栓钉连接件重复荷载下抗拔性能劣化机理研究*

2021-05-13田春雨赵根田

建筑结构 2021年7期

田春雨，赵根田，贾然

(1 包头铁道职业技术学院建筑工程系，包头 014060； 2 内蒙古科技大学土木工程学院，包头 014010)

0 引言

栓钉连接件主要承受钢梁与混凝土之间的剪力和掀起力，制备工艺简单、施工方便，广泛应用于框架结构中的钢-混凝土组合梁。节点附近的栓钉在地震作用下承受反复的剪切和掀起，其抗拔性能对节点及构件的抗震性能有重要影响[1]。JOHNSONR和GATTESCO等[2-3]对栓钉进行了低周疲劳试验，分析了栓钉疲劳性能的影响因素，提出了栓钉疲劳寿命的预测公式。PALLARES 和HAJJAR[4]通过分析栓钉埋深与其直径之间的关系，认为栓钉的埋深与其直径之比是影响其破坏模式的主要因素之一。聂建国等[5-7]对不同尺寸的新型抗拔不抗剪连接件进行拔出试验，当连接件尺寸较小时，发生连接件内埋区域局部混凝土冲切破坏，当连接件尺寸较大时，发生连接件腹板拉断的延性破坏形态。马原[8]对新型抗拔栓钉进行了系统拔出试验，研究抗拔连接件的破坏机理和设计方法。王飞等[9]探究了应用在钢-ECC组合桥面板中的短栓钉受剪性能，认为短栓钉连接的钢-ECC组合桥面板具有较高的抗剪承载力。陈雷雷等[10]通过国内外已有的研究，总结并介绍了栓钉连接件在钢-混凝土组合结构中的疲劳问题，包括疲劳破坏模式、疲劳寿命预测、疲劳损伤理论等。蒲黔辉等[11]以栓钉端头处的混凝土压应变为参数确定了栓钉拉拔承载力。

在既有试验研究中，缺乏重复荷载下栓钉抗拔性能劣化机理的研究。为此,本文进行了8个栓钉试件在重复荷载下的拉拔试验，分析栓钉直径、埋深及是否设置钢筋网片对普通栓钉抗拔性能的影响，了解试件在反复拉拔时混凝土裂缝发展、栓钉拉拔承载力退化及试件的累积弹塑性变形情况。

1 试验概况

1.1 试件设计

栓钉连接件抗拔性能与栓钉直径、混凝土强度等级、栓钉在混凝土中埋深以及栓钉周围是否设置钢筋网片等因素有关。基于研究重复荷载作用下栓钉连接件抗拔性能劣化机理的目的，选取栓钉直径(19，22mm)和栓钉埋深(120，170mm)以及是否设置钢筋网片为基本参数，共制作8个试件，试件编号及参数见表1。

试件参数设计表1

试件混凝土板的整体尺寸为1 000mm×700mm×300mm，混凝土强度等级为C40。为防止试验中混凝土折断破坏，在试件两侧沿长边方向分别布置5根直径16mm的抗折钢筋，试件设计如图1所示。

图1 试件详图

试验所用混凝土立方体抗压强度实测值为43.5MPa，钢筋材性实测值见表2。由于采购的成品栓钉不满足材性试验的尺寸要求，因此其强度指标按照厂家提供的栓钉合格证书取值，抗拉强度fu=430N/mm2，屈服强度fy=325N/mm2。

钢筋力学性能表2

1.2 加载装置及加载制度

拉拔荷载由穿心千斤顶提供，试验装置如图2所示。重复加载由荷载控制，逐级递增，第一级荷载为10kN，之后每级荷载增幅10kN；拉拔试验主要考察不同荷载等级下混凝土对栓钉的锚固和栓钉对混凝土的拉拔作用，每级荷载下循环10次，直至试件破坏。

图2 试验加载装置图

1.3 数据采集

栓钉与混凝土的相对位移由2个百分表采集(图3中B1和B2)，相对位移取平均值；栓钉钉杆应变测量采用预埋应变计方式，在栓钉钉杆长度方向预先加工宽度5mm、深度约2mm的凹槽，在凹槽内布置2个应变计(图3中S1和S2)，2个应变计相距60mm，并用改性丙烯酸酯胶黏剂回填凹槽，避免应变计与周围混凝土之间的摩擦。

图3 百分表及栓钉应变计布置图

2 试验结果与破坏形态分析

2.1 试验过程与试验结果

试件SJ-19-120-R：荷载10kN与20kN重复加载时试件无明显现象；荷载30kN第1次加载时，观测到钢板与混凝土分离，栓钉产生竖向位移；荷载100kN第3次卸荷后，观测到钢板没有正常复位，栓钉出现残余变形；荷载110kN第1次卸荷后，栓钉累积变形1.48mm；荷载110kN第4次加载时，混凝土出现垂直于其长边方向的裂缝；荷载120kN第1次卸荷时，栓钉残余位移再次增加，累积变形达2.78mm；荷载120kN第4次加载，栓钉极限位移4.02mm。随后试件承载力开始下降，达到81.7kN后缓慢回升，混凝土裂缝不断向压梁方向延伸，钢板周围出现新的放射状裂缝；试件承载力回升至86.6kN时，混凝土表面局部出现环状裂缝；试件承载力回升至93kN时，其承载力再次下降，栓钉周围混凝土裂缝快速发展，发生混凝土冲切破坏(图4(a))，栓钉周围混凝土明显掀起，试件丧失承载能力。

试件SJ-22-120-RN：加载初期无明显现象，栓钉与混凝土协调工作；荷载60kN第10次加载时，钢板与混凝土分离，栓钉产生竖向位移；后续加载中，栓钉残余位移不断增长；荷载100kN第1次及110kN第1次卸荷后，栓钉残余位移增幅明显；荷载110kN第7次加载时，栓钉位移3.86mm。试件承载力下降至76.63kN，混凝土表面突然出现向压梁延伸的裂缝，裂缝宽度较小；荷载下降至70.58kN时，栓钉周围出现数条放射状裂缝及环状裂缝，如图4(b)所示，发生混凝土开裂破坏；当裂缝发展至混凝土表面时，钢筋网片可防止混凝土环状裂缝连通，减轻混凝土放射状裂缝的宽度，栓钉、钢筋网片和混凝土之间协同工作。

试件SJ-19-170-R：加载初期试件无明显现象；荷载60kN第1次加载时，钢板与混凝土分离，栓钉开始产生竖向位移；随加载、卸载循环的进行，栓钉残余位移缓慢增加；荷载110kN第1次及120kN第1次卸荷后，栓钉残余位移显著增加；荷载130kN第1次加载时，试件达到极限承载力124.33kN，栓钉位移6.29mm。随着试件承载力开始下降，荷载下降至121.83kN时，栓钉于丝扣末端拉断，此时混凝土无裂缝产生，如图4(c)所示。

根据试验现象，试件SJ-22-120-R也出现混凝土冲切破坏；试件SJ-19-120-RN也出现混凝土开裂破坏。栓钉埋深170mm的试件全部发生栓钉拉断破坏如图4(c)所示，栓钉周围混凝土无裂缝出现。8个试件的试验结果见表3。

图4 混凝土及栓钉的破坏形态

试验结果表3

2.2 破坏形态分析

由试验结果可知，试件在反复拉拔时出现三种破坏形态：1)混凝土开裂破坏。设置钢筋网片的试件，在重复拉力作用下栓钉钉头凸缘部位对混凝土产生很大的环向拉力，并沿一定角度扩散，钉头部位混凝土受压开裂。随着荷载增大，与钉头凸缘部分接触的混凝土被压碎，裂缝不断向表面发展，出现以栓钉为中心的放射状裂缝和以栓钉钉杆为中心的局部环状裂缝，钢筋网片可减轻混凝土放射状裂缝宽度。2)混凝土冲切破坏。未设置钢筋网片的试件，栓钉和混凝土的受力及相对运动与素混凝土剪切破坏相似，形成混凝土冲切锥体，并产生典型的冲切破坏。3)栓钉拉断破坏。重复荷载作用下，栓钉钉杆与混凝土产生相对滑动，较大的栓钉埋深使得混凝土的抗冲切能力增大，栓钉钉头与混凝土接触部位没有压碎，而栓钉钉杆发生颈缩，最终栓钉断裂破坏。

表3中RN与R两组试件相似之处：栓钉埋深170mm时，随栓钉直径增加，栓钉反复拉拔试件极限承载力提高；栓钉埋深120mm时，试件极限承载力变化不明显；栓钉直径相同时，随栓钉深径比增大，试件极限位移增加。试件极限承载力的具体变化如下：

无钢筋网片试件组：栓钉埋深170mm时，栓钉直径由19mm增加至22mm，试件极限承载力增幅24.7%；栓钉直径相同，栓钉埋深由120mm增加至170mm，栓钉直径19mm的试件极限承载力提升5%，栓钉直径22mm的试件极限承载力提升41.3%。有钢筋网片试件组：栓钉埋深170mm时，栓钉直径由19mm增加至22mm，试件极限承载力增幅33.7%；栓钉直径相同，栓钉埋深由120mm增加至170mm，栓钉直径19mm的试件极限承载力提升12.5%，栓钉直径22mm的试件极限承载力提升52.0%。因此，设置钢筋网片时试件极限承载力提高幅度较大。钢筋网片可防止混凝土环状裂缝连通，减轻混凝土放射状裂缝的宽度，增加栓钉直径较大试件的极限位移，减小栓钉直径较小试件的极限位移。

本次试验加卸载次数最多为161次，最少为101次，发生混凝土开裂和冲切破坏的试件重复加载次数较少；发生栓钉拉断破坏的试件重复加载次数较多。对比发生混凝土冲切破坏与混凝土开裂破坏的试件发现，布置钢筋网片会阻止混凝土冲切破坏；适当减小钢筋网片与栓钉顶头的垂直距离，可以有效抑制混凝土局部受压区附近初始裂缝的快速发展。因此应考虑钢筋网片埋深对栓钉拉拔破坏形式的影响。

3 栓钉连接件抗拔性能劣化机理分析

3.1 荷载-位移曲线

8个试件的荷载-位移曲线如图5所示。由图5可见，荷载级别较小时，各试件加卸载曲线十分密集，试件处于弹性阶段；随着荷载级别的增加，各试件加卸载曲线逐渐稀疏，逐步累积塑性变形。荷载约为80～90kN时，直径为19mm的栓钉产生明显的变形。荷载在100～120kN时，直径为22mm的栓钉开始产生明显变形。对比试件SJ-19-120-R，SJ-19-120-RN及试件SJ-22-120-R，SJ-22-120-RN的荷载-位移曲线可以发现，钢筋网片的存在，使试件SJ-19-120-RN，SJ-22-120-RN的变形发展趋势更加平缓，减小了位移突变，这对于保证钢梁与混凝土之间的有效连接及组合结构优势的充分发挥起到重要作用。试件SJ-22-120-RN在加载后期的抗拔性能表现明显好于其他试件，原因是其栓钉深径比最小，造成混凝土受荷明显，传递给混凝土的荷载被钢筋网片承担，进而改善了试件的抗拔性能。由此可知，当栓钉深径比较小时，钢筋网片的存在能明显改善栓钉在较大荷载下的抗拔性能。需要指出的是，栓钉在某一荷载级别下反复拉拔次数较多时，其位移变化幅度增加，可能导致钢梁与混凝土分离明显，使构件由组合构件变成叠合构件，丧失组合构件的优势。

图5 试件荷载-位移曲线

3.2 骨架曲线分析

取荷载-位移曲线各级加载第1次循环的峰值点连线得到各试件在重复荷载下的骨架曲线，如图6所示。

图6 试件骨架曲线

对于无钢筋网片试件，从图6(a)可知，加载至50kN前(荷载级别小于5)，同一荷载级别下各个试件位移差别很小，所有试件位移值均在0.35mm以下，栓钉与混凝土几乎没有损伤；加载至80kN(荷载级别大于8)及以后，栓钉直径较小的试件应力较大，变形明显增加，开始出现损伤，如加载至80kN时试件SJ-19-170-R变形为1.08mm，试件SJ-22-170-R变形为0.68mm；埋深大的栓钉自身变形比混凝土变形突出，试件总体变形较大，如试件SJ-19-170-R，SJ-22-170-R破坏时的变形分别达到6.5，6.3mm，远大于试件SJ-19-120-R，SJ-22-120-R破坏时的变形3.3，3.0mm；栓钉直径较大的试件，其加载前期变形相差不大，但加载后期(荷载级别大于8)，相同荷载级别下试件SJ-22-170-R的变形明显小于试件SJ-22-120-R；栓钉直径较大的试件，栓钉应力和变形较小；较大的栓钉埋深增加了混凝土的冲切体积，混凝土应力和冲切变形较小，混凝土总体损伤较轻；随栓钉埋深增加，两种栓钉直径(19mm和22mm)的试件在加载后期的变形规律相反。从试验现象上看，试件SJ-19-120-R，SJ-22-120-R均发生混凝土锥体破坏，且试件SJ-22-120-R最终混凝土的破坏情况更加严重，在后期加载过程中，混凝土内部损伤严重，加剧了其位移的发展。

对于有钢筋网片试件，从图6(b)可知，加载至50kN前(荷载级别小于5)，同一荷载级别下各个试件位移差别很小，所有试件位移值均在0.25mm以下，栓钉与混凝土几乎没有损伤；加载至80kN时，与无钢筋网片试件(图6(a))比较，各荷载级别下试件位移明显减小，如试件SJ-19-170-RN的位移为0.25mm，而试件SJ-19-170-R的位移为1.0mm，这是因为钢筋网片可抑制混凝土裂缝发展，减小混凝土总体变形所致；栓钉埋深较小时，发生混凝土破坏(包含混凝土锥体破坏及混凝土开裂破坏，余同)的试件，各级荷载下其变形随栓钉直径的增大而增大；试件SJ-22-120-RN的骨架曲线在弹性阶段的初始斜率显著低于其他试件，这是由于位移计下钢片间隙所致。

3.3 累积弹塑性变形

整个试验过程，在每个荷载级别下循环10次，随着加卸载次数的增加，栓钉的位移逐渐增大，并在每个荷载级别形成平台，直至加载至极限荷载时，形成数个台阶(图5)。各试件的荷载-位移曲线均出现明显的“位移平台”现象，位移平台宽度(每级荷载下栓钉位移最大值与最小值的差值)的变化情况可以反映荷载级别递增过程中累积的弹性及塑性变形过程。各荷载级别下的位移平台宽度变化情况如图7所示，具体数值见表4。

图7 各试件荷载级别与位移平台宽度变化曲线

试件在各荷载级别下的位移平台宽度/mm 表4

由图7(a)可知，在无钢筋网片的情况下，当栓钉深径比h/d=5.5(即试件SJ-22-120-R)时，在较小荷载级别时试件就会有较大的位移平台宽度，如荷载级别为5时，位移平台宽度为0.3mm；加大深径比，试件的位移平台宽度随着荷载级别的增加大致均匀增加。对比图7(a)，(b)可知，相对无钢筋网片试件，试件中布置钢筋网片后，深径比最小的试件SJ-22-120-RN位移平台宽度增幅均匀，其余各试件位移平台宽度增幅存在明显波动。综合图7及表4可知，栓钉直径相同时，随着栓钉埋深增加，添加钢筋网片可减小位移平台宽度；直径19mm和22mm的栓钉在荷载级别分别大于8和10时，即相当于达到栓钉屈服荷载的80%～86%时，试件开始有明显的累积变形(包括弹性变形及塑性变形)。将荷载级别与位移平台宽度变化曲线进行回归，回归结果见图7，可知，试件累积弹塑性变形随着荷载级别增加呈二次函数曲线增长。

3.4 刚度退化

各试件骨架曲线在位移0.30mm之后表现出明显的非线性特征，因此选取各试件位移0.30mm之后的荷载级别，计算试件各荷载级别下的割线刚度，绘制割线刚度退化曲线，如图8所示。割线刚度按式(1)计算：

(1)

式中：K为割线刚度，kN/mm；P为各加载级别所对应的荷载值，kN；S为每级荷载第一次加载时的栓钉位移，mm。

由图8(a)可知，无钢筋网片时，试件的刚度退化规律与其破坏形态有关。相同直径下，发生栓钉拉断破坏试件比发生混凝土破坏试件的刚度退化速度更快。栓钉埋深170mm的试件刚度退化速度均快于埋深120mm的试件；栓钉埋深相同时，不同栓钉直径的试件刚度退化趋势基本一致。

由图8(b)可知，布置钢筋网片后，相同栓钉直径下，栓钉直径19mm时，加载前期试件SJ-19-120-RN刚度退化速度快于试件SJ-19-170-RN，此两个试件加载后期刚度退化规律相反；栓钉直径22mm时，加载前期试件SJ-22-170-RN刚度退化速度快于试件SJ-22-120-RN，此两个试件加载后期刚度退化规律则相反。相同栓钉埋深下，栓钉直径19mm的试件刚度退化速度均快于栓钉直径22mm的试件。由以上分析可知，布置钢筋网片后，相同破坏形态下，栓钉直径的增大有助于减缓试件刚度退化的速度。

图8 各试件刚度退化曲线

3.5 栓钉累积应变

试件荷载-栓钉应变曲线见图9，无论试件是发生混凝土破坏还是栓钉拉断破坏，栓钉均表现出明显的累积损伤。相同荷载下，试件SJ-22-120-R的栓钉应变小于试件SJ-22-170-R的栓钉应变。发生混凝土破坏的试件，在加载至屈服荷载之前(80kN左右)，栓钉和混凝土出现明显的累积损伤；发生栓钉拉断破坏的试件，在加载达到栓钉屈服荷载(120kN左右)时栓钉出现累积损伤，与栓钉相比，混凝土损伤较小。

图9 试件荷载-栓钉应变曲线

3.6 混凝土累积应变

试件混凝土内部应变情况如图10所示。相同荷载下，栓钉直径较小时试件混凝土应变较大，试件发生混凝土破坏，钢筋网片对混凝土的约束作用不明显；试件发生栓钉拉断破坏时，钢筋网片可减小混凝土内部的应变，可一定程度减小混凝土内部开裂程度。在钢筋截面面积不变的情况下，采用较小直径的钢筋或变形钢筋可有效减小混凝土的开裂程度。试验中钢筋网片间距100mm，采用热轧带肋钢筋(HRB钢筋)，如减小钢筋直径、间距，将对混凝土的浇筑造成影响，因此建议增加钢筋网片的埋深，即减小栓钉钉头至钢筋网片的垂直距离，通过这种方法可限制混凝土过早开裂。