鋼-混組合結(jié)構(gòu)中栓釘連接件長(zhǎng)度對(duì)抗剪承載力影響研究*

王達(dá)，鄭志凌，徐舟，嚴(yán)偉飛，章貝貝

(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410114；2.浙江省大成建設(shè)集團(tuán)有限公司，浙江 杭州 310012)

在鋼-混組合結(jié)構(gòu)各組成部件中，剪力連接件是重要組成部件。剪力連接件將鋼縱梁和混凝土板連接起來(lái)，傳遞鋼梁翼緣與混凝土板交界面之間縱向剪力的同時(shí)，使二者不發(fā)生較大相對(duì)滑移，保證鋼-混組合結(jié)構(gòu)能正常運(yùn)作。鋼-混組合結(jié)構(gòu)以其優(yōu)越的性能備受建筑行業(yè)的青睞，其結(jié)構(gòu)形式也處于不斷完善中，其中以群釘形式布置的栓釘連接件在鋼-混組合結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。相比單釘連接件，群釘連接件具有更強(qiáng)大的抗剪承載能力。Hiragi H.等進(jìn)行集群式布置的栓釘連接件推出試驗(yàn)，結(jié)果顯示栓釘?shù)目辜舫休d力會(huì)因群釘效應(yīng)的影響而減弱。Chen X.等分別研究單釘和群釘推出試件的力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)群釘試件中單個(gè)栓釘?shù)钠骄休d力不如單釘試件中栓釘剪切剛度和承載力高。趙建等針對(duì)群釘開(kāi)展推出試驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬，結(jié)果表明群釘在受力過(guò)程中不同位置處的栓釘連接件的力學(xué)性能會(huì)因受力方向不同而產(chǎn)生較大差異。黃彩萍等分別進(jìn)行單釘和群釘推出試驗(yàn)，結(jié)果顯示群釘試件的平均極限抗剪承載力低于單釘試件。鋼-混組合結(jié)構(gòu)研究中，通常通過(guò)設(shè)計(jì)推出試件進(jìn)行剪力連接件抗拔試驗(yàn)來(lái)研究剪力連接件的力學(xué)性能。但推出試驗(yàn)耗費(fèi)時(shí)間和精力，而通過(guò)有限元軟件建立數(shù)值模型能較好地分析推出試件的整個(gè)受力過(guò)程，且能很方便地對(duì)推出試件開(kāi)展各種參數(shù)分析。該文參考文獻(xiàn)[8]中鋼-混組合結(jié)構(gòu)推出試驗(yàn)，應(yīng)用有限元軟件ABAQUS建立推出試件有限元模型，對(duì)其極限承載力進(jìn)行分析，并通過(guò)改變栓釘長(zhǎng)度進(jìn)行參數(shù)化分析，了解其破壞過(guò)程及受力性能。

1 推出試驗(yàn)試件模型

參照文獻(xiàn)[8]中鋼-混組合結(jié)構(gòu)推出試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)試件模型(編號(hào)SJ-1)，混凝土板厚400 mm、寬600 mm、高650 mm，鋼梁翼緣板尺寸為650 mm×300 mm×20 mm，腹板尺寸為650 mm×220 mm×20 mm。在工字鋼翼緣兩側(cè)分別對(duì)稱(chēng)布置2種不同尺寸的栓釘，每側(cè)8個(gè)，其中長(zhǎng)栓釘長(zhǎng)250 mm、直徑22 mm，短栓釘長(zhǎng)150 mm、直徑19 mm。為更精確地模擬栓釘?shù)暮附訕?gòu)造，參照GB/T 10433—2002《電弧螺柱焊用圓柱頭栓釘》，在栓釘根部增設(shè)焊環(huán)，焊環(huán)厚度6 mm、直徑29 mm?；炷羶?nèi)鋼筋網(wǎng)鋼筋直徑為10 mm。SJ-1試件的幾何構(gòu)造尺寸見(jiàn)圖1。

圖1 推出試件模型尺寸(單位：mm)

2 有限元模型

2.1 材料本構(gòu)關(guān)系

2.1.1 混凝土的本構(gòu)關(guān)系

試件選用C50混凝土，密度為2 400 kg/m2，楊氏模量為34 500 MPa，橫向變形系數(shù)為0.2?；炷僚蛎浗侨?0°，偏心率取0.1，屈服應(yīng)力比取1.16，受拉子午線(xiàn)與受壓子午線(xiàn)常應(yīng)力比值取0.666 67，黏性參數(shù)取0.000 5。本構(gòu)關(guān)系采用GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中的計(jì)算公式，單軸受壓應(yīng)力σ-應(yīng)變?chǔ)抨P(guān)系式如下：

σ=(1-dc)Ecε

式中：dc為受壓損傷因子；Ec為彈性模量；pc=fc,r/(Ecεc,r)；fc,r為混凝土抗壓強(qiáng)度代表值，取混凝土抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；εc,r為與fc,r相對(duì)應(yīng)的峰值壓應(yīng)變；n=Ecεc,r/(Ecεc,r-fc,r)；x=ε/εc,r；αc為受壓曲線(xiàn)下降段參數(shù)值。

單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系式如下：

σ=(1-dt)Ecε

式中：dt為受拉損傷因子；pt=ft,r/(Etεt,r)；ft,r為混凝土抗拉強(qiáng)度代表值，取混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；εt,r為與ft,r相對(duì)應(yīng)的峰值拉應(yīng)變；x=ε/εt,r；αt為受拉曲線(xiàn)下降段參數(shù)值。

2.1.2 鋼材的本構(gòu)關(guān)系

工字鋼梁選用Q345鋼材，楊氏模量為210 GPa，橫向變形系數(shù)為0.3，屈服強(qiáng)度為345 MPa。栓釘為Q345鋼材，楊氏模量為210 GPa，橫向變形系數(shù)為0.3，屈服強(qiáng)度為345 MPa，極限強(qiáng)度為457 MPa。鋼筋選用Q235鋼材，楊氏模量為210 GPa，橫向變形系數(shù)為0.3，屈服強(qiáng)度為335 MPa。鋼筋和鋼梁采用理想彈塑性本構(gòu)模型，栓釘采用應(yīng)力強(qiáng)化模型(見(jiàn)圖2)。

圖2 鋼材的本構(gòu)模型

2.2 單元選取與網(wǎng)格劃分

采用三維實(shí)體線(xiàn)性減縮積分單元C3D8R模擬混凝土、鋼梁及栓釘各部件，鋼筋采用三維雙節(jié)點(diǎn)桁架單元T3D2模擬。

考慮到推出試驗(yàn)試件的幾何對(duì)稱(chēng)性，同時(shí)為節(jié)省計(jì)算成本，建立實(shí)際推出試件的1/4有限元模型。試件模型中鋼梁與栓釘組合成一個(gè)整體，縱筋和箍筋組合成一個(gè)整體，然后分別對(duì)各部件進(jìn)行切割處理，便于網(wǎng)格劃分。對(duì)栓釘與栓釘根部及混凝土栓釘孔周?chē)M(jìn)行網(wǎng)格加密處理。網(wǎng)格劃分見(jiàn)圖3。

圖3 試件模型網(wǎng)格劃分

2.3 界面接觸關(guān)系與邊界條件

(1) 界面接觸關(guān)系。栓釘桿側(cè)面與混凝土之間存在一定的黏結(jié)力和摩擦力，通過(guò)切線(xiàn)方向的罰函數(shù)和法線(xiàn)方向的硬接觸來(lái)模擬栓釘桿側(cè)面與栓釘頭側(cè)面與混凝土板的接觸關(guān)系，摩擦系數(shù)取 0.4，主表面為栓釘表面，從屬表面為混凝土表面。栓釘頭頂面和底面與混凝土板的接觸為法向硬接觸，主表面為栓釘頭表面，混凝土表面為從屬表面。鋼梁與混凝土板的接觸為無(wú)摩擦接觸，鋼梁表面為主表面，混凝土表面為從屬表面。鋼筋網(wǎng)以“內(nèi)置區(qū)域”約束的形式嵌入混凝土板中。

(2) 邊界條件。考慮到試件模型的幾何對(duì)稱(chēng)性，在對(duì)稱(chēng)面1設(shè)置對(duì)稱(chēng)/反對(duì)稱(chēng)/完全固定條件，約束其X軸平動(dòng)及繞Y、Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)；在工字鋼梁腹板對(duì)稱(chēng)面2設(shè)置對(duì)稱(chēng)/反對(duì)稱(chēng)/完全固定條件，約束其Z軸平動(dòng)及繞X、Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)；混凝土底面設(shè)置對(duì)稱(chēng)/反對(duì)稱(chēng)/完全固定條件，約束其所有自由度；在工字鋼梁頂面加載面設(shè)置位移/轉(zhuǎn)角邊界條件，在Y軸方向上施加位移，荷載值由鋼梁頂面反力求和獲得。模型邊界條件設(shè)置見(jiàn)圖4。

圖4 試件模型的邊界條件

3 計(jì)算結(jié)果分析

有限元模型計(jì)算所得SJ-1試件荷載-滑移曲線(xiàn)見(jiàn)圖5。從圖5可看出：栓釘連接件的極限承載力模擬值為653.20 kN，由于有限元模型為1/4試件模型，完整模型的極限承載力為2 612.80 kN。將其與文獻(xiàn)[8]中試驗(yàn)結(jié)果2 360.50 kN進(jìn)行對(duì)比，模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，相差 9.6%，有限元數(shù)值模擬具有較高的精度。

圖5 SJ-1試件的荷載-滑移曲線(xiàn)

圖6為荷載達(dá)到極限承載力P時(shí)鋼梁的Mises等效應(yīng)力云圖。從圖6可看出：推出試驗(yàn)試件失效時(shí)栓釘?shù)淖畲髴?yīng)力出現(xiàn)在根部位置，同時(shí)栓釘根部是最先達(dá)到屈服強(qiáng)度并破壞的部位；從栓釘根部至端部，應(yīng)力呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)；栓釘變形的最大部位也是根部，從根部至端部，形變程度不斷減小。

圖6 鋼梁及栓釘Mises應(yīng)力云圖(單位：MPa)

圖7為混凝土板受壓損傷云圖。從圖7可看出：荷載加載至極限承載力P時(shí)，栓釘連接件根部附近受壓側(cè)的混凝土損傷最嚴(yán)重，表現(xiàn)為局部壓碎；在外荷載作用下，栓釘連接件產(chǎn)生與荷載方向一致的位移，對(duì)與栓釘下表面接觸的混凝土產(chǎn)生擠壓作用，隨著外荷載的不斷增加，受擠壓部分的混凝土損傷范圍不斷擴(kuò)大，直到連成一片；混凝土板受損范圍主要局限在栓釘連接件周?chē)?，表現(xiàn)為明顯的局部破壞，與相關(guān)文獻(xiàn)中的試驗(yàn)結(jié)果一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了有限元模擬分析的正確性。

圖7 混凝土受壓損傷應(yīng)力云圖(單位：MPa)

4 栓釘布置形式影響分析

以上有限元模型僅考慮了一種栓釘?shù)牟贾眯问?。為分析栓釘尺寸變化?duì)計(jì)算結(jié)果的影響，建立2個(gè)對(duì)比試件模型：SJ-2模型將SJ-1模型中第一排和第三排栓釘改為長(zhǎng)150 mm的短栓釘，第二排和第四排栓釘改為長(zhǎng)250 mm的長(zhǎng)栓釘，即采用“上短下長(zhǎng)”的布置形式；SJ-3模型將SJ-1模型中的栓釘全部改為長(zhǎng)250 mm的長(zhǎng)栓釘(見(jiàn)圖8)。

圖8 對(duì)比試件的栓釘布置形式

3個(gè)試件模型的荷載-滑移曲線(xiàn)見(jiàn)圖9。從圖9可看出：SJ-2試件模型中的極限承載力模擬值為654.57 kN，SJ-3試件模型中的極限承載力模擬值為649.21 kN，對(duì)應(yīng)滑移量均為7.47 mm；與SJ-1試件模型的653.20 kN相比，SJ-2的極限承載力提高約0.2%，SJ-3減少0.6%，表明采用不同長(zhǎng)度的栓釘布置形式對(duì)栓釘連接件抗剪承載力影響不大，從理論上講，上長(zhǎng)下短的栓釘布置形式可在實(shí)際施工過(guò)程中適當(dāng)代替同等長(zhǎng)度的布置形式。

圖9 栓釘布置形式對(duì)抗剪承載力的影響

5 結(jié)論

通過(guò)ABAQUS有限元軟件對(duì)相關(guān)文獻(xiàn)中的推出試驗(yàn)試件進(jìn)行數(shù)值模擬，與實(shí)際推出試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證數(shù)值模型的正確性，并改變?cè)嚰ㄡ斶B接件的布置形式探究栓釘長(zhǎng)度變化對(duì)其抗剪承載力的影響，得出如下結(jié)論：

(1) 有限元模型的計(jì)算結(jié)果與推出試驗(yàn)結(jié)果較吻合，表明在與鋼梁連接處栓釘根部增設(shè)焊環(huán)來(lái)模擬推出試驗(yàn)試件相應(yīng)部位的焊接接觸，采用切線(xiàn)方向的罰函數(shù)和法線(xiàn)方向的硬接觸的界面接觸方式來(lái)模擬鋼梁與混凝土、混凝土與栓釘之間的接觸狀況能有效對(duì)推出試驗(yàn)試件進(jìn)行建模分析。

(2) 推出試驗(yàn)試件模型中栓釘連接件根部受力和變形最嚴(yán)重，對(duì)應(yīng)實(shí)際試驗(yàn)中栓釘從根部位置發(fā)生剪切破壞；混凝土板在栓釘連接件根部范圍附近的混凝土損傷最嚴(yán)重，表現(xiàn)為局部壓碎，對(duì)應(yīng)實(shí)際試驗(yàn)中受壓側(cè)混凝土被壓碎。

(3) 采用不同長(zhǎng)度的栓釘連接件布置形式對(duì)抗剪承載力影響不大。從理論上看，上長(zhǎng)下短的栓釘布置形式可在實(shí)際施工過(guò)程中適當(dāng)代替同等長(zhǎng)度的布置形式。