新型全裝配鋼-混凝土組合梁連接件推出試驗(yàn)研究

侯和濤，臧增運(yùn)，魯玉曦，劉錦偉，季可凡，王彥明

(山東大學(xué)土建與水利學(xué)院，濟(jì)南 250061)

鋼-混凝土組合梁是通過抗剪連接件將鋼梁與混凝土板組合起來的新型結(jié)構(gòu)形式，能充分發(fā)揮鋼與混凝土2種材料的力學(xué)性能，在建筑、橋梁結(jié)構(gòu)中得到廣泛應(yīng)用，已有的抗剪連接件中研究應(yīng)用最多的為栓釘[1_2]。開孔鋼板(PBL)剪力鍵是另一種應(yīng)用較廣的抗剪連接件，結(jié)構(gòu)形式為帶孔鋼板，鋼板焊接在鋼梁翼緣，鋼板開孔內(nèi)可以穿鋼筋，澆筑完混凝土后，孔內(nèi)形成的混凝土棒狀榫結(jié)構(gòu)來抵抗鋼梁和混凝土之間的剪力和豎向掀起，與傳統(tǒng)抗剪連接件相比具有良好的承載力和疲勞性能。國內(nèi)外學(xué)者通過試驗(yàn)研究了PBL連接件的孔徑、板厚、混凝土強(qiáng)度等參數(shù)對組合梁的滑移性能、抗剪承載力以及破壞機(jī)理的影響[3―9]。

李成君等[10]提出 1種預(yù)制裝配式組合剪力釘，其結(jié)構(gòu)為剪力釘通過側(cè)向鋼板預(yù)埋在混凝土預(yù)制板中，與鋼梁焊接連接，現(xiàn)場焊接量大。1種新型裝配式組合梁采用高強(qiáng)螺桿作為抗剪連接件[11―12]，通過在預(yù)制混凝土板及鋼梁上翼緣留孔，安裝時將高強(qiáng)螺栓穿過并擰緊，對安裝精度要求較高。為了實(shí)現(xiàn)快速安裝和可更換，本文提出了1種新型全裝配式鋼-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)，主要包括預(yù)制樓板、緊固件和鋼梁，如圖1所示。預(yù)制樓板里預(yù)埋鋼導(dǎo)槽提供緊固件的卡位，安裝時只需要將預(yù)制樓板吊裝到鋼框架梁預(yù)定位置，再將緊固件放置到鋼導(dǎo)槽內(nèi)卡位，通過施加扭矩于緊固件的螺桿上來提供預(yù)緊力同時限制樓板的豎向掀起，通過預(yù)制樓板與鋼梁上翼緣的摩擦力來防止鋼梁與樓板的相對滑移，使兩者協(xié)同受力。新型組合梁為干式連接、安裝速度快、便于拆卸和修復(fù)等，符合裝配式建筑可循環(huán)使用的要求。

為研究此新型鋼-混凝土組合梁的緊固件及不同鋼導(dǎo)槽的受力性能，以及緊固件數(shù)量對抗剪性能的影響，本文進(jìn)行了推出試驗(yàn)，試件包括3種預(yù)制混凝土樓板，鋼導(dǎo)槽根據(jù)加工方式不同分為鋼板冷彎型、矩形鋼管切割型及鋼板焊接型。通過推出試驗(yàn)提出了緊固件的承載力計(jì)算公式，方便工程應(yīng)用。

圖1 新型全裝配鋼-混凝土組合梁示意圖Fig.1 New fully assembled steel-concrete composite beam

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

推出試驗(yàn)是測定栓釘?shù)瓤辜暨B接件承載力的常用方法[13]，在一定程度上可以模擬組合梁在正彎矩作用下抗剪連接件的受力狀態(tài)。

每組試件包括2塊預(yù)制樓板1000 mm 500 mm 150 mm、緊固件以及鋼梁 H350 mm 250 mm 12 mm 12 mm，2塊樓板通過緊固件分別與鋼梁的上、下翼緣連接。預(yù)埋于樓板內(nèi)長500 mm的鋼導(dǎo)槽上焊接栓釘φ16@100(L=80 mm)，頂面栓釘共2排間距50 mm，側(cè)面各1排，使其錨固于預(yù)制樓板中，3種鋼導(dǎo)槽截面見圖2。

圖2 鋼導(dǎo)槽類型/mmFig.2 Types of channels

試驗(yàn)根據(jù)預(yù)制板中鋼導(dǎo)槽的類別共設(shè)計(jì)了3組全裝配鋼-混凝土組合梁推出試件，分別編號CB-1、CB-2和CB-3組。根據(jù)2.1節(jié)中加載程序和緊固件數(shù)量變化每組又分別編號4個試件，如CB-3-16-1試件編號中，數(shù)字3表示鋼導(dǎo)槽的形式為鋼板焊接(圖2(c))，16表示緊固件數(shù)量，1表示第1次加載。

緊固件采用 Q345B級鋼材，實(shí)測屈服強(qiáng)度為378.7 MPa，極限強(qiáng)度為 553.6 MPa，彈性模量為2.11 105MPa，緊固件如圖3所示。

圖3 緊固件詳圖/mmFig.3 Details of fastener

預(yù)制樓板的鋼筋采用直徑為6 mm的HRB400級，實(shí)測屈服強(qiáng)度為 443.6 MPa，極限強(qiáng)度為591.2 MPa；混凝土等級C40，實(shí)測立方體抗壓強(qiáng)度為43.2 MPa。試件鋼導(dǎo)槽布置及配筋如圖4所示。

圖4 鋼導(dǎo)槽布置及配筋圖/mmFig.4 Channels and reinforcement arrangement

2 試驗(yàn)方案

2.1 加載方式

圖5 加載裝置Fig.5 Loading device

試驗(yàn)采用電液伺服壓剪試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單調(diào)靜力加載，加載裝置如圖5所示。安裝及加載步驟：1)試件的拼裝；2)用扭矩扳手將鋼梁兩側(cè)16個緊固件的螺桿施加 50 N·m 的扭矩，同時采集緊固件應(yīng)變數(shù)據(jù)；3)開始加載，荷載從0開始以0.25 kN/s的速率增加，單調(diào)加載到產(chǎn)生明顯滑移時停止加載；4)將16個緊固件重新施加到50 N·m的扭矩，荷載從0開始以相同速率加載，達(dá)到第一次加載的極限承載力的 60%時停止加載；5)步驟 4)重復(fù) 3次，第 4次加載至產(chǎn)生明顯滑移時停止加載；6)撤掉第4排4個緊固件，相同速率加載至產(chǎn)生明顯滑移時停止加載；7)撤掉第2排4個緊固件，相同速率加載至產(chǎn)生明顯滑移時停止加載。

2.2 測點(diǎn)布置

在緊固件上、下表面各布置1個應(yīng)變片，用于測量在緊固件擰緊過程中的應(yīng)變值，布置如圖6所示；在鋼梁頂部腹板兩側(cè)布置2個位移計(jì)，如圖5(a)所示，用于測量鋼梁相對預(yù)制樓板的滑移。

圖6 應(yīng)變片布置Fig.6 Strain gauge arrangement

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 破壞現(xiàn)象

3組試件的破壞形態(tài)基本一致。典型的破壞形態(tài)為：加載過程中鋼梁翼緣與鋼導(dǎo)槽之間的預(yù)制混凝土出現(xiàn)裂縫。試驗(yàn)現(xiàn)象為：在緊固件施加預(yù)緊力的過程中，試件完好，未出現(xiàn)任何裂縫；當(dāng)含 16個緊固件的試件加載至極限荷載的30%左右時，出現(xiàn)第1條混凝土裂縫；隨著豎向荷載的增加，其他相應(yīng)位置相繼出現(xiàn)相似裂縫，如圖7(a)所示；當(dāng)加載至極限荷載的75%左右時，緊固件處開始出現(xiàn)清脆響聲，相對滑移加速增長；隨豎向荷載的繼續(xù)增加，混凝土裂縫寬度逐漸加大、長度逐漸增加(而CB-2-16-1破壞比其他2組嚴(yán)重，出現(xiàn)多處混凝土破碎，如圖7(b)所示)。16個緊固件的試件循環(huán) 3次加載過程中仍有新裂縫出現(xiàn)；當(dāng)再次正式加載時，混凝土裂縫隨荷載的增加而開展并且部分混凝土開始從主體掉落。在包含 12個緊固件試件的加載過程中，混凝土裂縫隨荷載的增加而繼續(xù)開展且混凝土大量脫落，如圖7(c)所示。在包含8個緊固件試件的加載過程中，混凝土基本不再變化，當(dāng)加載至極限荷載的88%左右時緊固件處出現(xiàn)響聲，開始出現(xiàn)較大相對滑移，隨后達(dá)到極限承載力。

圖7 試件混凝土破壞圖Fig.7 The failure modes of specimen

圖8 緊固件內(nèi)外側(cè)應(yīng)變Fig.8 Inner and outer strain of fastener

加載過程中CB-1組的緊固件高強(qiáng)螺桿均未出現(xiàn)變形，CB-2、CB-3組的個別緊固件高強(qiáng)螺桿出現(xiàn)較明顯變形，同時螺桿頂部墊片脫落。

3.2 緊固件應(yīng)變

在施加預(yù)緊力的過程中，緊固件應(yīng)變隨時間的變化規(guī)律如圖8所示。豎直段為施加扭矩階段，平直段表示停止施加預(yù)緊力，從應(yīng)變看緊固件提供的軸向力比較穩(wěn)定；外側(cè)應(yīng)變與內(nèi)側(cè)應(yīng)變的變化曲線走勢一致，由于拉彎效應(yīng)的影響使得外側(cè)應(yīng)變值小于內(nèi)側(cè)。

3.3 荷載-滑移曲線

3組試件的荷載-滑移曲線如圖9所示。

由圖9可知，3組試件的荷載-滑移曲線走勢基本一致，每組試件的曲線可劃分為3個階段：直線段基本沒有滑移而豎向荷載增加較快；達(dá)到大約60%極限荷載時，曲線斜率開始變小，出現(xiàn)弧度較大的上升段；當(dāng)達(dá)到極限荷載時表現(xiàn)為平直段滑移急劇增加，直至試件破壞。

相同滑移量時，8個緊固件的承載力最小，12個緊固件時與16個緊固件第1次加載的抗剪承載力相當(dāng)。16個緊固件時，循環(huán)加載使得各組試件抗剪承載力提高，相同滑移量時，具有更高的抗剪剛度，表明循環(huán)加載使得試件抗剪承載力、剛度明顯提高。

圖9 試件荷載-滑移曲線Fig.9 Load-slip curve of specimens

圖10 荷載-累積滑移曲線Fig.10 Load-cumulative slip curve

將圖9中每組曲線的滑移量累加，得到荷載-累積滑移曲線，如圖10所示，CB-1、CB-3組試件均隨累積滑移的增加，抗剪承載力先增加后降低，16個緊固件第 2次加載時達(dá)到最大，8個緊固件時最小。CB-2組隨累積滑移的增加，緊固件豎向承載力持續(xù)減小，結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象分析：CB-2-16-1加載完后，出現(xiàn)多處如圖7(c)所示的混凝土破碎現(xiàn)象(CB-1-16-1和CB-3-16-1加載完后未出現(xiàn))，分析為CB-2-16-1的緊固件施加扭矩后預(yù)緊力偏大，從而使得抗剪承載力偏大于另外2組，加載后出現(xiàn)多處混凝土破碎，使摩擦面接觸松動，摩擦力變小，導(dǎo)致CB-2-16-2的承載力減小，CB-2-12的極限滑移量也相應(yīng)減少。

3.4 不同試件的荷載-滑移曲線對比分析

為分析不同緊固件數(shù)量下各組試件抗剪承載力變化情況，將荷載-滑移曲線整理如圖11所示。

圖11 相同緊固件數(shù)量的荷載-滑移曲線Fig.11 Load-slip curve of same number fasteners

由圖11可知，除16個緊固件第1次加載外，其余情況下，CB-1組各階段承載力明顯高于CB-2組和CB-3組，說明冷彎型鋼導(dǎo)槽對緊固件抗剪性能有提升作用，原因是鋼導(dǎo)槽截面高度較小限制了緊固件的轉(zhuǎn)動作用。加載完成后鋼導(dǎo)槽均未發(fā)生損壞，CB-2組和 CB-3組鋼導(dǎo)槽尺寸相同，其荷載-滑移曲線基本重合且行為一致。

3.5 緊固件的抗剪強(qiáng)度

表1為各試件抗剪承載力的變化情況，其中滑移承載力取試件荷載-滑移曲線第1階段(直線段)末的數(shù)值。

表1 試件抗剪承載力匯總Table 1 Bearing capacity of specimens

由表1可知，試件極限承載力隨緊固件數(shù)量的增加而增大，同等情況下，CB-1組極限承載力明顯高于CB-2、CB-3組，說明鋼導(dǎo)槽對緊固件的約束作用影響顯著。而單個緊固件極限承載力隨緊固件數(shù)量的增加變化較小。

為分析緊固件數(shù)量的變化導(dǎo)致抗剪承載力的變化情況，將各組結(jié)果以第1次加載的荷載最大值歸一處理，結(jié)果見表2。

由表2分析發(fā)現(xiàn)：CB-1組與CB-3組，16個緊固件循環(huán)加載后，承載力分別提升23%，11%，原因是緊固件經(jīng)過第1次加載及循環(huán)加載后，緊固件與鋼梁和預(yù)制樓板的接觸更為緊密，混凝土表面與鋼梁的摩擦使得表面摩擦系數(shù)增大，表現(xiàn)為抗剪承載力提高。

CB-1組，12個緊固件比16個緊固件的第二次加載極限承載力減少16%，表明撤掉的最底排4個緊固件承擔(dān)的抗剪承載力分擔(dān)比小于平均值(25%)；8個緊固件比12個的極限承載力減少36%，與緊固件數(shù)量減少33%接近。CB-3組與CB-1組規(guī)律相同，應(yīng)在后續(xù)工作中針對緊固件的荷載分配展開進(jìn)一步的研究。

表2 抗剪承載力歸一處理Table 2 Shear bearing capacity after normalization

3.6 抗剪連接件承載力理論計(jì)算

3.6.1 理論依據(jù)

試驗(yàn)過程中通過對緊固件施加扭矩來實(shí)現(xiàn)預(yù)緊力的控制。普通螺栓擰緊時，T1為克服螺紋(螺桿與螺母間)相對轉(zhuǎn)動的阻力矩；T2為螺母支撐面上的摩擦阻力矩。則施加于螺桿上的扭矩T為[14]：

式中：d/mm為螺栓公稱直徑；d2/mm為螺紋中徑；D0/mm為螺母支撐面的外徑；d0/mm為螺栓孔直徑；λ/(°)為螺紋升角；f為摩擦面的摩擦系數(shù)；為螺栓副的當(dāng)量摩擦角/(°)；P/kN 為螺栓的夾緊力。扭矩系數(shù)K為：

緊固扭矩和夾緊力具有線性關(guān)系，即：

本次試驗(yàn)緊固件的T2為螺桿端部墊片與鋼梁內(nèi)表面的摩擦阻力矩，式(1)和式(2)中的D0取緊固件螺栓頂墊片的直徑24 mm，因?yàn)閷?shí)心墊片d0取0。則應(yīng)用于本試驗(yàn)緊固件扭矩與預(yù)緊力關(guān)系計(jì)算的公式簡化為：

3.6.2 緊固件的抗剪承載力

1)螺紋升角：

式中：n為單線螺紋取1；p為螺距。查得M12螺栓螺紋中徑d2為10.863 mm。得λ=2.94°。

2)參考JGJ 82―2011《鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》的規(guī)定，端部墊片與鋼梁內(nèi)表面的摩擦面摩擦系數(shù)f取0.3。

3)螺栓副的當(dāng)量摩擦角：

當(dāng)量摩擦系數(shù)：fv=fs/cosβ=0.162，相關(guān)文獻(xiàn)研究表明8.8級M12發(fā)黑螺栓螺紋摩擦系數(shù)fs測定值為 0.14[15]；查得β=30°。

螺栓副的當(dāng)量摩擦角：=arctgfv=9.2°。

從而得：T＝T1+T2＝3.57P，K＝0.297。

得預(yù)緊力P扭矩T間的關(guān)系如下：

3.6.3 抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對比

蘇慶田等[16]對不同表面性質(zhì)的鋼板與混凝土的摩擦系數(shù)做了試驗(yàn)研究，得到普通銹蝕鋼板與混凝土界面的摩擦系數(shù)μ為0.736。試驗(yàn)中鋼梁翼緣在緊固件提供的預(yù)緊力作用下與混凝土界面和高強(qiáng)螺栓墊片共同作用，則緊固件抗剪承載力：

3組試件第一次加載單個緊固件的抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對比結(jié)果如表3所示。

對于CB-2組的表現(xiàn)，3.3節(jié)中做了分析，由于施加相同扭矩后，CB-2-16-1的緊固件的預(yù)緊力偏大，從而使得抗剪承載力偏大于另外兩組。如表3所示，除CB-2-16-1外，其余組誤差均在5%以內(nèi)，計(jì)算結(jié)果較準(zhǔn)確，本節(jié)所推導(dǎo)的公式適用于計(jì)算首次加載的單個緊固件抗剪承載力。由3.5節(jié)可知，重復(fù)加載的試件的抗剪承載力高于首次加載。如圖12所示，3組試件實(shí)驗(yàn)值均大于計(jì)算值，偏于安全，滿足工程使用的要求。

3.7 與普通栓釘抗剪連接件的強(qiáng)度比較

由式(6)知扭矩與緊固件預(yù)緊力呈線性關(guān)系，因此推出試驗(yàn)中組合梁的抗剪承載力與施加在緊固件上的扭矩值也有近似的線性關(guān)系。

由 GB/T 3098.9―2002《緊固件機(jī)械性能有效力矩型鋼六角鎖緊螺母》知8.8級高強(qiáng)螺栓可施加到扭矩71 N·m~105 N·m，本次試驗(yàn)施加的扭矩約為極限扭矩的50%，試驗(yàn)得到單個緊固件的抗剪承載力最大值為20.88 kN，則1對緊固件為41.76 kN，按照上述線性關(guān)系，施加到100%扭矩值時，1對緊固件抗剪承載力為83.52 kN。

表3 單個緊固件抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對比/kNTable 3 Comparison of calculated shear bearing capacity and test value of each shear connector

圖12 單個緊固件抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值Fig.12 Calculated shear bearing capacity and test value of each shear connector

GB 50017―2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》中栓釘連接件的承載力按照式(18)計(jì)算：

式中：Ec為混凝土的彈性模量；As為栓釘截面面積；fu為栓釘抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；若采用C40混凝土，栓釘為4.6級，fu=400 MPa，fc取混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為26.8 MPa。按照式(8)計(jì)算得栓釘抗剪承載力如表4。

從表4可知：本文設(shè)計(jì)的1對緊固件(50%扭矩)的抗剪承載力大于直徑13 mm、小于直徑16 mm的栓釘；1對緊固件(100%扭矩)的抗剪承載力大于直徑19 mm、小于直徑22 mm的栓釘。說明本文設(shè)計(jì)的緊固件可提供與普通抗剪栓釘相當(dāng)?shù)目辜舫休d力。

表4 栓釘強(qiáng)度計(jì)算Table 4 Stud strength calculation

4 抗剪剛度

4.1 剛度-滑移曲線分析

定義抗剪承載力與滑移比值為抗剪剛度值，由此得到各組試件抗剪剛度隨滑移變化曲線，如圖13所示。

由圖13可知，3組試件剛度-滑移曲線的趨勢一致，曲線較平滑。在滑移量小于0.25 mm時，剛度值隨滑移量的增加急劇減小，在滑移量大于 0.25 mm小于 0.8 mm時，剛度值隨滑移量的增加，減小趨勢放緩，在滑移量大于0.8 mm時，剛度值隨滑移量的增加緩慢減小直至試件推出結(jié)束。

3組試件剛度-滑移曲線前段和后段重合性較好，在曲線的中間轉(zhuǎn)折段，隨緊固件數(shù)量的不同而不重合，中間轉(zhuǎn)折段對應(yīng)滑移量大致為0.2 mm~1 mm?？梢钥闯鲅h(huán)加載后抗剪剛度增大，8個緊固件的抗剪剛度最小，12個緊固件較16個緊固件第1次加載的剛度值略大。

圖13 不同組的剛度-滑移曲線Fig.13 Stiffness slip curves of different groups

對上述數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到的剛度-滑移曲線表達(dá)式(k為抗剪剛度，S為相對滑移，R2為可決系數(shù))見圖13，為工程應(yīng)用提供計(jì)算參考。

4.2 最遠(yuǎn)點(diǎn)法計(jì)算緊固件抗剪剛度值

目前已有的抗剪連接件剛度計(jì)算方法基本是針對栓釘?shù)模腋鞣椒ǖ牟顒e較大，同種方法對于本文緊固件剛度取值離散性也較大。需要找尋使用階段更合適的點(diǎn)作為抗剪剛度值。

根據(jù)馮鵬和李宗京等[17―18]關(guān)于屈服點(diǎn)的討論和最遠(yuǎn)點(diǎn)法的定義。用此方法定義的“屈服點(diǎn)”作為組合梁使用階段允許的最大荷載值，取此點(diǎn)的荷載與對應(yīng)滑移的比值作為緊固件使用階段抗剪剛度。原理如圖14所示，即找尋與原點(diǎn)和最大值點(diǎn)連線距離最遠(yuǎn)的點(diǎn)作為“屈服點(diǎn)”。

圖14 最遠(yuǎn)點(diǎn)法示意圖Fig.14 Farthest point method for yield points

通過計(jì)算得到此法定義的抗剪剛度值如表5所示，所確定的屈服點(diǎn)荷載均小于0.9倍極限荷載，基本在0.64~0.9，對應(yīng)的相對滑移小于1 mm，取值較安全，以最遠(yuǎn)點(diǎn)法確定的屈服點(diǎn)可作為緊固件抗剪承載力臨界值。

16個緊固件時，各組均表現(xiàn)出循環(huán)加載后的抗剪剛度值明顯增大現(xiàn)象，不同緊固件數(shù)量情況下，CB-1組抗剪剛度均大于CB-3組，高約86%。單個緊固件的抗剪剛度表現(xiàn)出與整體相同的特點(diǎn)。

隨累積滑移的增加，抗剪剛度先增長后降低，除CB-2組，每組中12個緊固件時抗剪剛度最大，8個緊固件時抗剪剛度出現(xiàn)下降。CB-1組抗剪剛度變化趨勢與CB-3組相同，整體上，CB-1組抗剪剛度高于CB-3組。

表5 各組試件剛度值Table 5 The values of the stiffness of each group

5 結(jié)論

(1)3組試件的荷載-滑移曲線走勢基本一致，每組試件的荷載-滑移曲線可劃分為3段。因鋼導(dǎo)槽截面高度較小時約束作用明顯，CB-1組抗剪性能優(yōu)于CB-2、CB-3組。循環(huán)加載可提升緊固件抗剪承載力和抗剪剛度。

(2)本文設(shè)計(jì)的緊固件可提供較大的抗剪承載力，推導(dǎo)的抗剪承載力計(jì)算公式與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，對工程應(yīng)用具有指導(dǎo)意義。

(3)最遠(yuǎn)點(diǎn)法確定的屈服點(diǎn)較為安全，可作為指導(dǎo)工程應(yīng)用的緊固件抗剪承載力臨界值和抗剪剛度取值依據(jù)。