改進的新型全裝配式組合梁抗剪連接件試驗研究

王 寧，侯和濤，李海生，仇 錦,3，劉錦偉,4，臧增運，高夢起

(1. 山東大學土建與水利學院，濟南 250061； 2. 榮華(青島)建設科技有限公司，青島 266500； 3. 廣聯達科技股份有限公司，北京 100193；4. 山東省建筑設計研究院有限公司，濟南 250001； 5. 鄭州城建集團投資有限公司，鄭州 450001 )

鋼-混凝土組合梁廣泛應用于建筑、橋梁結構中，能充分發揮鋼與混凝土兩種材料的力學性能，抗剪連接件是保證混凝土板與鋼梁之間剪力傳遞，使兩者形成組合作用的關鍵部件。已有的抗剪連接件中研究、應用最多的為栓釘[1?2]，因其制作工藝簡單，焊接施工迅速，便于質量控制。國內外眾多學者對槽鋼、角鋼、開孔板剪力連接件也有相當多的研究，形成了豐富的計算方法和理論模型[3?7]。

對于裝配式組合梁，已有的研究主要包括3 種形式：1)焊接連接組合梁[8]，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，實現快速安裝；2)裝配整體式鋼-混凝土組合梁[9?10]，是將預制混凝土板與鋼梁現場進行拼裝，將預制混凝土板中的預留孔位置與抗剪連接件位置對中就位后在預留孔中灌注漿料，從而形成整體；3)螺栓連接組合梁[11?14]，螺栓在預制橋梁結構中應用較多，為保證預制橋面板的預留螺栓孔與鋼梁的螺栓孔精確對中，一般采取先鋪設預制橋面板，再在鋼梁上翼緣對準打孔的方式，穿入高強螺栓并初步擰緊，依次鋪設預制橋面板，并最終擰緊螺栓。

但是上述幾種組合梁的裝配方式，無法完全避免焊接工作造成的組合梁初始缺陷或者現場濕作業，構件的加工、安裝精度均要求較高，無法實現局部替換和構件循環利用。針對上述待解決的問題，本文提出了改進的新型全裝配式組合梁(如圖1 所示)，具有無現場濕作業，加工、安裝精度要求低，安裝速度快，可局部更換、循環使用等優點。主要部件包括：預埋C 型鋼導槽的預制混凝土樓板、鋼梁和TJ 型緊固件。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，在外力作用下產生變形趨勢時，高強螺桿的預緊力使得預制混凝土樓板、鋼梁、TJ 型緊固件三者之間彼此接觸面上的摩擦力作為剪力傳遞，進而形成組合工作機制。同時，TJ 型緊固件還可以防止樓板相對鋼梁產生的豎向掀起。

圖 1 改進的新型全裝配式組合梁結構拆解圖Fig. 1 Detailed structure of improved new fully assembled composite beam

為研究此新型組合梁的力學性能，本文通過12 次推出試驗，分析了新型組合梁的工作機理、緊固件應變、荷載滑移曲線、破壞形態等，比較了兩類緊固件的差異，研究了鋼導槽間距對抗剪性能的影響，并給出了緊固件預緊力的計算方法以及新型組合梁推出試驗的荷載-滑移本構關系模型，通過建立有限元模型對緊固件的受力性能進行了參數分析。

1 試驗方案

1.1 緊固件扭矩與預緊力的測試

1.1.1 緊固件尺寸

為實現緊固件高強螺桿與鋼梁翼緣的更好貼合，將高強螺桿設計為兩類萬向鉸形式，A 類為工廠加工成型，對高強螺桿端部做球狀切削處理，B 類為德國產的標準件，只需將高強螺桿擰入即可，無需加工螺桿端部。兩種緊固件的弓背部分尺寸相同，如圖2 所示，螺桿為M12、材質為12.9 級，長度90 mm，緊固件鋼材為Q345B 級。

圖 2 緊固件尺寸及萬向鉸形式 /mmFig. 2 Fastener size and type of universal hinge

1.1.2 測試方法

安裝新型全裝配式組合梁時，需要對TJ 型緊固件施加一定扭矩值，與普通螺栓的工作狀態不同，有必要對緊固件扭矩與預緊力做進一步的試驗研究。設計如圖3 所示的測試裝置，通過帶有扭矩示數的扭矩扳手對緊固件螺桿施加扭矩，緊固件與鋼梁之間的壓力傳感器輸出預緊力大小，同時緊固件弓背部分內外側粘貼的應變片輸出應變數據，為避免單一緊固件測試的偶然性，A、B 兩類緊固件各測試3 個，分別編號A-1(2、3)、B-1(2、3)。

圖 3 緊固件扭矩與預緊力測試裝置Fig. 3 Torque and preload testing device of fastener

1.1.3 緊固件鋼材材性

緊固件材性見表1。施加扭矩之后，緊固件弓背部分受到拉彎作用，當緊固件弓背內、外側未達到屈服時，截面應力如圖4 所示。應變值差與彎矩之間的關系式如下。

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

圖 4 彈性階段1-1 截面應力分布Fig. 4 Stress distribution of section 1-1 of flexible stage

則對上式變形得到緊固件預緊力對于弓背中軸處的彎矩為：

緊固件的預緊力換算采用內外側應變差換算彎矩再換算預緊力的方法，目的是為了消除應變片初始應變的影響。以A-1 緊固件測得數據為例列于表2，實測預緊力與換算預緊力的絕對誤差均在0.42 kN 之內。換算預緊力與實測預緊力的關系如圖5 所示，由圖可知，吻合較好，表明緊固件應變換算預緊力方法準確性較高。

表 2 A-1 測試結果Table 2 Test results of A-1 fastener

1.2 組合梁推出試驗

緊固件作為連接件，主要作用是通過施加預緊力進而在界面施加摩擦力，實現組合梁界面的剪力傳遞，剪力傳遞性能是研究的重點，目前，推出試驗對于組合梁連接件抗剪性能的研究是廣泛采用的試驗方式，易于操作，受力明確[15]。

圖 5 A-1 換算預緊力與實測預緊力的關系Fig. 5 The relationship between the converted preload and the measured preload of A-1

1.2.1 試驗加載裝置與測試方式

試驗裝置如圖6 所示。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6(a)所示。按照第1.1 節中的測試結果，為保證緊固件在施加扭矩后保持彈性，A 類試件緊固件螺桿施加扭矩 24.6 N·m，B 類為 58 N·m。

圖 6 試驗裝置Fig. 6 Test set-up

A 類試件加載步驟：1)將所有緊固件的螺桿施加24.6 N·m 的扭矩，同時采集緊固件應變數據，而后以0.1 kN/s 的速度單調加載到產生明顯滑移時停止；2)將所有緊固件拆下，重新拼裝，然后與步驟1)完全相同測試；步驟3)緊接步驟2)，試件不拆卸，將緊固件復擰至24.6 N·m 的扭矩，相同加載到產生明顯滑移時停止。

B 類試件加載步驟：將所有緊固件的螺桿施加58 N·m 的扭矩，同時采集緊固件應變數據，以0.1 kN/s 的速度單調加載到產生明顯滑移時停止加載。

為采集樓板與鋼梁之間的相對滑移，前后各布置2 個位移計，如圖6(b)、圖6(c)所示；緊固件弓背部分內外側的應變片布置參見圖3。

1.2.2 試件詳情

推出試驗共設計了6 組新型全裝配式組合梁推出試件。每組試件包括2 塊預制樓板、緊固件以及鋼梁 (HM390×300×10×16)，2 塊樓板通過緊固件分別與鋼梁的上下翼緣連接。錨固于預制樓板內的鋼導槽由矩形鋼管切割而成，鋼導槽上表面焊接栓釘，如圖7 所示。預制樓板詳見圖8。

圖 8 鋼導槽布置及預制樓板配筋圖 /mmFig. 8 Channels and reinforcement arrangement

各試件參數見表3。試件編號含義，如A-300-1中：A 表示試件采用A 類緊固件；300 表示鋼導槽中心間距300 mm；1 表示組合梁第一次組裝；2 表示組合梁拆除緊固件后重新組裝，代表實際工程中拆除后重建；3 表示緊固件受力后不拆除，再次施加預定扭矩進行工作，模擬實際工程中的復擰維護。

表 3 試件參數Table 3 Specimen parameters

1.2.3 緊固件塑性階段的預緊力計算方法

緊固件施加預緊力后弓背部分受彎矩、軸力共同作用，由于緊固件的個體差異及安裝部位鋼導槽或預制樓板平整度差異，使得施加扭矩之后緊固件弓背處應變出現3 種情況：1)弓背內、外側應變均小于屈服應變(彈性階段)；2)弓背內側超過屈服應變而弓背外側未達到屈服應變；3)弓背內、外側均超過屈服應變。

對于情況1)預緊力按照第1.1.3 節的彈性計算方法換算，對于情況2)、情況3)緊固件弓背處的應變-應力如圖9 所示，若按情況1)計算預緊力，將導致計算值偏大。情況2)、情況3)下，對截面形心軸計算彎矩M 分別如式(5)、式(6)所示，預緊力按式(7)計算。根據本文鋼材的實測應力-應變曲線得知在鋼材的應變值小于0.02 時鋼材材性符合理想彈塑性模型，推出試驗中實測緊固件應變均未超過0.02，因此，可以采用理想彈塑性模型進行緊固件的計算。

情況2)時緊固件彎矩計算公式：

圖 9 緊固件弓背處的應變-應力關系Fig. 9 Strain-stress relationship at the back of the fastener

情況3)時緊固件彎矩計算公式：

預緊力按下式計算：

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現象

由于A、B 兩類試件緊固件萬向鉸類型、施加扭矩值、預緊力等因素的不同，導致其具有不同的試驗現象，如圖10 所示，具體現象分析如下：

A 類試件在加載初期無明顯現象，隨加載的進行，達到極限荷載的75%左右時，產生相對滑移，鋼梁與預制樓板開始摩擦產生混凝土粉末掉落現象(如圖10(a)所示)，隨著繼續加載，緊固件萬向鉸處發出清脆響聲，表明滑移進一步增大，直至加載停止，除A-600-2 組加載后出現一個緊固件螺桿彎曲(如圖10(b)所示)外，其余組緊固件均無明顯變化。

圖 10 試驗現象Fig. 10 Experimental phenomenon

B 類試件的加載初期無明顯現象，隨加載的進行，達到極限荷載的70%左右時，預制樓板與鋼梁產生滑移并伴有細小的摩擦聲，隨著繼續加載，緊固件發出響聲并開始慢慢彎曲，隨進一步加載，除B-450 組一個緊固件螺桿未發生損壞外，其余組所有緊固件螺桿突然發生較大變形(如圖10(c)所示)，甚至個別螺桿在與緊固件交界處斷裂(如圖10(d)所示)。

試驗后兩類試件的鋼梁與預制樓板均產生明顯的摩擦痕跡(如圖10(e)所示)，預制樓板及鋼導槽均無破壞現象，說明鋼導槽的剛度、強度及錨固措施較好。

2.2 荷載-滑移曲線

由于各組試件緊固件的總預緊力不同，為排除此因素對抗剪性能的影響，將荷載滑移曲線的所有緊固件總抗剪承載力除以總預緊力得到曲線如圖11、圖12 所示?？v坐標表示所有緊固件的總抗剪承載力除以總預緊力，橫坐標為樓板與鋼梁之間的相對滑移。

圖 11 A 類試件荷載滑移曲線Fig. 11 Load-slip curve of each A specimen

圖 12 B 類試件荷載滑移曲線Fig. 12 Load-slip curve of each B specimen

A 類各試件的荷載滑移曲線可分為4 個階段：1)豎直段：樓板與鋼梁之間沒有相對滑移；2)上升段：隨加載繼續，開始出現相對滑移，曲線變為不穩定的上升段；3)下降段：極限荷載后，出現短暫下降段；4)穩定段：下降段過后，出現強度基本不變的穩定段，此階段僅為荷載值的小幅波動，表明A 類試件表現出良好的殘余強度穩定性，不會出現強度的快速大幅下降。B 類各試件的荷載滑移曲線較A 類曲線更為光滑，因為由表3可見B 類試件的總預緊力較A 類更大，使得緊固件螺桿與鋼梁的摩擦力更大，從而B 類試件的緊固件螺桿幾乎全部彎曲變形，連接件的破壞模式為螺桿屈服，具有較好的吸能效果。

由圖11(a)可知，總體上A 類試件的第2)次加載曲線各個階段與第1)次加載曲線相當甚至更高，表明第2)次加載代表的組合梁連接件拆卸后重新安裝不會導致其抗剪性能的降低，具有較好的可重復利用性；還可以發現A 類試件的第3)次加載曲線各個階段明顯高于第1)次、第2)次加載曲線，并且直線段最高點也明顯高于第1)次、第2)次的，表明第3)次加載代表的組合梁連接件復擰維護后其抗剪性能有所提升。

為分析不同導槽間距對組合梁連接件抗剪性能的影響，將A 類試件相同加載過程不同導槽間距的荷載滑移曲線做比較如圖11(b)所示?？梢钥闯? 個加載過程的曲線均表現出：300 mm 鋼導槽間距的試件在加載的各個階段具有更高的抗剪承載力，高于450 mm、600 mm 間距試件，表明適當降低緊固件間距可以提高緊固件群的剪力傳遞能力。

由圖12 可知，B 類試件中，300 mm 鋼導槽間距的試件曲線各階段明顯高于另外兩組，而450 mm 試件的直線段頂點、極限荷載均與600 mm試件相近，不同之處為上升段與下降段較600 mm試件曲線低，結合試驗現象分析，450 mm 試件中由于一個緊固件螺桿未發生彎曲，導致曲線不夠飽滿。

3 有限元分析

3.1 緊固件有限元模擬

3.1.1 材料本構及單元類型

采用ABAQUS 軟件對緊固件進行建模分析。緊固件鋼材強度按照材性試驗取值，螺栓采用12.9 級高強螺桿，其屈服應力取1080 MPa，彈性模量為2.06×105MPa，二者均采用理想彈塑性模型。根據試驗結果可知緊固件鋼材在推出試驗過程中均遠遠未達到強化段，理想彈塑性模型可以達到很好的精度。

為了建立實際尺寸的緊固件，同時便于觀察緊固件的應力分布、變形情況以及各部件之間的接觸定義，采用C3D8R 單元建立緊固件鋼材、螺栓，采用C3D10 單元建立萬向鉸部分。

3.1.2 模型介紹

緊固件的尺寸與上述試驗均一致，萬向鉸按照實際加工尺寸建立，為了建模方便，并且節約計算資源，螺桿未建立螺紋，如圖13 所示。

圖 13 緊固件有限元模型Fig. 13 Finite element model of fasteners

3.1.3 網格劃分

為方便計算，需要將部件分割成規則的部分，同時，網格劃分的大小需要結合實際情況設置，針對緊固件需要選擇合適的網格大小進行計算。萬向鉸的網格大小為0.002 m，螺桿主體的網格大小為0.003 m，緊固件弓背主體的網格大小為0.004 mm，劃分好的網格如圖14 所示。

圖 14 網格劃分Fig. 14 Meshing of fasteners

3.1.4 接觸與約束

螺桿球頭與萬向鉸的接觸設置的為“面-面”接觸，之間的滑移方式選擇“小滑移”，面面之間的切向設置摩擦系數為0.3，法向為硬接觸。螺桿與緊固件主體之間在擰緊后沒有位移，將螺桿與緊固件主體設置為“tie”約束。

3.1.5 荷載與邊界

根據緊固件實際工作條件，如圖15 所示將端部建立邊界約束，約束6 個位移分量。為了便于施加荷載和提取數據，將萬向鉸的頂面設置一個耦合點，對耦合點進行位移分量約束，只放開平面內的位移。

圖 15 荷載與邊界Fig. 15 Load and boundary

為了模擬緊固件施加預緊力，將螺桿截面處設置“bolt load”，需要在螺桿上切割一個平面，設置“bolt load”為35 kN。

3.1.6 緊固件模擬結果的驗證

由圖16 可以看出緊固件由于在螺桿施加預緊力后弓背處受到軸力與彎矩共同作用，使得內側受拉外側受壓，并且通過應力圖可以看出中和軸偏向外側，與理論和試驗結果均相符。

圖 16 最大預緊力時的mises 應力分布Fig. 16 Mises stress distribution under maximum preload

參考第1.1 節的緊固件預緊力測試，本文對2 個A 類型萬向鉸的緊固件施加預緊力到了塑性階段，得到了預緊力與應變的數據，再結合上述的模擬結果，以及第1.2.3 節緊固件塑性階段預緊力的計算方法，將理論計算結果、試驗結果以及有限元模擬結果繪制于圖17，可以看出所提出的緊固件應變與預緊力計算方法與試驗結果、模擬結果吻合較好，并為后面組合梁推出試驗的模擬驗證了緊固件模型的合理性。

圖 17 緊固件的有限元模型驗證Fig. 17 Finite element model verification of fasteners

3.2 推出試驗模擬

結合上述緊固件的模擬，對該形式組合梁推出試驗進行有限元分析，與試驗結果進行對比驗證。

3.2.1 模型建立

混凝土本構關系參考混凝土結構設計規范[16]附錄C2 中混凝土的本構關系，采用混凝土塑性損傷模型來模擬混凝土的性能。預制樓板中的鋼筋采用理想彈塑性模型。鋼導槽等級為Q235B，屈服強度取235 MPa，同樣采用理想彈塑性模型。模型按照試驗的真實尺寸1∶1 建立，結合試驗狀態對模型進行接觸定義，其中預制樓板與鋼導槽之間省略掉栓釘。結合試驗現象，鋼導槽與預制板之間未出現滑移與破壞，模型中將鋼導槽與預制板的接觸面之間設置為“tie”約束；鋼梁翼緣與預制樓板之間設置為“面-面接觸”，法向為硬接觸，切向設置摩擦系數為0.4；鋼梁翼緣與緊固件的萬向鉸同樣為“面-面接觸”，法向為硬接觸，切向設置摩擦系數為0.25。鋼筋設置為嵌入混凝土的相互關系，如圖18 所示。對各部件進行裝配后如圖19 所示。

圖 18 鋼筋嵌入混凝土Fig. 18 Reinforcement embedded in concrete

圖 19 裝配后推出試件模型Fig. 19 Model of push out test

對于邊界條件的設置，結合試驗條件進行，預制板的下表面限制豎向的位移。為便于加載，將鋼梁上表面耦合到控制點上。

設置兩個分析步，與試驗過程相同，第一個分析步為施加緊固件的預緊力，結合試驗測得的緊固件換算預緊力進行輸入。第二個分析部為正式加載，加載方式為控制點施加向下的位移。

3.2.2 推出試驗模擬結果的驗證

為驗證模型的準確性，將模擬結果與試驗結果進行對比，荷載-滑移曲線如圖20 所示。

由圖20 對比可以看出，整體的模擬效果均較好，基本吻合試驗測得的荷載滑移曲線趨勢，豎直段吻合很好，出現相對滑移的拐點基本吻合，上升段吻合程度稍差，主要是上升段斜率與峰值點略微差別，值得一提的是，模擬曲線也出現下降段，但模擬下降段斜率較小?？傮w看來，除A-300 組荷載峰值相差較多外，其余組荷載峰值的吻合較好，模擬曲線的穩定段相比試驗更平滑，除A-600 組相差較大，其余組模擬的平滑段模擬較好。由此表明建立的有限元模型能較好地反映出推出試驗的各個階段，可用于此新型組合梁的力學性能分析。

圖 20 模擬結果與試驗結果對比Fig. 20 Comparison between simulation results and test results

4 結論

通過6 組試件的推出試驗，對改進的新型全裝配式組合梁抗剪連接件的抗剪性能進行了研究，并對抗剪連接件和新型組合梁進行了有限元模擬分析，得到以下主要結論：

(1) 推出試驗中，A、B 兩類試件具有不同的試驗現象，A 類試件緊固件螺桿僅有1 個發生明顯變形，B 類試件緊固件螺桿幾乎全部變形，試驗后兩類試件的鋼梁與預制樓板產生明顯的摩擦痕跡，預制樓板及鋼導槽均無破壞。

(2) A 類各試件的荷載滑移曲線大致可分為4 個階段，表現出良好的殘余強度穩定性，不會出現強度的快速失效；B 類試件的荷載滑移曲線較A 類曲線更為光滑，具有明顯的強度下降段。

(3) 組合梁連接件拆卸后重新安裝不會導致抗剪性能的降低，具有較好的可重復利用性；組合梁連接件受力后不拆卸并復擰(再次施加扭矩)后，其抗剪性能有所提升。

(4) 本文提出的緊固件預緊力計算公式與試驗和有限元模擬結果吻合較好，建立的有限元模型能夠較準確地模擬緊固件和此新型組合梁的抗剪性能，為組合梁連接件的相關研究提供了一定的參考。