螺栓连接钢-混凝土组合梁抗剪性能试验及理论分析

Shear Behavior Test and Theoretical Analysis of Bolted Steel-Concrete Composite Beams

摘要

为研究钢-混凝土组合梁的抗剪性能，本文设计了6组推出试验，包含5个螺栓连接组合梁试件和1个栓钉焊接组合梁试件，并对钢-混凝土组合梁的荷载-滑移曲线、连接件应力-应变曲线等进行了分析，同时采用ABAQUS有限元软件对试验进行了模拟验证。试验结果表明，钢-混凝土组合梁破坏始于连接件受剪屈服和混凝土局部被压碎，所有构件的最终破坏形式均为螺栓被剪断；螺栓直径和混凝土强度是决定组合梁抗剪承载力的两大因素。研究发现，适当降低混凝土强度时，混凝土发生局部受压和开裂后，螺栓的承载力与变形能力反而有所提高。通过对试验数据的拟合分析，建立了组合梁抗剪承载力的计算公式，结合其他学者的试验数据进行计算对比，结果表明本文提出的计算公式具有较广的适用性。

Abstract

In order to study the shear behavior of steel-concrete composite beams， six push-out tests （five bolted composite beam specimens and one welded stud composite beam specimen） were designed. The load-slip curves of the steel-concrete composite beams and stress-strain curves of the connectors were analyzed， and the experiments were simulated and verified using ABAQUS finite element software. The test results show that the failure of the steel-concrete composite beam initiates with the shear yielding of the connectors and the local crushing of the concrete， and the final failure is the bolt shear fracture. Bolt diameter and concrete strength are the two major factors that determine the shear capacity of composite beams. A novel finding is that an appropriate reduction in concrete strength actually leads to an increase in the bearing capacity and deformation capability of bolts after the local bearing and cracking of concrete. Through the fitting and analysis of the test data， a calculation formula of the shear bearing capacity of the composite beam was finally established. By comparing the calculated results with experimental data from other researchers， it is demonstrated that the calculation formula proposed in this paper has wide applicability.

Graphical abstract

关键词

螺栓连接钢-混凝土组合梁 / 抗剪性能 / 推出试验 / 荷载-滑移曲线 / 抗剪承载力 / 拟合分析 / 计算公式

Key words

bolted steel-concrete composite beam / shear behavior / push-out test / load-slip curve / shear bearing capacity / fitting analysis / calculation formula

钢-混凝土组合梁具有良好的力学性能和经济效益^［1］，在建筑和桥梁工程中已有数十年的应用历史。工程中通常采用栓钉焊接使楼板与钢梁协同工作。但在施工过程中，栓钉与钢梁的直接焊接对焊接质量要求较高，且施工耗时更长。此外，若因结构设计或工程实际需求需更换混凝土板，螺栓连接式抗剪连接件具备可拆卸的显著优势。

目前，已有学者对钢-混凝土组合梁螺栓连接件的力学性能进行了相关的试验研究和理论分析。张玉杰等^［2］研究了贯穿型高强螺栓在钢-预制混凝土组合结构中的力学性能，试验结果表明，螺栓抗剪承载力主要受螺栓直径和混凝土强度的影响；高强螺栓的预紧力越大，对试件初始滑移的影响越明显。严永红等^［3］对不同直径、不同强度的螺栓连接件进行推出试验研究，结果表明钢梁预留孔的扩孔处理会削弱抗剪连接件的承载力，但能增大试件的滑移量；高强螺栓的抗剪承载力和延性可满足工程需求。陈俊等^［4］通过有限元分析方法研究了钢-混凝土组合梁螺栓的受剪性能，基于模拟结果，并结合国内外相关规范与文献成果对螺栓抗剪承载力公式进行了拟合，并验证了所提公式具有较高的计算精度。汪威^［5］对高强螺栓连接的装配式钢-混凝土组合梁进行了试验和有限元分析，结果表明螺栓的抗剪承载力和螺栓直径呈线性相关，加载制度和加载方式的变化对力学性能有一定影响。FANG等^［6］基于试验验证的分析模型，揭示了高强度摩擦型螺栓的内部应力传递机制，同时通过扩展参数分析发现，性能更优的高强度摩擦型螺栓在极限剪切强度、初始剪切刚度和滑移能力方面均表现出良好的剪切性能；采用具有适当螺栓孔间隙的超大孔，既能提高施工效率，又不会显著降低构件的强度和刚度。DING等^［7］结合高强度大直径钢螺栓和钢纤维增强混凝土砌块，提出了一种新型剪切连接构造，并对14组构件开展推出试验。根据试验结果提出了互补的设计程序，可实现对连接节点抗剪承载力的预测，同时提出了剪切连接的简化荷载-滑移关系。BAN等^［8］、PATHIRANA等^［9-10］和HENDERSON等^［11-12］研究了使用单向螺栓作为剪力连接件的组合梁的行为，发现单向螺栓能实现与焊接栓钉相似的黏结作用。LIU等^［13-15］通过对强度不低于40 MPa的地聚合物预制混凝土板组合梁开展系统试验，提出了高强摩擦型螺栓的设计公式，验证了该类螺栓相较于传统剪力连接件具有更优的延性。

现阶段，针对钢-混凝土组合梁的破坏模式研究尚不充分，且关于螺栓连接件受剪承载力的计算方法研究相对匮乏。为此，本文选取5组贯穿单螺母高强度螺栓抗剪连接件（作为可拆卸钢-混凝土组合梁的抗剪连接件）与1个栓钉焊接钢-混凝土组合试件开展推出试验，分析连接件种类、螺栓直径以及混凝土强度对组合梁抗剪承载力的影响，并结合试验结果与现有试验数据，研究钢-混凝土组合梁螺栓连接件的受剪承载力计算方法。

1 试验设计

1.1 试件设计

钢-混凝土组合梁连接件采用8.8级高强贯穿式螺栓连接。共设计6个试件，编号从ZHJ1到ZHJ6，具体信息如表1、图1所示。钢梁均采用Q235钢，规格为HW250 mm×250 mm×8 mm×14 mm，长度为460 mm，楼板尺寸为460 mm×510 mm×100 mm，楼板内钢筋笼采用焊接成型，纵向钢筋为HRB400、箍筋为HPB300，钢筋直径均为8 mm，钢筋布置见图1c）。

组合梁构件是由混凝土板、抗剪连接件和钢梁组成，其中混凝土板由混凝土和钢筋组成。依据《金属材料室温拉伸试验方法》（GB/T 228—2002）与《普通混凝土力学性能试验方法标准》（GB/T 50081—2002）的相关规定，对钢材和混凝土开展材性试验。8.8级高强螺栓M12、M16和M20的实测抗拉强度分别为805 MPa、1 020 MPa和1 210 MPa；13 mm栓钉的实测抗拉强度为488 MPa。C30、C40、C50混凝土的实测立方体抗压强度平均值分别为27.1 MPa、41.3 MPa、53.5 MPa。

1.2 加载装置及加载制度

试验采用单调静力加载，将组合楼板竖直放置，对梁端施加竖向荷载，加载试验通过河北科技大学结构实验室的500 kN自平衡加载框架系统完成。试件上端设置10 mm厚的钢板，混凝土底部铺设砂垫层，保证试件两侧受力均匀，加载装置见图2。

试验先对构件进行预加载，预加载荷载控制在预估峰值荷载的5%左右，加载速率为10 kN·min^-1，重复3~5次。正式加载时首先采用力进行控制，速率为20 kN·min^-1。当荷载加载至0.8倍预估峰值荷载P_u时，改用位移控制加载，控制速率为0.3 mm·min^-1，持续加载至连接件被剪断或混凝土板出现严重开裂为止。

1.3 测量方案

试验测量方案主要包含应变片和位移计布置两部分。螺栓应变片位于混凝土和钢梁交界处的螺杆上，沿加载方向在螺杆上下两侧对称粘贴（图3a）），应变片粘贴位置为螺杆螺纹端；为保证应变片粘贴牢固且不影响螺栓的受力性能，选用120-2AA-D150型应变片，粘贴前先对螺杆应变片粘贴处进行开槽处理。栓钉应变片粘贴于栓钉与钢梁的焊接位置（图3b）），粘贴前先对栓钉表面进行机械打磨，优先粘贴于栓钉根部（距焊缝≤5 mm处），便于观测剪力键在加载过程中的应变变化与剪应力集中效应。

试验共设置4个位移计（DT1~DT4）用于测量位移，位移计布置详图见图2b），各测点位置见图3c）。其中DT1、DT2布置在与螺栓等高位置的钢梁上，位移计底端吸附于钢梁表面，感应头置于与螺栓等高的小木块上，用于测量钢梁与混凝土板在螺栓附近的竖向相对位移；DT3布置在钢垫块上，测量与螺栓等高位置混凝土板的位移；DT4布置在钢梁上端，测量钢梁的整体位移。

2 试验现象

试验结果表明，钢-混凝土组合梁存在两种破坏模式，分别为混凝土先压溃和连接件先剪断。试验结束后，钢梁未出现明显变形（图4b）），螺栓产生明显的弯曲变形（图4c））。所有连接试件的混凝土板均发生不同程度的破坏，尤其是剪切连接性能较强的试件，混凝土板破坏更为明显（图4e）、f）），该现象可能是剪力连接件在预制混凝土板-螺栓界面产生的压应力所致。

对于混凝土抗压强度相对较高的试件ZHJ1、ZHJ2、ZHJ3，破坏表现为螺栓先被剪断，混凝土板在螺栓孔下方出现局部压溃，肉眼未观察到明显裂缝（图4a））；其中试件ZHJ1的混凝土压溃面积略大，主要原因是试件ZHJ1采用M16螺栓，直径大于试件ZHJ2、ZHJ3 所用的M12螺栓。

对于混凝土抗压强度较低、剪切连接性能较强的试件ZHJ5、ZHJ6，破坏表现为混凝土先产生裂缝，裂缝先贯穿连接件位置，再呈八字形向板侧延伸发展。

在单调荷载作用下，所有构件的最终破坏形式均为螺栓被剪断。栓钉焊接组合梁（ZHJ4）的破坏规律与螺栓连接组合梁一致，混凝土板先发生破坏并产生裂缝，栓钉浇筑位置下端的混凝土出现压溃，最终试验以栓钉被剪断结束（图4d））。

3 试验数据分析

3.1 荷载-滑移曲线分析

图5为组合梁的荷载-滑移曲线，纵坐标为四个连接键承受的总承载力，横坐标为DT1和DT2位移计测量值的平均值。荷载-滑移曲线给出了试件由加载到破坏的全过程力学行为，主要分为四个阶段：

① 弹性摩擦阶段：加载初期荷载较小，荷载主要通过钢-混凝土接触面的摩擦力传递，试件处于弹性工作状态；

② 弹性承压阶段：该阶段试件滑移量明显增大，滑移与荷载呈线性关系，钢-混凝土接触面的摩擦力被克服，荷载依靠螺杆与孔壁的接触传递；

③ 弹塑性承压阶段：随着荷载增大，滑移量增长速率加快，荷载-滑移曲线上升趋势放缓，荷载仍主要通过螺栓杆与孔壁的接触传递；此时螺栓除承受剪力外，还受弯矩和轴向拉力作用，高强螺栓在剪力作用下逐渐发生屈服；

④ 破坏阶段：荷载达到极限荷载后，试件相对滑移持续增大，荷载呈下降趋势，直至连接件被剪断，试件丧失承载能力。

表3为组合梁推出试验结果，由表3试验数据可知：试件ZHJ1的极限承载力较试件ZHJ2的极限承载力提高49%，试件ZHJ6的极限承载力较试件ZHJ5的极限承载力提高66.1%，原因是试件ZHJ1、ZHJ6分别采用M16、M20高强螺栓，试件ZHJ2、ZHJ5分别采用M12、M16高强螺栓，表明增大螺栓直径可显著提高组合梁的抗剪承载力；试件ZHJ4为栓钉焊接组合梁，与其他螺栓连接构件的连接件类型不同，但荷载-位移曲线变化趋势一致，且试件ZHJ2的极限承载力高于试件ZHJ4的极限承载力，说明螺栓连接组合梁的抗剪承载力高于栓钉焊接组合梁的抗剪承载力。

试件ZHJ3的极限承载力较试件ZHJ2的极限承载力降低56.3%，试件ZHJ1的极限承载力较试件ZHJ5的极限承载力降低16.3%，表明在螺栓直径相同的情况下，提高混凝土强度反而会降低组合梁的抗剪承载力。如图4a）所示，试件ZHJ2混凝土压溃面积明显大于试件ZHJ3的混凝土压溃面积。混凝土强度提高时，组合梁抗剪承载力反而下降，这是由于加载初期荷载由钢梁传递到螺杆，螺杆挤压混凝土孔洞内壁，此时螺栓只受到剪力作用；当混凝土强度较低时，随着荷载增大，混凝土率先产生裂缝，螺栓孔附近混凝土被压溃，螺杆弯曲变形大，此时螺栓同时承受剪力和拉力，承载能力得到提高；当混凝土强度较高时，荷载增加过程中混凝土变形量小，螺杆变形也小，此时和低强度混凝土相比，螺栓仅承受较大的单一剪力作用，承载力低。

3.3 连接件荷载-应变分析

在整个加载过程中，螺栓螺杆同时承受弯曲、剪力和拉伸的复合作用，应变表现出复杂的变化规律。图6为典型试件的应力-应变曲线，图中详细标明螺栓Bolt1~4的实际位置，且沿受力方向，up为螺杆上端，down则为螺杆下端。

以试件ZHJ1螺杆应变为例（图6a）），荷载达到169 kN前，螺杆应变变化幅度较小，螺栓处于弹性工作状态；Bolt3up处应变偏小，可能因应变片损坏所致，不予参考。当荷载达到169 kN时，各位置螺栓应变均突然增大，其中ZHJ1 Bolt2up处应变变化最为显著，当荷载为169 kN时，应变突然增大到914 με，经缓慢增长后又减小，最终稳定在890 με左右。ZHJ1 Bolt1down和ZHJ1 Bolt2down处的应力-应变变化趋势与ZHJ1 Bolt3up处的应力-应变变化趋势一致，荷载达到169 kN后应变显著增加，但应变值明显小于ZHJ1 Bolt3up处的应变值，应变最大值分别为227 με和103 με，随荷载增加应变最终稳定在180 με和29 με左右。

试件ZHJ4为栓钉焊接组合梁构件，如图6b）所示，荷载-应变曲线变化趋势与试件ZHJ1的荷载-应变曲线变化趋势一致，差异在于：试件ZHJ4两个栓钉杆上部在荷载达到127 kN时应变才发生明显变化，而两个栓钉杆下部分别在70 kN和48 kN时应变即出现显著变化，说明试件ZHJ4的栓钉上端承担的荷载作用更大。

同一组试件中，不同高强螺栓同一测点的应变值存在差异，主要原因是螺栓的制造误差或试验过程中试件的受力不均。连接件应变发生突变的节点，为连接件在荷载作用下进入弹塑性阶段的临界点，此时连接件产生塑性变形，甚至可能导致应变片破损。

4 承载力计算

4.1 螺栓变形分析

图7为组合梁破坏剖面图，图中F表示作动器施加的竖向荷载，灰色部分为混凝土板，粉色部分为钢梁。加载初期外荷载较小，荷载主要通过钢-混凝土接触面的摩擦作用传递；进入弹性阶段后，滑移量随荷载增加而增大，钢-混凝土接触面的摩擦力逐渐被克服；荷载持续增加时，滑移量增长速率加快，螺栓孔壁主要承受螺栓的挤压作用；荷载进一步提升，螺栓在荷载作用下达到屈服状态并最终被剪断，形成破坏后的螺栓形态，同时混凝土受压区被压溃，且受压区混凝土的破坏现象较受拉区混凝土的破坏现象更为明显。

结合“适当降低混凝土强度可提高组合梁承载力”的试验现象开展理论分析：当混凝土板强度适当降低时，受压区混凝土较早产生损伤、出现裂缝甚至局部被压溃；荷载继续增加时，荷载由钢梁传递至螺栓，螺栓进一步挤压混凝土，此时受压区混凝土接触部位的螺杆产生明显弯曲变形，不再仅承受剪力作用，而是同时承受拉力和剪力的复合作用；螺杆所受拉力会产生向上的分力，提升螺栓的实际承受荷载，最终使组合梁的整体承载力有所提高。

4.2 承载力计算公式汇总及对比计算

本文对螺栓连接钢-混凝土组合梁开展研究，以下是对规范中计算公式的汇总。目前，中国《钢结构设计标准》（GB 50017—2017）^［16］、美国AISC规范^［17］、欧洲Eurocode 4^［18］均未给出钢-混凝土组合连接中螺栓剪力键的承载力计算公式，现有规范中推荐的栓钉抗剪承载力计算公式见表4。

将本文所有螺栓连接组合梁构件的试验结果与上述规范公式的计算值进行对比，结果见表5、图8。由此可知，三种规范公式的计算结果均高于试验值，原因是螺栓的剪切破坏具有突发性，其承载力利用率相对较低。因此，直接采用现有规范公式计算螺栓连接组合梁的极限抗剪承载力并不合理，可在原有公式结构的基础上进行折减，以实现对螺栓连接组合梁构件承载力的准确预测。

4.3 极限承载力公式的提出及验证

基于试验数据的统计分析表明，螺栓连接件的承载能力与螺栓直径参数呈显著正相关，其增长趋势基本符合线性变化规律。

为提出能更准确预测螺栓连接组合梁抗剪极限承载力的计算公式，选取螺栓公称直径和材料抗拉强度作为关键影响因素，结合本次推出试验数据与经典承载力理论公式，梳理组合梁在不同荷载工况下的抗剪性能数据，通过非线性回归对试验数据进行曲线拟合分析，最终推导出适用于高强螺栓连接组合梁的极限抗剪承载力计算公式，如式（1）所示。该数学模型在保证工程计算精度的前提下，充分考虑了材料性能和几何参数的耦合作用，可为螺栓连接组合梁的工程设计提供理论依据。

P_{\mathrm{u}}=\mathrm{0.62}{A}_{\mathrm{s}\mathrm{c}}{f}_{\mathrm{u}}（1）

表6为本文提出公式的计算值与试验值的对比结果，计算值与试验值比值的平均值为0.99，且离散系数较上一章节显著降低，相较于表5中各规范公式的计算结果更为稳定，表明本文推荐公式的计算结果与试验结果吻合度最高，可有效预测推出试验中螺栓的极限抗剪承载力。

为验证本文所提公式的准确性和适用性，将本文试验数据与其他学者的44组试验结果及公式计算值进行对比，结果见表6、图9。各学者试验试件承载力的计算值与试验值比值的平均值为1.00，离散系数平均值为0.22，表明本文提出的公式（1）计算精度较高、适用范围较广，可为其他学者开展螺栓连接组合梁的设计与研究提供理论支撑。

5 有限元验证

本文以试件ZHJ1为例，采用ABAQUS软件建立高强螺栓连接钢-混凝土组合梁模型，来模拟试验的实际加载过程，模型主要是由高强螺栓、钢梁、混凝土板以及板内钢筋组成，如图10所示。

5.1 本构关系

5.1.1 混凝土本构

与弥散开裂模型相比，ABAQUS软件中的混凝土塑性损伤模型可体现材料压缩屈服后先硬化后软化、拉伸屈服后软化的力学特性，考虑了混凝土拉压性能的差异，且拉伸和压缩损伤可输入不同的损伤因子；该模型适用于单向加载、循环加载、动态加载等多种荷载工况，计算收敛性较好。因此，本文试件模型中混凝土楼板部分采用塑性损伤模型。混凝土材料的单轴应力-应变曲线采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）^［22］中推荐的模型。混凝土受压本构关系如式（2）所示：

\begin{array}{l}{\epsilon }_{\mathrm{c}}=x{f}_{\mathrm{c}}\\ y=\left\{\begin{array}{l}{a}_{\mathrm{a}}x+\left(\mathrm{3}-\mathrm{2}{a}_{\mathrm{a}}\right)x^{\mathrm{2}}+\left(a_{\mathrm{a}}-\mathrm{2}\right)x^{\mathrm{3}}x\le \mathrm{1}\\ \frac{x}{a_{\mathrm{d}}{\left(x-\mathrm{1}\right)}^{\mathrm{2}}+x}{x}_{>}\mathrm{1}\end{array}\right.\\ {\sigma }_{\mathrm{c},\mathrm{t}\mathrm{u}\mathrm{r}\mathrm{e}}={\sigma }_{\mathrm{c}}\left(\mathrm{1}+{\epsilon }_{\mathrm{c}}\right)\\ a_{\mathrm{d}}=\mathrm{1.7},a_{\mathrm{a}}=\mathrm{2.4},b_{\mathrm{c}}=\mathrm{0.8}\\ {\epsilon }_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}=b_{\mathrm{c}}{\epsilon }_{\mathrm{c}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}},{\epsilon }_{\mathrm{c}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}={\sigma }_{\mathrm{c},\mathrm{t}\mathrm{u}\mathrm{r}\mathrm{e}}-\frac{\mathrm{1.38}}{f_{\mathrm{c}}}\end{array}（2）

混凝土受拉本构关系如式（3）所示：

\begin{array}{l}{\epsilon }_{\mathrm{t}}=x{f}_{\mathrm{t}}\\ y=\left\{\begin{array}{l}\mathrm{1.2}x-\mathrm{0.2}{x}^{\mathrm{6}}x\le \mathrm{1}\\ \frac{x}{a{\left(x-\mathrm{1}\right)}^{\mathrm{1.7}}+x}x>\mathrm{1}\end{array}\right.\\ {\sigma }_{\mathrm{t},\mathrm{t}\mathrm{u}\mathrm{r}\mathrm{e}}={\sigma }_{\mathrm{t}}\left(\mathrm{1}+{\epsilon }_{\mathrm{t}}\right)\\ a_{\mathrm{t}}=\mathrm{2.07},b_{\mathrm{t}}=\mathrm{0.20}\\ {\epsilon }_{\mathrm{t}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}=b_{\mathrm{t}}{\epsilon }_{\mathrm{t}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}},{\epsilon }_{\mathrm{t}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}={\sigma }_{\mathrm{t},\mathrm{t}\mathrm{u}\mathrm{r}\mathrm{e}}-\frac{\mathrm{2.04}}{f_{\mathrm{t}}}\end{array}（3）

式中：f_{\mathrm{c}}为混凝土的抗压强度；f_{\mathrm{t}}为混凝土的抗拉强度；{\epsilon }_{\mathrm{c}}、{\epsilon }_{\mathrm{t}}为名义压应变、拉应变；{\sigma }_{\mathrm{c},\mathrm{t}\mathrm{u}\mathrm{r}\mathrm{e}}、{\sigma }_{\mathrm{t},\mathrm{t}\mathrm{u}\mathrm{r}\mathrm{e}}为真实压应变、拉应变；{\epsilon }_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}为受压塑性应变；{\epsilon }_{\mathrm{c}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}为受压非弹性应变；{\epsilon }_{\mathrm{t}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}为受拉塑性应变；{\epsilon }_{\mathrm{t}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}为受拉非弹性应变；a_d、a_a、b_c、a_t、b_t为根据经验给出的参数。

5.1.2 钢材本构

试件中的钢材主要包括钢梁、螺栓、钢筋等。ABAQUS软件提供了各向同性硬化、运动硬化和混合硬化三种强化模型^［23］。混合硬化准则综合了各向同性硬化准则和运动硬化准则，即后继屈服面的大小、中心位置均随着硬化过程而逐渐发展。运动硬化准则和混合硬化准则均适用于循环荷载作用下的模拟，且可考虑包辛格效应。由于ABAQUS软件中的运动硬化法则在定义塑性时仅能输入两个塑性应力-应变数值，而混合硬化准则无此限制，可输入材性试验得到的多个应力-应变数据，因此本文中所有钢材均采用混合硬化准则进行模拟，并根据材性试验结果设置相关参数。

5.2 模型验证

加载过程中，钢梁在荷载作用下受压并使高强螺栓产生变形，进而通过连接件使混凝土受压，高强螺栓的断裂区域和混凝土的破碎区域均出现在该受力位置（图11）；受力沿高强螺栓尾部向头部逐渐减小，与连接件变形量逐渐减小的趋势一致。螺栓头部受到混凝土的约束作用，螺栓头部对混凝土的反作用力则使混凝土形成受拉区。

5.2.1 破坏对比

对比试件ZHJ1的试验与有限元模拟破坏现象（图12）可知：混凝土破坏方面（图12a）），有限元模拟结果与试验现象一致，应力集中在螺栓孔下端，该区域混凝土发生剥落并向两个螺栓孔中间发展；钢梁破坏方面（图12b）），应力集中在螺栓孔周围，钢梁在荷载作用下向下压缩并使螺栓产生变形，钢梁螺栓孔受拉产生变形；螺栓变形方面（图12c）），钢梁与混凝土交界处的螺栓受荷载作用产生弯曲变形。综上，有限元模拟的应力云图与试验破坏现象高度一致，该模型可有效预测螺栓连接钢-混凝土组合梁的破坏模式。

5.2.2 荷载-位移曲线对比

将各试件荷载-位移曲线的试验值与模拟值进行对比（图13），有限元模拟的荷载-位移曲线与试验曲线变化趋势基本一致，模拟值与试验值较为吻合，验证了模型的可靠性。

6 结论

本文通过开展钢-混凝土组合梁推出试验，研究了组合梁的抗剪性能，结合试验现象与试验数据，分析了组合梁的破坏形态、抗剪承载力影响因素、荷载-滑移曲线、连接件应力-应变曲线，并推导了抗剪承载力计算公式，得出以下结论：

（1） 试验过程中，荷载作用于钢梁使钢梁受压，进而促使螺栓产生变形并对混凝土形成挤压作用。钢-混凝土组合梁存在两种初始破坏模式：混凝土先被压溃和螺栓先被剪断，其中试件ZHJ1~ZHJ3的破坏模式为螺栓先被剪断，试件ZHJ4~ZHJ6的破坏模式为混凝土先产生裂缝，但所有试件的最终破坏形态均为螺栓被剪断。

（2） 螺栓抗剪连接件的试验结果表明，组合梁抗剪承载力主要受螺栓直径和混凝土强度影响：适当增大螺栓直径，螺栓与混凝土的接触面积增大，组合梁抗剪承载力显著提高；适当降低混凝土强度，混凝土较早产生裂缝，螺栓变形量增大并同时承受拉力和剪力的复合作用，组合梁抗剪承载力也可得到提高。

（3） 通过对本文试验数据进行非线性回归分析，推导出高强螺栓连接组合梁的极限抗剪承载力计算公式。本文推荐公式的计算值与试验值比值的平均值为0.99，离散系数最小为0.17，可为组合梁中螺栓抗剪承载力的工程设计提供参考。

（4） 采用ABAQUS建立的钢-混凝土组合梁三维实体有限元模型，其模拟的构件破坏形态与计算得到的荷载-滑移曲线均与试验结果吻合良好，该模型可有效模拟螺栓连接钢-混凝土组合梁的抗剪性能。

参考文献

[1] HOU H T， LIU X， QU B， et al. Experimental evaluation of flexural behavior of composite beams with cast-in-place concrete slabs on precast prestressed concrete decks［J］. Engineering Structures， 2016， 126： 405-416. DOI：10.1016/j.engstruct.2016.07.065.

[2] 张玉杰， 刘爱荣， 陈炳聪. 钢-混凝土组合梁中高强螺栓连接件的抗剪性能试验研究［J］. 建筑结构学报， 2019， 40（增刊1）： 411-417. DOI：10.14006/j.jzjgxb.2019.S1.054.

[3] ZHANG Yujie， LIU Airong， CHEN Bingcong. Experimental study on shear behavior of high-strength bolt connection in steel-concrete composite beam［J］. Journal of Building Structures， 2019， 40（Suppl.1）： 411-417. DOI：10.14006/j.jzjgxb.2019.S1.054.（in Chinese）

[4] 严永红， 邓芃， 侯和涛， 钢-混凝土组合梁螺栓连接件抗剪性能的试验研究［J］. 山东科技大学学报（自然科学版）， 2021， 40（2）： 51-59. DOI：10.16452/j.cnki.sdkjzk.2021.02.006.

[5] YAN Yonghong， DENG Peng， HOU Hetao， et al. Experimental study on shear resistance of bolt connector in steel-concrete composite beam［J］. Journal of Shandong University of Science and Technology （Natural Science）， 2021， 40（2）： 51-59. DOI：10.16452/j.cnki.sdkjzk.2021.02.006.（in Chinese）

[6] 陈俊， 汪威， 丁发兴， 钢-混凝土组合梁高强螺栓抗剪连接件受剪性能［J］. 铁道科学与工程学报， 2019， 16（10）： 2553-2561. DOI：10.19713/j.cnki.43-1423/u.2019.10.023.

[7] CHEN Jun， WANG Wei， DING Faxing， et al. Shear bearing capacity of high-strength bolt connectors in steel-concrete composite beams［J］. Journal of Railway Science and Engineering， 2019， 16（10）： 2553-2561. DOI：10.19713/j.cnki.43-1423/u.2019.10.023.（in Chinese）

[8] 汪威. 装配式组合梁高强螺栓连接件力学性能研究［D］. 湘潭： 湘潭大学， 2019.

[9] WANG Wei. Mechanical performance study on high-strength bolt connectors in prefabricated steel-concrete composite beams［D］. Xiangtan： Xiangtan University， 2019. （in Chinese）

[10] FANG Z C， HU L K， JIANG H B， et al. Shear performance of high-strength friction-grip bolted shear connector in prefabricated steel–UHPC composite beams： Finite element modelling and parametric study［J］. Case Studies in Construction Materials， 2023， 18： e01860. DOI：10.1016/j.cscm.2023.e01860.

[11] DING Y， CHUNG K F， TONG C C， et al. Behaviour of large-diameter high-strength bolted shear connections for prefabricated composite beams［J］. Engineering Structures， 2025， 322： 119002. DOI：10.1016/j.engstruct.2024.119002.

[12] BAN H Y， UY B， PATHIRANA S W， et al. Time-dependent behaviour of composite beams with blind bolts under sustained loads［J］. Journal of Constructional Steel Research， 2015， 112： 196-207. DOI：10.1016/j.jcsr. 2015.05.004.

[13] PATHIRANA S W， UY B， MIRZA O， et al. Strengthening of existing composite steel-concrete beams utilising bolted shear connectors and welded studs［J］. Journal of Constructional Steel Research， 2015， 114： 417-430. DOI：10.1016/j.jcsr.2015.09.006.

[14] PATHIRANA S W， UY B， MIRZA O， et al. Flexural behaviour of composite steel–concrete beams utilising blind bolt shear connectors［J］. Engineering Structures， 2016， 114： 181-194. DOI：10.1016/j.engstruct.2016.01.057.

[15] HENDERSON I E J， ZHU X Q， UY B， et al. Dynamic behaviour of steel–concrete composite beams with different types of shear connectors. Part I： Experimental study［J］. Engineering Structures， 2015， 103： 298-307. DOI：10.1016/j.engstruct.2015.08.035.

[16] HENDERSON I E J， ZHU X Q， UY B， et al. Dynamic behaviour of steel-concrete composite beams with different types of shear connectors. Part II： Modelling and comparison［J］. Engineering Structures， 2015， 103： 308-317. DOI：10.1016/j.engstruct.2015.08.033.

[17] LIU X P， BRADFORD M A， LEE M S S. Behavior of high-strength friction-grip bolted shear connectors in sustainable composite beams［J］. Journal of Structural Engineering， 2015， 141（6）： 04014149. DOI：10.1061/（ASCE）ST.1943-541x.0001090.

[18] LIU X P， BRADFORD M A， CHEN Q J， et al. Finite element modelling of steel–concrete composite beams with high-strength friction-grip bolt shear connectors［J］. Finite Elements in Analysis and Design， 2016， 108： 54-65. DOI：10.1016/j.finel.2015.09.004.

[19] LIU X P， BRADFORD M A， ATAEI A. Flexural performance of innovative sustainable composite steel-concrete beams［J］. Engineering Structures， 2017， 130： 282-296. DOI：10.1016/j.engstruct.2016.10.009.

[20] GB 50017—2017 钢结构设计标准［S］.

[21] GB 50017—2017 Standard for design of steel structures［S］.（in Chinese）

[22] ANSI/AISC 360-16 Specification for structural steel buildings［S］.

[23] EN 1994-1-1 Eurocode 4： Design of composite steel and concrete structures—Part 1-1： General rules and rules for buildings［S］.

[24] KWON G， ENGELHARDT M D， KLINGNER R E. Behavior of post-installed shear connectors under static and fatigue loading［J］. Journal of Constructional Steel Research， 2010， 66（4）： 532-541. DOI：10.1016/j.jcsr.2009.09.012.

[25] 杜浩， 张冰， 胡夏闽， 钢-混凝土组合梁螺栓连接件受剪性能试验研究［J］. 建筑结构学报， 2017， 38（增刊1）： 308-314. DOI：10.14006/j.jzjgxb.2017.S1.043.

[26] DU Hao， ZHANG Bing， HU Xiamin， et al. Experimental study on shear behavior of bolt connectors in steel-concrete composite beams［J］. Journal of Building Structures， 2017， 38（Suppl.1）： 308-314. DOI：10.14006/j.jzjgxb.2017.S1.043.（in Chinese）

[27] CHEN J， WANG W， DING F X， et al. Behavior of an advanced bolted shear connector in prefabricated steel-concrete composite beams［J］. Materials， 2019， 12（18）： 2958. DOI：10.3390/ma12182958.

[28] GB 50010—2010 混凝土结构设计规范［S］. 2015版.

[29] GB 50010—2010 Code for design of concrete structures［S］. 2015 ed. （in Chinese）

[30] 牟成铭. 多腔钢管混凝土柱-钢梁外贴盖板节点拉弯性能研究［D］. 哈尔滨： 哈尔滨工业大学， 2019.

[31] MU Chengming. Behavior of multi-partition steel-concrete composite column-steel beam stiffener plate connection under combined moment and tention［D］. Harbin： Harbin Institute of Technology， 2019.（in Chinese）

基金资助

国家自然科学基金(51208169)

河北省高等学校专项研究项目产学研合作专项(CXZX2025032)

河北省自然科学基金(E2023208080)

河北省博士后科研资助项目(B2022003024)