藺釗飛，劉玉擎

（同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092）

焊釘連接件廣泛應(yīng)用于組合結(jié)構(gòu)橋梁鋼-混凝土結(jié)合面抵抗剪力，既往研究主要集中于其抗剪受力性能［1-2］.隨著組合結(jié)構(gòu)橋梁的發(fā)展，焊釘連接件應(yīng)用范圍更加廣泛，除受到剪力作用外，亦常處于受拉或拉剪共同作用狀態(tài).上海長(zhǎng)江大橋連續(xù)梁和東海大橋斜拉橋分別在組合梁鋼-混凝土結(jié)合面采用高300和450mm的焊釘來抵抗拉力作用.

McMackin［3］和 Pallarés［4］研究表明，在拉力作用下，焊釘連接件主要呈現(xiàn)混凝土掀起的脆性破壞和焊釘拉斷的延性破壞等破壞模態(tài)，并建議基于焊釘延性破壞進(jìn)行焊釘連接件抗拉承載力設(shè)計(jì)計(jì)算.焊釘發(fā)生延性破壞時(shí)，變形較大，有利于在極限狀態(tài)下焊釘內(nèi)力的重分布和整體結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展.ACI［5］和PCI［6-7］等標(biāo)準(zhǔn)在早期版本中就已包含針對(duì)不同破壞模態(tài)的焊釘連接件抗拉承載力計(jì)算式.然而，所提計(jì)算式所依據(jù)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)中，焊釘高度相對(duì)較小、混凝土強(qiáng)度相對(duì)較低［4，8］.國(guó)內(nèi)對(duì)于焊釘連接件的抗拉性能研究十分缺乏，尚無相應(yīng)的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn).為此，有必要給出防止焊釘連接件受拉發(fā)生脆性破壞的限制條件，提出基于延性破壞的焊釘連接件抗拉承載力計(jì)算方法.

本研究進(jìn)行了不同高度的焊釘連接件抗拉承載性能模型試驗(yàn)，分析了焊釘高度對(duì)破壞模態(tài)、承載力、峰值分離的影響；比較了 ACI 318-08、PCI 5th和CEB-ECCS等標(biāo)準(zhǔn)所建議抗拉承載力計(jì)算式與試驗(yàn)結(jié)果的吻合度；給出了防止焊釘受拉發(fā)生脆性破壞的限制條件，并提出了基于延性破壞的焊釘連接件抗拉承載力計(jì)算方法.

1 焊釘連接件抗拉模型試驗(yàn)

表1為焊釘連接件抗拉模型試件分組，主要考慮焊釘高度的影響.焊釘直徑ds為22mm，高度hs為100、200、300和400mm，極限強(qiáng)度fsu為519 MPa，混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu為62.6MPa.

表1 試件分組Tab.1 Grouping of test specimens

模型試件構(gòu)造如圖1所示，鋼梁下翼緣對(duì)稱設(shè)置加載孔，下翼緣中心處焊接焊釘連接件.將焊有焊釘?shù)匿摿旱怪?，在與混凝土接觸的鋼翼緣板上涂抹潤(rùn)滑油以減小鋼與混凝土間的粘阻力，焊釘正立澆筑混凝土.

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示，采用放置于加載孔中的兩個(gè)千斤頂對(duì)稱加載，結(jié)構(gòu)處于自平衡狀態(tài).試件混凝土塊底部布置沙墊層以確保結(jié)構(gòu)兩側(cè)施力和受力的均勻，并在混凝土塊前后與千斤頂相同橫向位置處布置2個(gè)位移計(jì)測(cè)試鋼梁與混凝土塊的相對(duì)分離量.

圖1 模型試件（單位：mm）Fig.1 Details of test specimens（unit：mm）

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test set-up

表2 抗拉承載力和峰值分離試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Results of tensile strength and peak separation

2 抗拉試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 抗拉承載力及峰值分離

表2所示為焊釘連接件抗拉承載力Nu與峰值分離dp（拉力-分離曲線上最大拉力對(duì)應(yīng)的分離值）的試驗(yàn)結(jié)果.當(dāng)焊釘高度為100mm時(shí)，破壞模態(tài)為混凝土掀起，抗拉承載力較低，峰值分離較小，變形性能較差.當(dāng)焊釘高度為200～400mm時(shí)，破壞模態(tài)為焊釘拉斷，抗拉承載力相對(duì)較高，峰值分離較大，變形性能較好.焊釘拉斷破壞時(shí)，峰值分離隨焊釘高度的增加而增大，抗拉承載力隨高度增加變化較小.

2.2 破壞模態(tài)

圖3所示為ST-1組試件破壞狀態(tài)，3個(gè)試件均為混凝土掀起的脆性破壞，混凝土破壞面呈曲面，在焊釘頭部破壞面的切面近似垂直于混凝土塊頂面，隨著遠(yuǎn)離焊釘，切面與頂面夾角逐漸減小，至頂面處切面近似平行于頂面.

圖3 混凝土掀起破壞Fig.3 Concrete breakout failure

圖4所示為ST-2～ST-4組試件破壞狀態(tài)，9個(gè)試件均為焊釘桿部拉斷的延性破壞，破壞處焊釘桿部發(fā)生明顯頸縮，斷面面積顯著減少.

圖4 焊釘拉斷破壞Fig.4 Stud fracture

2.3 拉力-分離曲線

圖5所示為不同高度焊釘連接件的拉力-分離曲線.對(duì)于4組試件，在達(dá)到0.5Nu之前，拉力-分離曲線近似為線性.ST-1組試件為混凝土掀起破壞，近似以線性狀態(tài)達(dá)到極限拉力，對(duì)應(yīng)峰值分離最大值為3.56mm，隨后的下降段較陡，延性較差.ST-2～ST-4組試件為焊釘桿部拉斷破壞，在達(dá)到約0.75倍極限拉力時(shí)焊釘開始屈服，對(duì)應(yīng)分離量約為1.3 mm；3組試件峰值分離均超過10.0mm，呈現(xiàn)出較好的變形性能.

圖5 拉力-分離曲線Fig.5 Load-separation Curves

3 抗拉承載力計(jì)算式比較分析

研究表明［3-4，7-9］，焊釘連接件受到拉力時(shí)主要發(fā)生焊釘拉斷、混凝土掀起、焊釘拔出、邊緣混凝土壓裂和混凝土割裂破壞.當(dāng)焊釘埋深較大時(shí)，傾向于發(fā)生焊釘拉斷破壞.當(dāng)焊釘埋深較小、混凝土強(qiáng)度較低時(shí)，傾向于發(fā)生混凝土掀起破壞.當(dāng)焊釘頭部直徑相對(duì)于桿部直徑較小時(shí)，傾向于發(fā)生焊釘拔出破壞.當(dāng)焊釘距離邊緣較近時(shí)，傾向于發(fā)生邊緣混凝土壓裂破壞.當(dāng)混凝土構(gòu)件相對(duì)較薄時(shí)，傾向于發(fā)生混凝土割裂破壞.其中焊釘拉斷和混凝土掀起為主要破壞模態(tài).

表3所示為各標(biāo)準(zhǔn)建議的焊釘連接件抗拉承載力計(jì)算式.表中：Nsa為焊釘拉斷時(shí)的名義抗拉承載力，N；Ase，N為焊釘桿部截面面積，mm2；futa為焊釘材料極限抗拉強(qiáng)度，MPa；Ncb為混凝土掀起破壞時(shí)的名義抗拉承載力，N；fc′為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度，MPa；hef為焊釘有效埋入深度，為焊釘頭底面至混凝土頂面距離，mm；ca，min為焊釘截面中心至混凝土邊緣最小距離，mm.ψed，N為考慮邊緣影響的修正系數(shù)，當(dāng)焊釘中心至邊緣距離ca，min≤1.5hef時(shí)，ψed，N=0.7+0.3（ca，min／1.5hef）；當(dāng)ca，min≥1.5hef時(shí)，ψed，N=1.ψc，N為混凝土掀起破壞時(shí)混凝土開裂修正系數(shù)，在正常使用狀態(tài)下混凝土未開裂時(shí)，取1.25，開裂時(shí)取1.0；Npn為焊釘拔出破壞時(shí)的名義抗拉承載力，N；ψc，p為焊釘拔出破壞時(shí)混凝土開裂修正系數(shù)，在正常使用狀態(tài)下混凝土未開裂時(shí)，取1.4，開裂時(shí)取1.0；dh為焊釘頭部直徑，mm；Abrg為焊釘頭部的凈支撐面積，.Nsb為邊緣混凝土壓裂時(shí)的名義抗拉承載力，N.所建議的焊釘拉斷承載力計(jì)算式較為一致，認(rèn)為近似于焊釘桿部單軸受拉破壞，采用對(duì)焊釘桿部截面與焊釘材料極限強(qiáng)度的乘積進(jìn)行折減的方法.混凝土掀起破壞主要采用混凝土45°錐形破壞法或混凝土承載性能設(shè)計(jì)法計(jì)算抗拉承載力.ACI 318-08［5］和 PCI 6th［7］采用混凝土承載性能設(shè)計(jì)法，PCI 5th［6］和 CEB-ECCS［9］采用混凝45°錐形破壞法

表3 抗拉承載力計(jì)算式Tab.3 Equations for calculating the tensile strength

為比較不同標(biāo)準(zhǔn)抗拉承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值的吻合度，收集了國(guó)內(nèi)外共計(jì)93個(gè)焊釘連接件抗拉性能試驗(yàn)結(jié)果［3，10-14］，其中混凝土掀起破壞數(shù)據(jù)46個(gè)，焊釘拉斷破壞數(shù)據(jù)47個(gè)，見表4.圖6和圖7所示分別為混凝土掀起破壞和焊釘拉斷破壞時(shí)，按照ACI 318-08、PCI 5th和CEB-ECCS計(jì)算的名義抗拉承載力計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比.μ為計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的平均值，σ2為計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的方差.相對(duì)于焊釘拉斷破壞，混凝土掀起破壞時(shí)，不確定影響因素較多，離散度較大.由計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的平均值和方差可知，相對(duì)于PCI 5th和CEB-ECCS，ACI 318-08計(jì)算值與試驗(yàn)值具有更高的吻合度.

此外，ACI 318-08計(jì)算式的合理性和可靠性亦得到了其他學(xué)者研究的證明［4，15-17］，并被 PCI 6th采用，因此，建議采用ACI 318-08計(jì)算式計(jì)算焊釘連接件名義抗拉承載力.

圖6 混凝土掀起破壞抗拉承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Fig.6 Comparison of concrete break-out strength derived from test results and those computed using existing codes

4 防止焊釘連接件受拉脆性破壞的限制條件

ACI 318-08和PCI 6th建議盡可能使焊釘連接件受拉發(fā)生焊釘拉斷的延性破壞.相對(duì)于焊釘連接件受拉脆性破壞，延性破壞前焊釘?shù)淖冃屋^大，有利于焊釘內(nèi)力重分布和整體結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展.為此，結(jié)合ACI 318-08建議的不同破壞模態(tài)抗拉承載力計(jì)算式，提出防止焊釘拔出、邊緣混凝土壓裂和混凝土掀起破壞先于焊釘桿部拉斷的限制條件.當(dāng)在周圍配有足夠鋼筋時(shí)，焊釘連接件受拉基本不會(huì)發(fā)生混凝土劈裂破壞［5］.

此外，由于焊釘周圍混凝土中鋼筋的加強(qiáng)作用，且對(duì)于預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)常施加預(yù)應(yīng)力，正常使用狀態(tài)下混凝土一般無裂縫［4，7，17］，則在以下分析 中，假定正常使用狀態(tài)下焊釘周圍混凝土未開裂.

為便于實(shí)際應(yīng)用，采用《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》［18］規(guī)定的焊釘頭部高度hh，將有效埋入深度hef轉(zhuǎn)換為焊釘全高h(yuǎn)s.此外，采用式（11）將混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度轉(zhuǎn)換為軸心抗壓強(qiáng)度.式（11）為依照Eurocode 4［19］和《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》［20］取得不同混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度等級(jí)與棱柱體軸心抗壓強(qiáng)度關(guān)系，進(jìn)行擬合得到.

式中：fck為混凝土強(qiáng)度.

4.1 防止焊釘拔出破壞的限制條件

為防止焊釘拔出破壞需使按照式（4）計(jì)算的抗拉承載力大于式（1）的計(jì)算值，即：

按照《冷鐓和冷擠壓用鋼》［21］規(guī)定，焊釘材料的最大極限強(qiáng)度fsu為530MPa.按照《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》規(guī)定，焊釘頭部直徑dh和焊釘桿直徑ds位于一定限值內(nèi)，對(duì)于常用16、19、22和25mm焊釘，dh／ds最小值分別為1.79、1.66、1.57和1.58.表5所示為將上述限值代入式（12）得到的不同直徑焊釘為防止焊釘拔出破壞先于焊釘拉斷破壞所要求的最低混凝土抗壓強(qiáng)度fck，min和滿足限值的混凝土最低強(qiáng)度等級(jí).對(duì)于直徑16～25mm焊釘，所需fck，min最大值為26.4MPa，則當(dāng)混凝土強(qiáng)度等級(jí)不小于C40時(shí)，可基本確保焊釘拔出后于焊釘拉斷破壞.

圖7 焊釘拉斷破壞抗拉承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Fig.7 Comparison of ductile tensile strength derived from test results and those computed using existing codes

表4 既往研究試驗(yàn)參數(shù)Tab.4 Variables of the previous researches

表5 混凝土強(qiáng)度最小值fck，min限制條件Tab.5 Limits on the minimum value of fck

4.2 防止邊緣混凝土壓裂破壞的限制條件

當(dāng)ce／hs≥0.4時(shí)，ACI 318-08規(guī)定可認(rèn)為不會(huì)發(fā)生邊緣混凝土的壓裂破壞.ce為焊釘中心至混凝土邊緣最小距離.

當(dāng)ce／hs≤0.4時(shí)，防止邊緣混凝土壓裂破壞需使按照式（6）計(jì)算的抗拉承載力大于式（1）的計(jì)算值，即：

圖8所示為當(dāng)fsu為530MPa時(shí)，為防止邊緣混凝土壓裂先于焊釘拉斷破壞，焊釘中心至混凝土邊緣最小距離的最小值ce，min和混凝土抗壓強(qiáng)度fck的關(guān)系.表6所示為當(dāng)fsu為530MPa時(shí)，常用混凝土強(qiáng)度等級(jí)和焊釘直徑的焊釘中心至混凝土邊緣最小距離的最小值ce，min.所需ce，min隨著混凝土強(qiáng)度的增加而減小，隨著焊釘直徑的增加而增大.對(duì)于常用的直徑22mm焊釘，當(dāng)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50時(shí)，需ce，min約為100mm.

圖8 混凝土抗壓強(qiáng)度與焊釘中心至混凝土邊緣最小距離的最小值關(guān)系Fig.8 Relationship of concrete compressive strength and minimum value of the closest distance from stud center to edges of concrete element

表6 混凝土邊緣最小距離的最小值ce，min限制條件Tab.6 Limitations on the value of ce，min

4.3 防止混凝土掀起破壞的限制條件

使混凝土掀起破壞后于焊釘拉斷破壞需使按照式（2）計(jì)算的抗拉承載力大于式（1）的計(jì)算值，即：

其中，當(dāng)ce／hs≥1.5時(shí)，取1.5.

圖9所示為當(dāng)fsu為530MPa，ce／hs≥1.5時(shí)，為防止混凝土掀起先于焊釘拉斷破壞，焊釘高度與直徑比值的最小值（hs／ds）min與混凝土強(qiáng)度fck的關(guān)系.表7所示為當(dāng)fsu為530MPa，ce／hs≥1.5時(shí)，常用混凝土強(qiáng)度等級(jí)和焊釘直徑的焊釘高度與直徑比值最小值（hs／ds）min.當(dāng)ce／hs≤1.5時(shí)，將ce／hs≥1.5時(shí)的（hs／ds）min乘以系數(shù)（0.7+0.3（ce／1.5hs））-2／3即可.所需焊釘高度與直徑比值最小值（hs／ds）min，隨著混凝土抗壓強(qiáng)度的增加而減小，隨著焊釘直徑的增加而增大.對(duì)于常用的直徑22mm焊釘，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50時(shí)，焊釘高度宜不小于200mm.

圖9 焊釘高徑比最小值（hs／ds）min與混凝土強(qiáng)度的關(guān)系Fig.9 Relationship of concrete compressive strength and the minimum value of stud height-diameter ratio

表7 焊釘高徑比最小值（hs／ds）min限制條件Tab.7 Limitations on the value of（hs／ds）min

5 焊釘延性破壞抗拉承載力計(jì)算方法

圖10所示為焊釘連接件延性破壞抗拉承載力計(jì)算流程圖.倘若所擬定參數(shù)fck、ds、hs和ce滿足該流程圖，則滿足第4.1～4.3節(jié)限制條件，可防止焊釘連接件抗拉脆性破壞.發(fā)生焊釘拉斷的延性破壞，可按照式（1）計(jì)算抗拉承載力.《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》規(guī)定，焊釘材料最小抗拉強(qiáng)度為400MPa，當(dāng)缺乏焊釘材料極限抗拉強(qiáng)度fsu數(shù)據(jù)時(shí)，取400 MPa計(jì)算.

圖10 焊釘連接件延性破壞抗拉承載力計(jì)算流程Fig.10 Flowchart for calculating tensile strength of headed studs due to steel failure

6 結(jié)論

（1）通過焊釘連接件抗拉承載性能模型試驗(yàn)可知，當(dāng)焊釘高度與直徑的比值較小時(shí)發(fā)生混凝土掀起的脆性破壞；當(dāng)高徑比較大時(shí)，發(fā)生焊釘拉斷的延性破壞.

（2）焊釘連接件發(fā)生混凝土掀起的脆性破壞時(shí)，抗拉承載力較低，峰值分離較小，變形性能較差；發(fā)生焊釘拉斷的延性破壞時(shí)，抗拉承載力相對(duì)較高，峰值分離較大，變形性能較好.延性破壞時(shí)，峰值分離隨焊釘高度的增加而增大，抗拉承載力隨高度增加變化較小.

（3）基于國(guó)內(nèi)外共93個(gè)焊釘抗拉承載性能試驗(yàn)結(jié)果，比較分析了 ACI 318-08、PCI 5th和 CEBECCS等標(biāo)準(zhǔn)所建議抗拉承載力計(jì)算式與試驗(yàn)結(jié)果的吻合度，結(jié)果表明ACI 318-08給出的計(jì)算式較為合理.

（4）結(jié)合ACI 318-08和中國(guó)相關(guān)現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)給出了防止焊釘連接件受拉時(shí)發(fā)生焊釘拔出、邊緣混凝土壓裂和混凝土掀起等脆性破壞的限制條件，分別采用混凝土強(qiáng)度等級(jí)、焊釘緣端距離和焊釘高徑比加以限制；并提出了基于延性破壞的焊釘抗拉承載力計(jì)算方法.

［1］ Ollgaard J G，Slutter R G，F(xiàn)isher J W.Shear strength of stud connectors in lightweight and normal– weight concrete［J］.AISC Engineering Journal，1971，8（2）：55.

［2］ Oehlers D J，Coughlan C G.The shear stiffness of stud shear connections in composite beams［J］.Journal of Constructional Steel Research，1986，6（4）：273.

［3］ McMackin P J，Slutter R G，F(xiàn)isher J W.Headed steel anchor under combined loading［J］.AISC Engineering Journal，1973，10（2）：43.

［4］ Pallarés L，Hajjar J F.Headed steel stud anchors in composite structures，Part Ⅱ-Tension and interaction ［R］.Urbana：Newmark Structural Engineering Laboratory，2009.

［5］ ACI 318-08.Building Code Requirements for Structure Concrete and Commentary ［S］.Michigan：American concrete Institute，2008.

［6］ PCI Design Handbook：Precast and Prestressed Concrete［S］.5th ed.Chicago： Precast／Prestressed Concrete Institute，1999.

［7］ PCI Design Handbook：Precast and prestressed concrete［S］.6th ed.Chicago： Precast／Prestressed Concrete Institute，2004.

［8］ Hiragi H，Matsui S，Sato T，etal.Pull-out and shear strength equations for headed studs considering edge distance［J］.Proceedings of JSCE，2002（703）：279.

［9］ Joint Committee IABSE-CEB-FIP-ECCS.Model for Composite Structures［S］.London：Construction Press，1981.

［10］ Saari W K，Hajjar J F，Schultz A E，etal.Behavior of shear studs in steel frames with reinforced concrete infill walls［J］.Journal of Constructional Steel Research，2004，60（10）：1453.

［11］ Nelson Stud Welding Company.Nelson stud welding“Concrete anchor test No.7”，project number 802 ［R］.Lorain：Nelson stud welding company，1966.

［12］ Ohtani Y，F(xiàn)ukumoto Y.Failure behavior of stud anchor due to pullout tension［R］.Osaka：Technology Reports of the Osaka University，1989.

［13］ Al-Taan S A，Mohammed A A.Tensile strength of short headed anchors embedded in steel fibrous concrete［J］.Al-Rafidain Engineering Journal，2010，18：35.

［14］ Collins D M，Klinger R E，Polyzois D.Load-deflection Behaviour of Cast-in-Place and Retrofit Concrete Anchors Subjected to Static，F(xiàn)atigue，and Impact Tensile Loads［R］.Austin：The University of Texas at Austin，1989.

［15］ Ashour A F，Alqedra M A.Concrete breakout strength of single anchors in tension using neural networks ［J］.Advances in Engineering Software，2005，36（2）：87.

［16］ Piccinin R，Ballarini R，Cattaneo S.Linear elastic fracture mechanics pullout analyses of headed anchors in stressed concrete［J］.Journal of Engineering Mechanics，2010，136（6）：761.

［17］ Anderson N S，Meinheit D F.A review of headed-stud design criteria in the six edition of the PCI design handbook ［J］.PCI Journal，2007，52（1）：1.

［18］ 中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局.GB／T10433—2002電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘［S］.北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2003.General Administration of Quality Supervision，Inspection and Quarantine of P R China.GB／T 10433—2002 Cheese head studs for arc stud welding ［S］.Beijing：China Standards Press，2003.

［19］ EN1994-1.Eurocode 4：design of composite steel and concrete structures，part 1-1：general rules and rules for buildings［S］.Brussels： CEN-European Committee for Standardization，2004.

［20］ 中華人民共和國(guó)交通部.JTG D62—2004公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.北京，中國(guó)人民交通出版社，2004.Ministry of Communications of P R China.JTG D62—2004 Code for design of highway reinforced concrete and prestressed concrete bridges and culverts［S］.Beijing： China Communications Press，2004.

［21］ 全國(guó)鋼標(biāo)準(zhǔn)化技術(shù)委員會(huì).GB／T6478—2001冷鐓與冷擠壓用鋼 ［S］.北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2002.Technical Committee on Steel of Standardization Administration of China.GB／T6478—2001 Steels for cold heading and cold extruding［S］.Beijing：China Standards Press，2001.