新型全裝配鋼-混凝土組合梁連接件推出試驗研究

侯和濤，臧增運，魯玉曦，劉錦偉，季可凡，王彥明

(山東大學土建與水利學院，濟南 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構形式，能充分發揮鋼與混凝土2種材料的力學性能，在建筑、橋梁結構中得到廣泛應用，已有的抗剪連接件中研究應用最多的為栓釘[1_2]。開孔鋼板(PBL)剪力鍵是另一種應用較廣的抗剪連接件，結構形式為帶孔鋼板，鋼板焊接在鋼梁翼緣，鋼板開孔內可以穿鋼筋，澆筑完混凝土后，孔內形成的混凝土棒狀榫結構來抵抗鋼梁和混凝土之間的剪力和豎向掀起，與傳統抗剪連接件相比具有良好的承載力和疲勞性能。國內外學者通過試驗研究了PBL連接件的孔徑、板厚、混凝土強度等參數對組合梁的滑移性能、抗剪承載力以及破壞機理的影響[3―9]。

李成君等[10]提出 1種預制裝配式組合剪力釘，其結構為剪力釘通過側向鋼板預埋在混凝土預制板中，與鋼梁焊接連接，現場焊接量大。1種新型裝配式組合梁采用高強螺桿作為抗剪連接件[11―12]，通過在預制混凝土板及鋼梁上翼緣留孔，安裝時將高強螺栓穿過并擰緊，對安裝精度要求較高。為了實現快速安裝和可更換，本文提出了1種新型全裝配式鋼-混凝土組合梁結構，主要包括預制樓板、緊固件和鋼梁，如圖1所示。預制樓板里預埋鋼導槽提供緊固件的卡位，安裝時只需要將預制樓板吊裝到鋼框架梁預定位置，再將緊固件放置到鋼導槽內卡位，通過施加扭矩于緊固件的螺桿上來提供預緊力同時限制樓板的豎向掀起，通過預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、便于拆卸和修復等，符合裝配式建筑可循環使用的要求。

為研究此新型鋼-混凝土組合梁的緊固件及不同鋼導槽的受力性能，以及緊固件數量對抗剪性能的影響，本文進行了推出試驗，試件包括3種預制混凝土樓板，鋼導槽根據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。通過推出試驗提出了緊固件的承載力計算公式，方便工程應用。

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 試驗設計

推出試驗是測定栓釘等抗剪連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。

每組試件包括2塊預制樓板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。預埋于樓板內長500 mm的鋼導槽上焊接栓釘φ16@100(L=80 mm)，頂面栓釘共2排間距50 mm，側面各1排，使其錨固于預制樓板中，3種鋼導槽截面見圖2。

圖2 鋼導槽類型/mmFig.2 Types of channels

試驗根據預制板中鋼導槽的類別共設計了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2.1節中加載程序和緊固件數量變化每組又分別編號4個試件，如CB-3-16-1試件編號中，數字3表示鋼導槽的形式為鋼板焊接(圖2(c))，16表示緊固件數量，1表示第1次加載。

緊固件采用 Q345B級鋼材，實測屈服強度為378.7 MPa，極限強度為 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

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

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

2 試驗方案

2.1 加載方式

圖5 加載裝置Fig.5 Loading device

試驗采用電液伺服壓剪試驗機進行單調靜力加載，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16個緊固件的螺桿施加 50 N·m 的扭矩，同時采集緊固件應變數據；3)開始加載，荷載從0開始以0.25 kN/s的速率增加，單調加載到產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 3次，第 4次加載至產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，相同速率加載至產生明顯滑移時停止加載。

2.2 測點布置

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

圖6 應變片布置Fig.6 Strain gauge arrangement

3 試驗結果分析

3.1 破壞現象

3組試件的破壞形態基本一致。典型的破壞形態為：加載過程中鋼梁翼緣與鋼導槽之間的預制混凝土出現裂縫。試驗現象為：在緊固件施加預緊力的過程中，試件完好，未出現任何裂縫；當含 16個緊固件的試件加載至極限荷載的30%左右時，出現第1條混凝土裂縫；隨著豎向荷載的增加，其他相應位置相繼出現相似裂縫，如圖7(a)所示；當加載至極限荷載的75%左右時，緊固件處開始出現清脆響聲，相對滑移加速增長；隨豎向荷載的繼續增加，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組嚴重，出現多處混凝土破碎，如圖7(b)所示)。16個緊固件的試件循環 3次加載過程中仍有新裂縫出現；當再次正式加載時，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，當加載至極限荷載的88%左右時緊固件處出現響聲，開始出現較大相對滑移，隨后達到極限承載力。

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

圖8 緊固件內外側應變Fig.8 Inner and outer strain of fastener

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

3.2 緊固件應變

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

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；達到大約60%極限荷載時，曲線斜率開始變小，出現弧度較大的上升段；當達到極限荷載時表現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。16個緊固件時，循環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減小，結合試驗現象分析：CB-2-16-1加載完后，出現多處如圖7(c)所示的混凝土破碎現象(CB-1-16-1和CB-3-16-1加載完后未出現)，分析為CB-2-16-1的緊固件施加扭矩后預緊力偏大，從而使得抗剪承載力偏大于另外2組，加載后出現多處混凝土破碎，使摩擦面接觸松動，摩擦力變小，導致CB-2-16-2的承載力減小，CB-2-12的極限滑移量也相應減少。

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，說明冷彎型鋼導槽對緊固件抗剪性能有提升作用，原因是鋼導槽截面高度較小限制了緊固件的轉動作用。加載完成后鋼導槽均未發生損壞，CB-2組和 CB-3組鋼導槽尺寸相同，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量的增加變化較小。

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

由表2分析發現：CB-1組與CB-3組，16個緊固件循環加載后，承載力分別提升23%，11%，原因是緊固件經過第1次加載及循環加載后，緊固件與鋼梁和預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增大，表現為抗剪承載力提高。

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個緊固件承擔的抗剪承載力分擔比小于平均值(25%)；8個緊固件比12個的極限承載力減少36%，與緊固件數量減少33%接近。CB-3組與CB-1組規律相同，應在后續工作中針對緊固件的荷載分配展開進一步的研究。

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算

3.6.1 理論依據

試驗過程中通過對緊固件施加扭矩來實現預緊力的控制。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；為螺栓副的當量摩擦角/(°)；P/kN 為螺栓的夾緊力。扭矩系數K為：

緊固扭矩和夾緊力具有線性關系，即：

本次試驗緊固件的T2為螺桿端部墊片與鋼梁內表面的摩擦阻力矩，式(1)和式(2)中的D0取緊固件螺栓頂墊片的直徑24 mm，因為實心墊片d0取0。則應用于本試驗緊固件扭矩與預緊力關系計算的公式簡化為：

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《鋼結構高強度螺栓連接技術規程》的規定，端部墊片與鋼梁內表面的摩擦面摩擦系數f取0.3。

3)螺栓副的當量摩擦角：

當量摩擦系數：fv=fs/cosβ=0.162，相關文獻研究表明8.8級M12發黑螺栓螺紋摩擦系數fs測定值為 0.14[15]；查得β=30°。

螺栓副的當量摩擦角：=arctgfv=9.2°。

從而得：T＝T1+T2＝3.57P，K＝0.297。

得預緊力P扭矩T間的關系如下：

3.6.3 抗剪承載力計算值與試驗值對比

蘇慶田等[16]對不同表面性質的鋼板與混凝土的摩擦系數做了試驗研究，得到普通銹蝕鋼板與混凝土界面的摩擦系數μ為0.736。試驗中鋼梁翼緣在緊固件提供的預緊力作用下與混凝土界面和高強螺栓墊片共同作用，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算值與試驗值對比結果如表3所示。

對于CB-2組的表現，3.3節中做了分析，由于施加相同扭矩后，CB-2-16-1的緊固件的預緊力偏大，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，計算結果較準確，本節所推導的公式適用于計算首次加載的單個緊固件抗剪承載力。由3.5節可知，重復加載的試件的抗剪承載力高于首次加載。如圖12所示，3組試件實驗值均大于計算值，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度比較

由式(6)知扭矩與緊固件預緊力呈線性關系，因此推出試驗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系。

由 GB/T 3098.9―2002《緊固件機械性能有效力矩型鋼六角鎖緊螺母》知8.8級高強螺栓可施加到扭矩71 N·m~105 N·m，本次試驗施加的扭矩約為極限扭矩的50%，試驗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算值與試驗值對比/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算值與試驗值Fig.12 Calculated shear bearing capacity and test value of each shear connector

GB 50017―2017《鋼結構設計標準》中栓釘連接件的承載力按照式(18)計算：

式中：Ec為混凝土的彈性模量；As為栓釘截面面積；fu為栓釘抗拉強度設計值；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度標準值為26.8 MPa。按照式(8)計算得栓釘抗剪承載力如表4。

從表4可知：本文設計的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。說明本文設計的緊固件可提供與普通抗剪栓釘相當的抗剪承載力。

表4 栓釘強度計算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，在曲線的中間轉折段，隨緊固件數量的不同而不重合，中間轉折段對應滑移量大致為0.2 mm~1 mm?？梢钥闯鲅h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

對上述數據進行擬合，得到的剛度-滑移曲線表達式(k為抗剪剛度，S為相對滑移，R2為可決系數)見圖13，為工程應用提供計算參考。

4.2 最遠點法計算緊固件抗剪剛度值

目前已有的抗剪連接件剛度計算方法基本是針對栓釘的，且各方法的差別較大，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作為抗剪剛度值。

根據馮鵬和李宗京等[17―18]關于屈服點的討論和最遠點法的定義。用此方法定義的“屈服點”作為組合梁使用階段允許的最大荷載值，取此點的荷載與對應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，即找尋與原點和最大值點連線距離最遠的點作為“屈服點”。

圖14 最遠點法示意圖Fig.14 Farthest point method for yield points

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

16個緊固件時，各組均表現出循環加載后的抗剪剛度值明顯增大現象，不同緊固件數量情況下，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出與整體相同的特點。

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。因鋼導槽截面高度較小時約束作用明顯，CB-1組抗剪性能優于CB-2、CB-3組。循環加載可提升緊固件抗剪承載力和抗剪剛度。

(2)本文設計的緊固件可提供較大的抗剪承載力，推導的抗剪承載力計算公式與試驗結果吻合較好，對工程應用具有指導意義。

(3)最遠點法確定的屈服點較為安全，可作為指導工程應用的緊固件抗剪承載力臨界值和抗剪剛度取值依據。