疲勞荷載作用下栓釘連接件的抗剪承載力退化規(guī)律

汪　炳， 黃　僑， 劉小玲

(東南大學(xué) 交通學(xué)院，南京 210096)

?

疲勞荷載作用下栓釘連接件的抗剪承載力退化規(guī)律

汪炳， 黃僑， 劉小玲

(東南大學(xué) 交通學(xué)院，南京 210096)

為了解鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)中栓釘連接件在疲勞荷載后的力學(xué)特性，針對(duì)栓釘推出試件進(jìn)行靜載破壞試驗(yàn)、完全疲勞試驗(yàn)以及非完全疲勞破壞試驗(yàn). 在此基礎(chǔ)上歸納了已有栓釘連接件的非完全疲勞破壞的相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，將疲勞循環(huán)次數(shù)和剩余抗剪承載力這兩個(gè)參數(shù)作歸一化處理，使得所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)具備可比性；同時(shí)基于剩余強(qiáng)度理論，推導(dǎo)出適用于栓釘連接件的剩余承載力計(jì)算模型，并通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合確定其參數(shù)；最后通過若干文獻(xiàn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證分析.結(jié)果表明：在疲勞荷載作用下，栓釘連接件的剩余承載能力呈現(xiàn)先慢后快的非線性退化趨勢(shì). 所提出的栓釘連接件承載力冪指數(shù)退化模型可以較好地描述栓釘連接件的剩余承載力隨疲勞循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律.

鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)；栓釘連接件；疲勞；剩余強(qiáng)度；橋梁

栓釘抗剪連接件是目前在鋼-混凝土組合橋梁中應(yīng)用最為廣泛的抗剪連接件. 在實(shí)際受力過程中，栓釘抗剪連接件是保證鋼梁與混凝土橋面板共同工作，并發(fā)揮“1+1>2”組合作用的關(guān)鍵[1]，結(jié)合面上的所有剪力完全由其承擔(dān). 在車輛等反復(fù)荷載作用下，栓釘連接件會(huì)處于較高的疲勞應(yīng)力狀態(tài)，因此也是組合梁中最為薄弱的環(huán)節(jié). 現(xiàn)階段，中國早期修建的一批組合橋梁已進(jìn)入了生命周期的一個(gè)階段點(diǎn)，結(jié)構(gòu)和組成構(gòu)件的力學(xué)性能開始出現(xiàn)退化現(xiàn)象[2]，尤其是抗剪連接件在疲勞荷載作用下的安全性和耐久性問題非常值得關(guān)注. 迄今為止，各國學(xué)者已經(jīng)對(duì)栓釘連接件作了較為深入、全面的研究，研究?jī)?nèi)容包括栓釘連接件的抗剪承載力[3]，結(jié)合面上的相對(duì)滑移[4]以及連接件的抗疲勞性能[5]. 然而，對(duì)栓釘連接件在承受一定循環(huán)次數(shù)疲勞荷載后的剩余承載力的研究相對(duì)較少，至今仍然沒有一個(gè)適用的理論模型來描述栓釘連接件在疲勞荷載作用下的靜力承載力退化問題.

根據(jù)疲勞累積損傷理論，鋼-混凝土組合梁在反復(fù)荷載作用下，每一次的加載都會(huì)對(duì)栓釘連接件造成一定程度的疲勞損傷. 隨著加載次數(shù)的增加，栓釘和混凝土之間的相互作用會(huì)發(fā)生改變，栓釘周圍混凝土逐漸被壓碎，栓釘本身的疲勞裂紋也會(huì)不斷擴(kuò)展，造成栓釘連接件不斷地發(fā)生疲勞累積損傷，進(jìn)而導(dǎo)致栓釘連接件抗剪承載力退化. 早在上個(gè)世紀(jì)60年代，已有研究者在進(jìn)行栓釘推出試件的疲勞試驗(yàn)時(shí)，發(fā)現(xiàn)了栓釘連接件抗剪承載力的退化現(xiàn)象. 1967年，Mainstone[6]在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)兩個(gè)推出試件承受疲勞荷載后的承載能力發(fā)生了退化，只有不到初始靜力強(qiáng)度的50%. 1976年，Roderick等[7]在組合梁的試驗(yàn)中，發(fā)現(xiàn)其中一片試驗(yàn)梁在承受疲勞荷載后出現(xiàn)了明顯的過早破壞. 1985年，Oehlers等[8-9]分別對(duì)5個(gè)經(jīng)歷過疲勞加載的推出試件進(jìn)行了單調(diào)靜載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)推出試件的極限承載力只有預(yù)期強(qiáng)度的51%～73%. 2005年，薛偉辰等[10]對(duì)栓釘連接件在周期荷載下的抗剪性能研究時(shí)發(fā)現(xiàn)，在反復(fù)荷載下，C50中φ13 mm、φ16 mm和φ19 mm栓釘?shù)臉O限承載力比單調(diào)荷載時(shí)分別平均下降了31.33%、19.83%和13.32%. 可見，大量試驗(yàn)都直接或間接地發(fā)現(xiàn)了栓釘連接件的抗剪承載力隨疲勞循環(huán)次數(shù)發(fā)生退化的現(xiàn)象. 然而，迄今為止專門針對(duì)栓釘疲勞加載后剩余承載力的研究成果仍鮮見報(bào)道.

本文以橋梁工程中應(yīng)用最為廣泛的栓釘連接件為研究對(duì)象，在栓釘推出試件靜載破壞試驗(yàn)、完全疲勞試驗(yàn)以及非完全疲勞破壞試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，對(duì)已有的栓釘連接件非完全疲勞推出試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行歸納和總結(jié). 同時(shí)，基于剩余強(qiáng)度理論，提出栓釘剩余承載力的概念，推導(dǎo)出栓釘連接件的剩余承載力計(jì)算模型，結(jié)合本文和以往的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)該模型進(jìn)行擬合，確定其參數(shù). 最后，通過若干文獻(xiàn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)再對(duì)該模型的正確性進(jìn)行驗(yàn)證分析.

1　試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1試件尺寸

推出試驗(yàn)的試件設(shè)計(jì)參考?xì)W洲規(guī)范4中推薦的推出試件尺寸及配筋[11]，混凝土選用的等級(jí)為C50，普通鋼筋采用φ10 mm的HPB300級(jí)熱軋鋼筋，鋼板選用橋梁上常用的Q345鋼材. 鋼梁采用厚度為14 mm的工字鋼，長(zhǎng)度為550 mm，兩側(cè)各焊兩個(gè)φ13×70的栓釘，材料為符合規(guī)范要求的ML-15，混凝土翼板由兩塊450 mm×500 mm×150 mm的混凝土板組成，其內(nèi)配置兩層鋼筋網(wǎng)，具體尺寸如圖1所示. 另外，澆筑試件混凝土?xí)r，在鋼梁與混凝土接觸表面刷油以避免鋼板與混凝土粘結(jié)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響.

在進(jìn)行栓釘連接件的推出試驗(yàn)之前，首先對(duì)組成推出試件的材料進(jìn)行相關(guān)力學(xué)性能試驗(yàn). 試驗(yàn)測(cè)得混凝土的立方體強(qiáng)度為59.7 MPa，彈性模量為3.59×104MPa，栓釘連接件的彈性模量為2.0×105MPa，屈服強(qiáng)度為442 MPa，極限強(qiáng)度為525 MPa.

(a) A-A剖面　 　　　　　　　　　　 　(b) B-B剖面　　　　　　　　　　　 (c) C-C剖面

1.2加載方案

本次試驗(yàn)在多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)(JAW-500K)上完成，該系統(tǒng)配有量程為500 kN的低摩擦球鉸的電液伺服加載作動(dòng)器，可用于靜力加載和動(dòng)力加載. 試驗(yàn)加載內(nèi)容分為3組：1)靜載破壞試驗(yàn)，包括3個(gè)試件，編號(hào)為SCP-1、SCP-2、SCP-3，目的是確定栓釘連接件的靜力極限承載力Pu；2)完全疲勞試驗(yàn)，包括3個(gè)試件，編號(hào)為FCP-1、FCP-2、FCP-3，加載上下限值及加載幅值見表1，目的是確定栓釘連接件的疲勞壽命；3)非完全疲勞破壞試驗(yàn)，即在進(jìn)行一定次數(shù)的疲勞循環(huán)后完成靜態(tài)破壞. 包括5個(gè)試件，編號(hào)為SFCP-1、SFCP-2、SFCP-3、SFCP-4、SFCP-5，加載上下限值、加載幅值及加載循環(huán)次數(shù)見表1，表中疲勞荷載幅值是通過公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范[12]中栓釘循環(huán)200萬次對(duì)應(yīng)的疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)值占栓釘抗剪承載力的比例(ΔP/Pu=0.25)給出. 圖2給出了試驗(yàn)加載過程及測(cè)試設(shè)備.

1.3試驗(yàn)結(jié)果

在推出試驗(yàn)中，由于混凝土與栓釘?shù)南鄬?duì)強(qiáng)度等級(jí)不同，試件的破壞模式一般分為兩類：一是栓釘剪斷破壞，二是混凝土發(fā)生局部壓碎或劈裂. 本次試驗(yàn)采用了C50高強(qiáng)混凝土，3組推出試驗(yàn)結(jié)果均表現(xiàn)為栓釘剪斷破壞，混凝土翼板除了栓釘根部有局部壓碎之外，其整體性仍然很好，且表面未發(fā)現(xiàn)裂縫，破壞形態(tài)如圖3所示.

圖2　試件加載過程及測(cè)試設(shè)備

圖3　推出試件破壞形態(tài)

3組栓釘推出試驗(yàn)的結(jié)果列于表1. 由表1可知，第1組的3個(gè)栓釘靜力推出試件的極限承載力值較為接近，相對(duì)誤差不超過4%，其均值為280.8 kN. 第2組疲勞試驗(yàn)結(jié)果的離散性相對(duì)較大，其中FCP-2試件由于在加載過程中發(fā)生側(cè)向偏載，導(dǎo)致試件提前破壞，因而其結(jié)果不予采用. 僅取FCP-1和FCP-3的試驗(yàn)結(jié)果均值作為推出試件的疲勞壽命，其值為2.68×106. 從第3組非完全疲勞破壞試驗(yàn)的結(jié)果看出，在相同疲勞加載幅值作用下，隨著疲勞加載次數(shù)的增加，推出試件的承載力下降明顯.

2　栓釘剩余承載力退化規(guī)律

2.1既有栓釘連接件剩余強(qiáng)度模型

目前，栓釘連接件的剩余強(qiáng)度計(jì)算模型主要有兩種. 第1種認(rèn)為栓釘?shù)氖Ｓ鄰?qiáng)度與其自身疲勞壽命呈線性退化關(guān)系，如Oehlers[13]提出的計(jì)算公式為

(1)

表1　栓釘推出試驗(yàn)結(jié)果

注：*FCP-2試件在加載過程中發(fā)生偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致試件提前破壞.

式中：Ps為栓釘連接件剩余承載力；Pu為栓釘連接件極限承載力；n為疲勞荷載循環(huán)次數(shù)；N為栓釘連接件疲勞壽命.

第2種計(jì)算模型認(rèn)為栓釘?shù)氖Ｓ鄰?qiáng)度與其自身疲勞壽命呈非線性退化關(guān)系，如文獻(xiàn)[14-15]提出的計(jì)算公式為

(2)

式中：Ps為栓釘連接件剩余承載力；Pu為栓釘連接件極限承載力；ΔP為疲勞荷載幅值；n為疲勞荷載循環(huán)次數(shù).

以往試驗(yàn)表明，在疲勞荷載作用下，栓釘連接件的剩余承載力在初期退化得很慢，后期越來越快，是一個(gè)非線性的過程. 可見，式(1)的線性退化描述并不十分合理. 式(2)雖為非線性，但其形式過于復(fù)雜，不便于工程應(yīng)用.

2.2基于剩余強(qiáng)度理論的栓釘剩余承載力退化模型

鑒于在實(shí)際工程中，栓釘連接件多認(rèn)為其為結(jié)構(gòu)構(gòu)件而非材料，故對(duì)其描述為承載力更為貼切. 本文提出栓釘剩余承載力的概念，并基于材料剩余強(qiáng)度理論，旨在建立適用于栓釘連接件在疲勞荷載作用下的剩余承載力計(jì)算模型及方法.

2.2.1材料剩余強(qiáng)度模型

材料的剩余強(qiáng)度R(n)通常是指結(jié)構(gòu)在承受一定荷載循環(huán)次數(shù)后還具有的抵抗外荷載的能力，它不僅與荷載的循環(huán)次數(shù)n有關(guān)，還與加載的應(yīng)力水平S有關(guān)[16]，即

(3)

對(duì)于金屬材料，在疲勞加載初期，疲勞荷載作用下產(chǎn)生的缺陷(如位錯(cuò)、滑移、空洞等)對(duì)材料的強(qiáng)度影響很小，其剩余強(qiáng)度退化的很慢；但在后期，特別當(dāng)疲勞循環(huán)次數(shù)比接近1時(shí)，由于材料內(nèi)部不斷萌生的裂紋及其擴(kuò)展過程引起有效承載面積減少，導(dǎo)致材料剩余強(qiáng)度迅速減小，直至發(fā)生破壞.

滿足上述特性1)、2)的函數(shù)一般可寫為

(4)

從研究對(duì)象的尺度上劃分，目前已有的剩余強(qiáng)度模型可分為宏觀唯象模型和微觀機(jī)理模型. 微觀機(jī)理模型的原理是從材料內(nèi)部微觀損傷的萌生開始，建立一個(gè)精確數(shù)值解，然而這類模型仍處于理論研究階段，這些模型仍以根據(jù)經(jīng)驗(yàn)和試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立的宏觀唯象模型居多. 在眾多唯象模型中，文獻(xiàn)[17]提出的如下剩余強(qiáng)度冪指數(shù)退化模型，因其形式簡(jiǎn)單合理、含義明確而被應(yīng)用較多.

(5)

2.2.2栓釘剩余承載力退化模型

對(duì)于栓釘連接件而言，其承載力正比于其材料強(qiáng)度，即Ps∝R. 參照式(5)剩余強(qiáng)度冪指數(shù)退化模型，可得

(6)

令kR(0)=A，kσmax=B，則有

(7)

式中：c為材料常數(shù)，且c>1；系數(shù)A和B可由邊界條件確定.

當(dāng)n=0時(shí)，表示栓釘連接件的剩余承載力為其靜力初始值，即Ps(0)=Pu=A，Pu為栓釘承載能力極限值；當(dāng)n=N時(shí)(N為栓釘疲勞壽命)，表示栓釘剩余承載力已達(dá)到臨界破壞狀態(tài)，此時(shí)Ps(n)=Pmax=A-(A-B)，Pmax為疲勞荷載上限值，由此可得，B=Pmax.

將A、B代入式(7)，得到栓釘承載力的指數(shù)退化模型為

(8)

為便于后續(xù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)一分析和擬合，對(duì)式(8)進(jìn)行無量綱化處理，即在公式左右兩邊同時(shí)除以栓釘?shù)臉O限承載力Pu，并記λ=Ps/Pu， α=Pmax/Pu，β=n/N，則有退化模型的無量綱形式為

(9)

2.3疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)與處理

通過文獻(xiàn)調(diào)研，對(duì)非完全疲勞破壞的栓釘連接件推出試驗(yàn)進(jìn)行整理總結(jié)，按下述原則進(jìn)行篩選：1)推出試件尺寸是參考Eurocode4中規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)推出試件尺寸；2)栓釘連接件的布置方式為焊接；3)試驗(yàn)在常溫下進(jìn)行；4)加載方式為單向加載，疲勞加載頻率為3～6 Hz；5)試件破壞模式為栓釘剪斷.

根據(jù)篩選試驗(yàn)結(jié)果，并加上本文的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，共計(jì)27個(gè)栓釘?shù)耐瞥鲈囼?yàn)數(shù)據(jù)列于表2、3. 表2數(shù)據(jù)用于模型擬合，表3數(shù)據(jù)用于模型驗(yàn)證，表2的數(shù)據(jù)來源為Oehlers試驗(yàn)、Hanswille試驗(yàn)和本文試驗(yàn)，Oehlers試驗(yàn)和Hanswille試驗(yàn)是目前提出兩個(gè)主流退化模型的數(shù)據(jù)依托，表3數(shù)據(jù)為其他學(xué)者完成的試驗(yàn).同時(shí)為了使不同尺寸、不同疲勞壽命、不同承載能力的栓釘連接件試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有統(tǒng)一性和可比性，對(duì)栓釘連接件的疲勞壽命和剩余承載力進(jìn)行了數(shù)據(jù)歸一化處理. 由此可以得到以α為變量的幾組栓釘連接件抗剪承載力退化數(shù)據(jù).

根據(jù)栓釘連接件剩余承載力模型的物理意義可知，當(dāng)n=0時(shí)，Ps=Pu；當(dāng)n=N時(shí)，Ps=Pmax. 因此對(duì)于每組擁有不同的α的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，均有β=0，λ=1；β=1，λ=α. 可見式(9)的定義域?yàn)閇0,1]，值域?yàn)閇α,1].

由表2試驗(yàn)數(shù)據(jù)并結(jié)合模型的物理意義，用MATLAB軟件對(duì)式(9)進(jìn)行關(guān)于雙變量的曲面擬合以確定模型參數(shù)c的數(shù)值. 為提高擬合精度，在模型初次擬合(R2=0.834)后，根據(jù)數(shù)據(jù)殘差以正負(fù)兩倍標(biāo)準(zhǔn)差±2δ為界剔除離群值，如圖4所示. 之后進(jìn)行二次擬合，得到模型擬合的決定系數(shù)R2=0.953，說明擬合效果較好，此時(shí)c=1.34. 圖5為模型曲面擬合結(jié)果，于是有

(10)

(11)

表2　用于擬合的栓釘連接件剩余承載力試驗(yàn)數(shù)據(jù)

注：表中的極限承載力和疲勞壽命均為平行試件的試驗(yàn)結(jié)果.

表3　用于驗(yàn)證的栓釘連接件剩余承載力試驗(yàn)數(shù)據(jù)

注：表中的極限承載力和疲勞壽命均為平行試件的試驗(yàn)結(jié)果.

圖4　數(shù)據(jù)殘差分析

圖5　模型曲面擬合結(jié)果

圖6給出了用式(10)畫出的擬合曲線與表1試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比結(jié)果. 從圖6可以看出，在不同的α值情況下，試驗(yàn)值與擬合曲線的趨勢(shì)和吻合性均較好. 同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，栓釘承載力隨疲勞荷載次數(shù)的退化規(guī)律曲線呈先慢后快的特點(diǎn)，以α=0.3的退化曲線為例，前20%疲勞壽命中，承載力退化程度僅為8.0%，而最后20%的疲勞壽命，承載力退化度高達(dá)18.1%，為前者的2.3倍.

圖6　對(duì)應(yīng)不同α的擬合結(jié)果

2.4計(jì)算模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文提出的冪指數(shù)退化模型的正確性及普適性，將本文所提公式的計(jì)算結(jié)果與表3栓釘連接件剩余承載力試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，同時(shí)與式(1)、(2)的結(jié)算結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果見圖7. 由圖7可知，

本文公式和Hanswille公式的計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，而Oehlers公式的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值偏離較大.

圖7　疲勞加載后栓釘剩余承載力的計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

Fig.7Comparison on calculated and tested values of residual bearing capacity of studs under fatigue loading

由于表3的驗(yàn)證數(shù)據(jù)仍然偏少，為進(jìn)一步比較和驗(yàn)證3個(gè)公式的普適性，現(xiàn)將本文中所有的試驗(yàn)結(jié)果與公式計(jì)算結(jié)果作比對(duì)，列于表4. 同時(shí)，將表4中3個(gè)公式的計(jì)算值與試驗(yàn)值的比值進(jìn)一步統(tǒng)計(jì)分析，計(jì)算其平均值、標(biāo)準(zhǔn)差和變異系數(shù)得到：Oehlers公式的均值為0.64，方差為0.26，離散系數(shù)為0.40；Hanswille公式的均值為1.08，方差為0.17，離散系數(shù)為0.16；本文公式的均值為0.99，方差為0.08，離散系數(shù)為0.08.

表4　栓釘剩余承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比結(jié)果

由此可知，Oehlers公式的均值最小，僅為0.64，可見其計(jì)算結(jié)果誤差較大；Hanswille公式的均值大于1，表明其公式計(jì)算結(jié)果偏于不安全，且其離散系數(shù)為0.16，說明公式的穩(wěn)定性相對(duì)較差. 本文公式的試驗(yàn)值與計(jì)算值之比的均值為0.99，離散系數(shù)也僅為0.08，說明本文的公式不僅誤差較小，且穩(wěn)定性好. 可見，本文提出的冪指數(shù)退化模型可以較好地描述栓釘連接件的剩余承載力隨疲勞循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律.

3　結(jié)　論

1)在疲勞荷載作用下，栓釘連接件的抗剪承載力隨疲勞循環(huán)次數(shù)發(fā)生退化. 通過栓釘推出試件的3組試驗(yàn)(靜載破壞試驗(yàn)、完全疲勞試驗(yàn)以及非完全疲勞破壞試驗(yàn))再次驗(yàn)證了退化現(xiàn)象.

2)為使不同加載條件下的非完全疲勞破壞的栓釘連接件推出試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有統(tǒng)一性和可比性，對(duì)栓釘連接件的疲勞壽命和剩余承載力進(jìn)行了數(shù)據(jù)歸一化處理，并通過兩次雙變量參數(shù)擬合剔除個(gè)別離群值，提高了擬合精度.

3)在疲勞荷載作用下，栓釘連接件的剩余承載能力呈現(xiàn)先慢后快的非線性退化趨勢(shì). 所提出的栓釘連接件承載力冪指數(shù)退化模型形式簡(jiǎn)單合理、適用性強(qiáng)、穩(wěn)定性好，可以較好地描述栓釘連接件的剩余承載力隨疲勞循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律，相關(guān)文獻(xiàn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)也驗(yàn)證了該模型的正確性.

[1] 黃僑．橋梁鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)原理[M]．北京：人民交通出版社, 2004.

HUANG Qiao. Design principle of steel-concrete composite bridge structures [M]. Beijing: China Communications Press, 2004.

[2] 榮學(xué)亮,黃僑,任遠(yuǎn). 栓釘連接件銹蝕后靜力性能和抗疲勞性能的試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào),2013,46(2):10-18.

RONG Xueliang, HUANG Qiao, REN Yuan. Experimental study on static and fatigue behaviors of stud connectors for composite beams after corrosion [J]. China Civil Engineering Journal, 2013, 46(2):10-18.

[3] 聶建國,譚英,王洪全. 鋼-高強(qiáng)混凝土組合梁栓釘剪力連接件的設(shè)計(jì)計(jì)算[J]. 清華大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 1999(12): 94-97.

NIE Jianguo, TAN Ying, WANG Hongquan. Design and calculation of stud shear connectors in steel-high strength concrete composite beams[J]. Journal of Tsinghua University (Natural Science), 1999, 39(12): 94-97.

[4] 藺釗飛,劉玉擎. 焊釘連接件峰值滑移及剪力-滑移本構(gòu)關(guān)系[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2014, 42(7): 1006-1010.DOI:10.3969/j.issn.0253-374x.2014.07.003.

LIN Zhaofei, LIU Yuqing. Peak slip and load-slip realationship of headed stud connectors[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2014, 42(7): 1006-1010. DOI: 10.3969/j.issn.0253-374x.2014.07.003.

[5] 王宇航,聶建國. 基于斷裂力學(xué)的組合梁栓釘疲勞性能[J]. 清華大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2009, 49(9): 1467-1470.

WANG Yuhang, NIE Jianguo. Fatigue behavior of studs in a composite beam based on fracture mechanics[J]. Journal of Tsinghua University, 2009, 49(9): 1467-1470.

[6] MAINSTON R J. Shear connectors in steel-concrete composite beams for bridges and the new C. P. 117 part 2[J]. Composite Materials, 1967, 38(9): 323-329.

[7] RODERICK J W, ANSOURIAN P. Repeated loading of composite beams [J]. Institution of Engineers (Australia) Civil Engineering Transactions, 1976, 18(2): 109-116.

[8] 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):273-284.

[9] OEHLERS D J, FOLEY L. The fatigue strength of stud shear connections in composite beams [J]. Proceedings of the Institution of Civil Engineers Part Research & Theory, 1985, 79(2):349-364.

[10]薛偉辰, 羅子文, 王驊. 周期荷載下栓釘連接件的抗剪性能試驗(yàn)研究[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2005, 37(9): 372-375.

XUE Weichen, LUO Zihua, WANG Hua. Experimental studies on behavior of stud shear connectors subjected to cyclic loads[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2005, 37(9): 372-375.

[11]European Committee for Standardisation. Eurocode 4 design of composite steel and concrete structures, part 2: bridge[S]. London: BSI, 2007.

[12]公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范：JTG D64—2015[S].北京:人民交通出版社, 2015.

Specifications for design of highway steel bridge：JTG D64—2015[S]. Beijing: China Communications Press, 2015.

[13]OEHLERS D J. Deterioration in strength of stud connectors in composite bridge beams [J]. Journal of Structural Engineering, 1989, 116(12)：3417-3431.

[14]HANSWILLE G, PORSCH M, USTUNDAG C.Resistance of headed studs subjected to fatigue loading part I: experimental study [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2007, 63(4)：475-484.

[15]HANSWILLE G, PORSCH M, USTUNDAG C. Resistance of headed studs subjected to fatigue loading part II: analytical study [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2007, 63(4): 485-493.

[16]姚衛(wèi)星. 結(jié)構(gòu)疲勞壽命[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2003.

YAO Weixing. The fatigue life of structure[M]. Beijing: National Defence Industry Press, 2003.

[17]SCHAFF J R, DAVIDSON B D. Life predict ion methodology for composite structures: part I-constant amplitude and two-stress level fatigue [J]. Journal of Composite Materials, 1997, 31(2): 128-157.

[18]XIE E. Fatiguestrength of shear connectors[R]. Guimar?es: University of Minho, 2011.

(編輯魏希柱)

Shear capacity degradation law of stud connectors under fatigue loading

WANG Bing, HUANG Qiao, LIU Xiaoling

(School of Transportation, Southeast University, Nanjing 210096, China)

To explore the mechanical properties of the stud connectors under fatigue loading in steel-concrete composite structures, static, fatigue and non-complete fatigue loading tests for stud connectors were conducted. Based on this, the existing non-complete fatigue push tests for stud connectors were summarized. Two parameters including fatigue life cycle and residual shear capacity were normalized, making all the tests comparable; in addition, based on residual strength theory, an applicable residual bearing capacity model of the stud connectors was developed and the parameters were fitted by the test data. Finally, the established model was verified through the data in literature. The results show that the residual bearing capacity of stud connectors presents a nonlinear trend of ‘slow first and fast later’ after fatigue loads. The proposed exponential degradation model can well describe variation law of residual shear capacity of the stud connectors under a certain number of fatigue loads.

steel-concrete composite structure; stud connectors; fatigue; residual strength; bridge

10.11918/j.issn.0367-6234.2016.09.014

2016-01-10.

國家自然科學(xué)基金(51278119)

汪炳(1986—)，男，博士研究生；

黃僑(1958—)，男，教授，博士生導(dǎo)師

黃僑，qhuanghit@126.com

U448.38

A

0367-6234(2016)09-0076-07