跨座式单轨钢-混凝土组合梁群钉连接件力学性能研究

张矿三，刘建友，赵继之

(1.中铁工程设计咨询集团有限公司,北京 100055; 2.清华大学土木工程系,北京 100084)

引言

跨座式单轨钢-混凝土组合梁是一种新型轨道梁体形式,相比传统的预应力混凝土轨道梁具有自重更低、跨越能力突出、承载力优越、建设工期短、抵抗地震能力更强等优点,在城镇化建设中应用广泛且效益明显[1]。

剪力连接件是组合梁中的关键构造,可以确保钢梁和混凝土板共同工作[2-7]。当跨座式单轨组合梁的剪力连接件采用集簇式布置时(可称为“群钉连接件”),混凝土板可采用预制形式,缩短轨道交通结构的施工周期。在混凝土预制板安装至钢梁顶面后,仅需浇筑预留槽口内的混凝土便可形成组合作用。根据上述施工过程和成型机制可知,群钉连接件的力学性能与布置形式,是决定跨座式单轨组合梁力学性能的关键设计参数。

国内外学者对群钉连接件的力学性能进行了研究[8-14]。黄彩萍等[10]通过有限元模型研究单钉和群钉试件的抗剪承载力、破坏形态及荷载-滑移规律。刘沐宇等[11]研究18个剪力钉试件的推出试验,考察剪力钉长度和直径对抗剪极限承载力的影响。邓文琴等[12]通过5组共10个焊钉连接件的静力推出试验,研究焊钉层间距和焊钉排数对群钉连接件的抗剪承载力的影响。蔡莉莉等[13]通过开展一组3个试件的装配式剪力群钉推出破坏试验,研究剪力群钉的破坏机制。范亮等[14]通过不同的混凝土损伤模型,研究装配式组合梁的力学性能。虽然目前针对群钉连接件的试验研究与理论分析已经比较充分,但是,跨座式单轨组合梁中群钉连接件的布置数量和布置形式具有其自身的特点,且混凝土板包含预制层和后浇层。现浇槽口内采用高强度钢纤维混凝土(抗压强度超过80 MPa),其力学性能无法完全由以前的模型预测,有必要展开相应的试验研究进行验证。

针对跨座式单轨组合梁的群钉连接件展开试验研究,共设计4组推出试验,包括3组足尺试件和1组1∶3缩尺试件,研究变量包括连接件个数、布置形式以及试件尺寸,得到各试件的破坏类型、荷载与位移关系图和主要力学性能参数,综合研究群钉连接件的力学性能,并结合现有设计规范和理论方法给出群钉连接件承载力的计算方法,并给出设计建议。

1 试验概况

1.1 试件设计

本文共设计了4组群钉试件,包括3组足尺试件和1组1:3缩尺试件,分别命名为Z-40,Z-32,Z-16和S-13,“-”后面表示单个槽口内栓钉的总个数。缩尺试件尺寸参数严格按照GB/T 50152—2012《混凝土结构试验方法标准》对试件Z-16进行相应的折减而确定。每组试件均由加载钢梁和两侧预制混凝土板组成,加载梁和预制混凝土板之间通过群钉和现浇混凝土连接形成整体,图1为试件几何尺寸。各构件的具体尺寸参数如表1所示。

图1 试件几何尺寸(单位:mm)

表1 构件尺寸参数 mm

每组试件预制板内均开设2个群钉槽口,各试件的槽口及栓钉布置情况如下。

(1)试件Z-40槽口内的栓钉按10排4列均匀布置,每侧混凝土板内开设两处槽口,沿水平分布,每个槽口均匀布置4排10列栓钉。

(2)试件Z-32槽口内的栓钉按4排4列分两块区域均匀布置,槽口形状及布置形式与试件Z-40相同,但每个槽口内分两块区域均匀布置4排4列栓钉。

(3)试件Z-16的槽口沿对角线布置,每个槽口内均匀布置4排4列栓钉,3个足尺试件槽口内栓钉的水平间距均为50 mm,竖向间距均为100 mm。

(4)缩尺试件S-13的槽口同样呈对角线布置,在每个槽口内布置13个栓钉,采用6排2列外加中心布置1根栓钉的形式,横向和竖向的间距分别为40,50 mm。

需要注意的是,试件Z-40和Z-32的槽口较大,槽口内栓钉数目较多,因此槽口沿浇筑方向采用阶梯形状,以增加槽口位置新旧混凝土的结合面,提升结构受力的整体性。此外,为防止劈裂破坏,每块混凝土均配置了顶、底面两层钢筋网片,并依据槽口内栓钉位置调整钢筋位置,防止安装混凝土板时栓钉与槽口内的钢筋冲突。

为减轻跨座式单轨组合梁的自重并提高承载力,试验研究采用高强度混凝土替代普通混凝土制作混凝土预制板构件,采用高强度钢纤维混凝土填充群钉槽口区域,根据材性试验结果,预制混凝土部分的最大抗压强度达66.4 MPa,现浇槽口内混凝土最大强度达112.2 MPa。足尺试件钢梁屈服强度和极限强度分别为fy=465.5 MPa和fu=562.8 MPa,缩尺试件钢梁屈服强度和极限强度分别为fy=345 MPa和fu=516 MPa,足尺试件栓钉采用4.6级栓钉,其强度以及其他材料属性整理如表2所示。此外,在栓钉焊接过后,选取了部分栓钉进行抽样检测,其焊接质量皆满足规范中的要求。

表2 混凝土及栓钉材性试验结果 MPa

1.2 试验设备

试验系统的最大推力为20 000 kN,位移量程为±300 mm。电液伺服作动器通过软件控制系统进行加载,位移控制。在Z-40、Z-32和Z-16试件底部垫了2块钢板,总厚度为100 mm,而在S-13试件底部垫有0.5 m高实心混凝土墩,目的是保障作动器的行程在允许范围之内。4个试件试验均需要4个位移计。此外,每个试件试验均有一套数据采集系统。试验加载装置如图2所示。

图2 试验加载装置

1.3 加载方案

试验需进行单调分级的预加载,保证试件各部分紧密贴合以消除不均匀变形的影响。

加载方式:正式试验时,转用位移加载方式,以1 mm/min的速率,每次加载1 mm,到达目标值后维持1 min,然后再继续加载,直到其进入塑性阶段。后以0.5 mm/min的速率,每次加载0.5 mm,到达目标值后维持2 min,然后再继续加载,直至试件破坏。

1.4 量测方案

本次试验主要目的是测量4组推出试件钢混界面滑移量和栓钉的应变,测量的物理量主要包括荷载-滑移曲线和栓钉应变,具体的测量方法如下。

(1)荷载-滑移

在4个试件的同样高度处(钢梁底部)设置4个位移计以获取位移,所受的荷载可通过控制系统实时获得。

(2)栓钉应变

试件Z-40的栓钉上共布置40个应变片,且设置在栓钉加载方向上端,剪切变形最大部位,如图3所示(槽口从左到右分别称为A、B、C、D);试件Z-32在每个槽口的每排均设置1个测点,如图4所示,每一个槽口均有1列栓钉布置了应变片(上下两面),共布置64个应变片;试件Z-16每个槽口的每排均设置1个测点,均在槽口外侧,共布置4列,即16个应变片,如图5所示;试件S-13每个槽口的每排外侧栓钉上各布置1个应变片,如图6所示,共布置4列,即24个应变片。

图3 Z-40栓钉应变片布置

图4 Z-32栓钉应变片布置

图5 Z-16栓钉应变片布置

图6 S-13栓钉应变片布置

1.5 试件施工

试件制作模型如图7所示。在浇灌后浇料之前,首先用气枪吹开槽口表面杂质,再用清水润湿槽口内壁,以保证两者紧密粘结。采用人工扦插及振捣的方法,将后浇料密实。考虑后浇混凝土收缩性较大,因此普遍将后浇料筑高2～5 mm作为其收缩空间。试件浇筑时预留了3个10 cm×10 cm×10 cm的混凝土立方体试块,以进行强度测试。后浇料浇筑2 h后立即覆盖麻袋浇水养护1周,混凝土立方体试块采用相同的环境条件进行养护。

图7 试件制作施工

2 试验结果

2.1 破坏形态

荷载较小时,所有试件相比于加载前几乎不变,但随着荷载增加,预制混凝土板与钢梁间产生了滑移,且荷载-滑移曲线呈一次函数式增加;临近极限荷载时,能听到有个别栓钉剪断的声音,滑移量变大,荷载逐渐随位移增大而减小。最后听到一声破坏的声响,预制混凝土板与钢梁分离。

Z-16试件栓钉的破坏形态如图8所示,在一侧被全部剪断。Z-40和Z-32试件的破坏类型同Z-16。S-13试件在加载初期,荷载值较小,试件并没有明显破坏现象。随着位移的不断增加,在665 kN荷载时,混凝土底部折角开始出现裂缝。当荷载增加到748 kN时发出近似于栓钉底部混凝土压碎的微响声,试件表面无明显现象。当荷载增加至1 163 kN时,出现混凝土开裂的声响,试件表面无明显变化。当底部位移计读数平均值为1.11 mm,荷载读数为1 213 kN时,预制混凝土上部槽口高度处开始出现水平裂缝,随着位移的继续增大,试件裂缝继续开展,并且试验荷载降低。但随着作动器的持续下降,荷载又渐渐拉高。当底部位移计读数平均值为3.27 mm时出现荷载峰值,峰值为1 232 kN。

图8 典型破坏模式

2.2 荷载-滑移曲线

足尺试件和缩尺试件的位移计均在底部高度,4个位移计数值取平均值后,结合荷载传感器的数据,得到荷载-滑移曲线,分别如图9和图10所示。当荷载较小时,荷载随着位移的增加急剧上升,栓钉基本处于弹性,抗剪刚度很大。当位移超过0.2 mm后,由于钉杆屈服,3组试件的荷载与位移关系图曲率突变,反映出刚度明显下降,但是由于钉杆材料具有一定延性,试件荷载仍会随位移的增加而增加,但增加速率远远小于0.2 mm位移之前的速率,当位移超过2.4 mm之后,各试件栓钉钉杆开始被剪断,承载力不再增加。缩尺试件的荷载-滑移曲线规律与足尺试件类似,不过在栓钉钉杆屈服后试件刚度减少的速度更慢,没有明显拐点。

图9 3组足尺试件底部荷载-滑移曲线

图10 缩尺试件S-13底部荷载-滑移曲线

2.3 应变片数据

图11(a)～图11(d)绘制了4组试件在不同滑移量下,沿剪力方向不同高度的栓钉应变分布(试件栓钉编号如图3～图6所示),可以看出,槽口平行布置的情况下(试件Z-40和Z-32),栓钉群呈现“两头大,中间小”的受力模式,并且第1排栓钉的应变最大,且远大于其他位置栓钉。其中Z-32试件槽口下部4个栓钉(编号5,6,7,8)的应变总体偏小,分析其原因在于:Z-32试件槽口中上部4个栓钉(编号1,2,3,4)与下部4个栓钉中间有一段间距,该间距的存在导致了槽口中上部栓钉受力偏大,下部栓钉受力偏小。槽口对角线布置的情况下(试件Z-16和S-13),两个槽口各自第1排位置处的栓钉应变均很大,每个槽口底部的栓钉应变也较大,中间部分的栓钉应变小。总体上说,栓钉应变分布规律为,位于两端的栓钉应变均高于位于中间部位的栓钉应变,说明在群钉受力时外侧的栓钉承担更多的剪力。

图11 栓钉应变分布

对比不同滑移量时应变的分布规律可以看到,随着滑移量的增加,外侧栓钉与中间栓钉的应变差距不断增加,说明随着荷载的不断上升,剪力在群钉之间发生了重新分布,剪力在各栓钉上分布不均匀的趋势更加显著,即群钉效应逐渐明显。由图11可知,1 mm位移的应变分布曲线和2 mm位移的应变分布曲线重合度很高。因此,栓钉应变的分布特征在极限荷载状态趋于稳定。

3 试验结果分析

3.1 足尺试件

(1)承载力

针对跨座式单轨组合梁的群钉连接件展开试验研究,共设计了4组推出试验。通过推出试验测得栓钉的各项指标如表3所示。

表3 群钉推出试验结果

(1)

式中As——剪力钉钉杆截面积;

Ec——混凝土弹性模量;

fc——混凝土抗压强度设计值;

fu——剪力钉极限强度设计值。

根据式(1)可得我国规范计算的单个栓钉抗剪承载力约为118.1 kN,与试验结果相比较,Z-40、Z-32和Z-16的承载力均分别减少27.2%,25.5%和23.4%,说明群钉效应对栓钉承载力造成了较为明显的折减。

(2)极限变形

构件的延性是判断试件塑性变形能力强弱的重要参考。有学者将位移延性系数定义为构件屈服时位移值与极限荷载对应的位移值的比值[17-18],即Du/Dy。本试验的计算结果如表4所示。

表4 位移延性系数

由表4可知,由于混凝土抗压强度很高,3组足尺试件的延性相近,在加载过程中未发生明显破坏,导致最终栓钉钉杆剪断。此外,根据试验时的现象以及记录的应变片结果,栓钉在达到屈服强度后发生剪断。该破坏模式下试件的延性主要由钉杆尺寸和焊缝质量控制,3个试件钉杆尺寸与焊缝质量基本一致,因此延性也较为接近。此外,各试件具有较强的变形能力,群钉的布置形式并未对组合梁界面之间的滑移能力造成不利影响。

3.2 尺寸效应

由式(1)可知,计算缩尺试件S-13的单钉抗剪承载力为28.4 kN。根据荷载滑移曲线的承载力结果,可以计算得到缩尺试件单钉的承载力为23.7 kN,相较于规范单钉承载力的计算结果小16.5%,说明群钉效应对缩尺试件栓钉的承载力造成了16.5%的折减,该折减系数小于足尺试件,说明群钉效应的影响随尺寸的减小而减弱。此外,按表4的统计方式计算得到缩尺试件的延性系数为16.6,明显高于足尺试件,说明当试件尺寸缩小时,群钉连接件的变形能力更强[19-22]。

3.3 栓钉间距等的影响

除了栓钉尺寸效应的影响,钢筋与栓钉间距的变化以及栓钉与洞口边缘之间间距也对栓钉承载力造成影响。然而,本次试验设计的重点是栓钉尺寸变化对承载力的影响,间距、混凝土、边距这些因素是通过满足规范设计要求进行规避。通过文献调研发现,在混凝土强度、焊钉尺寸确定的情况下,影响群钉效应的参数主要包括焊钉层间距和焊钉排数[6,12,23]。建议后续试验进一步探究其他因素的影响。

4 结论

针对跨座式单轨组合梁的群钉连接件展开试验研究,共设计4组推出试验,研究变量包括连接件个数、布置形式以及试件尺寸,得到各试件的破坏类型、荷载与位移关系图和主要力学性能参数,综合研究群钉连接件的力学性能,并结合现有设计规范和理论方法给出群钉连接件承载力的计算方法,并给出设计建议。主要结论如下。

(1)采用高强混凝土板时,群钉连接件均表现出栓钉剪断的延性破坏模式,采用群钉连接的组合梁界面变形能力较强,受力性能稳定。

(2)群钉效应降低了栓钉的承载力,主要是由于群钉受力时栓钉间剪力分担不均匀导致的,群钉两端受力较大,中间较小,且承载力下降幅度随栓钉密集程度的增大而增大。

(3)当试件尺寸缩小时,试件的力学行为和破坏模式不变,但群钉效应减弱,变形能力增强。