抗剪连接件

钢结构连接件的抗剪强度检验值的规范要求引言钢结构连接件是钢结构中起连接作用的重要组成部分，其抗剪强度的检验值是确保连接件在使用过程中能够承受设计荷载并保持结构稳定的关键指标。

本文档旨在规定钢结构连接件抗剪强度检验值的规范要求，以确保连接件在实际使用中的质量和安全性。

规范要求1. 检验资料准备在进行抗剪强度检验前，应准备以下资料：- 钢结构连接件的设计图纸- 材料证书- 检验设备合格证书- 抗剪强度检验方案2. 检验设备2.1 检验设备应具备相应的检验能力和精度，包括剪切试验机、测量仪器等。

2.2 检验设备的校准应按照相关的规定和标准进行，确保其精确度。

3. 冲剪试验3.1 抗剪强度的检验可采用冲剪试验方法。

试验时应保证试件质量和尺寸符合设计要求，并在试件上标明相应的编号。

3.2 冲剪试验应按照预先制定的方案进行，包括试验参数、试验方法等。

3.3 冲剪试验应按照一定的速度和负荷施加在试件上，并记录相应的试验数据。

4. 检验结果评定4.1 检验结果应根据设计要求和相关标准进行评定，并记录在检验报告中。

4.2 抗剪强度的检验结果应与设计要求进行对比，判断连接件是否符合规范要求。

5. 检验记录和报告5.1 抗剪强度检验的全过程应详细记录，包括试验数据、试验条件等。

5.2 检验结果应编制检验报告，并保存相关资料。

结论本文档规定了钢结构连接件抗剪强度检验值的规范要求，包括检验资料准备、检验设备、冲剪试验、检验结果评定和检验记录等方面的内容。

通过遵守这些规范要求，可确保连接件在使用过程中能够承受设计荷载并保持结构稳定，从而保证钢结构的质量和安全性。

钢-混组合梁剪力连接件抗剪性能研究
摘要
钢-混组合梁剪力连接件在建筑结构中广泛应用，其剪力连接
件的抗剪性能对于保障结构的安全稳定性具有重要意义。

本文通过实验研究了不同类型的剪力连接件在不同剪跨比下的抗剪性能，探讨了钢-混组合梁剪力连接件的力学性能，总结了影
响其抗剪性能的主要因素，提出了相应的加强措施，为钢-混
组合梁的设计提供了参考和指导。

第一章引言
介绍钢-混组合梁的发展背景、研究意义以及国内外研究现状，并对本文的研究目的和内容进行概述。

第二章剪力连接件的分类和性能
介绍钢-混组合梁剪力连接件的常用分类方法和基本要求，分
析了不同类型的剪力连接件的力学性能，归纳出其抗剪性能的主要影响因素，并对影响因素进行分析和总结。

第三章实验方案和结果分析
设计和制作了七组不同类型的剪力连接件，在单跨梁和双跨梁的试件上进行了试验，得出了各组试件的抗剪承载力和破坏模式，分析了不同类型的剪力连接件在不同剪跨比下的力学性能，结合试验结果探讨了其抗剪性能的影响因素和提高措施。

第四章结果和讨论
比较和分析了各组试验结果和现行规范规定，指出了一些存在问题和改进方法，探讨了提高钢-混组合梁剪力连接件抗剪性能的技术路线，提出了优化结构和材料选型的建议。

第五章结论
在总结前文研究和结果基础上，提出了论文的结论，简要阐述了钢-混组合梁剪力连接件抗剪性能的影响因素和提高措施，以及今后的研究方向和展望。

关键词：钢-混组合梁，剪力连接件，抗剪性能，影响因素，提高措施。

浙江交通职业技术学院学报，第22卷第1期，2021年3月Journal of Zhejiang Institute of CommunicationsVol.22 No.l, Mar.2021高强螺栓抗剪连接件推出试验数值模拟秦希，赵伟(浙江交通职业技术学院，杭州311112)摘 要：在预制混凝土板中采用可拆卸螺栓连接是缩短施工时间、优化施工工艺的方法之一。

提出一种新的螺栓连接件形式，利用ABAQUS 有限元软件对连接件推出试验进行了精细化的有限元模拟，并分析了不同参数下的荷载-滑移曲线和破坏行 为。

提出的精细化有限元数值模拟方法能够较为准确地再现高强螺栓抗剪连接件推出试验的受力性能和破坏模式。

通过有限元模拟可知，在预紧力和螺杆直径满足抗剪要求的前提下，螺栓连接件推出试验的荷载-滑移曲线受螺栓预紧力大小、混凝土板预留孔径大小的影响较大，而基本不受螺栓螺杆直径的影响。

关键词：预制；组合梁；高强螺栓；连接件；推出试验；有限元中图分类号：U443.37文献标识码：Adoi ： 10.3969/j .issn. 1671 -234X.2021.01.005文章编号：1671-234X (2021) 01 - 0022 - 061概述由混凝土板和钢梁组成的钢-混凝土组合梁已经在建筑和桥梁中得到广泛的使用。

在组合梁中，剪力连接件是保证钢梁和混凝土板之间组合作用的重要构件。

目前，常见的剪力连接件类型包括焊钉连接件、钢筋连接件、角钢连接件和螺栓连接件個1)。

对于将焊钉作为抗剪连接件的传统钢-混凝土 组合梁，一般采用现浇混凝土板，因此，现有的钢-混凝土组合结构施工方法耗时长、劳动强度大、 造价高。

此外，现场浇筑混凝土也给组合结构的质 量控制带来了困难。

同时，由于埋设在现浇混凝土板中的焊钉连接件焊接在钢梁翼缘上，使得采用焊钉连接件的传统组合结构在混凝土板拆除时产生大量的浪费和可观的能源消耗。

因此，与现浇混凝土 板相比，在预制混凝土板中采用可拆卸螺栓连接是缩短施工时间、优化施工工艺的有效方法。

钢-混凝土组合梁中的抗剪连接件摘要本文简单介绍了钢—混凝土组合梁结构组合作用的机理，列举了抗剪连接件的分类，介绍了抗剪连接的试验方法和破坏形态以及一般的构造要求，着重介绍了栓钉连接的特点，受力分析并列举了诸多国家规范中规定的栓钉承载力计算和设计方法，并介绍其构造要求，最后简单介绍两种较为新型的抗剪连接件。

关键字：钢—混凝土组合梁；抗剪连接件；栓钉；抗剪承载力1．绪论钢—混凝土组合结构是指由钢和混凝土两种材料组成，在荷载作用下具有整体作用，在钢结构和混凝土结构基础上发展起来的一种新型结构。

其与木结构、砌体结构、钢筋混凝土结构和钢结构并列，已经扩展成为第五大结构（组合结构）。

它是通过连接件把钢梁和混凝土板连接成整体而共同工作的构件：在荷载作用下，混凝土板受压而钢梁受拉。

它充分发挥钢材和混凝土二种材料的优点：同混凝土结构相比，可以减轻自重，减小构件截面尺寸，减轻地震作用；同钢结构相比，可以减少用钢量，降低结构造价，增加结构的稳定性，增强结构的防火性和耐久性。

故因其兼有钢结构施工速度快和混凝土结构刚度大、造价低的优点，虽然在我国发展起步较晚，但近几年来取得了不少成就，在多层工业厂房、高层建筑、桥梁结构等方面都已经得到了较好的应用，取得了良好的经济效益和社会效益。

钢—混凝土组合构件目前的主要形式有：钢—混凝土组合梁、型钢混凝土组合结构、钢管混凝土组合结构、外包钢混凝土结构及压型钢板混凝土组合楼板等。

当然，随着建筑材料、设计理论和设计方法的不断发展，也出现了钢-混凝土组合框架结构、框架-核心筒混合结构等一系列新型的结构形式。

然而，在组合结构中抗剪连接是一个重要特征，抗剪连接件是将钢梁与混凝土板组合在一起共同工作的关键部件。

故本文将在钢—混凝土组合梁中的抗剪连接方面进行一些探讨。

2．钢-混凝土组合梁中的抗剪连接2.1 组合结构的组合作用组合结构的优越性在于结合了混凝土和钢材两种材料的的良好性能，充分利用材料和截面特性。

1组合结构构造要求1.1栓钉的设置栓钉是组合结构中常见的抗剪连接件，用于抵抗钢材与混凝土交界面的剪力。

根据规范及图集规定一般下列位置需设置栓钉。

抗剪栓钉的直径规格宜选用19mm和22mm，其长度不宜小于4倍栓钉直径，水平和竖向间距不宜小于6倍栓钉直径且不宜大于200mm。

栓钉中心至型钢翼缘边缘不应小于50mm，栓钉顶面的混凝土保护层厚度不宜小于15mm。

1.1.1型钢混凝土梁栓钉设置要求对于配置实腹式型钢的托墙转换梁、托柱转换梁、悬臂梁和大跨度框架梁等主要承受竖向重力荷载的梁，型钢上翼缘应设置栓钉。

（组规5.5.14）剪力墙洞口连梁中配置的型钢或钢板，其高度不宜小于0.7倍连梁高度，型钢或钢板应伸入洞口边，其伸入墙体长度不应小于2倍型钢或钢板高度；型钢腹板及钢板两侧应设置栓钉。

（组规9.2.11）当框架柱一侧为型钢混凝土梁，另一侧为钢筋混凝土梁时，型钢混凝土梁中的型钢，宜延伸至钢筋混凝土梁1/4跨度处，且在伸长段型钢上、下翼缘设置栓钉。

栓钉直径不宜小于19mm，间距不宜大于200mm，且在梁端至伸长段外2倍梁高范围内，箍筋应加密。

（组规14.4.1）型钢混凝土悬臂梁自由端的纵向受力钢筋应设置专门的锚固件，型钢梁的上翼缘宜设置栓钉；型钢混凝土转换梁在型钢上翼缘宜设置栓钉。

栓钉的最大间距不宜大于200mm，栓钉的最小间距沿梁轴线方向不应小于6倍的栓钉杆直径，垂直梁方向的间距不应小于4倍的栓钉杆直径，且栓钉中心至型钢板件边缘的距离不应小于50mm。

栓钉顶面的混凝土保护层厚度不应小于15mm。

（组规14.4.2）1.1.2型钢混凝土柱栓钉设置要求各种结构体系中的型钢混凝土柱，宜在下列部位设置抗剪栓钉：1）埋入式柱脚型钢翼缘埋入部分及其上一层柱全高；2）非埋入式柱脚上部第一层的型钢翼缘和腹板部位；3）结构类型转换所设置的过渡层及其相邻层全高范围的翼缘部位；4）结构体系中设置的腰桁架层和伸臂桁架加强层及其相邻楼层柱全高范围的翼缘部位；5）梁柱节点区上、下各2倍型钢截面高度范围的型钢柱翼缘部位；6）受力复杂的节点、承受较大外加竖向荷载或附加弯矩的节点区，在节点上、下各1/3柱高范围的型钢柱翼缘部位；7）框支层及其上、下层的型钢柱全高范围的翼缘部位；8）各类体系中底层和顶层型钢柱全高范围的翼缘部位（组规14.7.1）在各种结构体系中，当结构下部楼层采用型钢混凝土柱，上部楼层采用钢筋混凝土柱时，在此两种结构类型间应设置结构过渡层，过渡层应符合下列规定：1）设计中确定某层柱由型钢混凝土柱改为钢筋混凝土柱时，下部型钢混凝土柱中的型钢应向上延伸一层或二层作为过渡层，过渡层柱的型钢截面可适当减小，纵向钢筋和箍筋配置应按钢筋混凝土柱计算，不考虑型钢作用；箍筋应沿柱全高加密；2）结构过渡层内的型钢翼缘应设置栓钉，栓钉的直径不应小于19mm，栓钉的水平及竖向间距不宜大于200mm，栓钉至型钢钢板边缘距离不宜小于50mm。

PBL剪力键应用与研究综述摘要：本文对一种新型抗剪连接件——PBL剪力键的应用发展概况和构造形式、承载力影响因素和计算公式进行了分析和总结，为PBL的研究和应用提供一定的参考。

关键词：PBL剪力键、承载力、综述1、引言抗剪连接件是将钢梁与混凝土板组合在一起共同作用的关键部件，其主要作用有两个：一是用来承受并传递钢梁与混凝土板间的纵向剪力；二是用来抵抗混凝土板与钢梁之间的掀起作用。

抗剪连接件形式较多，按照变形能力可分为刚性连接件和柔性连接件两类。

柔性连接件刚度小，作用在钢-混凝土界面的剪力会使其变形，界面发生滑移时，抗剪连接件的承载力不会降低，组合梁的剪力发生重分布。

常用的柔性抗剪连接件有栓钉、弯筋、槽钢等。

方钢、马蹄型钢等连接件属于刚性连接件，型钢连接件容易在周围的混凝土内引起较高的应力集中，常用于不考虑剪力重分布的结构中。

PBL是近几十年出现的一种新型剪力连接件，如图1.1所示。

在钢梁翼缘板上沿纵向焊接开孔钢板，浇筑混凝土后，孔中的混凝土榫可以抵抗钢-混界面的剪力流，可根据抗剪需要，在孔中穿钢筋来加强其抗剪承载力。

2、PBL剪力键的应用与发展概况PBL一词源于德文Perfobond Leiste，英文为Perfobond Strips（PBS），中国文献中一般称为PBL剪力键。

PBL剪力键最早出现于20世纪80年代，德国斯图加特大学Otto-Graf学院在一组合梁的上翼缘纵向焊接开孔钢板，为PBL的雏形。

随后德国Leonhardt教授和Partners公司研究开发了该种新型剪力键，并将其应用于委内瑞拉的Caroni河桥上。

同时，日本学者也对PBL进行研究，将应用于桥塔钢-混结合段处的剪力连接器中。

此后，PBL剪力键多应用于波形钢板与混凝土顶板的连接上，在日本的高架桥中应用广泛。

我国对PBL的研究和应用时间较晚，学者雷昌龙对应用了PBL剪力连接器而取消钢梁上翼缘的组合梁进行推出试验和疲劳试验研究，结果表明剪力键仍起作用，这种构造形式可以减少用钢量，而其抗疲劳性能优良。

钢 -混凝土组合梁中的剪力连接件摘要：抗剪连接件将钢构件与混凝土构件连接起来组成新型结构形式钢-混凝土组合梁。

组合梁中的构件共同工作，共同受力，协调变形，不仅可以充分发挥钢材抗拉强度高和延性好的优势，同时使混凝土抗压强度得到有效利用。

抗剪连接件同时承受剪切力和掀起力，是组合结构中最重要的部分。

文章主要介绍连接件的类型、特点、应用及相应的最新研究，提出一种新型抗剪连接件形式，为抗剪连接件的发展开辟新的研究方向。

关键词：抗剪连接件;组合结构;新型抗剪连接件钢-混凝土组合结构形式相对合理，抗剪性能以及抵抗车载吸收能量的能力突出，较多的采用在承受动载的桥梁工程中。

相对于混凝土而言承载力提高，施工快速方便，缩短施工周期，减小结构高度，同时结构延性和抗震性能有了显著提升；相对于钢结构提高耐火性，提高稳定性和整体性等[1]。

抗剪连接件最早在上世纪20年代外包组合梁中开始出现，早期的连接件都是通过握裹力、机械咬合力及摩擦力作用实现[2]。

随着焊接技术飞速发展，抗剪连接件连接形式被焊接取代。

20世纪30年代国外首先在组合梁中采用了螺旋筋和锚筋剪力连接件，两种剪力连接件一直被沿用到40年代，随着20世纪40-70年代对性能更好的栓钉和槽钢剪力连接件性能研究的深入以及承载力公式的提出，螺旋筋和锚筋剪力连接件逐步被取代。

现在随着研究的深入各种新型抗剪连不断出现[3]。

1剪连接件的类型1.1化学胶体型连接1.1.1自然形式粘接自然形式粘接一般通过组合结构中钢梁与混凝土的接触实现，通过两者的自然作用结合在一起。

两者的自然粘接作用较弱，一般是通过改变钢梁与混凝土的接触面积实现。

此类粘接形式和钢筋混凝土中的钢筋与混凝土的连接作用相似。

但是完全依靠自然连接没有足够的接触面积，并且粘接力主要来源于接触面的摩擦力，梁端部的受力一般是负弯矩，此时没有正向压力，端部的粘结基本没有结构容易发生破坏。

1.1.2化学粘结剂连接化学粘结剂性连接一般通过树脂类、烯类等化学粘结剂将钢构件与混凝土构件组合在一起。

收稿日期:２０２２￣１２￣０３ꎮ基金项目:国家自然科学基金资助项目(５１９０８２６８)ꎻ江西省自然科学基金资助项目(２０２２４ＢＡＢ２０４０６２)ꎻ江西省主要学科学术和技术带头人培养资助项目(２０２３２ＢＣＪ２３０６５)ꎮ作者简介:刘俊辉(２００２ )ꎬ男ꎬ本科生ꎬ研究方向为装配式建筑ꎮ㊀∗通信作者:胡淑军(１９８５ )ꎬ男ꎬ副教授ꎬ博士ꎬ研究方向为钢结构消能减震技术㊁装配式结构和结构优化ꎮＥ￣ｍａｉｌ:ｈｕｓｈｕｊｕｎ＠ｎｃｕ.ｅｄｕ.ｃｎꎮ刘俊辉ꎬ张龙涛ꎬ胡淑军ꎬ等.腹板开洞型抗剪连接件力学性能有限元分析[Ｊ].南昌大学学报(工科版)ꎬ２０２４ꎬ４６(１):５３￣６０.ＬＩＵＪＨꎬＺＨＡＮＧＬＴꎬＨＵＳＪꎬｅｔａｌ.Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｆｏｒｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓｗｉｔｈｒｅｄｕｃｅｄｗｅｂｓｅｃｔｉｏｎ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｎｃｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ)ꎬ２０２４ꎬ４６(１):５３￣６０.腹板开洞型抗剪连接件力学性能有限元分析刘俊辉ꎬ张龙涛ꎬ胡淑军∗ꎬ黄海ꎬ邵铁峰(南昌大学工程建设学院ꎬ江西南昌３３００３１)㊀㊀摘要:为了提高全装配式混凝土梁柱－钢支撑的受剪性能ꎬ提出一种腹板开洞型抗剪连接件ꎮ以腹板截面分配方式为参数ꎬ设计２个试件进行往复加载试验ꎬ研究其力学性能ꎮ采用ＡＢＡＱＵＳ软件进行有限元分析校正ꎬ并设计１６个分别考虑混凝土强度㊁腹板宽度高度和２组腹板组合形式影响的有限元模型进行模拟分析ꎬ进而探究各参数对抗剪连接件受剪性能的影响ꎮ结果表明:两试件破坏形态基本一致ꎬ首先混凝土梁侧面产生斜向裂缝ꎬ并向梁正面发展ꎬ随后抗剪腹板处出现裂缝ꎬ最终在多次循环往复加载下ꎬ混凝土被压溃ꎮ两滞回曲线走势基本相同ꎬ主要包括弹性㊁弹塑性和破坏３个阶段ꎮ提高混凝土强度能有效提高连接件剪切承载能力ꎻ腹板截面面积一定时ꎬ截面尺寸为１５ｍｍˑ３２ｍｍ的连接件极限承载能力最大ꎻ同时改变２组腹板尺寸ꎬ截面组合尺寸为１８ｍｍˑ４０ｍｍ和６ｍｍˑ４０ｍｍ的组合形式抗剪性最好ꎮ关键词:腹板开洞型抗剪连接件ꎻ力学性能ꎻ有限元分析ꎻ破坏形态ꎻ滞回曲线中图分类号:ＴＵ３１９㊀㊀㊀㊀文献标志码:Ａ㊀㊀㊀㊀文章编号:１００６￣０４５６(２０２４)０１￣００５３￣０８ＦｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｆｏｒｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓｗｉｔｈｒｅｄｕｃｅｄｗｅｂｓｅｃｔｉｏｎＬＩＵＪｕｎｈｕｉꎬＺＨＡＮＧＬｏｎｇｔａｏꎬＨＵＳｈｕｊｕｎ∗ꎬＨＵＡＮＧＨａｉꎬＳＨＡＯＴｉｅｆｅｎｇ(ＳｃｈｏｏｌｏｆＩｎｆｒａｓｔｒｕｃｔｕｒｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＮａｎｃｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＮａｎｃｈａｎｇ３３００３１ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｎｉｎｎｏｖａｔｉｖｅｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｗｉｔｈｒｅｄｕｃｅｄｗｅｂｓｅｃｔｉｏｎ(ＲＷＣ)ｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄｔｏｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｓｈｅａｒｃａｐａｃｉｔｙｏｆｐｒｅｆａｂｒｉｃａｔｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｂｅａｍ￣ｃｏｌｕｍｎ￣ｓｔｅｅｌｓｕｐｐｏｒｔｓ.ＴｗｏＲＷＣｓｐｅｃｉｍｅｎｓｗｉｔｈｓｔｅｅｌｐｌａｔｅｃｒｏｓｓ￣ｓｅｃｔｉｏｎａｌｌｏｃａｔｉｏｎｗｅｒｅｄｅｓｉｇｎｅｄｆｏｒｒｅｃｉｐｒｏｃａｔｉｎｇｌｏａｄｉｎｇｔｅｓｔｔｏｓｔｕｄｙｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ.ＡＢＡＱＵＳｓｏｆｔｗａｒｅｗａｓｕｓｅｄｆｏｒｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｃｏｒｒｅｃｔｉｏｎꎬｔｈｅｎ１６ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｓｗｅｒｅｄｅｖｅｌｏｐｅｄｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｆａｃｔｏｒｓｏｆｃｏｎｃｒｅｔｅｓｔｒｅｎｇｔｈꎬｗｅｂｗｉｄｔｈａｎｄｈｅｉｇｈｔꎬａｎｄｔｗｏｓｅｔｓｏｆｗｅｂｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｆｏｒｍｓ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓｏｆｔｈｅｔｗｏｓｐｅｃｉｍｅｎｓｗｅｒｅｂａｓｉｃａｌｌｙｔｈｅｓａｍｅꎻｏｂｌｉｑｕｅｃｒａｃｋｓｆｉｒｓｔｌｙａｐｐｅａｒｅｄｏｎｔｈｅｓｉｄｅｏｆａｃｏｎｃｒｅｔｅｂｅａｍａｎｄｐｒｏｇｒｅｓｓｔｏｗａｒｄｓｔｈｅｆｒｏｎｔꎬｔｈｅｎｃｒａｃｋｓｄｅｖｅｌｏｐｅｄｏｎｔｈｅｓｈｅａｒｗｅｂꎬａｎｄｆｉｎａｌｌｙꎬｔｈｅｃｏｎｃｒｅｔｅｗａｓｃｒｕｓｈｅｄｕｎｄｅｒｒｅｐｅａｔｅｄｌｏａｄｉｎｇｃｙｃｌｅｓ.Ｔｈｅｔｒｅｎｄｏｆｔｈｅｔｗｏｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｃｕｒｖｅｓｗａｓｂａｓｉｃａｌｌｙｔｈｅｓａｍｅꎬｉｎｃｌｕｄｉｎｇｔｈｒｅｅｓｔａｇｅｓ:ｅｌａｓｔｉｃｉｔｙꎬｅｌａｓｔｉｃ￣ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙａｎｄｆａｉｌｕｒｅ.Ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｔｈｅｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｃｏｎｃｒｅｔｅｃａｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｉｍｐｒｏｖｅｓｈｅａｒｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙ.Ｉｎａｃｏｎｓｔａｎｔｃｒｏｓｓ￣ｓｅｃｔｉｏｎａｌａｒｅａｗｅｂꎬｔｈｅｃｏｎｎｅｃｔｏｒｗｉｔｈａｃｒｏｓｓ￣ｓｅｃｔｉｏｎａｌｓｉｚｅｏｆ１５ｍｍˑ３２ｍｍｈａｓｌａｒｇｅｒｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙ.Ｉｎａｄｄｉｔｉｏｎꎬｗｉｔｈｔｗｏｓｅｔｓｏｆｗｅｂｓｃｈａｎｇｉｎｇｓｉｚｅꎬｔｈｅｓｐｅｃｉｍｅｎｓｗｉｔｈｓｅｃｔｉｏｎｓｉｚｅｓｏｆ１８ｍｍˑ４０ｍｍａｎｄ６ｍｍˑ４０ｍｍｈａｓｂｅｔｔｅｒｓｈｅａｒｃａｐａｃｉｔｙ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｗｉｔｈｒｅｄｕｃｅｄｗｅｂｓｅｃｔｉｏｎꎻｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓꎻｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓꎻｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅꎻｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｃｕｒｖｅ抗剪连接件具有将混凝土与钢材连接成整体ꎬ使两者特性得到充分发挥的性质ꎬ在装配式结构中被广泛应用ꎮ当前常用的抗剪连接件主要有栓钉抗剪连接件[１]和有关学者提出的开孔板(ｐｅｒｆｏｂｏｎｄｌｅｉｓｔｅꎬＰＢＬ)型抗剪连接件[２]ꎮ其中栓钉抗剪连接件作用于双钢板－混凝土结构[３]中ꎬ增强了混凝土与钢板之间的界面连接ꎬ增大了整体刚度ꎬ提高了构件的受剪能力ꎮ在钢－组合混凝土梁的重要部位采用ＰＢＬ型抗剪连接件ꎬ起第４６卷第１期２０２４年３月㊀㊀㊀㊀㊀㊀南昌大学学报(工科版)ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｎｃｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ)Ｖｏｌ.４６Ｎｏ.１Ｍａｒ.２０２４㊀到传递纵向剪力㊁抵抗两者之间的自由滑移和掀起作用[４]ꎮ又有学者提出改进型ＰＢＬ连接件[５]ꎬ将Ｙ型偏心支撑[６]引入装配式混凝土结构中ꎬ组成全装配式混凝土框架－Ｙ型偏心支撑结构[７]ꎬ此结构通过对穿高强螺栓承受混凝土梁与耗能段之间的弯矩㊁轴力和抗剪连接件承受节点处的剪力ꎬ从而实现弯剪分离[８]ꎮ然而当连接处剪力较大时ꎬ以上常规抗剪连接件往往难以满足要求ꎮ陈霞等[９]提出了一种冷弯十字形剪力连接件ꎬ指出随着钢梁跨高比的增大ꎬ结构初始刚度㊁承载能力㊁延性和耗能能力逐渐提高ꎮ文献[１０－１１]提出十字型和十字带侧板型抗剪连接件ꎬ通过参数化分析和抗剪承载力试验ꎬ得出提高混凝土强度㊁增大连接件长度会提高连接件的抗剪性能ꎮ安然等[１２]研究一种剪力钉连接件在拉剪共同作用下的抗剪性能ꎬ得出在拉剪复合作用下ꎬ拉力会导致抗剪连接件弹性剪切刚度下降ꎬ且试件抗剪承载力随拉力的增大显著减小ꎮＫｉｍ等[１３]提出了一种双排Ｙ型穿孔抗剪连接剪ꎬ研究穿孔肋板间距及数量对于连接件的抗剪性影响ꎬ发现穿孔肋板越多ꎬ试件抗剪能力越强ꎻ间距越窄ꎬ抗剪性越差ꎮ为了满足混凝土梁柱－钢支撑组合节点中受剪承载力和变形的要求ꎬ本研究提出一种腹板开洞型抗剪连接件(ｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｗｉｔｈｒｅｄｕｃｅｄｗｅｂｓｅｃｔｉｏｎꎬＲＷＣ)ꎮ设计选定基础模型ＲＷＣ￣１ꎬ考虑腹板截面分配设计试件ＲＷＣ￣２ꎬ进行往复加载试验ꎬ得到破坏形态㊁滞回曲线和连接件应变曲线ꎮ随后采用ＡＢＡＱＵＳ软件对ＲＷＣ￣１试件进行有限元分析校正ꎬ并建立１６个分别考虑混凝土强度㊁腹板宽度㊁腹板高度和２组腹板组合形式影响的有限元模型ꎮ使用有限元软件ＡＢＡＱＵＳ中的ｓｔａｎｄａｒｄ模块ꎬ对试件的低周往复试验进行仿真模拟ꎬ得到该抗剪连接件全面力学性能和参数影响规律ꎬ为其在相应结构中的设计和应用提供理论基础ꎮ１㊀试验概况１.１㊀试件模型图１㊀腹板开洞型抗剪连接件构造详图Ｆｉｇ.１㊀ＤｅｔａｉｌｓｏｆＲＷＣｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ共设计２个试件ＲＷＣ￣１㊁ＲＷＣ￣２ꎬ研究其力学性能ꎮ如图１所示ꎬ各试件所用的加载钢梁尺寸为Ｈ２５０ｍｍˑ１２５ｍｍˑ６ｍｍˑ８ｍｍꎬ材质为Ｑ３４５ꎻＨ钢两侧混凝土梁尺寸为２５０ｍｍˑ３００ｍｍˑ５９０ｍｍꎬ混凝土强度等级为Ｃ３０ꎻ抗剪连接件材质为Ｑ３４５ꎻ端板尺寸为４００ｍｍˑ１６０ｍｍꎻ箍筋尺寸为２００ｍｍˑ２５０ｍｍꎬ直径为８ｍｍꎬ牌号ＨＲＢ３３５ꎻ纵筋长为５３０ｍｍꎬ直径为１６ｍｍꎬ牌号ＨＲＢ４００ꎮＲＷＣ￣１试件腹板尺寸为１２ｍｍˑ４０ｍｍꎬ布置间距为５０ｍｍꎮ考虑腹板截面尺寸对于抗剪性能的影响ꎬ设计试件ＲＷＣ￣２ꎬ其两端腹板尺寸为１６ｍｍˑ４０ｍｍꎬ中间腹板尺寸为８ｍｍˑ４０ｍｍꎬ布置间距为５０ｍｍꎮ１.２㊀材料性能试件制作所用混凝土强度等级为Ｃ３０ꎬ平均抗压强度为１８.５ＭＰａꎻ钢板的厚度有６㊁８㊁１２㊁１６ｍｍꎻ钢筋的直径有８㊁１６ｍｍꎮ上述各材料力学性能见表１ꎮ表１㊀材料力学性能Ｔａｂ.１㊀Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｆｏｒｍａｔｅｒｉａｌｓ材料厚度/ｍｍ直径/ｍｍ屈服强度/ＭＰａ抗拉强度/ＭＰａ伸长率/％弹性模量/ＧＰａ钢板６４６２.５５７６.３２１.３２１３８４８６.２６４９.４１９.７２０９１２５１２.３６６１.８１８.４１９８１６５４３.０６８２.３１６.３１９２钢筋８３７１.４４９３.２ ２０１１６４３４.４５９９.２ １９６ ４５ 南昌大学学报(工科版)２０２４年㊀图２㊀加载装置Ｆｉｇ.２㊀Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓｅｔｕｐｄｉａｇｒａｍ１.３㊀加载装置及制度１)加载装置ꎮ本次实验在南昌大学结构实验室完成ꎮ如图２所示ꎬ加载装置为高精度㊁高稳定计算机全数字伺服液压控制台ꎬ主要包括中心加载作动器㊁顶部固定梁㊁四周反力架㊁底部垫梁㊁高强固定螺栓㊁锚杆㊁钢板和加载试件等ꎮ上端固定梁与四周反力架相连ꎬ固定梁底部与作动器相连ꎬ作动器伸长２０~４０ｍｍ与Ｈ梁上方相连ꎮ试件上部设置钢板ꎬ下部放置垫梁ꎬ用锚杆将试件固定ꎮ整个装置通过地锚螺杆将底部垫梁与地槽相连固定ꎮ控制台可以通过控制作动器对试件进行最大１０００ｋＮ的定力加载和最大６００ｍｍ的位移加载ꎮ２)加载制度ꎮ试件均承受往复循环加载ꎬ通过控制台控制作动器对试件进行定力加载ꎮ由于腹板开洞型抗剪力连接件主要承受竖向剪力ꎬ故对试件进行拉压试验ꎬ模拟抗剪承载力和破坏形态ꎮ加载制度如下:先对试件进行预加载ꎬ以检测仪器的正常工作ꎮ随后对作动器采用定力控制ꎬ控制加载速率为１ｋＮ ｓ－１ꎬ第１级荷载值为１００ｋＮꎬ之后每级荷载增幅１００ｋＮꎬ每级荷载循环加载３次ꎻ每级加载结束停止３ｍｉｎꎬ进行下一级加载[１４]ꎮ在当级荷载不同循环次数加载位移差明显增大时ꎬ下一级荷载增幅减小至５０ｋＮꎬ继续加载直至试件破坏为止ꎮ图３㊀位移及应变测点布置Ｆｉｇ.３㊀Ｌｏｃａｔｉｏｎｏｆｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｓａｎｄｓｔｒａｉｎｇａｕｇｅｓ１.４㊀量测方案连接件的刚度和试件破坏形态是本次试验中的重要观测指标ꎮ连接件的刚度由连接件与混凝土之间的相对位移来反映ꎬ连接件是否屈服是判断试件破坏形态的重要依据ꎮ荷载㊁相对位移和关键位置处应变为本次试验的重要测量内容ꎮ荷载Ｆ由控制台直接读取ꎮ如图３所示ꎬ为了减小加载过程中上端固定梁㊁下端垫梁和反力架产生的塑性变形对于试件实际位移的影响以得到试件的精确位移值ꎬ在加载Ｈ型钢梁上下侧均放置位移计ꎮ应变ε通过在连接件上距端板钢翼缘５０ｍｍ处的Ｓ１㊁Ｓ２㊁Ｓ３和Ｓ４处布置测量量程为０.１５的应变片得到ꎮ２㊀试验结果２.１㊀试件的滞回和应变曲线往复加载下ꎬ滞回曲线㊁应变最大位置处应的变曲线如图４所示ꎮ２个试件的荷载－位移曲线走势基本相同ꎬ包括３个阶段ꎮ１)弹性阶段:混凝土和抗剪连接件均处于弹性ꎬ试件均未产生裂缝ꎬ荷载Ｆ与位移Ｘ呈线性关系ꎬ无残余变形ꎮ２)弹塑性阶段:荷载加至极限荷载的６０％~７０％时ꎬ试件出现裂缝ꎬ结构刚度略有退化ꎬ有残余变形产生ꎮ混凝土出现一定程度损伤ꎬ但损伤较小ꎬ对连接件抗剪性影响不大ꎮ３)破坏阶段:加载后期ꎬ随着荷载不断增大ꎬ位移不断加大ꎬ且快于荷载增长速率ꎬ各试件均出现较多裂缝ꎬ结构刚度明显退化ꎮ混凝土因损伤积累过大被压溃ꎬ试件破坏ꎮ对滞回曲线及应变曲线进行分析:设定预定荷载Ｆ为４５０ｋＮ时ꎬ两试件的位移Ｘ分别为０.９７㊁０.７８ｍｍꎬ均小于１ｍｍꎬ符合混凝土梁柱－钢支撑连接节点的要求ꎮ基于材性分析ꎬ钢板厚度为８㊁１２ｍｍ的屈服应变为２.３２６ˑ１０－３㊁２.５８７ˑ１０－３ꎮ拉压作用下ꎬ两试件的最大应变均小于屈服应变ꎬ连接件在试件破坏前均未屈服ꎮ５５ 第１期㊀㊀㊀㊀㊀刘俊辉等:腹板开洞型抗剪连接件力学性能有限元分析对比两试件:在保证连接件腹板总截面积不变的情况下ꎬ增大两端腹板宽度ꎬ减小中间腹板的宽度ꎬ试件ＲＷＣ￣２较ＲＷＣ￣１的极限承载力由４５０ｋＮ提升至５００ｋＮꎬ极限位移由０.９８ｍｍ增大到１.０９ｍｍꎬ即试件的刚度㊁抗剪能力得到了有效的提高ꎮ(ａ)ＲＷＣ￣１滞回曲线(ｂ)ＲＷＣ￣２滞回曲线(ｃ)ＲＷＣ￣１测点Ｓ１应变(ｄ)ＲＷＣ￣２测点Ｓ２应变图４㊀试件滞回与应变曲线Ｆｉｇ.４㊀Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓａｎｄｓｔｒａｉｎｃｕｒｖｅｓｆｏｒｓｐｅｃｉｍｅｎｓ２.２㊀试验现象及破坏形态往复加载下ꎬ试件破坏形态如图５所示ꎬ主要分为弹性阶段㊁弹塑性阶段和破坏阶段ꎮ(ａ)试件ＲＷＣ￣１破坏形态(ｂ)试件ＲＷＣ￣２破坏形态图５㊀试件破坏形态Ｆｉｇ.５㊀ＦａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｓＲＷＣ￣１试件:在弹性阶段ꎬ混凝土未产生裂缝ꎬ也无残余变形ꎮ在弹塑性阶段ꎬ随着荷载增大ꎬ在第３级(０~３００ｋＮ)循环第１圈结束时ꎬ混凝土梁侧面产生１条长约４０ｍｍ的１号斜裂缝ꎮ加载(０~３００ｋＮ)第２圈ꎬＲＷＣ￣１试件正面底部产生１条向上发展的２号裂缝ꎮ在破坏阶段ꎬ第５级加载阶段(０~４５０ｋＮ)第１次受压开始ꎬ侧面产生３号斜裂缝ꎬ长约６０ｍｍꎻ第２次受拉荷载达到３８０ｋＮ与４２０ｋＮ时正面上端部产生４号㊁５号裂缝ꎬ且裂缝向腹板延伸ꎮ在第３次受压荷载值为３８０ｋＮ时中间腹板处出现１条长６０ｍｍ的６号 ６５ 南昌大学学报(工科版)２０２４年㊀裂缝ꎻ第３次受拉荷载值为３２０ｋＮ时ꎬ第３块与第４块腹板之间产生７号裂缝ꎮ继续增大荷载ꎬ腹板处同时出现多条裂缝ꎬ且已有裂缝迅速发展出新裂缝ꎬ相对位移急剧上升ꎬ试件被压溃ꎮＲＷＣ￣２试件:在弹性阶段ꎬ试件加载表现与ＲＷＣ￣１试件一致ꎬ混凝土未开裂ꎮ在弹塑性阶段ꎬ第３级(０~３００ｋＮ)第１次受压时ꎬ梁侧面产生１条长４０ｍｍ的１号斜向裂缝ꎻ在第４级(０~４００ｋＮ)第２圈受压荷载值达到３１７ｋＮ时ꎬ侧面发展２号斜裂缝ꎻ拉压转换后ꎬ随着荷载增大ꎬ侧面依次出现３号㊁４号斜裂缝ꎬ且向梁正面发展ꎮ在第３圈受压３８０ｋＮ时ꎬ侧面产生５号㊁６号裂缝ꎻ达到峰值压荷载４００ｋＮ时ꎬ２号与６号裂缝之间发展出向中部蔓延的７号裂缝ꎻ第３次拉压转换后ꎬ梁正面上端部出现８号裂缝ꎮ在破坏阶段ꎬ第５级(０~４５０ｋＮ)荷载初期ꎬ产生１条由第１腹板左端部向第４腹板右端部蔓延９号裂缝ꎻ在第１次受拉荷载值为４２０ｋＮ时ꎬ８号裂缝端部发展出１０号裂缝ꎮ继续加载ꎬ裂缝向腹板中部发展ꎬ混凝土出现明显破坏ꎮ对比试件ＲＷＣ￣１㊁ＲＷＣ￣２可知:保持腹板总截面积不变的情况下ꎬ减小中间２块腹板的宽度㊁增大两端腹板宽度ꎬ能有效地减少连接件处的裂缝数量ꎬ提高结构刚度ꎮ表２㊀有限元模型的设计参数Ｔａｂ.２㊀Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｆｏｒｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌ影响因素试件ａˑｂ/(ｍｍˑｍｍ)ｅˑｆ/(ｍｍˑｍｍ)混凝土强度混凝土强度ＣＬＰ￣１１２ˑ４０１２ˑ４０Ｃ４５ＣＬＰ￣２１２ˑ４０１２ˑ４０Ｃ５０ＣＬＰ￣３１２ˑ４０１２ˑ４０Ｃ５５ＣＬＰ￣４１２ˑ４０１２ˑ４０Ｃ６０ＣＬＰ￣５１２ˑ４０１２ˑ４０Ｃ６５ＣＬＰ￣６１２ˑ４０１２ˑ４０Ｃ７０腹板宽度高度ＳＰ￣１８ˑ６０８ˑ６０Ｃ３０ＳＰ￣２１０ˑ４８１０ˑ４８Ｃ３０ＳＰ￣３１５ˑ３２１５ˑ３２Ｃ３０ＳＰ￣４１６ˑ３０１６ˑ３０Ｃ３０２组腹板截面组合ＬＰＣ￣１６ˑ４０１８ˑ４０Ｃ３０ＬＰＣ￣２８ˑ４０１６ˑ４０Ｃ３０ＬＰＣ￣３１０ˑ４０１４ˑ４０Ｃ３０ＬＰＣ￣４１４ˑ４０１０ˑ４０Ｃ３０ＬＰＣ￣５１８ˑ４０６ˑ４０Ｃ３０ＬＰＣ￣６２０ˑ４０４ˑ４０Ｃ３０３㊀有限元模型建立与分析方法３.１㊀模型设计如表２所示ꎬ共设计１６个腹板开洞型抗剪连接件试件ꎬ进行力学性能分析ꎮ各试件尺寸如图１所示ꎮ以试件ＲＷＣ￣１截面参数为基准ꎬ每次仅改变单个因素ꎬ得到３组共１６个分别考虑混凝土强度㊁腹板宽度㊁腹板高度和２组腹板组合形式影响的有限元模型ꎮ试件所用混凝土强度符合ＧＢ５００１０ ２０１０«混凝土结构设计规范»[１５]ꎬ以两端腹板为第１组ꎬ截面尺寸为ａˑｂꎬ中间两腹板为第２组ꎬ截面尺寸为ｅˑｆꎮ模型参数设计见表２ꎮ３.２㊀分析方法出于对划分网格的质量㊁模型计算成本及精度的考虑ꎬ对网格划分进行不断调试ꎬ最终确定一种网格疏密合适㊁单元尺寸较为规整的网格进行模拟ꎮ对混凝土梁㊁加载钢梁和抗剪连接件采用Ｃ３Ｄ８Ｒ三维实体单元进行模拟分析ꎻ钢筋采用Ｔ３Ｄ２三维２节图６㊀抗剪连接件有限元分析模型Ｆｉｇ.６㊀Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｏｆｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒ点桁架单元进行模拟ꎬ钢筋嵌入混凝土梁中ꎮ抗剪连接件有限元分析模型见图６ꎮＨ钢与混凝土梁采用面与面接触ꎬ方向定义为 硬接触 ꎬ且切线方向摩擦设置为０ꎬ抗剪连接件与混凝土梁间的摩擦系数设置为０.４ꎻ试验模拟中将Ｈ钢和抗剪连接件一起建模ꎬ以确保相对位移符合实际情况ꎮ将模型中混凝土梁的底部固定ꎬ在加载钢梁上沿ＸＺ平面设置平面对称约束ꎬ限制梁顶部自由度ꎮ为了保证力竖直向下ꎬ加载时仅释放竖向自由度ꎮ在Ｈ钢梁上表面建立一个节点集合ꎬ对此施加循环往复加载ꎬ加载制度同１.３节ꎮ３.３㊀有限元验证选取ＲＷＣ￣１试件建立对应的有限元模型ꎬ基于合理的有限元模型㊁边界条件㊁相互作用和约束㊁材料力学性能以及加载方式等进行有限元模拟分析ꎬ将分析结果与试验结果进行对比ꎬ模拟验证有限元的可靠性ꎮ７５ 第１期㊀㊀㊀㊀㊀刘俊辉等:腹板开洞型抗剪连接件力学性能有限元分析１)滞回曲线对比ꎮ图７㊀试件ＲＷＣ￣１的分析结果对比Ｆｉｇ.７㊀ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｔｅｓｔａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｒｅｓｕｌｔｓｆｏｒｓｐｅｃｉｍｅｎＲＷＣ￣１㊀㊀ＲＷＣ￣１试件试验曲线与有限元分析结果对比如图７所示ꎮ拉压试验下ꎬ试件试验曲线与有限元模拟分析曲线均对称ꎬ且加载初期ꎬ荷载－位移基本相同ꎬ之后曲线也基本吻合ꎮ有限元分析模型能够承受的最大荷载为４３０ｋＮꎬ试件所能承载的最大荷载也为４３０ｋＮꎬ此时两者的位移分别为０.９２３㊁０.９７６ｍｍꎬ两者之间误差仅为５.４３％ꎬ验证了有限元的可靠性ꎮ２)破坏形态ꎮ试件加载破坏ꎮ首先是混凝土梁侧面上产生斜裂缝ꎬ随后裂缝向正面发展ꎬ连接件腹板处产生裂缝ꎻ继续加载ꎬ裂缝继续发展ꎬ直到混凝土被压溃ꎮ如图８所示ꎬ从有限元云图中可以观察:试件最大变形处为混凝土与抗剪件连接处根部处ꎬ对比混凝土变形图ꎬ两者变形部位相同ꎻ即使混凝土被压溃ꎬ抗剪连接件也没有产生较大的变形ꎬ对比连接件变形图ꎬ发现抗剪连接件也未产生较大变形ꎮ模拟结果均与试验结果一致ꎬ验证了分析结果的可靠性ꎮ混凝土保护层剥落(ａ)混凝土变形图(ｂ)连接件变形图图８㊀ＲＷＣ￣１试件破坏图与有限元云图Ｆｉｇ.８㊀ＲＷＣ￣１ｓｐｅｃｉｍｅｎｆａｉｌｕｒｅｄｉａｇｒａｍａｎｄｔｈｅｏｒｉｇｉｎａｌｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｃｌｏｕｄｉｍａｇｅ４㊀参数化分析结果４.１㊀混凝土强度C45C50C55C60C65C70图９㊀混凝土强度变化对应的滞回曲线Ｆｉｇ.９㊀Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｃｕｒｖｅｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｔｏｔｈｅｃｏｎｃｒｅｔｅｓｔｒｅｎｇｔｈｃｈａｎｇｅ对不同混凝土强度的６个有限元模型进行模拟分析ꎬ得到其滞回曲线ꎮ如图９所示ꎬ试件选用的混凝土强度等级Ｃ４５㊁Ｃ５０㊁Ｃ５５㊁Ｃ６０㊁Ｃ６５㊁Ｃ７０对应的极限承载力分别为４５０㊁５００㊁５５０㊁５５０㊁５５０㊁５５０ｋＮꎬ对应的位移分别为０.９８㊁１.１２㊁１.１２㊁１.２０㊁１.１３㊁１.３２㊁１.２８ｍｍꎮ混凝土强度等级从Ｃ４５增大到Ｃ６０时ꎬ试件抗剪承载能力得到提高ꎻＣ６０往后再增强混凝土的强度ꎬ试件的极限承载能力仍然为５５０ｋＮꎬ无显著提高ꎬ且位移增大会导致连接件根部产生巨大变形ꎬ使试件破坏ꎮ４.２㊀腹板宽度高度如图１０所示ꎬ对４个考虑腹板尺寸影响的有限元模型进行模拟分析ꎬ得到滞回曲线ꎮ分析曲线ꎬ当试件选用的腹板截面尺寸为８ｍｍˑ６０ｍｍ㊁１０ｍｍˑ４８ｍｍ㊁１５ｍｍˑ３２ｍｍ㊁８５ 南昌大学学报(工科版)２０２４年㊀１６ｍｍˑ３０ｍｍ时ꎬ极限承载力分别为４５０㊁４５０㊁５５０㊁５５０ｋＮꎬSP-1SP-2SP-3SP-4图１０㊀腹板宽度高度变化对应的滞回曲线Ｆｉｇ.１０㊀Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｃｕｒｖｅｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｔｏｓｔｅｅｌｐｌａｔｅｗｉｄｔｈａｎｄｈｅｉｇｈｔｃｈａｎｇｅ相应极限位移值为０.９９㊁０.９７㊁１.１㊁１.０ｍｍꎮ将腹板宽度由８ｍｍ增大到１０ｍｍ时ꎬ连接件的刚度无明显变化ꎮ继续增大宽度至１５ｍｍ时ꎬ极限承载能力由４５０ｋＮ激增为５５０ｋＮꎬ连接件的抗剪性得到很大的提升ꎮ增大宽度为１６ｍｍꎬ试件截面尺寸变化较小ꎬ结构刚度无明显变化ꎬ故考虑腹板截面尺寸影响时ꎬ选择截面尺寸１５ｍｍˑ３２ｍｍ最佳ꎮ４.３㊀２组腹板组合方式２组腹板组合形式如表２所述ꎬ对不同腹板组合的６个模型进行往复加载下的模拟分析ꎬ得到滞回曲线ꎬ如图１１所示ꎮ当２组腹板组合方式为６ｍｍˑ４０ｍｍ和１８ｍｍˑ４０ｍｍ时ꎬ试件的最大位移为０.９７ｍｍꎬ荷载为４４０ｋＮꎮ增大第１组腹板的宽度ꎬ减小第２组腹板的宽度ꎬ当２组腹板尺寸变为图１１㊀２组腹板组合方式对应的滞回曲线Ｆｉｇ.１１㊀Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｃｕｒｖｅｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｔｏｔｈｅｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｔｗｏｓｅｔｓｏｆｗｅｂｓ８ｍｍˑ４０ｍｍ和１６ｍｍˑ４０ｍｍ时ꎬ极限位移增长到１.１５ｍｍꎬ极限荷载变为４６０ｍｍꎮ继续增大第１组腹板的宽度ꎬ减小第２组腹板的宽度ꎬ连接件承载能力不断提高ꎮ直到第１组腹板的宽度增大到１８ｍｍꎬ第２组腹板的宽度减小到６ｍｍꎬ试件极限承载力增加为５００ｋＮꎬ极限位移减小到０.９６ｍｍꎮ此后再增大第１组腹板的宽度㊁减小第２组腹板的宽度ꎬ试件刚度无显著增大ꎬ抗剪力连接件的极限承载能力也无明显提高ꎬ且极限位移由０.９６ｍｍ增大为０.９９ｍｍꎮ故采用该种截面形式时选用腹板截面组合为１８ｍｍˑ４０ｍｍ和６ｍｍˑ４０ｍｍ的连接件ꎬ极限承载能力最大ꎮ５㊀结论㊀㊀１)ＲＷＣ￣１与ＲＷＣ￣２的破坏形态基本一致ꎬ随着荷载的增大ꎬ混凝土梁侧面产生斜裂缝ꎬ随后裂缝向正面发展ꎬ抗剪连接件处产生裂缝ꎬ且向混凝土梁上下端发展ꎬ最终混凝土被压溃ꎮ２个试件的滞回曲线走势基本相同ꎬ主要包括弹性阶段㊁弹塑性阶段和破坏阶段ꎮ２)提高混凝土强度能提高试件的受剪承载力ꎬ并减小位移值ꎻ当混凝土强度由Ｃ４５提升至Ｃ６０时ꎬ试件极限承载力提高了３０％ꎬ继续提高混凝土强度ꎬ承载力变化不大ꎻ标定设计荷载为５５０ｋＮ时ꎬ增大混凝土强度可减小位移值ꎮ３)在抗剪连接件中各腹板截面面积不变的情况下ꎬ选择截面尺寸为１５ｍｍˑ３２ｍｍ的极限承载力最大ꎻ在连接件腹板截面面积和高度不变的情况下ꎬ在所给定的２组腹板截面组合类型中ꎬ选用第１组腹板宽１８ｍｍ㊁第２组腹板宽６ｍｍ的连接件ꎬ抗剪性能最好ꎮ４)下一步可结合上述试验㊁考虑各主要影响参数以及连接件的应力分布特点ꎬ推导出该抗剪连接件的计算模型ꎬ并应用于相应结构设计中ꎮ参考文献:[１]㊀王金枝ꎬ郭俊峰ꎬ毛小敏.考虑界面滑移的剪力钉群等效抗剪刚度研究[Ｊ].世界桥梁ꎬ２０１９ꎬ４７(１):４３￣４７.[２]ＫＩＭＳＨꎬＫＩＭＫＳꎬＰＡＲＫＳꎬｅｔａｌ.ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｓｔｕｂｂｙＹ￣ｔｙｐｅｐｅｒｆｏｂｏｎｄｒｉｂａｎｄｓｔｕｄｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２０１７ꎬ１４７:１１４￣１２４.[３]雷升祥ꎬ张艳青ꎬ刘勇ꎬ等.双钢板￣混凝土组合构件面外受力性能研究综述[Ｊ].建筑结构ꎬ２０２２ꎬ５２(１３):３２￣４２.[４]王宁ꎬ侯和涛ꎬ李海生ꎬ等.改进的新型全装配式组合梁抗剪连接件试验研究[Ｊ].工程力学ꎬ２０２１ꎬ３８(１):８９￣９９.[５]陈海ꎬ郭子雄ꎬ刘阳ꎬ等.新型组合剪力键抗剪机理及承载力计算方法研究[Ｊ].工程力学ꎬ２０１９ꎬ３６(３):１５９￣１６８.９５ 第１期㊀㊀㊀㊀㊀刘俊辉等:腹板开洞型抗剪连接件力学性能有限元分析０６ 南昌大学学报(工科版)２０２４年㊀[６]胡淑军ꎬ熊悦辰ꎬ王湛.偏心支撑结构体系的研究进展及展望[Ｊ].建筑钢结构进展ꎬ２０１９ꎬ２１(２):１￣１４.[７]郭琪ꎬ姜俊ꎬ胡淑军ꎬ等.装配式混凝土框架￣Ｙ形偏心钢支撑结构体系抗震性能研究[Ｊ].自然灾害学报ꎬ２０２０ꎬ２９(５):１４０￣１４９.[８]胡淑军ꎬ聂吉利ꎬ熊信福ꎬ等.一种基于弯剪分离的装配式混凝土梁￣耗能段连接节点:ＣＮ２１０２１６７１６Ｕ[Ｐ].２０２０￣０３￣３１. [９]陈霞ꎬ万馨ꎬ高鹏ꎬ等.冷弯十字型连接件连接剪力墙结构滞回性能研究[Ｊ].机械工程师ꎬ２０２２ꎬ(８):６７￣７０.[１０]ＨＵＳＪꎬＧＵＯＱꎬＸＸＦꎬｅｔａｌ.Ｓｅｉｓｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｐｒｅｃａｓｔｃｏｎｃｅｔｅｂｅａｍ￣ｔｏ￣ｓｈｅａｒｌｉｎｋｃｏｍｐｏｓｉｔｅｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｗｉｔｈｂｅｎｄｉｎｇｍｏｍｅｎｔａｎｄｓｈｅａｒｆｏｒｃｅｓｅｐａｒａｔｅｍｅｔｈｏｄ[Ｊ].ＡｄｖａｎｃｅｓｉｎＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０２０ꎬ２０２０:１￣１４.[１１]徐朋静ꎬ钟瑾ꎬ黄海ꎬ等.十字带侧板型抗剪连接件受剪性能试验研究[Ｊ].世界地震工程ꎬ２０２２ꎬ３８(２):１２１￣１２９. [１２]安然ꎬ王有志ꎬ周磊ꎬ等.剪力钉连接件拉剪复合作用试验及计算模型[Ｊ].长安大学学报(自然科学版)ꎬ２０２０ꎬ４０(３):４２￣５２.[１３]ＫＩＭＳＨꎬＨＡＮＯꎬＫＩＭＫＳꎬｅｔａｌ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｄｏｕｂｌｅ￣ｒｏｗＹ￣ｔｙｐｅｐｅｒｆｏｂｏｎｄｒｉｂｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎａｌＳｔｅｅｌＲｅｓｅａｒｃｈꎬ２０１８ꎬ１５０:２２１￣２２９.[１４]赵根田ꎬ侯智译ꎬ高鹏ꎬ等.拟静力作用下群钉连接件抗剪性能研究[Ｊ].工程力学ꎬ２０２０ꎬ３７(７):２０１￣２１３.[１５]中华人民共和国住房和城乡建设部.混凝土结构设计规范:ＧＢ５００１０ ２０１０[Ｓ].北京:中国建筑工业出版社ꎬ２０１１.(责任编辑:邱俊明)。

２０１７年第１０期97科教论坛钢-混凝土组合梁是一种应用较广泛的组合结构。

而剪力连接件是连接组合梁中钢和混凝土的关键所在，其作用在于分担混凝土翼板与钢腹板接触面之间的剪切应力，限制二者之间发生滑移，进而避免结构发生整体失稳破坏。

一、常用剪力连接件的种类目前常用的剪力连接件（图1），有型钢剪力连接件、栓钉剪力连接件、PBL剪力链接件,将按此顺序依次介绍各连接件。

a b c图1 a型钢剪力连接件;b栓钉剪力连接件；c.PBL剪力连接;型钢剪力连接件出现在20世纪20年代。

其抗剪刚度较大，抗滑移能力强，抵抗变形能力强，故此连接件适用于抗剪刚度要求高，且无掀起力作用时。

但其用钢量大，破坏时多为连接件周围的混凝土发生脆性破坏。

20世纪50年代提出的栓钉剪力连接件是目前在国内外被广泛使用的连接件之一，其力学性能良好、施工简单，制材方便且适合批量生产。

当钢与混凝土间作用剪力方向不明确，或作用有较大的掀起力时宜选用栓钉连接件。

20世纪80年代，德国研发了PBL剪力连接件。

其钢板圆孔中的混凝土隼可以钢筋和混凝土翼板形成一个整体，不仅可以使抗剪刚度、抗滑移变形能力增强，还减小了混凝土与钢之间的相对滑移量。

当栓钉连接件布置过密，或对抗剪刚度、抗疲劳性能有较高要求时宜选用PBL连接件。

二、剪力连接件的改进方案1 开孔波折板剪力连接件东南大学提出了一种新型的剪力连接件叫开孔波折板剪力连接件（图2a）。

将传统的PBL连接件的平钢板改进成斜向45°角（角度可任意选择）的波折形钢板。

这种改进方案已经获得专利。

与普通的PBL连接件相比，在钢板开孔个数相同的情况下，不设贯穿钢筋时，波折钢板剪力连接件的抗剪承载能力平均提高了38.3%；设置贯穿钢筋时，其抗剪承载能力平均提高了46%。

a b c图2 a.开孔波折板连接件;b.开孔波折板+焊接钢筋连接件;c. 翼缘型折板连接件在开孔波折板的基础上焊接钢筋形成开孔波折板的衍生式连接件（图2b）。

钢-混凝土抗剪连接件的设计与验算一、设计1、选用焊钉连接件（栓钉），根据规范《电弧螺柱焊用圆柱头焊钉》(GB/T-10433-2002)查得，材料为ML15，直径d ss 为16mm ，高度为50mm ，每1000件的质量约为116kg 。

其具体尺寸如下：图1 圆柱头焊钉示意图（单位：mm ） 2、布置形式：根据《公路钢混组合桥梁设计与施工规范》(JTG/T D64-01-2015) 规范规定，在满足构造要求时，栓钉宜等间距布置。

在纵桥向间距200mm ，每延米5个，在横桥向间距200mm ，每延米5个，共93个，栓钉的外侧边缘与钢板边缘的距离为50mm ；沿纵桥向在某一节段上每延米465个。

3、材料性能见下表：表1 性能参数C50混凝土弹性模量E c (×104MPa) 3.45 抗压强度标准值f ck (MPa) 32.4 轴心抗压强度设计值f cd (MPa) 22.4 栓钉 抗拉强度f s u (MPa) 320二、计算根据规范《公路钢混组合桥梁设计与施工规范》(JTG/T D64-01-2015)中相关规定，对栓钉进行验算。

1、栓钉的抗剪刚度按式1-1计算：k ss =13.0d ss √E c f ckk ss =13×16×√3.45×104×32.4k ss =219910.2N mm ⁄ 焊接部（1-1）式中：k ss ——栓钉的抗剪刚度N mm ⁄；d ss ——栓钉杆部的直径（mm ）；E c ——混凝土弹性模量（MPa ）；f ck ——混凝土抗压强度标准值（MPa ）。

2、在承载能力极限状态下，焊钉的抗剪承载力设计值按下列要求计算：V sud =min{0.43A s √E c f cd ，0.7A s f su }Vsud =min{0.43×201.06×√3.45×104×22.4，0.7×201.06×320}V sud =min{76003.2，45037.87}V sud =45.04KN式中：V sud ——承载能力极限状态下栓钉抗剪承载力设计值(N)；A s ——栓钉杆部截面面积（mm 2）；E c ——混凝土弹性模量（MPa ）；f cd ——混凝土轴心抗压强度设计值（MPa ）；f su ——栓钉的抗拉强度最小值（MPa ）。