MCL型复合销连接件抗剪承载机理及影响因素分析

Analysis of Shear Bearing Mechanism and Influencing Factors of MCL-Shaped Composite Dowel Connector

摘要

为研究改进螺旋线（Modified Clothoid， 简称MCL）型复合销剪力连接件的承载机理和不同因素对其抗剪承载力的影响规律，该文基于经试验验证的MCL型复合销有限元模型，深入分析了组成MCL型剪力连接件的钢销、混凝土销和横向贯穿钢筋的受力状况及破坏模态，探讨了横向贯穿钢筋、钢销厚度和混凝土强度对MCL型复合销抗剪承载力的影响规律。研究结果表明：MCL型复合销的受力过程呈现为弹性阶段、弹塑性阶段及破坏阶段。当MCL型复合销达到极限承载力时，混凝土销损伤严重，以剪切破坏为主；钢销处于压剪状态，局部进入塑性状态。相较于远离剪力作用端的下部横向贯穿钢筋，上部横向贯穿钢筋变形明显，是混凝土销延性的主要来源。提高混凝土强度可提高MCL型复合销的抗剪承载力，延缓劈裂裂缝和撬起破坏发展；贯穿钢筋直径越大，承受剪力的能力越强；钢销厚度对MCL型复合销的抗剪性能影响较大，其决定了MCL型复合销的抗剪承载力是受钢销失效控制或是混凝土剪切破坏控制。

Abstract

To investigate the bearing mechanism of modified clothoid (MCL)-shaped composite dowel shear connectors and the influence laws of various factors on their shear bearing capacity, the stress states and failure modes of the steel dowel, concrete dowel, and transverse through-reinforcement that constitute the MCL-shaped shear connector were deeply analyzed in this paper based on an experimentally validated finite element model. Furthermore, the influence laws of transverse through-reinforcement, steel dowel thickness, and concrete strength on the shear bearing capacity of the MCL-shaped composite dowel were explored. The research results indicate that the bearing process of the MCL-shaped composite dowel exhibits elastic, elastoplastic, and failure stages. When the MCL-shaped composite dowel reaches its ultimate bearing capacity, the concrete dowel is severely damaged, dominated by shear failure; the steel dowel is in a compressive-shear state and locally enters a plastic state. Compared to the lower transverse through-reinforcement far from the shear action end, the upper transverse through-reinforcement is significantly deformed and serves as the primary source of ductility for the concrete dowel. Increasing the concrete strength can enhance the shear bearing capacity of the MCL-shaped composite dowel and delay the development of splitting cracks and prying failure. A larger diameter of the transverse through-reinforcement leads to a stronger shear resistance capacity. The thickness of the steel dowel significantly affects the shear performance of the MCL-shaped composite dowel, determining whether the shear bearing capacity of the MCL-shaped composite dowel is controlled by steel dowel failure or concrete shear failure.

Graphical abstract

关键词

桥梁工程 / 钢混组合结构 / 剪力连接件 / 推出试验 / 抗剪性能

Key words

bridge engineering / steel-concrete composite structure / shear connector / push-out test / shear performance

0 引言

在界面过渡区，剪力的有效传递是保证两种材料协同受力，发挥各自优点的基础^［1-5］。目前，在钢混组合结构中，国内外常用的剪力连接件主要有栓钉和开孔钢板等，并且开展了较为系统的研究^［6-16］。这些剪力连接件虽具有受力性能良好的优点，但各自也存在明显不足。其中，栓钉剪力连接件疲劳性能偏弱，且需大量的焊接作业^{［17‑18］}；而开孔钢板剪力连接件贯穿钢筋定位困难，施工效率较低^［19-20］。近年来，新型的复合销剪力连接件（图1）被提出^［21］，该复合销连接件的承载能力和疲劳性能优于传统栓钉和开孔钢板剪力连接件^［22-23］，目前已在部分国家成功应用^［24-28］。

这种新型复合销剪力连接件采用半开口形式，主要由钢销、混凝土销和横向贯穿钢筋组成^［29］，根据形状的不同，主要分为SA（Fin， SA）型、PZ（Puzzle， PZ）型、MCL型和CL（Clothoidal， CL）型^［21］。钢销构造差异导致复合销剪力连接件的破坏模态、承载力和受力性能产生差异。MCL型复合销由CL型改进而来，被认为是其中力学性能较优的一种^［30］。除此之外，它们无需大量的焊接作业，且由于钢销上部开口，施工时可方便地放入横向贯穿钢筋，克服了开孔钢板剪力连接件贯穿钢筋施工困难的不足。除了上述优点外，MCL型钢销外表面采用多段螺旋线组合，利用工字形钢切割成型时，一片工字钢从腹板中间剖开，可以制作成两道MCL型复合销剪力连接件，生产效率高，浪费材料少，在众多复合销剪力连接件中脱颖而出，具有广阔的应用前景。

Kożuch等^［31］对MCL型复合销剪力连接件开展了大量研究工作，在欧委会《基于创新剪力传递的预制耐久性组合梁》项目的推动下^［32］，对该新型剪力连接件的极限承载力、破坏模态及钢销韧性进行了深入研究。结果表明：MCL型复合销的破坏模态主要表现为钢销根部剪切撕裂和顶部混凝土撬起破坏。在此基础上，所提出的抗剪承载力模型，促进了MCL型复合销连接件率先在波兰Wierna Rzeka桥^［33］的成功应用。通过7组复合销静力和疲劳试验，Li等^［34］研究了MCL型复合销剪力连接件的极限承载力、剪切刚度和相对滑移，指出MCL型复合销的失效历程依次表现为：钢销失效→横向贯穿钢筋屈服→混凝土销失效，试验过程中混凝土销出现撬起突出现象，提出了混凝土销、横向贯穿钢筋抗剪和混凝土局部承压的理论计算公式。除此之外，众多文献^{［23，35-36］}围绕MCL型复合销剪力连接件的失效模态、承载能力、剪切刚度变化规律等方面也开展大量细致研究。虽然既有研究推动了对MCL的了解和应用，但也发现，不同人员所开展的MCL型复合销失效模态研究存在许多差异。这些差别除了试验限制性条件影响外，其背后的受力机制可能存在亟待探究的盲点。

综合既有研究^［37］和笔者开展的12个MCL型复合销剪力连接件推出试验^［38］，发现MCL型复合销剪力连接件的失效模态虽然最终均表现为钢销顶部混凝土的撬起，但在其损伤累积过程中，不同参数影响下MCL型复合销剪力连接件的混凝土表层起裂、裂缝扩散形态、主裂缝形成及混凝土最终劈裂都存在一定的不同。这种差别表明MCL型复合销内部的钢销、混凝土销和横向贯穿钢筋在不同受力阶段存在主导受力角色变换、不同参数下的钢销可能先于混凝土屈服以及应力集中区扩散规律差异的问题。这些复杂的受力机制虽然在众多研究人员的不懈努力下得到逐步了解，但MCL型复合销剪力连接件提出至今仅十余年，尚未完整地揭露其内部力学行为，剪力件内部各组件在不同受力阶段如何发挥作用，应力集中区的扩散过程，钢销顶部混凝土最终撬起的力学机理并不清晰。而且，众多试验研究表明：MCL型复合销破坏后，内部钢销和混凝土销均存在一定的损伤^［39-41］，但在各因素影响下，其主导失效模态却不同。参量变化下的钢销、混凝土销和横向贯穿钢筋如何左右MCL型复合销剪力连接件的失效模态和承载力，还需深入探索。目前，除了德国等少数国家出台了复合销剪力件的设计条例外，各国尚无关于MCL型复合销详细设计规范。因此，对其受力机理和不同因素影响下的承载行为进行研究是必要的。

为此，基于经推出试验验证的MCL型复合销数值模型，本文深入分析了MCL型复合销各部件的受力行为，揭示了MCL型复合销从受力伊始到失效过程的变化规律及承载机理，探讨了不同钢销厚度、混凝土强度和横向贯穿钢筋直径对MCL型复合销抗剪承载力的影响规律。

1 MCL型复合销模型及验证

1.1 材料本构关系

1.1.1 混凝土材料

混凝土采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）^［42］建议的弹塑性本构，其应力‒应变关系如式（1）、（2）所示：

\sigma =\left(\mathrm{1}-d_{\mathrm{t}}\right)E_{\mathrm{c}}\epsilon（1）

\sigma =\left(\mathrm{1}-d_{\mathrm{c}}\right)E_{\mathrm{c}}\epsilon（2）

式中：d_{\mathrm{t}}为混凝土单轴受拉损伤演化参数；d_{\mathrm{c}}为混凝土单轴受压损伤演化参数；E_{\mathrm{c}}为混凝土弹性模量；d_{\mathrm{t}}和d_{\mathrm{c}}的确定方法详见文献［42］。

基于以上公式，将所测得混凝土弹性模量代入，得到混凝土受压与受拉应力‒应变曲线（图2）。

1.1.2 钢材

钢材采用双折线模型，屈服强度与极限抗拉强度两点之间的斜率取0.01E_s（E_s为钢材弹性模量），应力‒应变曲线如图3所示。

1.2 MCL型复合销推出试验及其模型建立

1.2.1 推出试验概况

参考德国技术规程中的Z-26.4-56对MCL型复合销尺寸的有关规定，设计了4组12个试件，试件由混凝土板、MCL型钢销与横向贯穿钢筋和其他构造钢筋组成（图4）。混凝土板尺寸为500 mm×150 mm×450 mm，钢销材质为Q355D，尺寸信息见图5，横向贯穿钢筋材质为HRB400，其余主要参数见表1。

试验采用力和位移联合分级加载方案，极限承载力之前采用力加载，加载速率为60 kN/min。之后采用位移加载，加载速率为2 mm/min。试验终止条件：承载力下降至极限承载力的90%或承压钢板与混凝土板顶面接触。

1.2.2 混凝土板、钢销与钢筋

基于MCL型复合销推出试验，同时为加快计算速度与提高收敛性，采用Abquas建立1/4推出试验模型。混凝土采用塑性损伤（Concrete Damaged Plasticity， CDP）模型、C3D8R单元（八节点线性六面体单元）。钢筋按实际推出试验配置，其中构造钢筋采用T3D2单元（两节点线性三维桁架单元）。横向贯穿钢筋对MCL型复合销抗剪能力影响较大，故采用C3D8R单元以实体模型建立。钢销厚度为8 mm，采用C3D8R单元，各个部件如图6所示。

1.2.3 接触与边界条件

横向贯穿钢筋与混凝土板采用不考虑相对滑移的共节点，在节点对应的情况下等同于TIE（绑定）约束。构造钢筋使用Embedded（内嵌）约束内嵌于混凝土板中，使其能够实现钢筋与混凝土协同受力。钢销与混凝土板之间设置面面接触，法向采用Hard contact（硬接触），切向选择罚摩擦，摩擦系数为0.7。

在推出试验中，试件底部受约束不产生位移，所以在混凝土板底部设置固定约束。由于推出试验的数值模型仅采用1/4模型，所以需在构件两侧设置对称约束。

为提高收敛性，数值模型全程采用位移加载。在钢销顶设置一块钢板，使用刚体约束耦合到钢板中心参考点P_RP，在P_RP参考点上使用位移加载，钢销与钢板使用TIE约束。MCL型复合销模型见图6（d）。

1.3 MCL型复合销推出试验模型验证

1.3.1 荷载‒滑移曲线

MCL型复合销推出试验荷载‒滑移曲线见图7。

由图7可见：基于BZ组试件的荷载‒滑移特性及复合销极限承载力，有限元模型计算成果与试验结果吻合良好，总体反映了混凝土实际受力行为。

1.3.2 破坏模态

以BZ组的BZ-2试件为例，根据其试验测试结果，MCL型复合销推出试验的混凝土板外观破坏过程依次呈现为混凝土劈裂裂缝出现→劈裂裂缝发展→撬起破坏。根据图8加载过程中3个不同时刻的数值分析与试验结果的破坏模态比对发展情况，将两者载荷的具体对比列于表2，数值分析与试验对比的误差均小于5%，表明MCL型复合销数值模型可较好模拟试验测试结果和裂缝发展进程。

1.3.3 受力状态

BZ-2试件的钢销和横向贯穿钢筋变形形态对比如图9所示。

从图9可见：钢销下根部承受较大的局部剪切［图9（a）］，该部位应力集中，受此影响钢销顶部出现偏心变形。横向贯穿钢筋在钢销对应部位也出现明显弯折［图9（b）］，中心部位应力最为集中。

2 MCL型复合销受力状况

2.1 各组件受力分析

2.1.1 钢销

钢销Mises应力见图10。

由图10可见：MCL型复合销剪力连接件在纵向剪力作用下，钢销整体处于压剪状态，应力集中主要出现在钢销上下根部，呈现出下部应力水平更高，屈服面积更大的分布规律。这源于荷载通过剪力件顶部承压钢板首先施加于钢销上，随着荷载增加，钢销与混凝土之间产生相对滑移，钢销上部与混凝土之间存在分离趋势，而钢销下部与混凝土销之间趋向压紧，导致钢销既剪又弯，进而呈现出如图10所示的应力状态。这种受力状态使得钢销在失效时，表现为向右上方偏转和从下底根部开始的撕裂状。

随着载荷逐渐增加，应力集中区域向钢销顶、底两侧扩散，钢销高应力区可能率先进入屈服状态。根据不同组别试件试验测试得到的荷载‒滑移曲线［图11（a）~图11（d）］，相较于其他3组试件，钢销厚度较薄的ST组试件先行进入屈服状态，但由于钢材的强化效应，复合销还可继续承载。表明若钢销厚度较薄，MCL型复合销剪力件的屈服载荷受控于钢销。随着载荷继续增加，若混凝土强度较高，则钢销可能被剪断，断口沿钢销根部上下撕裂（图10），混凝土板外表出现较长状和较大范围的劈裂贯通裂缝。此种情况下，MCL型复合销的失效模态和承载力主要由钢销控制。

Lorenc等^［40］认为，钢销进入屈服状态时，其所承受的载荷为：

P_{\mathrm{R}\mathrm{K}}=\mathrm{0.25}{e}_{\mathrm{x}}{t}_{\mathrm{w}}{f}_{\mathrm{y}}（3）

式中：e_{\mathrm{x}}为单个复合销长度；t_{\mathrm{w}}为钢销厚度；f_{\mathrm{y}}为钢的屈服强度。

以BZ组试件为例，根据式（3）计算得到钢销屈服时的载荷为568.0 kN（一对钢销），对比图11（a）和图7，数值分析得到的该组钢销屈服载荷约为550.0 kN，试验测试得到的钢销屈服载荷为500.0~550.0 kN，理论和数值分析结果与实测误差小于10%。表明上述对钢销受力状态的分析基本反映了钢销承载和失效发展机制。

2.1.2 混凝土销

介于钢销之间的混凝土销受力也非常不均匀，单个混凝土销的应力集中区首先从钢销下部开始发展（图12），尤其是与钢销下顶部倒角接触的混凝土局部应力高出同一混凝土销下部区域应力的5~7倍。随着载荷持续增加，混凝土销应力集中区向混凝土顶部和钢销根部呈“八字”形扩展（图12）。此过程受钢销弯剪导致的扭转变形影响，钢销下顶部对应的混凝土区域受到剪切和撬起耦合作用，导致该部位混凝土呈“类三角状”向外撬起，表现为混凝土板外表面逐渐出现撬起。撬起裂缝出现后，复合销尚可继续承载。随着荷载继续增加，裂缝向上部与两侧发展，直至贯穿混凝土板顶部，最终在钢销撬起力加持下，混凝土板出现劈裂破坏。MCL型复合销推出试验过程中，混凝土板的破坏进程和破坏现象较好地印证了上述分析结果（图8）。

若MCL型复合销中钢销的强度高、刚度大，在载荷作用下，MCL型复合销的破坏将受混凝土销控制而非受控于钢销。此时，混凝土销的失效模态主要表现为钢销下顶部对应的混凝土区域呈“类三角状”向外撬起破坏（对应混凝土保护层偏薄），或发生钢销下部对应的混凝土区域压剪破坏（对应混凝土保护层较厚）。因此，对于钢销刚度大及强度高，或混凝土强度偏低的MCL型复合销，其失效模态受混凝土销的控制。反之，主要由钢销主导MCL型复合销的破坏进程及模态。

2.1.3 贯穿钢筋

从图12可见：横向贯穿钢筋与混凝土销共同承载，但上、下部横向贯穿钢筋的受力程度差异较大，临近载荷施加方向的上部横向贯穿钢筋与混凝土销一起承担较大的剪切作用，并产生显著变形（图13），是混凝土销延性的主要贡献者。下部横向贯穿钢筋相对受力较小，主要为混凝土销抗剪起到销栓作用，约束底部混凝土，提高了混凝土局部压剪强度。

受销内空间限制，虽然混凝土销内部横向贯穿钢筋无法较多布置，但对MCL型复合销而言，少量的横向贯穿钢筋不仅增强了混凝土销抵御弯剪的能力，提高混凝土局部约束强度，而且大幅度提高了混凝土销延性。

2.2 受力过程分析

综合图7和图11的MCL型复合销荷载‒滑移曲线，可将MCL型复合销的受力全过程划分为弹性、弹塑性和破坏3个阶段。各阶段呈现如下受力特点：

（1） 弹性阶段：该阶段MCL型复合销受力较小，混凝土销与钢销之间的滑移由微小的压缩及剪切变形共同构成，剪力件整体处于线弹性阶段。随着钢销厚度、混凝土强度等因素的改变，该阶段的持续范围存在差异，尤其受钢销厚度影响较大。从图11可知，当钢销厚度从16 mm降低至8 mm（ST组）时，该阶段内MCL型复合销的承载力平均降幅达30%~40%。

（2） 弹塑性阶段：随着荷载增加，剪力连接件进入弹塑性阶段，其特征主要表现为混凝土板出现第一道劈裂裂缝或者钢销进入塑性阶段。这期间劈裂裂缝从复合销剪力连接件处向混凝土板两侧与上部逐步发展，钢销逐渐屈服并开始强化。该阶段混凝土销上部逐渐被压坏，两侧出现剪切破坏，横向贯穿钢筋开始发挥抗剪作用。

（3） 破坏阶段：随着荷载继续增大，试件进入破坏阶段。根据MCL型复合销的荷载‒滑移曲线和前述分析可知，MCL型复合销的破坏主要分为两类：一类对应钢销刚度大或混凝土强度低的场合，复合销极限承载能力主要由混凝土销控制。此时，混凝土销的失效模态主要表现为钢销下顶部对应的混凝土区域呈“类三角状”向外撬起破坏（对应混凝土保护层偏薄），或发生钢销下部对应的混凝土区域压剪破坏（对应混凝土保护层较厚）；另一类是钢销在荷载作用下，率先屈服、强化，并在混凝土销失效之前钢销已被剪断。复合销极限承载能力主要由钢销控制。此时，混凝土板外表出现较长状和较大范围的劈裂贯通裂缝。这一类破坏主要发生在钢销刚度小、强度低或混凝土强度较高的场合。

3 不同因素对MCL型复合销抗剪承载力影响分析

3.1 混凝土强度影响

从前述分析可知，MCL型复合销达到极限承载力时，虽然钢销和混凝土销一般均存在损伤，但通常以混凝土销剪切破坏或钢销剪断两者中的低值为主控因素。因此，为探讨混凝土强度对MCL型复合销的影响，以混凝土销破坏为主的BZ组试验试件为原型，建立经验证的数值模型，分析得到不同混凝土强度下单个MCL型复合销的荷载‒滑移关系（图14）和承载力极值（表3）。

分析图14、表3可知：随着混凝土强度增加，MCL型复合销承载力极值随之增加，但增幅较低且增幅逐渐变小。当混凝土强度等级由C30提高到C60，承载力极值的增加值分别为33.68 kN、25.67 kN与9.38 kN，增幅分别为10.56%、7.27%与2.48%。MCL型复合销的抗剪承载力虽与混凝土抗剪强度呈正相关，但由于混凝土抗剪强度随混凝土等级提高增幅较小，当混凝土强度等级达到一定程度后，再提高混凝土强度等级对提升MCL型复合销抗剪承载能力效果有限。分析也表明，提高混凝土强度等级可延缓混凝土撬起和劈裂破坏。图15为产生相同2 mm滑移时的混凝土损伤分布，从图15可见：随着混凝土强度等级提高，MCL型复合销混凝土板的损伤区域及程度越来越小。

3.2 横向贯穿钢筋直径影响

不同横向贯穿钢筋直径下，单个MCL型复合销的荷载‒滑移曲线如图16所示，其承载力极值见表4。

由图16、表4可知：随着横向贯穿钢筋直径的增大，MCL型复合销的承载力极值随之增加，但增加幅度较小。横向贯穿钢筋直径从8 mm提高到20 mm，承载能力的增加值分别为28.35 kN、11.06 kN与10.13 kN，增幅为8.74%、3.13%与2.78%。横向贯穿钢筋直径对MCL型复合销弹性和弹塑性阶段影响甚微，不同横向贯穿钢筋直径下的MCL型复合销荷载‒滑移曲线在上述前两阶段几乎重合。直到临近混凝土销产生较大弯剪变形的破坏阶段，横向贯穿钢筋才开始发挥主要抗弯剪作用，不同横向贯穿钢筋直径下的MCL型复合销荷载‒滑移曲线产生明显差异。根据分析结果，施加8 mm位移时，直径为8 mm、12 mm、16 mm和20 mm的钢筋最大等效应力分别为535.3 MPa、518.2 MPa、498.4 MPa和478.4 MPa。当横向贯穿钢筋直径从8 mm提高至20 mm，其自身应力逐渐减小，但应力分布范围不断增加，表明横向贯穿钢筋直径越大，后期传递剪力的能力更强，有利于提高MCL型复合销后期承载性能。

因此，在其他条件不变的情况下，仅增加横向贯穿钢筋直径，对提高MCL型复合销的抗剪承载力效果并不显著。当然，也应避免采用较小直径的横向贯穿钢筋，一方面是为了更好地传递剪力，让钢筋与混凝土共同发挥作用；另一方面，可防止贯穿钢筋在承载过程中突然剪断，提高MCL型复合销后期承载性能。

3.3 钢销厚度影响

不同钢销厚度下的单个MCL型复合销荷载‒滑移曲线如图17所示，承载力极值见表5。

由图17、表5可知：随着钢销厚度增加，MCL型复合销抗剪承载能力也随之增加。当钢销厚度从8 mm增加至16 mm，其抗剪极限承载力分别增加了41.10 kN、25.12 kN、20.06 kN和23.11 kN，增幅依次达到16.88%、8.83%、6.48%和7.01%。

图18给出产生2 mm滑移时，不同钢销厚度下钢销超过屈服强度区域的应力图。由图18可知：厚度为8 mm、10 mm、12 mm、14 mm与16 mm的钢销，其销身最大等效应力分别为432.6 MPa、416.7 MPa、402.9 MPa、393.8 MPa和379.4 MPa。当钢销厚度从8 mm增至16 mm，钢销自身最大应力逐渐降低且屈服区域变小，钢销被剪断的可能性降低。

图19给出了不同钢销厚度下的混凝土拉压损伤状况。钢销厚度越小，混凝土的损伤区域也相应减小。可见，钢销厚度会显著影响MCL型复合销的受力状况。随着钢销厚度的减小，MCL型复合销的破坏模式逐渐从以混凝土破坏为主、钢销失效为辅转变为以钢销失效为主、混凝土破坏为辅的破坏状态。

在以钢销失效为主的破坏模式下，由于钢材比混凝土具有更好的延展性能，故这种失效模式下的MCL型复合销具有较好的延性特点。但由于MCL型复合销承载力随着钢销厚度减小而降低，若采用较小厚度的钢销，MCL型复合销容易出现钢销被剪断的情况。

可见，在其他条件不变的情况下，增大钢销厚度，可以提高MCL型复合销的承载力，但将牺牲MCL型复合销部分延性。因此，当钢销厚度增至MCL型复合销失效时，钢销尚未进入屈服状态，此时若继续提高钢销厚度对改善MCL型复合销的承载力没有帮助，反而会降低MCL型复合销延性。

4 结论

（1） MCL型复合销到达极限承载力时，混凝土销损伤严重，易发生混凝土剪切破坏；钢销整体处于压剪状态，局部进入塑性阶段且呈现出下部应力水平更高，屈服面积更大的分布规律；上部贯穿钢筋为主要受力钢筋，产生较大变形，下部贯穿钢筋主要起到销栓作用，约束周围混凝土，增强混凝土强度。

（2） MCL型复合销的受力过程经历弹性阶段、弹塑性阶段与破坏阶段。弹塑性阶段特征为混凝土开始出现劈裂破坏或钢销局部进入塑性状态，破坏阶段特征为混凝土销剪切破坏或钢销被剪断。

（3） 提高混凝土强度等级可以提高MCL型复合销的抗剪承载力，延缓混凝土板的撬起裂缝出现时间和劈裂破坏进程，但提高幅值逐步下降；横向贯穿钢筋直径越大，MCL型复合销后期抗剪能力越高，延性改善；钢销厚度较显著影响MCL型复合销的抗剪承载力，它决定了MCL型复合销的抗剪承载力是受钢销失效控制或是混凝土剪切破坏控制。

参考文献

[1] 侯和涛, 臧增运, 鲁玉曦, 等. 新型全装配钢‒混凝土组合梁连接件推出试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(2): 201-210.

[2] HOU Hetao, ZANG Zengyun, LU Yuxi, et al. Push-out tests of shear connectors for new fully assembled steel‒concrete composite beams[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(2): 201-210.

[3] 卫星, 肖林, 温宗意, 等. 钢‒混组合结构桥梁2020年度研究进展[J]. 土木与环境工程学报(中英文), 2021, 43(): 107-119.

[4] WEI Xing, XIAO Lin, WEN Zongyi, et al. State-of-the-art review of steel‒concrete composite bridges in 2020[J]. Journal of Civil and Environmental Engineering, 2021, 43(sup 1): 107-119.

[5] 陈振侃, 李军生, 时权, 等. NRC-UHPC界面抗剪性能试验研究[J]. 中外公路, 2024, 44(6): 176-184.

[6] CHEN Zhenkan, LI Junsheng, SHI Quan, et al. Experimental study on shear behavior between NRC-UHPC interface[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2024, 44(6): 176-184.

[7] 万志勇, 陈健平, 贺绍华, 等. UHPC-NC界面抗剪性能试验研究[J]. 中外公路, 2024, 44(4): 138-147.

[8] WAN Zhiyong, CHEN Jianping, HE Shaohua, et al. Experimental study on shear performance of UHPC-NC interface[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2024, 44(4): 138-147.

[9] 刘世明，黄如妍，孙宝珊，等. 基于双向渐进结构优化算法的预制拼装箱梁剪力键设计研究[J]. 世界桥梁，2024，52（4）：77-84.

[10] LIU Shiming, HUANG Ruyan, SUN Baoshan, et al. Design of Shear keys for precast segmental box girders based on bidirectional evolutionary structural optimization algorithm[J]. World Bridges, 2024, 52(4): 77-84.

[11] 黄赟, 赵华, 涂磊. 钢板‒UHPC组合梁抗弯性能试验及有限元分析[J]. 中外公路, 2023, 43(1): 69-76.

[12] HUANG Yun, ZHAO Hua, TU Lei. Test and finite element analysis on flexural properties of steel plate‒UHPC composite beam[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2023, 43(1): 69-76.

[13] 张柳煜, 黄乐州, 苏举, 等. 混凝土空洞对剪力钉抗拔和抗剪性能的影响研究[J]. 中外公路, 2022, 42(5): 97-102.

[14] ZHANG Liuyu, HUANG Lezhou, SU Ju, et al. Study on influence of concrete cavity on pullout and shear resistance of shear nails[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2022, 42(5): 97-102.

[15] PENG K, LIU L J, WU F W, et al. Experimental and numerical analyses of stud shear connectors in steel‒SFRCC composite beams[J]. Materials, 2022, 15(13): 4665.

[16] 庞芝炯, 周志祥. 基于塑性损伤模型的PBL推出试件数值分析方法[J]. 中外公路, 2014, 34(5): 110-114.

[17] PANG Zhijiong, ZHOU Zhixiang. Numerical analysis method of PBL push-out specimen based on plastic damage model[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2014, 34(5): 110-114.

[18] SEBASTIAN W M, MCCONNEL R E. Nonlinear FE analysis of steel-concrete composite structures[J]. Journal of Structural Engineering, 2000, 126(6): 662-674.

[19] 胡梦涵, 倪玉龙, 韩强, 等. 局部浇筑UHPC的Y型开孔钢板连接件抗剪性能研究[J]. 土木工程学报, 2025, 58(11): 102-116.

[20] HU Menghan, NI Yulong, HAN Qiang, et al. Shear behavior of Y-shaped perfobond rib shear connector with partially-cast UHPC[J]. China Civil Engineering Journal, 2025, 58(11): 102-116.

[21] 汪炳, 黄侨, 荣学亮. 基于ABAQUS的栓钉连接件承载能力分析及验证[J]. 中外公路, 2017, 37(2): 126-131.

[22] WANG Bing, HUANG Qiao, RONG Xueliang. Analysis and verification of bearing capacity of stud connectors based on ABAQUS[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2017, 37(2): 126-131.

[23] ZHAN Y L, YIN C, LIU F, et al. Pushout tests on headed studs and PBL shear connectors considering external pressure[J]. Journal of Bridge Engineering, 2020, 25: 04019125.

[24] 鞠晓臣，李彬洋，左照坤，等. 短剪力钉连接的钢‒UHPC组合结构力学性能试验研究[J]. 桥梁建设，2025，55（2）：43-49.

[25] JU Xiaochen, LI Binyang, ZUO Zhaokun, et al. Experimental study on mechanical property of steel‒UHPC composite structure with short shear stud connection[J]. Bridge Construction, 2025, 55(2): 43-49.

[26] WANG S H, HE J, LIU Y Q, et al. Shear capacity of a novel joint between corrugated steel web and concrete lower slab[J]. Construction and Building Materials, 2018, 163: 360-375.

[27] 杨康，章文彬，郝笛笛，等. 钢‒混组合梁镀锌剪力钉抗拔性能足尺模型试验与参数分析[J]. 桥梁建设，2025，55（5）：50-57.

[28] YANG Kang, ZHANG Wenbin, HAO Didi, et al. Full-scale model test of galvanized shear studs pull-out strength in steel‒concrete composite girder and parametric analysis[J]. Bridge Construction, 2025, 55(5): 50-57.

[29] 阳先全, 李艳. PBL剪力键承载能力试验研究[J]. 桥梁建设, 2015, 45(1): 85-90.

[30] YANG Xianquan, LI Yan. Test study of bearing capacity of PBL shear connectors[J]. Bridge Construction, 2015, 45(1): 85-90.

[31] 王银辉，郑可达，陈闯，等. 基于承载力和延性的U型Twin-PBL剪力键构造优化试验研究[J]. 桥梁建设，2025，55（3）：49-57.

[32] WANG Yinhui, ZHENG Keda, CHEN Chuang, et al. Constructional optimization of U-Shaped Twin-PBL shear connectors based on bearing capacity and ductility[J]. Bridge Construction, 2025, 55(3): 49-57.

[33] 孔凡磊, 黄平明, 陆由付, 等. PBL和PZ组合销剪力连接件承载力试验研究[J]. 公路交通科技, 2021, 38(1): 79-86.

[34] KONG Fanlei, HUANG Pingming, LU Youfu, et al. Experimental study on bearing capacity of shear connector for PBL and PZ composite dowels[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2021, 38(1): 79-86.

[35] 朱润田, 于奇, 杜隆基, 等. PZ型组合销剪力连接件受力机理研究[J]. 公路, 2022, 67(8): 183-189.

[36] ZHU Runtian, YU Qi, DU Longji, et al. Stress mechanism of PZ shape composite dowel shear connectors[J]. Highway, 2022, 67(8): 183-189.

[37] BERTHELLEMY J, LORENC W, MENSINGER M, et al. Zum tragverhalten von verbunddübeln‑teil 1: Tragverhalten unter statischer belastung[J]. Stahlbau, 2011, 80(3): 172-184.

[38] 程震宇, 张清华, 邓鹏昊, 等. UHPC中MCL形组合销的抗剪性能[J]. 中国公路学报, 2021, 34(8): 205-217.

[39] CHENG Zhenyu, ZHANG Qinghua, DENG Penghao, et al. Study on shear behavior of MCL-shaped composite dowels in UHPC[J]. China Journal of Highway and Transport, 2021, 34(8): 205-217.

[40] KOPP M, WOLTERS K, CLAßEN M, et al. Composite dowels as shear connectors for composite beams‐background to the design concept for static loading[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2018, 147: 488-503.

[41] FELDMANN M, PAK D, KOPP M, et al. Eisenbahnüberführung simmerbach: Feldmessungen der verbunddübel und der schienenstützpunkte am VFT-rail®‐träger[J]. Stahlbau, 2012, 81(10): 737-747.

[42] LORENC W, KOŁAKOWSKI T. Modern composite bridges by VFT-WIB method in Poland realized at new express road S7 at Olsztynek-Nidzica sector[M]//PETZEK E, BǍNCILǍ R. Economical bridge solutions based on innovative composite dowels and integrated abutments. Wiesbaden: Springer Fachmedien Wiesbaden, 2014: 93-110.

[43] LORENC W, KOŁAKOWSKI T, HUKOWICZ A, et al. Verbundbrücke bei elbląg: Weiterentwicklung der VFT-WIB-bauweise[J]. Stahlbau, 2017, 86(2): 167-174.

[44] PETZEK E, TOMA L, METEŞ E, et al. Innovative composite overpasses on the Romanian A1 motorway[M]//PETZEK E, BǍNCILǍ R. Economical bridge solutions based on innovative composite dowels and integrated abutments. Wiesbaden: Springer Fachmedien Wiesbaden, 2014: 155-179.

[45] PETZEK E, SCHMITT V, METEŞ E, et al. Romanian projects and integral bridge solutions based on composite dowels[J]. Steel Construction, 2016, 9(3): 161-169.

[46] SEIDL G. Behaviour and load bearing capacity of composite dowels in steel-concrete composite girders[D]. Wrocław: Wrocław University of Technology, 2009.

[47] 余晓琳, 余春益, 陈宇轩, 等. 薄层UHPC中MCL形组合榫连接件力学性能研究[J]. 铁道科学与工程学报, 2023, 20(12): 4645-4654.

[48] YU Xiaolin, YU Chunyi, CHEN Yuxuan, et al. Research on mechanical properties of MCL-shaped composite dowel connectors in thin-layer UHPC[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2023, 20(12): 4645-4654.

[49] KOŻUCH M, LORENC W. The behaviour of clothoid-shaped composite dowels: Experimental and numerical investigations[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2020, 167: 105962.

[50] IKÄHEIMONEN J, WAGNER R,et al.Prefabricated enduring composite beams based on innovative shear transmission (preco-beam)[M].Luxembourg: Publications Office of the European Union,2013.

[51] SEIDL G, STAMBUK M, LORENC W, et al. Wirtschaftliche verbundbauweisen im brückenbau‐bauweisen mit verbunddübelleisten[J]. Stahlbau, 2013, 82(7): 510-521.

[52] LI X L, HUANG P M, ZHANG W L, et al. Study on the static and fatigue performance of MCL-shaped shear connectors[J]. Structures, 2023, 56: 105034.

[53] KOŻUCH M, LORENC W. Stress concentration factors of shear connection by composite dowels with MCL shape[J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering, 2019, 19(1): 32-46.

[54] CLASSEN M, HERBRAND M. Shear behaviour of composite dowels in transversely cracked concrete[J]. Structural Concrete, 2015, 16(2): 195-206.

[55] NIE J G, WANG J J, GOU S K, et al. Technological development and engineering applications of novel steel-concrete composite structures[J]. Frontiers of Structural and Civil Engineering, 2019, 13(1): 1-14.

[56] 周百城. 基于MCL型复合销抗剪性能的钢混组合梁抗弯性能研究[D]. 武汉: 华中科技大学, 2024.

[57] ZHOU Baicheng. Research on the flexural behavior of steel-concrete composite beams based on the shear resistance of MCL composite dowels[D]. Wuhan: Huazhong University of Science and Technology, 2024.

[58] LORENC W, KOŻUCH M, ROWIŃSKI S. The behaviour of puzzle-shaped composite dowels: Part Ⅰ: Experimental study[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 101: 482-499.

[59] LORENC W, KOŻUCH M, ROWIŃSKI S. The behaviour of puzzle-shaped composite dowels: Part Ⅱ: Theoretical investigations[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 101: 500-518.

[60] LORENC W.Nośność ciągłych łączników otwartych w zespolonych konstrukcjach stalowo-betonowych[J].Prace Naukowe Instytutu Budownictwa Politechniki Wrocławskiej.Monografie,2010,93(40):133.

[61] 中国建筑科学研究院. 混凝土结构设计规范: GB 50010—2010 [S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010.

[62] China Academy of Building Research. Code for design of concrete structures: GB 50010—2010 [S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2010.

基金资助

国家自然科学基金资助项目(52278308)

中交第二航务工程局有限公司企业研发项目（编号：00-科技-JSKF-20231210-022）