新型T-P抗剪连接件承载性能研究.pdf

第 19 卷 第 3 期2024 年 3 月Vol.19 No.3Mar.2024中 国 科 技 论 文CHINA SCIENCEPAPER新型T-P抗剪连接件承载性能研究储宗瑞，廖文远，戴必辉，余国伟，张宇瑞，陈智强，周翔（西南林业大学土木工程学院，昆明 650224）摘 要：为了加强抗剪连接件的抗剪承载性能，在传统PBL开孔钢板端部焊接一块平行钢板，形成类似T字的新型T-P抗剪连接件。考虑贯穿钢筋、孔洞数量、混凝土强度、添加钢板长度4种变量控制下的影响，并与传统PBL进行比较。结果表明：T-P抗剪连接件比PBL连接件具有更好的抗剪刚度和抗剪承载力，添加钢板距离加载点较近的T-P连接件的抗剪承载性能更优，T-P连接件的变形能力较PBL连接件要弱。参数变化结果表明：增加贯穿钢筋、加长端部钢板长度、提高混凝土强度等级可明显提高T-P抗剪连接件的抗剪承载力，增加孔洞数量可提高其抗剪承载力但提高幅度不大；添加钢板距离加载点近的T-P连接件的应力分布更分散均匀，变形程度更小；布置贯穿钢筋、增强混凝土强度、加长钢板长度能够提升T-P连接件的抗剪刚度，其中混凝土强度及贯穿钢筋提升效果明显，可提高T-P连接件的变形能力。关键词：钢-混凝土组合结构；T-P抗剪连接件；承载性能；变形能力中图分类号：TU398+.9 文献标志码：A文章编号：2095-2783（2024）03-0284-08开放科学（资源服务）标识码（OSID）：Study on bearing performance of new T-P shear connectorsCHU Zongrui，LIAO Wenyuan，DAI Bihui，YU Guowei，ZHANG Yurui，CHEN Zhiqiang，ZHOU Xiang（School of Civil Engineering，Southwest Forestry University，Kunming 650224，China）Abstract：In order to strengthen the shear load bearing performance of shear connectors，new quasi T-shaped T-P shear-resistant connectors were designed via welding of a parallel steel plate at the end of the traditional PBL opening steel plate.The effects of four variables under the control of steel bars，cavities，concrete strength，and addition of steel plate length were considered，and the results were compared with those of the traditional PBL.It is found that the T-P shear connectors have better shear rigidity and shear carriers than PBL connectors.Shear-resistant load-bearing performance of the T-P connector at the nearby position of the steel plate distance is more better than the T-P connector at the nearby position.The deformation capacity of the T-P connector is weaker than the PBL connector.The results of the parameters show that the increased length of the steel plate through the steel bars，the increased length of the end plate，and the improvement in the strength of the concrete can significantly increase the T-P anti-shelter bearing capacity.Increasing the number of holes can slightly increase its shear bearing capacity.The stress distribution of the T-P connector near the loading point of the steel plate is more decentralized and smaller，and the deformation degree is smaller.The shear stiffness and the deformation ability of the T-P connector can both be improved.Keywords：steel-concrete composite structure；T-P shear connector；load-bearing performance；transformation ability钢-混凝土组合梁1兼具混凝土梁2和钢梁的优点，具有较好的强度、刚度和承载能力，为使混凝土与钢这2种不同的材料能够结合在一起共同受力，需要采用抗剪连接件进行两者的结合。常见的抗剪连接件有PBL连接件、栓钉连接件、螺栓连接件3等，作为抗剪连接件中的一种，PBL连接件具有抗剪刚度大、承载能力强、延性好等优点，同时其制作工艺方便，被广泛使用于实际工程建设当中。Leonhardt等4通过试验对比分析了PBL连接件和栓钉连接件，结果表明，PBL连接件相较于栓钉连接件具有更好的刚度及延性，抗疲劳性能也更优。Cndido-Martins等5采用推出试验对PBL连接件进行研究，发现钢板孔洞中的贯穿钢筋能够明显提升连接件的抗剪承载性能和延性。Vianna等6考虑开孔钢板端部的承压作用，开展了间隔布置PBL连接件的试验研究，结果表明，端部承压作用对于连接件的抗剪承载力有提升作用，并提出了端部承压作用下的抗剪承载力计算公式。肖林等7基于PBL连接件的开孔板厚度进行了试验，研究了钢板厚度对承载能力及连接件破坏形式的影响，并推导出考虑开收稿日期：2023-04-28基金项目：国家自然科学基金资助项目(52268051)；云南省教育厅科学研究基金资助项目(2023J0714)第一作者：储宗瑞(1999)，男，硕士研究生，主要研究方向为组合梁连接件通信作者：廖文远，副教授，主要研究方向为组合结构，储宗瑞，等：新型T-P抗剪连接件承载性能研究第 3 期孔板厚度的连接件承载力计算公式。胡建华等8对不同参数的PBL连接件进行了试验研究，结果表明，混凝土强度、贯穿钢筋截面积和强度、开孔板孔洞尺寸等是影响PBL连接件抗剪承载力的主要因素。陈海等9提出了一种针对连接件端部承压作用且适用于变截面构件的新型倾斜钢板连接件，分析了斜板连接件的性能及优点，并推导出斜板剪力连接件的承载力计算公式，结果表明，斜板连接件与直板连接件的承载性能相当，但斜板连接件有着更优的变形能力和抗剪刚度。从目前已有的国内外研究来看，各学者对运用于各种场合的新型抗剪连接件进行了细致的研究分析及公式推导，而以常规PBL抗剪连接件为基础，在此之上进行改进而成的新型连接件也逐渐成为热门的研究方向。为提高抗剪连接件的抗剪承载性能，本文在传统PBL抗剪连接件的基础上，对传统PBL开孔钢板进行改进，在常规竖向布置的PBL钢板端部垂直焊接一块同等材质的钢肋板，从外观上看新连接件形如T字（以下称T-P抗剪连接件）。此种新型连接件制作工艺方便，在原有的PBL钢板上垂直焊接一块钢板即可，相较于PBL连接件，T-P连接件因焊接而延伸出的钢肋板，可以加强连接件与混凝土的锚固作用，形如T字的新型T-P连接件可增强钢梁与混凝土之间的抗掀起力，加固两者结合。为研究新型T-P连接件在钢-混凝土组合结构中的具体受力性能，本文在已有PBL连接件试验基础上，采用有限元分析方法，对新型T-P抗剪连接件进行非线性有限元模拟，重点分析其抗剪性能、变形能力，并分析在不同参数控制下对T-P连接件抗剪性能的影响。1有限元模型建立验证1.1有限元模型为验证有限元分析方法的可靠性，首先对文献10中的 4 组试件进行有限元模拟，编号为P1P4，其中，P1和P2为两孔洞PBL试件，P2和P3为三孔洞PBL试件，P1和P3未设置贯穿钢筋，d为贯穿钢筋直径，开孔钢板厚度均为15 mm，孔洞尺寸均为50 mm，横向钢筋采用HRB335级钢，开孔钢板及型钢均采用Q235级钢，各试件参数见表1。采用 ABAQUS 有限元软件建立试件模型，如图1所示。为细致显示模型及各部件情况，采用左右对称方式绘图，将试件模型左侧混凝土板隐藏，显示内部连接件及钢筋笼骨架布置。试件有限元模型主要由 HW250250914 型钢、贯穿钢筋、连接件开孔钢板、混凝土榫（混凝土浇筑后留存开孔钢板孔洞中混凝土）、混凝土板、钢筋笼骨架等6个部分组成。贯穿钢筋和普通钢筋均设为 HRB335级钢筋，混凝土榫外径尺寸与开孔钢板孔洞直径尺寸一致，内径尺寸与贯穿钢筋直径尺寸一致。在模型中，除了钢筋笼骨架之外，其余混凝土、型钢、开孔钢板等均采用三维八节点六面体减缩实体单元C3D8R，对于连接件受力影响较小的钢筋笼骨架则采用三维二节点桁架单元T3D2。模型网格划分：型钢、混凝土板等部件划分单位为15 mm，对于连接件、贯穿钢筋等内部重要部位采取更细致的划分，单位为5 mm。相互作用：试件中型钢、贯穿钢筋、连接件钢板等钢部分与混凝土之间存在一定摩擦接触，采用接触模拟，切向罚摩擦公式，摩擦系数为0.6，法向“硬”接触。型钢翼缘面与混凝土板之间接触面由于进行光滑操作，摩擦力较小，则采取切向无摩擦，法向“硬”接触。钢筋笼骨架实际中放置于混凝土板中，则采用嵌入内置区域模拟。同时，将混凝土板底部的自由度完全约束。对于有限元模型的加载，本文采用位移加载的方式进行，在型钢上表面进行竖直向下的加载，将型钢上表面与上表面中心点进行耦合，在中心点上施加位移荷载。1.2材料本构关系混凝土材料本构模型采用混凝土塑性损伤模型，在有限元软件ABAQUS材料属性定义中实现，包括受压损伤和受拉损伤。混凝土的等效单轴受压本构关系采用Hongestad等11建议的本构曲线方程，（应力）-（应变）关系曲线由一段上升的抛物线图1PBL有限元模型及单元Fig.1PBL finite element model and cells表1PBL试件参数Table 1Parameters of PBL specimens试件编号P1P2P3P4孔洞数量2233d/mm1414贯穿钢筋屈服强度/MPa357357混凝土强度/MPa49.449.449.449.4285第 19 卷 中 国 科 技 论 文及一段下降的斜线组成，如图 2所示。方程表达式如下：=fc 2()0-()02，0；fc()1-0.15-0cu-0，0cu。（1）式中：fc为混凝土圆柱体抗压强度；0为混凝土峰值应变；cu为混凝土极限压应变，取值为0.000 38。型钢、钢筋等钢材材料本构采用von Mises屈服准则12，等效单轴s-s关系通过3条线建模，即初始弹性阶段呈上升趋势斜线，其后屈服阶段平直线，最后为应变强化上升斜线，如图 3所示。方程表达式如下：s=Ess，0sy；fy，ysh；fy+k()-h，sh。（2）式中：Es为钢弹性模量；fy为钢屈服强度；k为钢强化阶段线斜率，取值为钢弹性模量的1%；y为钢屈服时的应变；h为钢强化时的应变，取值为 10 倍钢屈服应变。1.3有限元模型可靠验证对P1P4这4组试件进行有限元建模分析，试件材料、尺寸等数据均与试验试件尺寸相同，得出计算结果后与文献试验数据进行对比，试验与有限元分析结果见表2，试验与有限元分析相关荷载-相对滑移曲线如图4所示。本文提出的新型抗剪连接件由传统PBL连接件改进而来，因此已有试验数据具有良好的适用性。由表2和图4可知，有限元分析所得的极限承载力与试验所得极限承载力的误差较小，均不超过5%，说明通过有限元模拟计算所得结果与真实情况接近，同时荷载-相对滑移曲线所呈现的曲线趋势、刚度等与实际试验情况相符，误差在合理范围内。试件破坏现象对比如图5所示，可以看出，随着荷载的施加，位于型钢下表面处内侧底部混凝土产生裂缝并剥落，通过有限元分析得到的裂缝破坏结果与试验位置基本一致，同时加压过程中随着滑移值的增大，横向钢筋发挥作用，位于开孔钢板下端部横向钢筋发生弯折变形，考虑钢筋笼骨架对受力的影响较小，采用桁架单元进行钢筋笼骨架的建模，因此在有限元分析中横向钢筋（钢筋笼骨架）以直线的形式呈现，通过有限元分析所得位置、变形情况与试验结果大致相同。综上，有限元分析所得结果具有较好的可靠度，可进行后续分析研究。此外，有限元分析所得的模型极限滑移值均大于试验所得极限滑移值，误差在 7%以内，这是表2试验与有限元分析结果Table 2Experimental and finite element analysis results试件编号P1P2P3P4极限承载力/kN试验1 160.21 371.61 176.61 464.2有限元1 135.51 319.11 207.91 392.5极限滑移/mm试验20.99423.38128.87132.415有限元22.10424.17530.37334.654误差/%极限承载力2.13.82.64.9极限滑移5.03.35.16.5图3钢材应力-应变关系Fig.3Stress-strain relationship for steel图2混凝土应力-应变关系Fig.2Stress-strain relationship of concrete图4各试件荷载-相对滑移曲线对比Fig.4Comparison of load-relative slip curves for each specimen286储宗瑞，等：新型T-P抗剪连接件承载性能研究第 3 期由于实际试验会受到试验场地环境、试件制作工艺等因素的影响，同时在有限元模型建模过程中对于混凝土板底部采取了约束全部方向的措施，这与实际试验情况有一定的区别，使得混凝土板底部的破坏得到了延后，混凝土板的延性进而得到加强，由此导致有限元模拟的极限滑移值均大于试验值。2T-P抗剪连接件尺寸添加一块钢板于PBL开孔钢板的端部，增加的钢板与PBL开孔钢板材质、厚度一致。基于添加钢板距加载端的距离，分为2种T-P连接件，其尺寸如图6所示。以两孔洞T-P连接件试件为例，其尺寸如图7所示。3T-P抗剪连接件性能分析在 PBL 开孔钢板端部增加的钢板同样采用C3D8R实体单元进行建模，除连接件形式不同，其余部分均与PBL试件模型相同，混凝土板底部自由度完全固定，型钢上表面与上表面中心点耦合，自型钢上表面以位移26 mm进行竖向施压，如图8所示。对试件P2、T1T9进行有限元分析计算，试件参数及分析结果见表 3，其中，P2 为两孔洞 PBL 试件，编号中T代表T-P连接件，t为添加钢板厚度，l为添加钢板长度，a为开孔钢板宽度，K0为试件抗剪刚度，试件T3及T5未设置贯穿钢筋。3.1极限承载力通过有限元计算得到了T-P连接件与PBL连接件试件的荷载-滑移曲线对比，如图 9（a）所示。可知，PBL试件（P2）的曲线幅值小于T-P试件，在上升阶段，T-P试件的曲线斜率要高于PBL试件。由表3可知，试件P2的极限承载力为1 319.1 kN，钢板靠近加载点的试件T2的极限承载力为1 633.8 kN，钢板图5试件破坏现象对比Fig.5Comparison of damage phenomena of specimens图6T-P连接件尺寸Fig.6T-P connector dimensions图7两孔洞T-P连接件尺寸Fig.7Two-hole T-P connector size287第 19 卷 中 国 科 技 论 文距离加载点较远的试件T1的极限承载力为1 555.4 kN，三者除了连接件样式、添加钢板摆放位置不同之外，其余尺寸参数均相同。试件T2的极限承载力较P2提升了 23.9%，试件 T1 的极限承载力较 P2 提升了17.9%。由此可见，T-P连接件有着更好的承载能力及刚度，原因在于添加的钢板使得原有连接件的受力分配发生变化，PBL连接件的承载力由混凝土榫、贯穿钢筋及开孔钢板本身提供，在有了端部增加的钢板后，承载力则由增加的钢板与混凝土榫等其他重要部分共同进行承担，端部的钢板加强了与混凝土之间的固结作用，由此T-P连接件的承载能力得到了提升。此外，试件T2的极限承载力比T1更高，提升了5%。由此可看出，添加钢板的放置位置对于连接件的极限承载力有一定的影响，添加的钢板距加载点较近的T-P连接件承载性能更优，应优先考虑此类布置。不同孔洞数量及贯穿钢筋下的荷载-相对滑移曲线对比如图 9（b）所示。由表 3可知，试件 T4（三孔洞）的极限承载力为1 774.8 kN，较试件T2（两孔洞）的极限承载力（1 633.8 kN）提升了 8.6%，表明在同等条件下，增加开孔钢板孔洞数量能够提升T-P连接件的极限承载力，但提升有限。试件T3（两孔洞）及T5（三孔洞）未设置贯穿钢筋，其试件极限承载力分别为1 497.6 kN和1 572.3 kN，较设置同等孔洞数量和贯穿钢筋的试件T2、T4的极限承载力分别降低8.3%和11.4%，说明贯穿钢筋的存在能够明显提升T-P连接件的极限承载力。其中的原因是：未设置贯穿钢筋时，T-P连接件承载力的承担，除了混凝土榫、连接件周围混凝土外，还有T-P连接件钢板本身，添图8T-P试件模型及网格Fig.8T-P specimen model and grid图9各试件荷载-相对滑移曲线Fig.9Load-relative slip curves of each specimen表3试件参数及分析结果Table 3Specimen size and results试件编号P2T1T2T3T4T5T6T7T8T9孔洞数量2222332222混凝土C45C45C45C45C45C45C50C60C45C45钢板位置下端上端上端上端上端上端上端上端上端t/mm151515151515151515l/mm180180180180180180180200220a/mm808080808080808080极限承载力/kN1 319.11 555.41 633.81 497.61 774.81 572.31 790.31 949.51 788.71 884.9K0/（kN mm1）1 100.301 850.812 042.291 627.832 096.731 774.792 183.292 377.432 129.402 191.74288储宗瑞，等：新型T-P抗剪连接件承载性能研究第 3 期加在端部的钢板变形及混凝土榫碎裂之后，连接件的效用逐渐下降；而在孔洞中增加贯穿钢筋后，增加了承受纵向剪力的单位，通过钢筋受拉提供抗剪，减少混凝土榫、连接件钢板等部分所承担的剪力，延缓了连接件构件的变形破坏及力学性能削弱13，从而在一定程度上了提高了构件的极限承载力。3种不同等级混凝土试件的荷载-相对滑移曲线对比如图9（c）所示。可以看出，其中2种更高强度混凝土（C50等级和C60等级）试件的极限承载力均大于C45等级混凝土试件，而C60等级的提升幅度更加明显。由表3可知，当连接件尺寸、材料、贯穿钢筋等参数保持一致时，混凝土的强度等级对T-P连接件试件的极限承载力有一定影响，随着混凝土强度等级的上升，极限承载力随之增强，试件T2采用C45等级混凝土，极限承载力为1 633.8 kN，混凝土强度等级变为C50等级及C60等级混凝土，即试件T6和T7，其极限承载力分别为1 790.3 kN和1 949.5 kN，相较于试件 T2 分别提升了 9.6%和 19.3%。对比图 9（c）中 3 条曲线可知，随着混凝土强度的增加，试件达到峰值荷载时的滑移值也随之增加，曲线峰值端呈现逐渐向右发展的趋势，曲线下降速率减缓，表明在其他参数一致的情况下，混凝土的强度等级对 T-P 连接件极限承载力有着重要影响。同时增强混凝土强度可提高T-P连接件的变形能力，其主要原因在于混凝土强度提升，孔洞中混凝土榫的销栓作用也随之加强，延缓了混凝土板的破坏碎裂。试件 T8和 T9的添加钢板长度分别为 200 mm和 220 mm，其极限承载力分别为 1 788.7 kN 和1 884.9 kN，相较于试件T2的极限承载力分别提升了9.5%和15.4%，其荷载-相对滑移曲线对比如图9（d）所示。结果表明，添加钢板长度对T-P连接件承载力有重要影响，随着添加钢板长度的增加，T-P连接件与混凝土的锚固作用得到加强，能够更好地承载，极限承载力随之增加。3.2变形能力依据欧规EC414，对于连接件的变形能力，以连接件试件的特征滑移值作为评判标准，规定连接件延性滑移下的最小滑移值为6 mm。规范中，特征滑移值取值为特征承载力对应滑移值的90%，而特征承载力取极限承载力的90%。表4为本文各试件承载力及滑移值的对比，其中P为试件对应的极限承载力，Ps为试件的特征承载力，Us为特征承载力对应的滑移值，U0为连接件的特征滑移值。由表4可知，在原有尺寸情况下，T-P连接件试件的特征滑移值均小于欧规 EC4 中规定的 6 mm。通过结果来看，T-P连接件的极限承载力和刚度较PBL连接件更高，有着更好的抗剪能力，但T-P连接件的延性比PBL连接件弱，荷载达到极限后T-P连接件失效下降速度比PBL连接件快，在变形能力方面T-P连接件弱于PBL连接件。而通过后续参数变化下的分析结果来看，在增强试件的混凝土强度等级之后，连接件试件的延性得到了加强，试件T6和T7较试件T2只进行了混凝土强度的增强，其余条件参数均一致，在混凝土等级为C50和C60时，特征滑移值分别达到了6.05 mm和6.53 mm，均大于6 mm，满足最小滑移值的要求。同时由图9（c）可知，随着混凝土等级的提升，曲线的峰值点也随之后延，连接件达到屈服点之后的下降段速率降低，表明混凝土强度等级对T-P连接件的承载力、刚度、延性等有不可忽视的影响。此外，T-P连接件端部添加钢板长度由原本的 180 mm 增长到200 mm和 220 mm后（试件 T8和 T9），极限承载力提高，其特征滑移值也得到提升，达到 6.37 mm 和6.47 mm，满足最小滑移值要求。由图 9（d）可以看出，增加T-P端部添加钢板长度，连接件的整体刚度得到提升，峰值极限荷载也有明显增强，在达到屈服点之后，曲线下降趋势较180 mm时更缓和，表明增加T-P连接件端部添加钢板长度能够提升连接件的强度及延性，提升变形能力。综上，可以通过采取高强度混凝土和增加端部添加钢板长度的方法使T-P连接件变形能力和延性得到加强。3.3应力分布由有限元分析得到各试件的应力云图，如图10所示。对比图10（a）、图10（b）、图10（c）可知：T-P连接件由于在端部位置添加了钢板，使得连接件整体的应力分布发生改变而不只集中于一处，试件T1与P2在应力分布上较为类似，试件应力分布最小处均位于开孔钢板外侧上端部，试件T1蓝色部分（应力较小处）主要分布于上端部延至两孔洞之间，较试件P2应力分布更加分散；试件P2开孔钢板的应力最大处位于开孔板内侧受压下端部，而试件T1应力最大表4各试件荷载及滑移值Table 4Load and slip values of each specimen试件编号T1T2T3T4T5T6T7T8T9P/kN1 555.41 633.81 497.61 774.81 572.31 790.31 949.51 788.71 884.9Ps/kN1 399.91 470.41 347.81 597.31 415.11 611.31 754.61 609.81 696.4Us/mm5.876.125.796.186.066.727.267.087.19U0/mm5.285.515.215.565.456.056.536.376.47EC4最小滑移值/mm6289第 19 卷 中 国 科 技 论 文处位于开孔板底端钢板的两侧边角，在发生破坏后底端钢板沿加载方向出现弯折变形，除钢板两侧边角外，与竖向开孔钢板连接处应力较大；试件T2应力分布与P2、T1均不同，连接件整体应力分布更加均匀，应力最小处位于开孔钢板孔洞外侧和开孔钢板内测孔洞相接近处，整个连接件应力最大处位于开孔钢板上端部钢板两侧边角，发生破坏时上端部钢板出现向下弯折现象，但弯折幅度较试件T1要小。各试件贯穿钢筋弯折如图 10（d）图 10（f）所示。2种T-P连接件贯穿钢筋的应力分布由中心最大处均匀向两端分散，同时在最终变形情况下，T-P连接件上贯穿钢筋弯折程度较PBL连接件贯穿钢筋更小，这是由于端部添加钢板分担了孔洞中的竖向剪力作用而致，试件T2的贯穿钢筋弯折程度最小，且中心应力最大处向两端分散，应力分布更为均匀。T-P连接件钢板的存在能够使应力分布得到改变，应力在开孔钢板上分布更加均匀，而T2形式的T-P连接件效果更优。综上，T-P连接件能够有效承力，端部钢板可分担贯穿钢筋所承受的竖向剪力，整体所受竖向剪力沿端部钢板两侧翼缘分散，而以钢板位置接近加载点的T-P连接件分散效果更佳。3.4抗剪机理图11为加载中2种不同形式T-P连接件的抗剪机理。添加钢板位置与加载点距离较近时，其主要抗剪承载由钢板下混凝土承压、孔洞混凝土榫销栓作用、贯穿钢筋受拉、开孔钢板端部混凝土承压组成；添加钢板位置与加载点距离较远时，其抗剪承载仍可由贯穿钢筋受拉抵抗及混凝土榫销栓提供，而由于钢板位置发生变化，混凝土承压作用则由钢板下端的混凝土承担。3.5抗剪刚度对于连接件抗剪刚度的评估，目前尚无统一的标准，而不同形式、不同位置连接件的抗剪刚度评判也各有不同，本文参考文献 15-16 的建议，采用极限荷载 50%时的割线斜率作为 T-P 连接件的抗剪刚度，以K0表示。试件抗剪刚度对比如图12所示。由图9（a）可知，2种T-P连接件在曲线上升阶段有较高的抗剪刚度。由图12可知，试件T1和T2相较P2抗剪刚度分别提升68.2%和78.5%，说明添加的钢板对连接件的抗剪刚度有较明显的提升作用，这是由于添加的钢板本身与开孔钢板材质一致，具有一定的刚度及抵抗变形能力，在与开孔钢板组合之后进而提高了整体的抗剪刚度。此外，对比试件T2 和 T1 的抗剪刚度，试件 T2 的抗剪刚度要高于T1，两者的差别在于端部添加钢板的位置不同。其原因在于T2形式的T-P连接件在传力机理上与T1不同，在受力过程中端部钢板首先受到竖向剪力的施压，而T1则是开孔钢板上端首先承压，由于钢板图10各试件应力云图Fig.10Stress cloud diagrams of each specimen图112种形式T-P连接件的抗剪机理Fig.11Shear resistance mechanism of two forms of T-P connectors290储宗瑞，等：新型T-P抗剪连接件承载性能研究第 3 期在型钢翼缘平面上呈一字形，在竖向剪力到达时将所承受的剪力沿钢板左右两端传递于下方混凝土，因此在钢板失效后下方开孔钢板所承受竖向剪力相较于T1有一定的减少，进而加强了连接件整体的刚度及承载能力，因此在运用时应优先考虑T2形式的T-P连接件。对比试件T2和T3，两试件均为钢板布置在接近加载点的两孔洞T-P连接件，T3相较于T2抗剪刚度降低了20.3%；同时对比试件T4和T5，T5的抗剪刚度较 T4降低了 15.4%。综上说明贯穿钢筋对连接件抗剪刚度有着重要影响，其原因在于贯穿钢筋自身具有一定的刚度，在混凝土浇筑后与孔洞混凝土榫共同受力，同时对于混凝土榫有着一定的约束作用，进而提升了连接件的抗剪刚度。此外，对比试件T2和T4、T3和T5，在其余参数保持不变的情况下，增加开孔钢板的孔洞数量对T-P连接件的抗剪刚度也有一定提升，但提升幅度较小，在孔洞数量不变的情况下，设置孔中贯穿钢筋的提升效果更优。由表3可知：试件T6和T7将混凝土强度提升到C50和C60，抗剪刚度相较C45混凝土的试件T2分别提升了 6.9%和 16.4%，说明混凝土强度等级对T-P连接件的抗剪刚度有着重要影响，随着混凝土强度等级的提升，孔洞中的混凝土榫强度随之提升，因此也加强了混凝土榫的销栓作用，进而提升连接件的整体抗剪刚度。试件 T8、T9 将添加钢板长度增加至 200 mm和 220 mm，相较添加钢板长度为180 mm的T2抗剪刚度提升了4.3%和7.3%，这说明添加钢板的长度对T-P连接件的抗剪刚度也有一定影响，原因在于增加钢板长度后，其钢板下端的混凝土承压面积随之增加，同时钢板本身的抗剪刚度随着长度的增加而提高，由此在一定程度上提升了整个连接件的抗剪刚度。4结 论1）T-P连接件具有更好的抗剪承载能力和刚度，添加钢板离加载点较近的T-P连接件性能更优。2）贯穿钢筋、孔洞数量、混凝土强度、添加钢板长度等因素对 T-P 连接件的极限承载力有重要影响，其中孔洞数量的影响作用较小。3）T-P连接件较PBL连接件变形能力要弱，其试件最小滑移值小于EC4中规定的6 mm，而通过加强混凝土强度和增加端部添加钢板长度，其变形能力得到提高，延性加强，最小滑移值达到6 mm及以上标准，本文只考虑了混凝土强度及添加钢板长度，在后续工作中将针对影响T-P连接件变形能力的其他因素进行更深入的研究。4）添加钢板距离加载点较近的T-P连接件应力分布更均匀，贯穿钢筋中心承担应力最大，同时有着更好的抗剪刚度，在发生变形破坏时破坏程度最小。（由于印刷关系，查阅本文电子版请登录：http: ZHOU X，LIAO W Y，LIU D W.Ultimate bearing capacity of composite beams with reinforced web opening under hogging moment：practical calculation method J.Structures，2023，47：2531-2540.2 丁雅博，易伟建，陈晖.无腹筋轻骨料混凝土梁抗剪承载力的计算 J.中国科技论文，2016，11（13）：1465-1469.DING Y B，YI W J，CHEN H.Evaluation of shear strength of lightweight aggregate concrete without shear reinforcement J.China Sciencepaper，2016，11（13）：1465-1469.（in Chinese）3 PAVLOVI M，MARKOVI Z，VELJKOVI M，et al.Bolted shear connectors vs.headed studs behaviour in push-out tests J.Journal of Constructional Steel Research，2013，88：134-149.4 LEONHARDT F，ANDR W，ANDR H P，et al.New，improved bonding means for composite load bearing structures with high fatigue strength J.Beton-Und Stahlbetonbau，1987，12：325-331.5 CNDIDO-MARTINS J P S，COSTA-NEVES L F，VELLASCO P C G D S.Experimental evaluation of the structural response of Perfobond shear connectors J.Engineering Structures，2010，32（8）：1976-1985.6 VIANNA J D C，de ANDRADE S A L，VELLASCO P C G D S，et al.Experimental study of Perfobond shear connectors in composite construction J.Journal of Constructional Steel Research，2013，81：62-75.7 肖林，强士中，李小珍，等.考虑开孔钢板厚度的PBL剪力键力学性能研究 J.工程力学，2012，29（8）：282-288，296.XIAO L，QIANG S Z，LI X Z，et al.Research on mechanical performance of pbl shear connectors considering the perforated plate s thickness J.Engineering Mechanics，2012，29（8）：282-288，296.（in Chinese）图12试件抗剪刚度对比Fig.12Comparison of shear stiffness of various specimens（下接第299页）291尹小莉，等：钢结构格构柱抗侧向冲击性能研究第 3 期9 CUI J L，WANG R，ZHAO H，et al.Built-up battened steel columns under impact loading：experimental and numerical analysis J.Journal of Constructional Steel Research，2021，179：106515.10ZEINODDINI M，HARDING J E，PARKE G A R.Dynamic behaviour of axially pre-loaded tubular steel members of offshore structures subjected to impact damage J.Ocean 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