可拆卸開孔圓鋼管連接件抗剪性能研究

史文琪，徐文豪，賀君

（長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南長沙 410114）

在鋼與混凝土交界面處，剪力有效傳遞在鋼-混凝土組合梁協(xié)同工作中起著關(guān)鍵作用[1]。鋼梁與混凝土板通過剪力連接件連接共同工作，可以充分發(fā)揮混凝土抗壓強(qiáng)度高，鋼材抗拉強(qiáng)度高的優(yōu)點(diǎn)。20 世紀(jì)30 年代，運(yùn)用剪力連接件，可以實現(xiàn)組合結(jié)構(gòu)中鋼與混凝土的共同作用。朱聘儒[2]對鋼-混凝土組合梁中螺旋筋剪力連接件的抗剪性能進(jìn)行了相關(guān)研究和分析。Kim 等人[3-4]改變了UHPC板的厚度和焊釘?shù)拈L徑比，探討對焊接釘?shù)目辜裟芰褪芰π袨榈挠绊?，建議將鋼-UHPC 組合結(jié)構(gòu)中焊釘?shù)淖钚￠L徑比減小到3.1，最小保護(hù)層厚度減小到25 mm。Ataei等人[5]對布置高強(qiáng)螺栓連接件的組合梁進(jìn)行了相關(guān)研究，表明：部分組合梁中，高強(qiáng)螺栓剪力連接件的初始剛度等同完全剪力連接時焊釘?shù)膭偠?。Nijgh 等人[6]推導(dǎo)了剪力連接件非均勻布置的變截面組合梁彈性行為的分析預(yù)測模型。Du 等人[7]提出了一種預(yù)制組合結(jié)構(gòu)體系，該體系具有結(jié)構(gòu)簡單、能耗低、可持續(xù)性好、可回收利用等優(yōu)點(diǎn)，并提出了計算可拆卸螺栓連接抗剪承載力和組合梁抗彎承載力的理論方法。邵旭東等人[8]開發(fā)了一種新型剪力連接件，即短鋼筋連接件，并進(jìn)行了相關(guān)的靜力推出試驗，發(fā)現(xiàn)試件存在焊縫剪斷和UHPC 局部破壞（短鋼筋拔出）2 種破壞模式。增加焊縫長度，可以提高短鋼筋連接件的承載力。肖亞鑫等人[9]利用ABAQUS軟件對鋼-UHPC 橋面板栓釘?shù)目辜舫休d力進(jìn)行了非線性數(shù)值模擬，并驗證了該模擬的有效性。

隨著橋梁建造技術(shù)的發(fā)展，橋梁結(jié)構(gòu)逐漸向“裝配化”邁進(jìn)[10]。在20世紀(jì)80年代，美國實行了快速裝配化橋梁施工方案。通過工廠預(yù)制主梁與橋面板，利用集束式剪力釘，實現(xiàn)現(xiàn)場快速裝配，加快橋梁建造速度[11]。然而，現(xiàn)有的鋼-混凝土組合梁使用若干年后，會產(chǎn)生各種程度的病害[12]。同時，若按傳統(tǒng)焊釘布置，受損組合梁很難做到快速拆卸。螺栓可以用于快速化施工，但存在受力不均和相對滑移變形大等問題。為了滿足鋼-混凝土組合梁劣化時易于拆卸及快速裝配化施工的需求，作者在已有研究[13]基礎(chǔ)上提出了一種可拆卸開孔圓鋼管連接件，并將其布置在裝配式組合梁上。這種構(gòu)造的優(yōu)點(diǎn)：①連接件方便拆除與安裝；②可以重復(fù)使用未損傷的鋼梁、橋面板和連接件；③預(yù)制橋面板可以快速安裝和拆卸。使用高強(qiáng)螺栓，可拆卸連接件，固定在組合梁上，避免常用焊釘焊接殘余應(yīng)力與變形對鋼梁的影響。通過有限元軟件ABAQUS 模擬開孔圓鋼管連接件的相關(guān)推出試驗，研究連接件在不同參數(shù)下抗剪性能的影響。通過有限元模擬和理論分析，推導(dǎo)剪切屈服計算公式，為其設(shè)計與工程應(yīng)用提供參考。

1 可拆卸開孔圓鋼管連接件的構(gòu)造

開孔圓鋼管連接件示意圖如圖1所示，可拆卸開孔圓鋼管連接件由開孔圓鋼管、墊板及高強(qiáng)螺栓組成。首先將連接件焊接在墊板上，然后通過高強(qiáng)螺栓將其與鋼梁固定。連接件的主要構(gòu)造參數(shù)包括：開孔中心夾角β、開孔高度h、圓管半徑r及圓管厚度t。

圖1 開孔圓鋼管連接件示意Fig.1 Circular perforated steel tube connector

2 有限元模型建立

2.1 推出試驗方案

參考已有研究[13]的推出試驗試件如圖2 所示，建立新型開孔圓鋼管連接件的計算模型，如圖3所示。其中，鋼筋混凝土板按構(gòu)造配筋，墊板尺寸為長100 mm，寬100 mm，高8 mm。連接件的上半部開孔長、寬分別為20、8 mm，圓角半徑為4 mm。連接件的下半部開孔尺寸高為h，圓角半徑為5 mm，圓管厚度為t，圓管半徑為40 mm。

圖2 推出試驗試件（單位：mm）Fig.2 Specimen of pash out test（unit:mm）

為研究開孔圓鋼管連接件抗剪性能的影響因素，選取圓管厚度t、開孔中心夾角β、開孔高度h、鋼材強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度5 組參數(shù)，分別建模進(jìn)行分析。

2.2 材料屬性

本試驗?zāi)Ｐ退璧幕炷翉?qiáng)度等級有C30、C35、C40、C45、C50 5 種，混凝土基本特征參數(shù)見表1。

表1 混凝土基本特征參數(shù)Table 1 Basic characteristic parameters of concrete

混凝土本構(gòu)曲線采用損傷塑性模型，膨脹角取值38°，偏心率取0.1，雙軸與單軸抗壓強(qiáng)度比值取1.16，影響屈服面形態(tài)的參數(shù)K取2/3，黏滯系數(shù)取0.000 5。

縱筋與箍筋均選用Q235 鋼材，彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度為235 MPa。連接件選用Q235、Q345、Q390 3 種鋼材，鋼材本構(gòu)均采用理想彈塑性模型。

2.3 單元選取與網(wǎng)格劃分

本模型中的混凝土板、混凝土齒塊、工字鋼鋼梁、墊板及連接件均采用C3D8R 三維八結(jié)點(diǎn)線性減縮積分沙漏控制六面體單元。鋼筋采用T3D2兩結(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元。

由于結(jié)構(gòu)、荷載及邊界條件的對稱性，因此，取一半的整體模型進(jìn)行模擬分析。高強(qiáng)螺栓的作用是將墊板固定與鋼梁之上，通過對比分析可知，模擬螺栓與用綁定代替螺栓對有限元模擬分析結(jié)果影響較小，因此，本試驗?zāi)M將不考慮螺栓的影響。

混凝土齒塊與連接件相互作用時，應(yīng)力比較復(fù)雜，所以對混凝土齒塊與連接件進(jìn)行網(wǎng)格加密，模型網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 模型網(wǎng)格劃分Fig.3 Meshing of model

2.4 邊界條件和相互作用

模型邊界條件定義如圖4 所示，對稱面約束y方向的平動自由度，x、z方向的轉(zhuǎn)動自由度及底面約束x、y、z方向的所有自由度，通過對加載面施加水平位移進(jìn)行加載。

圖4 邊界條件Fig.4 Boundary condition

混凝土齒塊與相接觸的連接件表面，貫通鋼筋與連接件上半部開孔表面，以及混凝土板與相接觸的工字鋼梁表面，均考慮接觸，其中，法向為硬接觸，切向混凝土與鋼的摩擦系數(shù)取0.6，鋼與鋼的摩擦系數(shù)取0.25。另外混凝土板中鋼筋均采用內(nèi)置嵌入約束，墊板上表面與連接件之間用綁定約束，螺栓作用通過墊板下表面與對應(yīng)的鋼梁區(qū)域綁定約束。

3 模型驗證

為驗證本模擬方法的有效性，按照文獻(xiàn)[13]建立開孔方鋼管連接件SP-2 有限元模型，對其進(jìn)行有限元分析，并與試驗結(jié)果進(jìn)行對比。

3.1 破壞模式

試件SP-2 的試驗破壞模式及有限元模擬結(jié)果如圖5所示，試件混凝土板表面未出現(xiàn)裂紋，承壓處混凝土齒塊局部壓潰，以及連接件中下部屈服發(fā)生延性破壞，有限元模擬結(jié)果為混凝土板無明顯塑性變形，承壓處混凝土齒塊以及連接件中下部出現(xiàn)塑性變形，破壞模式兩者吻合較好。

圖5 試件破壞模式對比Fig.5 Comparison of failure mode

3.2 荷載滑移曲線

有限元模擬與推出試驗荷載滑移曲線對比如圖6 所示。試驗得到試件SP-2 的屈服與極限剪力分別為165、267 kN，相應(yīng)的有限元模擬值分別為168、274 kN，兩者誤差均小于5%。同時荷載-滑移曲線整體變化趨勢保持一致。因此，該有限元模擬方法能有效預(yù)測開孔鋼管連接件的強(qiáng)度、剛度及破壞模式。

圖6 荷載-滑移曲線對比Fig.6 Comparison of load-slip curves

4 抗剪性能參數(shù)分析

圓管厚度t、開孔中心夾角β、開孔高度h、鋼材強(qiáng)度及混凝土強(qiáng)度5 個參數(shù)中的4 個保持不變，改變剩下參數(shù)的值，分析得到各參數(shù)對連接件抗剪性能的影響，模型參數(shù)選取見表2。

表2 有限元模型影響參數(shù)Table 2 Ⅰnfluence parameters of finite element model

4.1 圓管厚度的影響

圓管厚度對開孔圓鋼管連接件荷載-滑移曲線及抗剪強(qiáng)度的影響曲線如圖7所示。從圖7（a）～（b）可以看出：當(dāng)圓管厚度為2、3、4、5、6 mm時，開孔圓鋼管連接件的屈服強(qiáng)度分別為22.53、34.75、46.8、58.13、75.56 kN，極限強(qiáng)度分別為37.33、54.96、67.00、79.68、91.83 kN。達(dá)到極限強(qiáng)度時，對應(yīng)的極限滑移值分別為8.87、7.76、8.13、10.37、11.86 mm。當(dāng)圓管厚度由2 mm 增加到3、4、5、6 mm 時，其屈服強(qiáng)度分別提高了54.24%、 107.72%、158.01%、235.38%，其極限強(qiáng)度分別提高了47.23%、 79.48%、 113.45%、146.00%。開孔圓鋼管連接件的抗剪屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng)度均隨圓管厚度的增加而增大。當(dāng)圓管厚度不超過4 mm 時，極限荷載對應(yīng)的滑移值在8 mm左右。當(dāng)超過4 mm 時，極限荷載對應(yīng)的滑移值隨厚度增加而增大，可見連接件延性較好，圓管厚度越大延性越大。

圖7 圓管厚度對分析結(jié)果的影響Fig.7 Effect of tube thickness on the analysis results

4.2 開孔中心夾角的影響

開孔中心夾角對開孔圓鋼管連接件荷載-滑移曲線及抗剪強(qiáng)度的影響如圖8 所示。從圖8 中可以看出，當(dāng)開孔中心夾角為 24°、27°、30°、33°、36°時，開孔圓鋼管連接件的屈服強(qiáng)度分別為44.93、46.69、46.80、46.98、48.41 kN，極限強(qiáng)度分別為66.25、67.85、67.00、67.31、67.88 kN。當(dāng)達(dá)到極限強(qiáng)度時，對應(yīng)的極限滑移值分別為7.76、7.41、8.13、7.77、7.40 mm。5 種不同開孔中心夾角下，得到的荷載滑移曲線保持一致，開孔圓鋼管連接件的抗剪屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng)度受開孔中心夾角的影響較小，極限荷載下的滑移值保持在8 mm 左右。雖然開孔中心夾角增大導(dǎo)致圓弧板條弧長增大，但是對應(yīng)的承壓管壁弧長會減小，二者弧長的總和保持不變，承受剪力作用的鋼管截面積相同。在工程應(yīng)用中，開孔中心夾角應(yīng)按照方便施工的原則進(jìn)行設(shè)計。

圖8 開孔中心夾角對分析結(jié)果的影響Fig.8 Effect of the angle of the hole on the analysis results

4.3 開孔高度的影響

開孔高度對開孔圓鋼管連接件荷載-滑移曲線及抗剪強(qiáng)度的影響曲線如圖9 所示。由圖9（a）～（b）可知，當(dāng)開孔高度分別為28、31、34、37、40 mm 時，開孔圓鋼管連接件的屈服強(qiáng)度分別為54.36、50.46、46.80、43.82、40.98 kN，極限強(qiáng)度分別為73.74、70.42、67.00、64.00、61.25 kN，達(dá)到極限強(qiáng)度時對應(yīng)的極限滑移值分別為8.14、7.41、8.13、7.76、8.13 mm。當(dāng)開孔高度由28 mm增加到31、34、37、40 mm 時，開孔圓鋼管連接件的屈服強(qiáng)度分別降低了7.17%、 13.91%、19.39%、24.61%，極限強(qiáng)度分別降低了4.50%、9.14%、13.21%、16.94%。開孔圓鋼管連接件的抗剪屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng)度隨著開孔高度的增加而逐漸減小，極限荷載下的滑移值保持在8 mm 左右。由于開孔高度越大，在塑性彎矩作用下力臂越大，所能抵抗的剪力就越小。

圖9 開孔高度對分析結(jié)果的影響Fig.9 Effect of the position of perforate hole on the analysis results

4.4 鋼材強(qiáng)度的影響

不同鋼材強(qiáng)度對開孔圓鋼管連接件荷載-滑移曲線及抗剪強(qiáng)度的影響曲線如圖10 所示。從圖10中可以看出，當(dāng)鋼材強(qiáng)度分別為Q235、Q345、Q390 時，開孔圓鋼管連接件的屈服強(qiáng)度分別為32.05、46.80、53.37 kN，極限強(qiáng)度分別為51.79、67.00、72.01 kN。當(dāng)達(dá)到極限強(qiáng)度時，對應(yīng)的極限滑移值分別為8.14、8.13、8.5 mm。鋼材強(qiáng)度由Q235增加到Q345時，其屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別提高了46.02%、29.37%。鋼材強(qiáng)度由Q235 增加到Q390 時，其屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別提高了66.52%、39.04%。開孔圓鋼管連接件的抗剪屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度隨著鋼材強(qiáng)度的增加而增大，極限荷載下滑移值保持在8 mm 附近。因此，在工程應(yīng)用中，可適當(dāng)通過使用高標(biāo)號的鋼材來獲得更大的極限抗剪強(qiáng)度值。

圖10 鋼材強(qiáng)度對分析結(jié)果的影響Fig.10 Effect of steel strength on the analysi results

4.5 混凝土強(qiáng)度的影響

不同混凝土強(qiáng)度對開孔圓鋼管連接件荷載-滑移曲線及抗剪強(qiáng)度的影響曲線如圖11 所示。從圖11 中可以看出，當(dāng)混凝土強(qiáng)度分別為C30、C35、C40、C45、C50 時，開孔圓鋼管連接件的屈服強(qiáng)度分別為 45.78、46.52、46.8、46.84、46.99 kN；極限強(qiáng)度分別為65.09、66.89、67.00、66.74、68.72 kN。當(dāng)達(dá)到極限強(qiáng)度時，對應(yīng)的極限滑移值分別為8.09、8.14、8.13、8.50、7.41 mm。開孔圓鋼管連接件的抗剪屈服強(qiáng)度與極限強(qiáng)度隨著混凝土強(qiáng)度的增加而增大，但增幅小于5%。因此，混凝土強(qiáng)度對連接件影響較小，極限荷載下的滑移值保持在8 mm 左右。故在工程應(yīng)用中，為獲得更高的經(jīng)濟(jì)效益，混凝土強(qiáng)度地選用不宜太高。

圖11 混凝土強(qiáng)度對分析結(jié)果的影響Fig.11 Effect of concrete strength on the analysis results

4.6 部件受力分析

4.6.1 連接件及工字鋼梁應(yīng)力與變形分析

連接件及工字鋼梁應(yīng)力與變形云圖如圖12所示，在連接件剛進(jìn)入屈服階段，工字鋼梁中的應(yīng)力主要集中在與連接件墊板連結(jié)的兩端處，應(yīng)力值小較為對稱。開孔圓鋼管連接件應(yīng)力主要集中在開孔板條端部和承壓圓弧管壁處，而且已達(dá)到屈服應(yīng)力，此時連接件已有小幅度變形。當(dāng)連接件進(jìn)入極限狀態(tài)時，工字鋼梁中的應(yīng)力仍主要集中在與連接件墊板聯(lián)結(jié)的兩端處，但荷載施加一方的應(yīng)力集中區(qū)域更廣且應(yīng)力值更大，開孔圓鋼管連接件絕大部分區(qū)域皆達(dá)到屈服應(yīng)力，此時連接件變形明顯。

圖12 連接件及工字鋼梁應(yīng)力與變形云圖（單位：MPa）Fig.12 Stress and deformation of the connector and the steel beam （unit:MPa）

4.6.2 鋼筋混凝土板塑性變形分析

鋼筋混凝土板塑性變形云圖如圖13 所示，從連接件屈服階段到極限階段，最后到加載完成，鋼筋混凝土板損傷很小，而與連接件相接觸的混凝土齒塊主要表現(xiàn)為下緣局部的損傷。隨著連接件的變形，混凝土齒塊下緣的損傷逐漸沿圓周擴(kuò)展，表明推出試驗完成后混凝土齒塊已壓潰。

圖13 鋼筋混凝土板塑性變形云圖Fig.13 Plastic deformation of the concrete slab

4.7 理論分析與實例計算

4.7.1 理論分析

開孔圓鋼管連接件在剪力作用下發(fā)生屈服時的受力特征表現(xiàn)為：與受剪方向平行的連接件側(cè)向圓弧板條發(fā)生面內(nèi)彎曲；與受剪方向垂直的連接件圓弧管壁發(fā)生承壓彎曲。在混凝土齒塊傳遞給開孔圓鋼管連接件的剪力作用下，連接件發(fā)生屈服變形如圖14所示：

圖14 連接件屈服變形Fig.14 Yield deformation of the connector

對于開孔圓鋼管連接件的力學(xué)行為，采用塑性梁理論對其進(jìn)行分析。

假定：①開孔圓弧板條和承壓圓弧管壁分別與鋼墊板上緣和混凝土齒塊下緣固結(jié)；②結(jié)構(gòu)塑性鉸分別位于開孔圓弧板條和開孔圓弧承壓管壁的上、下固結(jié)端處，如圖14 所示。對于單一圓弧板條，受力時近似將其視為寬度t，長度為d的矩形截面，其所能承當(dāng)?shù)乃苄詮澗豈bt為：

式中：fy為開孔圓鋼管連接件的材料屈服強(qiáng)度；t為連接件厚度；d為開孔圓弧板條外圈弧長對應(yīng)的弦長。

其中，開孔中心夾角為24°時，d為6.7 mm；開孔中心夾角為27°時，d為8.8 mm；開孔中心夾角為30°時，d為10.8 mm；開孔中心夾角為33°時，d為12.9 mm；開孔中心夾角為36°時，d為15.0 mm。通過平衡條件可以算得開孔圓弧板條所能提供的剪力Fbt，按照式（2）計算：

式中：n為圓弧板條的總數(shù)；h0為開孔高度減去兩倍的圓角半徑，圓角半徑取5 mm。

對于承壓圓弧管壁（1/4 圓?。┧袚?dān)的剪力Fgb，采用極坐標(biāo)積分的方式進(jìn)行計算，如圖15所示。

圖15 承壓圓弧管壁理論分析簡圖Fig.15 Theoretical analysis of the compression arc wall

在圖15 中，取承壓圓弧管壁的1 個微段對應(yīng)圓心角為dθ。由于圓心角dθ為極小值，故此微段可以看成是寬度為rdθ，長度為t的矩形截面，其所能承當(dāng)?shù)乃苄詮澗豈dθ為：

通過平衡條件算出承壓圓弧管壁微段所能提供的剪力Fdθ：

微段水平剪力Fm可以分解為與微段切線垂直的分量Fdθ和與微段切線平行的分量F0，F(xiàn)m=Fdθ/cosf0（θ+dθ），故 1/4 的承壓圓弧管壁所承擔(dān)的剪力Fgb為：

式中：α為1/4 承壓圓弧管壁所對應(yīng)的圓心角，取值為90°－β，半徑r取外徑40 mm。

因 dθ為 極 小 值 ， 計 算 時 ， 令 cosf0（θ+dθ）=cosf0θ，故開孔圓鋼管連接件塑性屈服時所能提供的剪力F為開孔圓弧板條、承壓圓弧管壁所能提供的剪力之和，即：

4.7.2 實例計算

以模型T3 為例，其鋼材屈服強(qiáng)度fy=345 Mpa,厚度t=4 mm，d=10.8 mm，開孔高度h=34 mm，開孔中心夾角β為30°，由于下半部開孔圓角半徑取5 mm，故h0=24 mm，r=40 mm，1/4 的承壓圓弧管壁所對應(yīng)的圓心角α=60°。

開孔圓弧板條所能提供的剪力：

1/4承壓圓弧管壁微段所能提供的剪力：

故開孔圓鋼管連接件塑性屈服時所能提供的剪力：

按照同樣的計算方法，可得到除混凝土強(qiáng)度外各參數(shù)的理論與模擬值見表3。

表3 連接件各參數(shù)影響下的理論值與模擬值Table 3 Theoretical and simulated values of the counector

由于計算過程中，實際受力較復(fù)雜的弧型板條近似簡化成直板條，因而理論值與模擬值存在一定差異，但理論與模擬的比值除了連接件（T1、T2）厚度比較小外，其余都在0.73～0.98 之間，均值為0.82，方差為0.02，故本文提出的開孔圓鋼管連接件屈服剪力計算公式具有一定適用性。

5 結(jié)論

1）提出了1種新型可拆卸開孔圓鋼管連接件，可以實現(xiàn)鋼-混組合梁快速裝配化施工，具有很好的抗剪性能與施工便利性。

2）考慮鋼材理想彈塑性、混凝土損傷塑性模型和鋼與混凝土界之間的非線性接觸，建立適用于連接構(gòu)造抗剪分析的精確有限元數(shù)值模型，并得到試驗驗證。

3）基于驗證的有限元模型進(jìn)行參數(shù)化分析，得到增大圓管厚度、鋼材強(qiáng)度及降低開孔高度等措施，可以增加連接件抗剪承載力，改變開孔中心夾角或混凝土強(qiáng)度對連接件抗剪性能影響較小。

4）基于塑性梁理論，推導(dǎo)開孔圓鋼管連接件剪切屈服計算公式。通過計算與模擬結(jié)果對比，二者比值均值為0.82，方差為0.02，表明該計算公式能有效預(yù)測剪切屈服強(qiáng)度。