跨座式單軌鋼-混凝土組合梁群釘連接件力學(xué)性能研究

張礦三，劉建友，趙繼之

(1.中鐵工程設(shè)計咨詢集團有限公司,北京 100055; 2.清華大學(xué)土木工程系,北京 100084)

引言

跨座式單軌鋼-混凝土組合梁是一種新型軌道梁體形式,相比傳統(tǒng)的預(yù)應(yīng)力混凝土軌道梁具有自重更低、跨越能力突出、承載力優(yōu)越、建設(shè)工期短、抵抗地震能力更強等優(yōu)點,在城鎮(zhèn)化建設(shè)中應(yīng)用廣泛且效益明顯[1]。

剪力連接件是組合梁中的關(guān)鍵構(gòu)造,可以確保鋼梁和混凝土板共同工作[2-7]。當(dāng)跨座式單軌組合梁的剪力連接件采用集簇式布置時(可稱為“群釘連接件”),混凝土板可采用預(yù)制形式,縮短軌道交通結(jié)構(gòu)的施工周期。在混凝土預(yù)制板安裝至鋼梁頂面后,僅需澆筑預(yù)留槽口內(nèi)的混凝土便可形成組合作用。根據(jù)上述施工過程和成型機制可知,群釘連接件的力學(xué)性能與布置形式,是決定跨座式單軌組合梁力學(xué)性能的關(guān)鍵設(shè)計參數(shù)。

國內(nèi)外學(xué)者對群釘連接件的力學(xué)性能進行了研究[8-14]。黃彩萍等[10]通過有限元模型研究單釘和群釘試件的抗剪承載力、破壞形態(tài)及荷載-滑移規(guī)律。劉沐宇等[11]研究18個剪力釘試件的推出試驗,考察剪力釘長度和直徑對抗剪極限承載力的影響。鄧文琴等[12]通過5組共10個焊釘連接件的靜力推出試驗,研究焊釘層間距和焊釘排數(shù)對群釘連接件的抗剪承載力的影響。蔡莉莉等[13]通過開展一組3個試件的裝配式剪力群釘推出破壞試驗,研究剪力群釘?shù)钠茐臋C制。范亮等[14]通過不同的混凝土損傷模型,研究裝配式組合梁的力學(xué)性能。雖然目前針對群釘連接件的試驗研究與理論分析已經(jīng)比較充分,但是,跨座式單軌組合梁中群釘連接件的布置數(shù)量和布置形式具有其自身的特點,且混凝土板包含預(yù)制層和后澆層?，F(xiàn)澆槽口內(nèi)采用高強度鋼纖維混凝土(抗壓強度超過80 MPa),其力學(xué)性能無法完全由以前的模型預(yù)測,有必要展開相應(yīng)的試驗研究進行驗證。

針對跨座式單軌組合梁的群釘連接件展開試驗研究,共設(shè)計4組推出試驗,包括3組足尺試件和1組1∶3縮尺試件,研究變量包括連接件個數(shù)、布置形式以及試件尺寸,得到各試件的破壞類型、荷載與位移關(guān)系圖和主要力學(xué)性能參數(shù),綜合研究群釘連接件的力學(xué)性能,并結(jié)合現(xiàn)有設(shè)計規(guī)范和理論方法給出群釘連接件承載力的計算方法,并給出設(shè)計建議。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本文共設(shè)計了4組群釘試件,包括3組足尺試件和1組1:3縮尺試件,分別命名為Z-40,Z-32,Z-16和S-13,“-”后面表示單個槽口內(nèi)栓釘?shù)目倐€數(shù)?？s尺試件尺寸參數(shù)嚴(yán)格按照GB/T 50152—2012《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》對試件Z-16進行相應(yīng)的折減而確定。每組試件均由加載鋼梁和兩側(cè)預(yù)制混凝土板組成,加載梁和預(yù)制混凝土板之間通過群釘和現(xiàn)澆混凝土連接形成整體,圖1為試件幾何尺寸。各構(gòu)件的具體尺寸參數(shù)如表1所示。

圖1 試件幾何尺寸(單位:mm)

表1 構(gòu)件尺寸參數(shù) mm

每組試件預(yù)制板內(nèi)均開設(shè)2個群釘槽口,各試件的槽口及栓釘布置情況如下。

(1)試件Z-40槽口內(nèi)的栓釘按10排4列均勻布置,每側(cè)混凝土板內(nèi)開設(shè)兩處槽口,沿水平分布,每個槽口均勻布置4排10列栓釘。

(2)試件Z-32槽口內(nèi)的栓釘按4排4列分兩塊區(qū)域均勻布置,槽口形狀及布置形式與試件Z-40相同,但每個槽口內(nèi)分兩塊區(qū)域均勻布置4排4列栓釘。

(3)試件Z-16的槽口沿對角線布置,每個槽口內(nèi)均勻布置4排4列栓釘,3個足尺試件槽口內(nèi)栓釘?shù)乃介g距均為50 mm,豎向間距均為100 mm。

(4)縮尺試件S-13的槽口同樣呈對角線布置,在每個槽口內(nèi)布置13個栓釘,采用6排2列外加中心布置1根栓釘?shù)男问?橫向和豎向的間距分別為40,50 mm。

需要注意的是,試件Z-40和Z-32的槽口較大,槽口內(nèi)栓釘數(shù)目較多,因此槽口沿澆筑方向采用階梯形狀,以增加槽口位置新舊混凝土的結(jié)合面,提升結(jié)構(gòu)受力的整體性。此外,為防止劈裂破壞,每塊混凝土均配置了頂、底面兩層鋼筋網(wǎng)片,并依據(jù)槽口內(nèi)栓釘位置調(diào)整鋼筋位置,防止安裝混凝土板時栓釘與槽口內(nèi)的鋼筋沖突。

為減輕跨座式單軌組合梁的自重并提高承載力,試驗研究采用高強度混凝土替代普通混凝土制作混凝土預(yù)制板構(gòu)件,采用高強度鋼纖維混凝土填充群釘槽口區(qū)域,根據(jù)材性試驗結(jié)果,預(yù)制混凝土部分的最大抗壓強度達66.4 MPa,現(xiàn)澆槽口內(nèi)混凝土最大強度達112.2 MPa。足尺試件鋼梁屈服強度和極限強度分別為fy=465.5 MPa和fu=562.8 MPa,縮尺試件鋼梁屈服強度和極限強度分別為fy=345 MPa和fu=516 MPa,足尺試件栓釘采用4.6級栓釘,其強度以及其他材料屬性整理如表2所示。此外,在栓釘焊接過后,選取了部分栓釘進行抽樣檢測,其焊接質(zhì)量皆滿足規(guī)范中的要求。

表2 混凝土及栓釘材性試驗結(jié)果 MPa

1.2 試驗設(shè)備

試驗系統(tǒng)的最大推力為20 000 kN,位移量程為±300 mm。電液伺服作動器通過軟件控制系統(tǒng)進行加載,位移控制。在Z-40、Z-32和Z-16試件底部墊了2塊鋼板,總厚度為100 mm,而在S-13試件底部墊有0.5 m高實心混凝土墩,目的是保障作動器的行程在允許范圍之內(nèi)。4個試件試驗均需要4個位移計。此外,每個試件試驗均有一套數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。試驗加載裝置如圖2所示。

圖2 試驗加載裝置

1.3 加載方案

試驗需進行單調(diào)分級的預(yù)加載,保證試件各部分緊密貼合以消除不均勻變形的影響。

加載方式:正式試驗時,轉(zhuǎn)用位移加載方式,以1 mm/min的速率,每次加載1 mm,到達目標(biāo)值后維持1 min,然后再繼續(xù)加載,直到其進入塑性階段。后以0.5 mm/min的速率,每次加載0.5 mm,到達目標(biāo)值后維持2 min,然后再繼續(xù)加載,直至試件破壞。

1.4 量測方案

本次試驗主要目的是測量4組推出試件鋼混界面滑移量和栓釘?shù)膽?yīng)變,測量的物理量主要包括荷載-滑移曲線和栓釘應(yīng)變,具體的測量方法如下。

(1)荷載-滑移

在4個試件的同樣高度處(鋼梁底部)設(shè)置4個位移計以獲取位移,所受的荷載可通過控制系統(tǒng)實時獲得。

(2)栓釘應(yīng)變

試件Z-40的栓釘上共布置40個應(yīng)變片,且設(shè)置在栓釘加載方向上端,剪切變形最大部位,如圖3所示(槽口從左到右分別稱為A、B、C、D);試件Z-32在每個槽口的每排均設(shè)置1個測點,如圖4所示,每一個槽口均有1列栓釘布置了應(yīng)變片(上下兩面),共布置64個應(yīng)變片;試件Z-16每個槽口的每排均設(shè)置1個測點,均在槽口外側(cè),共布置4列,即16個應(yīng)變片,如圖5所示;試件S-13每個槽口的每排外側(cè)栓釘上各布置1個應(yīng)變片,如圖6所示,共布置4列,即24個應(yīng)變片。

圖3 Z-40栓釘應(yīng)變片布置

圖4 Z-32栓釘應(yīng)變片布置

圖5 Z-16栓釘應(yīng)變片布置

圖6 S-13栓釘應(yīng)變片布置

1.5 試件施工

試件制作模型如圖7所示。在澆灌后澆料之前,首先用氣槍吹開槽口表面雜質(zhì),再用清水潤濕槽口內(nèi)壁,以保證兩者緊密粘結(jié)。采用人工扦插及振搗的方法,將后澆料密實。考慮后澆混凝土收縮性較大,因此普遍將后澆料筑高2～5 mm作為其收縮空間。試件澆筑時預(yù)留了3個10 cm×10 cm×10 cm的混凝土立方體試塊,以進行強度測試。后澆料澆筑2 h后立即覆蓋麻袋澆水養(yǎng)護1周,混凝土立方體試塊采用相同的環(huán)境條件進行養(yǎng)護。

圖7 試件制作施工

2 試驗結(jié)果

2.1 破壞形態(tài)

荷載較小時,所有試件相比于加載前幾乎不變,但隨著荷載增加,預(yù)制混凝土板與鋼梁間產(chǎn)生了滑移,且荷載-滑移曲線呈一次函數(shù)式增加;臨近極限荷載時,能聽到有個別栓釘剪斷的聲音,滑移量變大,荷載逐漸隨位移增大而減小。最后聽到一聲破壞的聲響,預(yù)制混凝土板與鋼梁分離。

Z-16試件栓釘?shù)钠茐男螒B(tài)如圖8所示,在一側(cè)被全部剪斷。Z-40和Z-32試件的破壞類型同Z-16。S-13試件在加載初期,荷載值較小,試件并沒有明顯破壞現(xiàn)象。隨著位移的不斷增加,在665 kN荷載時,混凝土底部折角開始出現(xiàn)裂縫。當(dāng)荷載增加到748 kN時發(fā)出近似于栓釘?shù)撞炕炷翂核榈奈㈨懧?試件表面無明顯現(xiàn)象。當(dāng)荷載增加至1 163 kN時,出現(xiàn)混凝土開裂的聲響,試件表面無明顯變化。當(dāng)?shù)撞课灰朴嬜x數(shù)平均值為1.11 mm,荷載讀數(shù)為1 213 kN時,預(yù)制混凝土上部槽口高度處開始出現(xiàn)水平裂縫,隨著位移的繼續(xù)增大,試件裂縫繼續(xù)開展,并且試驗荷載降低。但隨著作動器的持續(xù)下降,荷載又漸漸拉高。當(dāng)?shù)撞课灰朴嬜x數(shù)平均值為3.27 mm時出現(xiàn)荷載峰值,峰值為1 232 kN。

圖8 典型破壞模式

2.2 荷載-滑移曲線

足尺試件和縮尺試件的位移計均在底部高度,4個位移計數(shù)值取平均值后,結(jié)合荷載傳感器的數(shù)據(jù),得到荷載-滑移曲線,分別如圖9和圖10所示。當(dāng)荷載較小時,荷載隨著位移的增加急劇上升,栓釘基本處于彈性,抗剪剛度很大。當(dāng)位移超過0.2 mm后,由于釘桿屈服,3組試件的荷載與位移關(guān)系圖曲率突變,反映出剛度明顯下降,但是由于釘桿材料具有一定延性,試件荷載仍會隨位移的增加而增加,但增加速率遠遠小于0.2 mm位移之前的速率,當(dāng)位移超過2.4 mm之后,各試件栓釘釘桿開始被剪斷,承載力不再增加?？s尺試件的荷載-滑移曲線規(guī)律與足尺試件類似,不過在栓釘釘桿屈服后試件剛度減少的速度更慢,沒有明顯拐點。

圖9 3組足尺試件底部荷載-滑移曲線

圖10 縮尺試件S-13底部荷載-滑移曲線

2.3 應(yīng)變片數(shù)據(jù)

圖11(a)～圖11(d)繪制了4組試件在不同滑移量下,沿剪力方向不同高度的栓釘應(yīng)變分布(試件栓釘編號如圖3～圖6所示),可以看出,槽口平行布置的情況下(試件Z-40和Z-32),栓釘群呈現(xiàn)“兩頭大,中間小”的受力模式,并且第1排栓釘?shù)膽?yīng)變最大,且遠大于其他位置栓釘。其中Z-32試件槽口下部4個栓釘(編號5,6,7,8)的應(yīng)變總體偏小,分析其原因在于:Z-32試件槽口中上部4個栓釘(編號1,2,3,4)與下部4個栓釘中間有一段間距,該間距的存在導(dǎo)致了槽口中上部栓釘受力偏大,下部栓釘受力偏小。槽口對角線布置的情況下(試件Z-16和S-13),兩個槽口各自第1排位置處的栓釘應(yīng)變均很大,每個槽口底部的栓釘應(yīng)變也較大,中間部分的栓釘應(yīng)變小?？傮w上說,栓釘應(yīng)變分布規(guī)律為,位于兩端的栓釘應(yīng)變均高于位于中間部位的栓釘應(yīng)變,說明在群釘受力時外側(cè)的栓釘承擔(dān)更多的剪力。

圖11 栓釘應(yīng)變分布

對比不同滑移量時應(yīng)變的分布規(guī)律可以看到,隨著滑移量的增加,外側(cè)栓釘與中間栓釘?shù)膽?yīng)變差距不斷增加,說明隨著荷載的不斷上升,剪力在群釘之間發(fā)生了重新分布,剪力在各栓釘上分布不均勻的趨勢更加顯著,即群釘效應(yīng)逐漸明顯。由圖11可知,1 mm位移的應(yīng)變分布曲線和2 mm位移的應(yīng)變分布曲線重合度很高。因此,栓釘應(yīng)變的分布特征在極限荷載狀態(tài)趨于穩(wěn)定。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 足尺試件

(1)承載力

針對跨座式單軌組合梁的群釘連接件展開試驗研究,共設(shè)計了4組推出試驗。通過推出試驗測得栓釘?shù)母黜椫笜?biāo)如表3所示。

表3 群釘推出試驗結(jié)果

(1)

式中As——剪力釘釘桿截面積;

Ec——混凝土彈性模量;

fc——混凝土抗壓強度設(shè)計值;

fu——剪力釘極限強度設(shè)計值。

根據(jù)式(1)可得我國規(guī)范計算的單個栓釘抗剪承載力約為118.1 kN,與試驗結(jié)果相比較,Z-40、Z-32和Z-16的承載力均分別減少27.2%,25.5%和23.4%,說明群釘效應(yīng)對栓釘承載力造成了較為明顯的折減。

(2)極限變形

構(gòu)件的延性是判斷試件塑性變形能力強弱的重要參考。有學(xué)者將位移延性系數(shù)定義為構(gòu)件屈服時位移值與極限荷載對應(yīng)的位移值的比值[17-18],即Du/Dy。本試驗的計算結(jié)果如表4所示。

表4 位移延性系數(shù)

由表4可知,由于混凝土抗壓強度很高,3組足尺試件的延性相近,在加載過程中未發(fā)生明顯破壞,導(dǎo)致最終栓釘釘桿剪斷。此外,根據(jù)試驗時的現(xiàn)象以及記錄的應(yīng)變片結(jié)果,栓釘在達到屈服強度后發(fā)生剪斷。該破壞模式下試件的延性主要由釘桿尺寸和焊縫質(zhì)量控制,3個試件釘桿尺寸與焊縫質(zhì)量基本一致,因此延性也較為接近。此外,各試件具有較強的變形能力,群釘?shù)牟贾眯问讲⑽磳M合梁界面之間的滑移能力造成不利影響。

3.2 尺寸效應(yīng)

由式(1)可知,計算縮尺試件S-13的單釘抗剪承載力為28.4 kN。根據(jù)荷載滑移曲線的承載力結(jié)果,可以計算得到縮尺試件單釘?shù)某休d力為23.7 kN,相較于規(guī)范單釘承載力的計算結(jié)果小16.5%,說明群釘效應(yīng)對縮尺試件栓釘?shù)某休d力造成了16.5%的折減,該折減系數(shù)小于足尺試件,說明群釘效應(yīng)的影響隨尺寸的減小而減弱。此外,按表4的統(tǒng)計方式計算得到縮尺試件的延性系數(shù)為16.6,明顯高于足尺試件,說明當(dāng)試件尺寸縮小時,群釘連接件的變形能力更強[19-22]。

3.3 栓釘間距等的影響

除了栓釘尺寸效應(yīng)的影響,鋼筋與栓釘間距的變化以及栓釘與洞口邊緣之間間距也對栓釘承載力造成影響。然而,本次試驗設(shè)計的重點是栓釘尺寸變化對承載力的影響,間距、混凝土、邊距這些因素是通過滿足規(guī)范設(shè)計要求進行規(guī)避。通過文獻調(diào)研發(fā)現(xiàn),在混凝土強度、焊釘尺寸確定的情況下,影響群釘效應(yīng)的參數(shù)主要包括焊釘層間距和焊釘排數(shù)[6,12,23]。建議后續(xù)試驗進一步探究其他因素的影響。

4 結(jié)論

針對跨座式單軌組合梁的群釘連接件展開試驗研究,共設(shè)計4組推出試驗,研究變量包括連接件個數(shù)、布置形式以及試件尺寸,得到各試件的破壞類型、荷載與位移關(guān)系圖和主要力學(xué)性能參數(shù),綜合研究群釘連接件的力學(xué)性能,并結(jié)合現(xiàn)有設(shè)計規(guī)范和理論方法給出群釘連接件承載力的計算方法,并給出設(shè)計建議。主要結(jié)論如下。

(1)采用高強混凝土板時,群釘連接件均表現(xiàn)出栓釘剪斷的延性破壞模式,采用群釘連接的組合梁界面變形能力較強,受力性能穩(wěn)定。

(2)群釘效應(yīng)降低了栓釘?shù)某休d力,主要是由于群釘受力時栓釘間剪力分擔(dān)不均勻?qū)е碌?群釘兩端受力較大,中間較小,且承載力下降幅度隨栓釘密集程度的增大而增大。

(3)當(dāng)試件尺寸縮小時,試件的力學(xué)行為和破壞模式不變,但群釘效應(yīng)減弱,變形能力增強。