新型全装配钢-混凝土组合梁连接件推出试验研究

侯和涛，臧增运，鲁玉曦，刘锦伟，季可凡，王彦明

(山东大学土建与水利学院，济南 250061)

钢-混凝土组合梁是通过抗剪连接件将钢梁与混凝土板组合起来的新型结构形式，能充分发挥钢与混凝土2种材料的力学性能，在建筑、桥梁结构中得到广泛应用，已有的抗剪连接件中研究应用最多的为栓钉[1_2]。开孔钢板(PBL)剪力键是另一种应用较广的抗剪连接件，结构形式为带孔钢板，钢板焊接在钢梁翼缘，钢板开孔内可以穿钢筋，浇筑完混凝土后，孔内形成的混凝土棒状榫结构来抵抗钢梁和混凝土之间的剪力和竖向掀起，与传统抗剪连接件相比具有良好的承载力和疲劳性能。国内外学者通过试验研究了PBL连接件的孔径、板厚、混凝土强度等参数对组合梁的滑移性能、抗剪承载力以及破坏机理的影响[3―9]。

李成君等[10]提出 1种预制装配式组合剪力钉，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，现场焊接量大。1种新型装配式组合梁采用高强螺杆作为抗剪连接件[11―12]，通过在预制混凝土板及钢梁上翼缘留孔，安装时将高强螺栓穿过并拧紧，对安装精度要求较高。为了实现快速安装和可更换，本文提出了1种新型全装配式钢-混凝土组合梁结构，主要包括预制楼板、紧固件和钢梁，如图1所示。预制楼板里预埋钢导槽提供紧固件的卡位，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同时限制楼板的竖向掀起，通过预制楼板与钢梁上翼缘的摩擦力来防止钢梁与楼板的相对滑移，使两者协同受力。新型组合梁为干式连接、安装速度快、便于拆卸和修复等，符合装配式建筑可循环使用的要求。

为研究此新型钢-混凝土组合梁的紧固件及不同钢导槽的受力性能，以及紧固件数量对抗剪性能的影响，本文进行了推出试验，试件包括3种预制混凝土楼板，钢导槽根据加工方式不同分为钢板冷弯型、矩形钢管切割型及钢板焊接型。通过推出试验提出了紧固件的承载力计算公式，方便工程应用。

图1 新型全装配钢-混凝土组合梁示意图Fig.1 New fully assembled steel-concrete composite beam

1 试验设计

推出试验是测定栓钉等抗剪连接件承载力的常用方法[13]，在一定程度上可以模拟组合梁在正弯矩作用下抗剪连接件的受力状态。

每组试件包括2块预制楼板1000 mm 500 mm 150 mm、紧固件以及钢梁 H350 mm 250 mm 12 mm 12 mm，2块楼板通过紧固件分别与钢梁的上、下翼缘连接。预埋于楼板内长500 mm的钢导槽上焊接栓钉φ16@100(L=80 mm)，顶面栓钉共2排间距50 mm，侧面各1排，使其锚固于预制楼板中，3种钢导槽截面见图2。

图2 钢导槽类型/mmFig.2 Types of channels

试验根据预制板中钢导槽的类别共设计了3组全装配钢-混凝土组合梁推出试件，分别编号CB-1、CB-2和CB-3组。根据2.1节中加载程序和紧固件数量变化每组又分别编号4个试件，如CB-3-16-1试件编号中，数字3表示钢导槽的形式为钢板焊接(图2(c))，16表示紧固件数量，1表示第1次加载。

紧固件采用 Q345B级钢材，实测屈服强度为378.7 MPa，极限强度为 553.6 MPa，弹性模量为2.11 105MPa，紧固件如图3所示。

图3 紧固件详图/mmFig.3 Details of fastener

预制楼板的钢筋采用直径为6 mm的HRB400级，实测屈服强度为 443.6 MPa，极限强度为591.2 MPa；混凝土等级C40，实测立方体抗压强度为43.2 MPa。试件钢导槽布置及配筋如图4所示。

图4 钢导槽布置及配筋图/mmFig.4 Channels and reinforcement arrangement

2 试验方案

2.1 加载方式

图5 加载装置Fig.5 Loading device

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5所示。安装及加载步骤：1)试件的拼装；2)用扭矩扳手将钢梁两侧16个紧固件的螺杆施加 50 N·m 的扭矩，同时采集紧固件应变数据；3)开始加载，荷载从0开始以0.25 kN/s的速率增加，单调加载到产生明显滑移时停止加载；4)将16个紧固件重新施加到50 N·m的扭矩，荷载从0开始以相同速率加载，达到第一次加载的极限承载力的 60%时停止加载；5)步骤 4)重复 3次，第 4次加载至产生明显滑移时停止加载；6)撤掉第4排4个紧固件，相同速率加载至产生明显滑移时停止加载；7)撤掉第2排4个紧固件，相同速率加载至产生明显滑移时停止加载。

2.2 测点布置

在紧固件上、下表面各布置1个应变片，用于测量在紧固件拧紧过程中的应变值，布置如图6所示；在钢梁顶部腹板两侧布置2个位移计，如图5(a)所示，用于测量钢梁相对预制楼板的滑移。

图6 应变片布置Fig.6 Strain gauge arrangement

3 试验结果分析

3.1 破坏现象

3组试件的破坏形态基本一致。典型的破坏形态为：加载过程中钢梁翼缘与钢导槽之间的预制混凝土出现裂缝。试验现象为：在紧固件施加预紧力的过程中，试件完好，未出现任何裂缝；当含 16个紧固件的试件加载至极限荷载的30%左右时，出现第1条混凝土裂缝；随着竖向荷载的增加，其他相应位置相继出现相似裂缝，如图7(a)所示；当加载至极限荷载的75%左右时，紧固件处开始出现清脆响声，相对滑移加速增长；随竖向荷载的继续增加，混凝土裂缝宽度逐渐加大、长度逐渐增加(而CB-2-16-1破坏比其他2组严重，出现多处混凝土破碎，如图7(b)所示)。16个紧固件的试件循环 3次加载过程中仍有新裂缝出现；当再次正式加载时，混凝土裂缝随荷载的增加而开展并且部分混凝土开始从主体掉落。在包含 12个紧固件试件的加载过程中，混凝土裂缝随荷载的增加而继续开展且混凝土大量脱落，如图7(c)所示。在包含8个紧固件试件的加载过程中，混凝土基本不再变化，当加载至极限荷载的88%左右时紧固件处出现响声，开始出现较大相对滑移，随后达到极限承载力。

图7 试件混凝土破坏图Fig.7 The failure modes of specimen

图8 紧固件内外侧应变Fig.8 Inner and outer strain of fastener

加载过程中CB-1组的紧固件高强螺杆均未出现变形，CB-2、CB-3组的个别紧固件高强螺杆出现较明显变形，同时螺杆顶部垫片脱落。

3.2 紧固件应变

在施加预紧力的过程中，紧固件应变随时间的变化规律如图8所示。竖直段为施加扭矩阶段，平直段表示停止施加预紧力，从应变看紧固件提供的轴向力比较稳定；外侧应变与内侧应变的变化曲线走势一致，由于拉弯效应的影响使得外侧应变值小于内侧。

3.3 荷载-滑移曲线

3组试件的荷载-滑移曲线如图9所示。

由图9可知，3组试件的荷载-滑移曲线走势基本一致，每组试件的曲线可划分为3个阶段：直线段基本没有滑移而竖向荷载增加较快；达到大约60%极限荷载时，曲线斜率开始变小，出现弧度较大的上升段；当达到极限荷载时表现为平直段滑移急剧增加，直至试件破坏。

相同滑移量时，8个紧固件的承载力最小，12个紧固件时与16个紧固件第1次加载的抗剪承载力相当。16个紧固件时，循环加载使得各组试件抗剪承载力提高，相同滑移量时，具有更高的抗剪刚度，表明循环加载使得试件抗剪承载力、刚度明显提高。

图9 试件荷载-滑移曲线Fig.9 Load-slip curve of specimens

图10 荷载-累积滑移曲线Fig.10 Load-cumulative slip curve

将图9中每组曲线的滑移量累加，得到荷载-累积滑移曲线，如图10所示，CB-1、CB-3组试件均随累积滑移的增加，抗剪承载力先增加后降低，16个紧固件第 2次加载时达到最大，8个紧固件时最小。CB-2组随累积滑移的增加，紧固件竖向承载力持续减小，结合试验现象分析：CB-2-16-1加载完后，出现多处如图7(c)所示的混凝土破碎现象(CB-1-16-1和CB-3-16-1加载完后未出现)，分析为CB-2-16-1的紧固件施加扭矩后预紧力偏大，从而使得抗剪承载力偏大于另外2组，加载后出现多处混凝土破碎，使摩擦面接触松动，摩擦力变小，导致CB-2-16-2的承载力减小，CB-2-12的极限滑移量也相应减少。

3.4 不同试件的荷载-滑移曲线对比分析

为分析不同紧固件数量下各组试件抗剪承载力变化情况，将荷载-滑移曲线整理如图11所示。

图11 相同紧固件数量的荷载-滑移曲线Fig.11 Load-slip curve of same number fasteners

由图11可知，除16个紧固件第1次加载外，其余情况下，CB-1组各阶段承载力明显高于CB-2组和CB-3组，说明冷弯型钢导槽对紧固件抗剪性能有提升作用，原因是钢导槽截面高度较小限制了紧固件的转动作用。加载完成后钢导槽均未发生损坏，CB-2组和 CB-3组钢导槽尺寸相同，其荷载-滑移曲线基本重合且行为一致。

3.5 紧固件的抗剪强度

表1为各试件抗剪承载力的变化情况，其中滑移承载力取试件荷载-滑移曲线第1阶段(直线段)末的数值。

表1 试件抗剪承载力汇总Table 1 Bearing capacity of specimens

由表1可知，试件极限承载力随紧固件数量的增加而增大，同等情况下，CB-1组极限承载力明显高于CB-2、CB-3组，说明钢导槽对紧固件的约束作用影响显著。而单个紧固件极限承载力随紧固件数量的增加变化较小。

为分析紧固件数量的变化导致抗剪承载力的变化情况，将各组结果以第1次加载的荷载最大值归一处理，结果见表2。

由表2分析发现：CB-1组与CB-3组，16个紧固件循环加载后，承载力分别提升23%，11%，原因是紧固件经过第1次加载及循环加载后，紧固件与钢梁和预制楼板的接触更为紧密，混凝土表面与钢梁的摩擦使得表面摩擦系数增大，表现为抗剪承载力提高。

CB-1组，12个紧固件比16个紧固件的第二次加载极限承载力减少16%，表明撤掉的最底排4个紧固件承担的抗剪承载力分担比小于平均值(25%)；8个紧固件比12个的极限承载力减少36%，与紧固件数量减少33%接近。CB-3组与CB-1组规律相同，应在后续工作中针对紧固件的荷载分配展开进一步的研究。

表2 抗剪承载力归一处理Table 2 Shear bearing capacity after normalization

3.6 抗剪连接件承载力理论计算

3.6.1 理论依据

试验过程中通过对紧固件施加扭矩来实现预紧力的控制。普通螺栓拧紧时，T1为克服螺纹(螺杆与螺母间)相对转动的阻力矩；T2为螺母支撑面上的摩擦阻力矩。则施加于螺杆上的扭矩T为[14]：

式中：d/mm为螺栓公称直径；d2/mm为螺纹中径；D0/mm为螺母支撑面的外径；d0/mm为螺栓孔直径；λ/(°)为螺纹升角；f为摩擦面的摩擦系数；为螺栓副的当量摩擦角/(°)；P/kN 为螺栓的夹紧力。扭矩系数K为：

紧固扭矩和夹紧力具有线性关系，即：

本次试验紧固件的T2为螺杆端部垫片与钢梁内表面的摩擦阻力矩，式(1)和式(2)中的D0取紧固件螺栓顶垫片的直径24 mm，因为实心垫片d0取0。则应用于本试验紧固件扭矩与预紧力关系计算的公式简化为：

3.6.2 紧固件的抗剪承载力

1)螺纹升角：

式中：n为单线螺纹取1；p为螺距。查得M12螺栓螺纹中径d2为10.863 mm。得λ=2.94°。

2)参考JGJ 82―2011《钢结构高强度螺栓连接技术规程》的规定，端部垫片与钢梁内表面的摩擦面摩擦系数f取0.3。

3)螺栓副的当量摩擦角：

当量摩擦系数：fv=fs/cosβ=0.162，相关文献研究表明8.8级M12发黑螺栓螺纹摩擦系数fs测定值为 0.14[15]；查得β=30°。

螺栓副的当量摩擦角：=arctgfv=9.2°。

从而得：T＝T1+T2＝3.57P，K＝0.297。

得预紧力P扭矩T间的关系如下：

3.6.3 抗剪承载力计算值与试验值对比

苏庆田等[16]对不同表面性质的钢板与混凝土的摩擦系数做了试验研究，得到普通锈蚀钢板与混凝土界面的摩擦系数μ为0.736。试验中钢梁翼缘在紧固件提供的预紧力作用下与混凝土界面和高强螺栓垫片共同作用，则紧固件抗剪承载力：

3组试件第一次加载单个紧固件的抗剪承载力计算值与试验值对比结果如表3所示。

对于CB-2组的表现，3.3节中做了分析，由于施加相同扭矩后，CB-2-16-1的紧固件的预紧力偏大，从而使得抗剪承载力偏大于另外两组。如表3所示，除CB-2-16-1外，其余组误差均在5%以内，计算结果较准确，本节所推导的公式适用于计算首次加载的单个紧固件抗剪承载力。由3.5节可知，重复加载的试件的抗剪承载力高于首次加载。如图12所示，3组试件实验值均大于计算值，偏于安全，满足工程使用的要求。

3.7 与普通栓钉抗剪连接件的强度比较

由式(6)知扭矩与紧固件预紧力呈线性关系，因此推出试验中组合梁的抗剪承载力与施加在紧固件上的扭矩值也有近似的线性关系。

由 GB/T 3098.9―2002《紧固件机械性能有效力矩型钢六角锁紧螺母》知8.8级高强螺栓可施加到扭矩71 N·m~105 N·m，本次试验施加的扭矩约为极限扭矩的50%，试验得到单个紧固件的抗剪承载力最大值为20.88 kN，则1对紧固件为41.76 kN，按照上述线性关系，施加到100%扭矩值时，1对紧固件抗剪承载力为83.52 kN。

表3 单个紧固件抗剪承载力计算值与试验值对比/kNTable 3 Comparison of calculated shear bearing capacity and test value of each shear connector

图12 单个紧固件抗剪承载力计算值与试验值Fig.12 Calculated shear bearing capacity and test value of each shear connector

GB 50017―2017《钢结构设计标准》中栓钉连接件的承载力按照式(18)计算：

式中：Ec为混凝土的弹性模量；As为栓钉截面面积；fu为栓钉抗拉强度设计值；若采用C40混凝土，栓钉为4.6级，fu=400 MPa，fc取混凝土轴心抗压强度标准值为26.8 MPa。按照式(8)计算得栓钉抗剪承载力如表4。

从表4可知：本文设计的1对紧固件(50%扭矩)的抗剪承载力大于直径13 mm、小于直径16 mm的栓钉；1对紧固件(100%扭矩)的抗剪承载力大于直径19 mm、小于直径22 mm的栓钉。说明本文设计的紧固件可提供与普通抗剪栓钉相当的抗剪承载力。

表4 栓钉强度计算Table 4 Stud strength calculation

4 抗剪刚度

4.1 刚度-滑移曲线分析

定义抗剪承载力与滑移比值为抗剪刚度值，由此得到各组试件抗剪刚度随滑移变化曲线，如图13所示。

由图13可知，3组试件刚度-滑移曲线的趋势一致，曲线较平滑。在滑移量小于0.25 mm时，刚度值随滑移量的增加急剧减小，在滑移量大于 0.25 mm小于 0.8 mm时，刚度值随滑移量的增加，减小趋势放缓，在滑移量大于0.8 mm时，刚度值随滑移量的增加缓慢减小直至试件推出结束。

3组试件刚度-滑移曲线前段和后段重合性较好，在曲线的中间转折段，随紧固件数量的不同而不重合，中间转折段对应滑移量大致为0.2 mm~1 mm。可以看出循环加载后抗剪刚度增大，8个紧固件的抗剪刚度最小，12个紧固件较16个紧固件第1次加载的刚度值略大。

图13 不同组的刚度-滑移曲线Fig.13 Stiffness slip curves of different groups

对上述数据进行拟合，得到的刚度-滑移曲线表达式(k为抗剪刚度，S为相对滑移，R2为可决系数)见图13，为工程应用提供计算参考。

4.2 最远点法计算紧固件抗剪刚度值

目前已有的抗剪连接件刚度计算方法基本是针对栓钉的，且各方法的差别较大，同种方法对于本文紧固件刚度取值离散性也较大。需要找寻使用阶段更合适的点作为抗剪刚度值。

根据冯鹏和李宗京等[17―18]关于屈服点的讨论和最远点法的定义。用此方法定义的“屈服点”作为组合梁使用阶段允许的最大荷载值，取此点的荷载与对应滑移的比值作为紧固件使用阶段抗剪刚度。原理如图14所示，即找寻与原点和最大值点连线距离最远的点作为“屈服点”。

图14 最远点法示意图Fig.14 Farthest point method for yield points

通过计算得到此法定义的抗剪刚度值如表5所示，所确定的屈服点荷载均小于0.9倍极限荷载，基本在0.64~0.9，对应的相对滑移小于1 mm，取值较安全，以最远点法确定的屈服点可作为紧固件抗剪承载力临界值。

16个紧固件时，各组均表现出循环加载后的抗剪刚度值明显增大现象，不同紧固件数量情况下，CB-1组抗剪刚度均大于CB-3组，高约86%。单个紧固件的抗剪刚度表现出与整体相同的特点。

随累积滑移的增加，抗剪刚度先增长后降低，除CB-2组，每组中12个紧固件时抗剪刚度最大，8个紧固件时抗剪刚度出现下降。CB-1组抗剪刚度变化趋势与CB-3组相同，整体上，CB-1组抗剪刚度高于CB-3组。

表5 各组试件刚度值Table 5 The values of the stiffness of each group

5 结论

(1)3组试件的荷载-滑移曲线走势基本一致，每组试件的荷载-滑移曲线可划分为3段。因钢导槽截面高度较小时约束作用明显，CB-1组抗剪性能优于CB-2、CB-3组。循环加载可提升紧固件抗剪承载力和抗剪刚度。

(2)本文设计的紧固件可提供较大的抗剪承载力，推导的抗剪承载力计算公式与试验结果吻合较好，对工程应用具有指导意义。

(3)最远点法确定的屈服点较为安全，可作为指导工程应用的紧固件抗剪承载力临界值和抗剪刚度取值依据。