改进的新型全装配式组合梁抗剪连接件试验研究

2021-01-27侯和涛李海生刘锦伟臧增运高梦起

工程力学 2021年1期

王宁，侯和涛，李海生，仇锦,3，刘锦伟,4，臧增运，高梦起

(1. 山东大学土建与水利学院，济南 250061； 2. 荣华(青岛)建设科技有限公司，青岛 266500； 3. 广联达科技股份有限公司，北京 100193；4. 山东省建筑设计研究院有限公司，济南 250001； 5. 郑州城建集团投资有限公司，郑州 450001 )

钢-混凝土组合梁广泛应用于建筑、桥梁结构中，能充分发挥钢与混凝土两种材料的力学性能，抗剪连接件是保证混凝土板与钢梁之间剪力传递，使两者形成组合作用的关键部件。已有的抗剪连接件中研究、应用最多的为栓钉[1−2]，因其制作工艺简单，焊接施工迅速，便于质量控制。国内外众多学者对槽钢、角钢、开孔板剪力连接件也有相当多的研究，形成了丰富的计算方法和理论模型[3−7]。

对于装配式组合梁，已有的研究主要包括3 种形式：1)焊接连接组合梁[8]，其结构为剪力钉通过侧向钢板预埋在混凝土预制板中，与钢梁焊接连接，实现快速安装；2)装配整体式钢-混凝土组合梁[9−10]，是将预制混凝土板与钢梁现场进行拼装，将预制混凝土板中的预留孔位置与抗剪连接件位置对中就位后在预留孔中灌注浆料，从而形成整体；3)螺栓连接组合梁[11−14]，螺栓在预制桥梁结构中应用较多，为保证预制桥面板的预留螺栓孔与钢梁的螺栓孔精确对中，一般采取先铺设预制桥面板，再在钢梁上翼缘对准打孔的方式，穿入高强螺栓并初步拧紧，依次铺设预制桥面板，并最终拧紧螺栓。

但是上述几种组合梁的装配方式，无法完全避免焊接工作造成的组合梁初始缺陷或者现场湿作业，构件的加工、安装精度均要求较高，无法实现局部替换和构件循环利用。针对上述待解决的问题，本文提出了改进的新型全装配式组合梁(如图1 所示)，具有无现场湿作业，加工、安装精度要求低，安装速度快，可局部更换、循环使用等优点。主要部件包括：预埋C 型钢导槽的预制混凝土楼板、钢梁和TJ 型紧固件。安装时，只需要将预制楼板吊装到钢框架梁预定位置，再将紧固件放置到钢导槽内卡位，通过施加扭矩于紧固件的螺杆上来提供预紧力，在外力作用下产生变形趋势时，高强螺杆的预紧力使得预制混凝土楼板、钢梁、TJ 型紧固件三者之间彼此接触面上的摩擦力作为剪力传递，进而形成组合工作机制。同时，TJ 型紧固件还可以防止楼板相对钢梁产生的竖向掀起。

图 1 改进的新型全装配式组合梁结构拆解图Fig. 1 Detailed structure of improved new fully assembled composite beam

为研究此新型组合梁的力学性能，本文通过12 次推出试验，分析了新型组合梁的工作机理、紧固件应变、荷载滑移曲线、破坏形态等，比较了两类紧固件的差异，研究了钢导槽间距对抗剪性能的影响，并给出了紧固件预紧力的计算方法以及新型组合梁推出试验的荷载-滑移本构关系模型，通过建立有限元模型对紧固件的受力性能进行了参数分析。

1 试验方案

1.1 紧固件扭矩与预紧力的测试

1.1.1 紧固件尺寸

为实现紧固件高强螺杆与钢梁翼缘的更好贴合，将高强螺杆设计为两类万向铰形式，A 类为工厂加工成型，对高强螺杆端部做球状切削处理，B 类为德国产的标准件，只需将高强螺杆拧入即可，无需加工螺杆端部。两种紧固件的弓背部分尺寸相同，如图2 所示，螺杆为M12、材质为12.9 级，长度90 mm，紧固件钢材为Q345B 级。

图 2 紧固件尺寸及万向铰形式 /mmFig. 2 Fastener size and type of universal hinge

1.1.2 测试方法

安装新型全装配式组合梁时，需要对TJ 型紧固件施加一定扭矩值，与普通螺栓的工作状态不同，有必要对紧固件扭矩与预紧力做进一步的试验研究。设计如图3 所示的测试装置，通过带有扭矩示数的扭矩扳手对紧固件螺杆施加扭矩，紧固件与钢梁之间的压力传感器输出预紧力大小，同时紧固件弓背部分内外侧粘贴的应变片输出应变数据，为避免单一紧固件测试的偶然性，A、B 两类紧固件各测试3 个，分别编号A-1(2、3)、B-1(2、3)。

图 3 紧固件扭矩与预紧力测试装置Fig. 3 Torque and preload testing device of fastener

1.1.3 紧固件钢材材性

紧固件材性见表1。施加扭矩之后，紧固件弓背部分受到拉弯作用，当紧固件弓背内、外侧未达到屈服时，截面应力如图4 所示。应变值差与弯矩之间的关系式如下。

表 1 紧固件材性Table 1 Material properties of fastener

图 4 弹性阶段1-1 截面应力分布Fig. 4 Stress distribution of section 1-1 of flexible stage

则对上式变形得到紧固件预紧力对于弓背中轴处的弯矩为：

紧固件的预紧力换算采用内外侧应变差换算弯矩再换算预紧力的方法，目的是为了消除应变片初始应变的影响。以A-1 紧固件测得数据为例列于表2，实测预紧力与换算预紧力的绝对误差均在0.42 kN 之内。换算预紧力与实测预紧力的关系如图5 所示，由图可知，吻合较好，表明紧固件应变换算预紧力方法准确性较高。

表 2 A-1 测试结果Table 2 Test results of A-1 fastener

1.2 组合梁推出试验

紧固件作为连接件，主要作用是通过施加预紧力进而在界面施加摩擦力，实现组合梁界面的剪力传递，剪力传递性能是研究的重点，目前，推出试验对于组合梁连接件抗剪性能的研究是广泛采用的试验方式，易于操作，受力明确[15]。

图 5 A-1 换算预紧力与实测预紧力的关系Fig. 5 The relationship between the converted preload and the measured preload of A-1

1.2.1 试验加载装置与测试方式

试验装置如图6 所示。试验采用电液伺服压剪试验机进行单调静力加载，加载装置如图6(a)所示。按照第1.1 节中的测试结果，为保证紧固件在施加扭矩后保持弹性，A 类试件紧固件螺杆施加扭矩 24.6 N·m，B 类为 58 N·m。

图 6 试验装置Fig. 6 Test set-up

A 类试件加载步骤：1)将所有紧固件的螺杆施加24.6 N·m 的扭矩，同时采集紧固件应变数据，而后以0.1 kN/s 的速度单调加载到产生明显滑移时停止；2)将所有紧固件拆下，重新拼装，然后与步骤1)完全相同测试；步骤3)紧接步骤2)，试件不拆卸，将紧固件复拧至24.6 N·m 的扭矩，相同加载到产生明显滑移时停止。

B 类试件加载步骤：将所有紧固件的螺杆施加58 N·m 的扭矩，同时采集紧固件应变数据，以0.1 kN/s 的速度单调加载到产生明显滑移时停止加载。

为采集楼板与钢梁之间的相对滑移，前后各布置2 个位移计，如图6(b)、图6(c)所示；紧固件弓背部分内外侧的应变片布置参见图3。

1.2.2 试件详情

推出试验共设计了6 组新型全装配式组合梁推出试件。每组试件包括2 块预制楼板、紧固件以及钢梁 (HM390×300×10×16)，2 块楼板通过紧固件分别与钢梁的上下翼缘连接。锚固于预制楼板内的钢导槽由矩形钢管切割而成，钢导槽上表面焊接栓钉，如图7 所示。预制楼板详见图8。

图 8 钢导槽布置及预制楼板配筋图 /mmFig. 8 Channels and reinforcement arrangement

各试件参数见表3。试件编号含义，如A-300-1中：A 表示试件采用A 类紧固件；300 表示钢导槽中心间距300 mm；1 表示组合梁第一次组装；2 表示组合梁拆除紧固件后重新组装，代表实际工程中拆除后重建；3 表示紧固件受力后不拆除，再次施加预定扭矩进行工作，模拟实际工程中的复拧维护。

表 3 试件参数Table 3 Specimen parameters

1.2.3 紧固件塑性阶段的预紧力计算方法

紧固件施加预紧力后弓背部分受弯矩、轴力共同作用，由于紧固件的个体差异及安装部位钢导槽或预制楼板平整度差异，使得施加扭矩之后紧固件弓背处应变出现3 种情况：1)弓背内、外侧应变均小于屈服应变(弹性阶段)；2)弓背内侧超过屈服应变而弓背外侧未达到屈服应变；3)弓背内、外侧均超过屈服应变。

对于情况1)预紧力按照第1.1.3 节的弹性计算方法换算，对于情况2)、情况3)紧固件弓背处的应变-应力如图9 所示，若按情况1)计算预紧力，将导致计算值偏大。情况2)、情况3)下，对截面形心轴计算弯矩M 分别如式(5)、式(6)所示，预紧力按式(7)计算。根据本文钢材的实测应力-应变曲线得知在钢材的应变值小于0.02 时钢材材性符合理想弹塑性模型，推出试验中实测紧固件应变均未超过0.02，因此，可以采用理想弹塑性模型进行紧固件的计算。

情况2)时紧固件弯矩计算公式：

图 9 紧固件弓背处的应变-应力关系Fig. 9 Strain-stress relationship at the back of the fastener

情况3)时紧固件弯矩计算公式：

预紧力按下式计算：

2 试验结果与分析

2.1 试验现象

由于A、B 两类试件紧固件万向铰类型、施加扭矩值、预紧力等因素的不同，导致其具有不同的试验现象，如图10 所示，具体现象分析如下：

A 类试件在加载初期无明显现象，随加载的进行，达到极限荷载的75%左右时，产生相对滑移，钢梁与预制楼板开始摩擦产生混凝土粉末掉落现象(如图10(a)所示)，随着继续加载，紧固件万向铰处发出清脆响声，表明滑移进一步增大，直至加载停止，除A-600-2 组加载后出现一个紧固件螺杆弯曲(如图10(b)所示)外，其余组紧固件均无明显变化。

图 10 试验现象Fig. 10 Experimental phenomenon

B 类试件的加载初期无明显现象，随加载的进行，达到极限荷载的70%左右时，预制楼板与钢梁产生滑移并伴有细小的摩擦声，随着继续加载，紧固件发出响声并开始慢慢弯曲，随进一步加载，除B-450 组一个紧固件螺杆未发生损坏外，其余组所有紧固件螺杆突然发生较大变形(如图10(c)所示)，甚至个别螺杆在与紧固件交界处断裂(如图10(d)所示)。

试验后两类试件的钢梁与预制楼板均产生明显的摩擦痕迹(如图10(e)所示)，预制楼板及钢导槽均无破坏现象，说明钢导槽的刚度、强度及锚固措施较好。

2.2 荷载-滑移曲线

由于各组试件紧固件的总预紧力不同，为排除此因素对抗剪性能的影响，将荷载滑移曲线的所有紧固件总抗剪承载力除以总预紧力得到曲线如图11、图12 所示。纵坐标表示所有紧固件的总抗剪承载力除以总预紧力，横坐标为楼板与钢梁之间的相对滑移。

图 11 A 类试件荷载滑移曲线Fig. 11 Load-slip curve of each A specimen

图 12 B 类试件荷载滑移曲线Fig. 12 Load-slip curve of each B specimen

A 类各试件的荷载滑移曲线可分为4 个阶段：1)竖直段：楼板与钢梁之间没有相对滑移；2)上升段：随加载继续，开始出现相对滑移，曲线变为不稳定的上升段；3)下降段：极限荷载后，出现短暂下降段；4)稳定段：下降段过后，出现强度基本不变的稳定段，此阶段仅为荷载值的小幅波动，表明A 类试件表现出良好的残余强度稳定性，不会出现强度的快速大幅下降。B 类各试件的荷载滑移曲线较A 类曲线更为光滑，因为由表3可见B 类试件的总预紧力较A 类更大，使得紧固件螺杆与钢梁的摩擦力更大，从而B 类试件的紧固件螺杆几乎全部弯曲变形，连接件的破坏模式为螺杆屈服，具有较好的吸能效果。

由图11(a)可知，总体上A 类试件的第2)次加载曲线各个阶段与第1)次加载曲线相当甚至更高，表明第2)次加载代表的组合梁连接件拆卸后重新安装不会导致其抗剪性能的降低，具有较好的可重复利用性；还可以发现A 类试件的第3)次加载曲线各个阶段明显高于第1)次、第2)次加载曲线，并且直线段最高点也明显高于第1)次、第2)次的，表明第3)次加载代表的组合梁连接件复拧维护后其抗剪性能有所提升。

为分析不同导槽间距对组合梁连接件抗剪性能的影响，将A 类试件相同加载过程不同导槽间距的荷载滑移曲线做比较如图11(b)所示。可以看出3 个加载过程的曲线均表现出：300 mm 钢导槽间距的试件在加载的各个阶段具有更高的抗剪承载力，高于450 mm、600 mm 间距试件，表明适当降低紧固件间距可以提高紧固件群的剪力传递能力。

由图12 可知，B 类试件中，300 mm 钢导槽间距的试件曲线各阶段明显高于另外两组，而450 mm 试件的直线段顶点、极限荷载均与600 mm试件相近，不同之处为上升段与下降段较600 mm试件曲线低，结合试验现象分析，450 mm 试件中由于一个紧固件螺杆未发生弯曲，导致曲线不够饱满。

3 有限元分析

3.1 紧固件有限元模拟

3.1.1 材料本构及单元类型

采用ABAQUS 软件对紧固件进行建模分析。紧固件钢材强度按照材性试验取值，螺栓采用12.9 级高强螺杆，其屈服应力取1080 MPa，弹性模量为2.06×105MPa，二者均采用理想弹塑性模型。根据试验结果可知紧固件钢材在推出试验过程中均远远未达到强化段，理想弹塑性模型可以达到很好的精度。

为了建立实际尺寸的紧固件，同时便于观察紧固件的应力分布、变形情况以及各部件之间的接触定义，采用C3D8R 单元建立紧固件钢材、螺栓，采用C3D10 单元建立万向铰部分。

3.1.2 模型介绍

紧固件的尺寸与上述试验均一致，万向铰按照实际加工尺寸建立，为了建模方便，并且节约计算资源，螺杆未建立螺纹，如图13 所示。

图 13 紧固件有限元模型Fig. 13 Finite element model of fasteners

3.1.3 网格划分

为方便计算，需要将部件分割成规则的部分，同时，网格划分的大小需要结合实际情况设置，针对紧固件需要选择合适的网格大小进行计算。万向铰的网格大小为0.002 m，螺杆主体的网格大小为0.003 m，紧固件弓背主体的网格大小为0.004 mm，划分好的网格如图14 所示。

图 14 网格划分Fig. 14 Meshing of fasteners

3.1.4 接触与约束

螺杆球头与万向铰的接触设置的为“面-面”接触，之间的滑移方式选择“小滑移”，面面之间的切向设置摩擦系数为0.3，法向为硬接触。螺杆与紧固件主体之间在拧紧后没有位移，将螺杆与紧固件主体设置为“tie”约束。

3.1.5 荷载与边界

根据紧固件实际工作条件，如图15 所示将端部建立边界约束，约束6 个位移分量。为了便于施加荷载和提取数据，将万向铰的顶面设置一个耦合点，对耦合点进行位移分量约束，只放开平面内的位移。

图 15 荷载与边界Fig. 15 Load and boundary

为了模拟紧固件施加预紧力，将螺杆截面处设置“bolt load”，需要在螺杆上切割一个平面，设置“bolt load”为35 kN。

3.1.6 紧固件模拟结果的验证

由图16 可以看出紧固件由于在螺杆施加预紧力后弓背处受到轴力与弯矩共同作用，使得内侧受拉外侧受压，并且通过应力图可以看出中和轴偏向外侧，与理论和试验结果均相符。

图 16 最大预紧力时的mises 应力分布Fig. 16 Mises stress distribution under maximum preload

参考第1.1 节的紧固件预紧力测试，本文对2 个A 类型万向铰的紧固件施加预紧力到了塑性阶段，得到了预紧力与应变的数据，再结合上述的模拟结果，以及第1.2.3 节紧固件塑性阶段预紧力的计算方法，将理论计算结果、试验结果以及有限元模拟结果绘制于图17，可以看出所提出的紧固件应变与预紧力计算方法与试验结果、模拟结果吻合较好，并为后面组合梁推出试验的模拟验证了紧固件模型的合理性。

图 17 紧固件的有限元模型验证Fig. 17 Finite element model verification of fasteners

3.2 推出试验模拟

结合上述紧固件的模拟，对该形式组合梁推出试验进行有限元分析，与试验结果进行对比验证。

3.2.1 模型建立

混凝土本构关系参考混凝土结构设计规范[16]附录C2 中混凝土的本构关系，采用混凝土塑性损伤模型来模拟混凝土的性能。预制楼板中的钢筋采用理想弹塑性模型。钢导槽等级为Q235B，屈服强度取235 MPa，同样采用理想弹塑性模型。模型按照试验的真实尺寸1∶1 建立，结合试验状态对模型进行接触定义，其中预制楼板与钢导槽之间省略掉栓钉。结合试验现象，钢导槽与预制板之间未出现滑移与破坏，模型中将钢导槽与预制板的接触面之间设置为“tie”约束；钢梁翼缘与预制楼板之间设置为“面-面接触”，法向为硬接触，切向设置摩擦系数为0.4；钢梁翼缘与紧固件的万向铰同样为“面-面接触”，法向为硬接触，切向设置摩擦系数为0.25。钢筋设置为嵌入混凝土的相互关系，如图18 所示。对各部件进行装配后如图19 所示。

图 18 钢筋嵌入混凝土Fig. 18 Reinforcement embedded in concrete

图 19 装配后推出试件模型Fig. 19 Model of push out test

对于边界条件的设置，结合试验条件进行，预制板的下表面限制竖向的位移。为便于加载，将钢梁上表面耦合到控制点上。

设置两个分析步，与试验过程相同，第一个分析步为施加紧固件的预紧力，结合试验测得的紧固件换算预紧力进行输入。第二个分析部为正式加载，加载方式为控制点施加向下的位移。

3.2.2 推出试验模拟结果的验证

为验证模型的准确性，将模拟结果与试验结果进行对比，荷载-滑移曲线如图20 所示。

由图20 对比可以看出，整体的模拟效果均较好，基本吻合试验测得的荷载滑移曲线趋势，竖直段吻合很好，出现相对滑移的拐点基本吻合，上升段吻合程度稍差，主要是上升段斜率与峰值点略微差别，值得一提的是，模拟曲线也出现下降段，但模拟下降段斜率较小。总体看来，除A-300 组荷载峰值相差较多外，其余组荷载峰值的吻合较好，模拟曲线的稳定段相比试验更平滑，除A-600 组相差较大，其余组模拟的平滑段模拟较好。由此表明建立的有限元模型能较好地反映出推出试验的各个阶段，可用于此新型组合梁的力学性能分析。