移曲线试件的荷载-滑移曲线对比计算结果如图8所示，有限元模型中各栓钉受力均匀，与S1试件的加载过程最接近，计算结果与S1试件的试验结果吻合较好。由于有限元计算时未施加重力，且进行变形精准控制，栓钉断裂后钢板与混凝土板的空间相对位置不变，由于残余焊缝的作用，仍能够继续进行一小段加载，而实际试验时栓钉断裂后钢梁会掉落，结构立即失效。

　　3.2.2 钢梁与栓钉应力分布

　　栓钉断裂后，钢梁的应力分布如图9a所示，钢梁的应力主要集中于栓钉附近;达到承载力极限状态时，栓钉的应力分布如图9b所示，最大应力位于栓钉根部的最小断面处，栓钉达到材料极限强度;栓钉失效后，其应力分布如图9c所示，栓钉根部材料应力急剧降低，不能有效传递荷载。应力分布云图 显示栓钉的有效长度为 60 mm，约为栓钉直径的 4. 6 倍。

　　3. 2. 3 混凝土板应力分布

　　承载力极限状态下，混凝土板的应力分布如图 10 所示，栓钉根部的混凝土应力达到了材料的极限 强度，与试件破坏模态中该区域混凝土被压溃的试 验现象吻合。

　　4参数分析

　　栓钉常见的焊缝形式如图11所示，a类为角焊缝围焊连接方式，b类为使用瓷环成形的焊缝形式，属于熔透焊缝;c类为不考虑栓钉根部焊缝的构造形式。

　　a类焊缝形式的有限元模型已通过上述分析得到检验;文献[4]中栓钉的焊接采用专业焊枪和标准瓷环成形，通过对其试验进行模拟分析，检验b类焊缝形式的有限元分析方法。文献[4]中试件的构造形式如图12所示。

　　混凝土采用C50商品混凝土，弹性模量34.5 GPa，立方体抗压强度55.7 MPa;箍筋采用ф10的HRB335钢筋;钢梁根据GB/T 11263-1998《热轧H型钢和剖分T型钢》选取HW250x250型钢;栓钉直径16 mm，高度120 mm，材料抗拉强度326 MPa，弹性模量213 GPa;栓钉通过瓷环成形，焊缝形态如图11b所示，其中D=21 mm，h=4.5 mm参考3.1节的单元类型、材料本构关系和约束体系建立对称模型，有限元计算的荷载一滑移曲线与测试值对比如图13所示，图中所示为换算成单个栓钉的结果，栓钉抗剪承载力测试值为82.4 kN，有限元计算值为80.5 kN(比测试值低2.3%)，结果证明采用本文有限元模型模拟b类焊缝是可行的。

　　基于上述有限元分析模型，对 a 类和 b 类焊缝 形式的栓钉开展参数分析，材料参数和试件基本构 造形式采用本文第 1 节中的相关数据，同时计算不 考虑栓钉根部焊缝的构造形式，如图 11c 所示，该形 式为有限元计算时常用的栓钉建模方式及栓钉承载力计算时的构造形式。

　　4. 1 a 类焊缝栓钉抗剪承载力

　　围焊形式的焊缝尺寸只需保证栓钉达到极限承 载力时焊缝不发生破坏即可，焊缝高度 h 需满足:

　　为避免过大的焊接变形和焊接残余应力，焊脚 高度不宜过大，以相互焊接板件的最小厚度为限值， 其中圆形截面换算为等效的矩形截面，焊缝最大高 度需满足:

　　在上述范围内，试件承载力随焊缝高度的变化 如图 14 所示，可知，栓钉抗剪承载力随焊缝高度呈

　　线性增大。

　　4. 2 b 类焊缝栓钉抗剪承载力

　　对瓷环成形焊缝分别修改焊缝直径 D 和焊缝 高度 h，其栓钉抗剪承载力与焊缝高度和直径的关

　　系曲线如图 15 所示。表明: 当 h /D 小于 0. 42 时，栓 钉抗剪承载力随焊缝高度和直径线性增大; 当 h /D 大于 0. 42 时，继续增大焊缝高度和直径对栓钉的抗 剪承载力影响较小。GB /T 10433—2002 中给出的 栓钉焊缝规格指导值如表 3 所示，其中，h /D 取值介 于 0. 19～0. 26。

　　4. 3 不考虑焊缝的栓钉抗剪承载力

　　不考虑焊缝的栓钉抗剪承载力随栓钉直径的变 化如图 16 所示。可知，随直径的增加，栓钉抗剪承 载力线性增大，根据 JTG D64—2015《公路钢结构桥 梁设计规范》计算的栓钉抗剪承载力比有限元计算 值大 20%左右。

　　4. 4 不同焊缝形式对比分析

　　以试验结果为基准，不同焊缝形式栓钉抗剪承 载力对比见表 4。结果表明: 考虑焊缝形态进行有 限元计算时，所得的试件抗剪承载力计算值与试验

　　值吻合较好; 不考虑焊缝影响时，需将栓钉的有效直径增大才能获得相同的抗剪承载力，故本次试验的 栓钉有效直径需增大至 18 mm; 若采用瓷环成形焊 缝，达到本文栓钉的抗剪承载力时，需使焊缝直径 D= 19 mm，焊缝高度 h = 8 mm，两项取值均大于规范 的焊缝规格指导值。抗剪承载力的试验值为规范计 算值的 1. 59 倍。

　　4. 5 采用规范焊缝形式的栓钉抗剪承载力对比

　　将 GB /T 10433—2002 给出的栓钉焊缝规格指 导值( 表 3) 作为焊缝参数，通过本文的有限元方法计算不同直径栓钉的抗剪承载力，计算结果如表 5 所示，随着栓钉直径的增加，焊缝对栓钉承载力的影 响程度降低，JTG D64—2015 公式的计算值均低于有限元计算值，表明 JTG D64—2015 的规定公式是 合理的，且对小直径栓钉留有一定的安全储备。

　　5结束语

　　本文采用推出试验结合有限元分析的方法研究了焊缝形态对栓钉抗剪性能的影响，得到以下主要结论：

　　1)采用围焊或瓷环成形的栓钉焊缝均能有效提高栓钉的抗剪承载力，有限元计算时，考虑焊缝形态能够较好地模拟试验过程。

　　2)采用角焊缝围焊的栓钉，当焊缝尺寸控制在合理范围内时，栓钉的抗剪承载力随焊缝高度线性增大。

　　3)采用瓷环成形的栓钉，焊缝高度h与直径D的比值不宜大于0.42，在此限值范围内，栓钉抗剪承载力随焊缝高度和直径线性增大。

　　4)不考虑焊缝效应时，栓钉的抗剪承载力的规范计算值比有限元计算值大20%;考虑焊缝效应时，现有设计标准计算值均小于有限元计算值，但随着栓钉直径的增加，焊缝对栓钉承载力的影响逐渐减小。

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