图1 模型设计图
Fig.1 Model design diagram
WANG Zhipeng,WANG Wenyang,XING Kaidi,et al.Mechanical properties of prefabricated composite beams without wet joints[J].Journal of Taiyuan University of Technology,2023,54(6):1109-1117.
目前,在钢-混凝土组合梁中,栓钉抗剪连接件由于成本低廉、易于加工安装得到广泛使用[1]。然而,传统栓钉必须焊接在钢梁翼缘上并浇注在混凝土板内,既不能装配,也不能拆卸和重复使用,不利于组合结构的产业化发展。在装配式建筑的发展要求下,一种连接钢与混凝土板的摩擦型高强螺栓应运而生,实现了预制混凝土板与钢梁的现场拼装,以及失效螺栓的快速更换。PAVLOVIC et al[2]通过采用高强螺栓剪力连接件的推出试验,阐明了单根预埋螺栓的承载能力较好,但指出其剪切刚度较差。CHEN et al[3]对螺栓直径、螺栓预紧力、钢-混凝土接触面特性等参数进行了静力推出试验研究,结果发现贯穿螺栓连接件的初始滑移荷载较低,但延性与传统的栓钉差别不大。刘中良等[4]对螺栓直径、孔径比、约束条件等进行了推出试验,结果表明高强螺栓与混凝土板及钢梁的锚固连接可靠,试件均在混凝土板与钢梁交界面发生螺栓剪断破坏,为提高组合梁延性,建议高强螺栓直径取16 mm以上。LIU et al[5]对螺栓连接组合梁进行了参数分析,研究了螺栓数目、孔径、混凝土类型、钢材强度等因素对组合梁力学性能的影响,并提出极限抗弯强度的计算方法。此外,张玉杰等[6]对高强螺栓连接组合梁试件进行了推出试验,结果表明高强螺栓连接件抗剪承载力主要取决于螺栓直径、螺栓抗拉强度和混凝土强度。陈俊等[7]对高强螺栓连接钢-混凝土组合梁的受剪性能进行参数分析,结果表明:高强螺栓连接件抗剪承载力主要受混凝土强度、螺栓直径和屈服强度的影响,而预紧力对抗剪承载力影响较小。
上述国内外研究均证明使用高强摩擦螺栓连接组合梁是可行的。然而,传统预制混凝土板的拼接缝需要通过湿连接,这大大增加了现场工作量,仍然不能满足工程中快速组装、拆卸、维修和重复利用的要求。因此ATAEI et al[8]对无湿连接的栓接组合梁进行了静力试验研究,表明在相同剪切刚度的条件下,高强螺栓连接组合梁可以提高其塑性和延性;在正常使用阶段内,所有的混凝土板、钢梁和螺栓都可以重复使用。XING et al[9]对无后浇带栓接组合梁进行参数化分析研究,表明在正常使用阶段,螺栓基本处于单向应力状态,预紧力损失可以忽略不计。通过参数研究,量化了后浇筑区、拼接间隙的大小和位置对梁的行为的影响。在研究的基础上,提出了建议的间隙大小和安装顺序。同时也证实了优化后的跨中混凝土板可以降低施工精度要求。
目前,针对无湿连接的栓接组合梁的研究十分有限,且初始刚度降低仍然是制约其应用的主要问题。本文提出了一种改进的预制混凝土板拼接方法,通过企口螺栓连接替代直拼连接,降低直拼连接中因拼接间隙的存在引起的刚度退化。通过试验数据对有限元模型进行验证后,研究了组合梁的力学性能及钢梁与混凝土交界面的滑移机理。此外,还对螺栓预紧力、拼接间隙的大小、螺栓的直径与强度进行了参数分析,提出了该类组合梁工程实际应用优化设计建议。
本研究采用ABAQUS软件对文献[8]中的组合梁试验进行有限元模拟。采用8.8级M20摩擦型高强螺栓作为抗剪连接件,混凝土板为预制板,由地聚物混凝土制成,尺寸为1 000 mm×1 000 mm×150 mm,钢梁横截面为453.8 mm×190 mm×8.5 mm×12.7 mm.螺栓预紧力为145 kN.为了确保螺栓的正确安装,在钢梁和混凝土板上采用加大孔。组合梁在其四个相等点处加载,CB1和CB2的尺寸如图1所示。
图1 模型设计图
Fig.1 Model design diagram
为减少模型复杂程度,提高运算速率,采用对称建模,建立四分之一模型。对于混凝土板、钢梁和高强螺栓,采用三维八节点单元(C3D8R).钢筋采用三维桁架单元(T3D2).混凝土板和钢梁整体网格尺度为40 mm,螺栓孔和螺栓连接件最小网格尺度细化为6 mm(如图2所示)。
图2 网格划分
Fig.2 Grid division
定义钢梁-混凝土板、螺栓-混凝土板、混凝土板-混凝土板等接触约束,所有界面均采用表面-表面接触交互作用,其中分别在法向和切向采用硬接触和罚接触。普通钢-混凝土界面的摩擦系数设为0.45[9-11];根据GB 50010-2010[12],混凝土-混凝土界面间摩擦系数取值为0.8;其他所有相互作用的摩擦系数均设为0.3.本文主要研究简支梁的力学性能。因此,梁端施加简支约束,设置U1=U2=0;在跨中XY面和YZ面施加对称约束,分别设置为U3=R1=R2=0和U1=R2=R3=0,如图2所示。在不考虑滑移和黏结的情况下,将钢筋内置于混凝土板中;加劲肋与钢梁采用绑定约束以替代焊接连接,如图3所示。
图3 边界条件
Fig.3 Boundary conditions
有限元分析采用ABAQUS中的隐式静力分析,分析过程分为两个步骤。在第一步中,使用螺栓加载选项对螺栓施加预紧力。第二步,在组合梁对称模型的两个加载点上分别施加200 kN的竖直向下荷载,即模型设置总荷载为1 600 kN的竖直向下荷载(如图2所示)。同时设置螺栓固定在当前长度,模拟持续的预紧力。
1.5.1地聚物混凝土
本研究采用地聚合物混凝土塑性损伤模型来模拟混凝土的开裂行为,采用LEE et al[13]提出的屈服函数,材料膨胀角、偏心率、材料黏性系数分别设置为38°、0.1和0.000 01.此外,双轴抗压强度与单轴抗压强度之比是1.16,受拉和受压应力比是0.667.
根据HARDJITO et al[14]提出的理论,地聚物混凝土的应力应变关系采用公式(1)和(2).
(1)
(2)
式中:
为极限应力;εco为极限应变。
螺栓孔周围的混凝土处于三轴应力状态,这可能会提高混凝土的抗压能力[5]。因此,在不影响模拟结果的前提下,仅对螺栓孔周围50 mm范围内的混凝土进行简化,应力-应变曲线的下降部分在图4(a)中简化为水平线,其他大部分混凝土应力-应变曲线的下降部分为图4(a)中虚线部分。弹性模量按式(3)计算,泊松比为0.14.
图4 材料本构
Fig.4 Material constitution
地聚合物混凝土抗拉承载力与抗压承载力的关系如式(4)所示,图4(b)中的应力-应变关系假设裂缝前后为线性关系。模型验证采用C40地聚合物混凝土,钢梁采用Q355钢材,钢筋为HRB400.
(3)
(4)
1.5.2钢梁、螺栓和钢筋
采用各向同性应变硬化的弹塑性模型建立钢梁模型,如图4(c)所示。Es=200 GPa,εst=0.02,εsu=0.25,泊松比为0.3.螺栓采用LOH et al[15]提出的三折线本构关系,如图4(d)所示,其中螺栓的极限承载力为fbtu,屈服应力为0.94fbtu,屈服应变为εbty,极限应变为8εbty,断裂应变为0.15.钢筋的应力-应变曲线采用理想弹塑性模型,不考虑应变硬化。材料强度如表1和表2所示。
表1 钢材材料属性
Table 1 Properties of steel materials
试样屈服强度/MPa极限强度/MPa杨氏模量/GPa钢梁351.2533.3200加劲肋406.1551.4205高强螺栓936969210钢筋543640200
表2 混凝土材料属性
Table 2 Properties of concrete materials
试样抗压强度/MPa抗拉强度/MPa杨氏模量/GPaCB140.94.321.1CB239.74.721.1
图5显示了试验和有限元得到的载荷-挠度曲线。以钢梁截面腹板高度完全进入屈服状态表征组合梁塑性铰的产生,对应组合梁失效状态,此时的荷载即为极限荷载。荷载-滑移曲线上,50%极限荷载时的割线刚度作为初始刚度[9]。CB1和CB2的模型预测初始刚度分别比试验值高4.25%和低11.6%.有限元计算得到的极限载荷分别比试验值低0.3%和3.0%,两者吻合较好。荷载与混凝土板端部相对滑移关系的有限元分析和试验结果如图6所示。有限元分析结果表明,当载荷达到275 kN和258 kN时,CB1和CB2分别克服了端部界面摩擦力,开始滑移。首次滑移荷载比试验值分别低19.1%和13.8%.这些差异可能是由试件在预制和安装过程中的偏心、不对称和尺寸误差造成的。从试验和有限元分析中得到的破坏模式如图7所示。从图中可以看出,混凝土板在跨中顶部开裂,而混凝土板由于没有后浇区而在底部分离。有限元计算结果与试验结果吻合较好。结果表明,数值模型能够较好地预测组合梁的各种受力性能。
图5 荷载-挠度曲线对比
Fig.5 Comparison of load-deflection curves
图6 荷载-滑移曲线对比
Fig.6 Comparison of load-slip curves
图7 破坏模式对比
Fig.7 Comparison of failure modes
受到预制精度影响,直拼式预制混凝土板存在拼接间隙,研究表明,拼接间隙会造成组合梁的抗弯刚度退化[9]。为了解决这个问题,将混凝土板拼接方式进行改进,如图8所示。除了连接钢梁和混凝土的螺栓孔1,预制混凝土板接口改为企口并预留螺栓孔2,相邻两块板通过高强螺栓连接并施加预紧力,使其在没有湿连接的情况下也能共同受力,提高组合梁的抗弯刚度。
图8 拼接方式改进
Fig.8 Improvement of stitching method
对于无湿连接的组合梁,由于施工和预制误差的存在,不可避免地会产生混凝土板间的拼接缝。以预紧力为120 kN,8.8级M20高强螺栓抗剪连接件为例,研究了0～9 mm拼接间隙对组合梁钢梁屈服荷载、极限荷载及初始刚度的影响。
不同拼接间隙的组合梁的荷载-挠度曲线如图9所示。当拼接间隙为0～3 mm时,荷载-挠度曲线上无明显拐点,表明所有混凝土板均参与工作,并与钢梁共同受力。当拼接间隙为4～9 mm时,曲线中存在拐点和平台,表明混凝土板参与受力的时间不同。以拼接间隙4 mm为例,加载初期只有跨中的混凝土板与钢梁组合并受力;当荷载达到655 kN,组合梁的钢梁底翼缘发生屈服,该荷载比纯钢梁的屈服荷载大近11%;此后,弯曲刚度下降,曲线第一次出现平台段,随着挠度的不断增大,跨中混凝土板与相邻外侧混凝土板开始接触,外侧混凝土板参与受力,引起应力重分布和刚度恢复;承载力继续增加,混凝土板-钢梁纵向滑移增大,导致第二个平台段的出现,这也使得支座端混凝土板相继与其他板接触,所有混凝土板最终均参与组合受力。
图9 不同拼接间隙下荷载-位移曲线
Fig.9 Load-displacement curves under different splicing clearances
从图9可以看出,拼接间隙对钢梁屈服荷载和极限承载力的影响相对较小,但它对组合梁刚度的影响不容忽视。直拼式连接与改进的企口螺栓连接对初始刚度K的影响结果如图10所示。文献[9]采用直拼式连接,通过有限元分析得出:拼接间隙分别为1 mm和2 mm时,刚度分别下降了38%和51.7%.本文改进为企口螺栓连接,与0 mm间隙相比,拼接间隙为1 mm和2 mm时,组合梁刚度分别下降了14.0%和15.9%.但是当拼接间隙大于2 mm时,图9曲线的线弹性段基本重合,刚度基本不再减少,原因是这种情况下,只有跨中板和钢梁共同抗弯,混凝土板从跨中到支座端逐渐接触。通过对比发现,改进企口拼接方式并通过高强螺栓连接可以大幅降低组合梁的刚度退化,当存在拼接间隙时优势更为明显,大大降低了预制板对精度的要求。
图10 不同拼接方式对比
Fig.10 Comparison of different stitching methods
以拼接间隙为2 mm的组合梁为例,对混凝土板间连接螺栓预紧力为5～140 kN的模型进行数值分析,明确混凝土板与钢梁交界面滑移过程。从梁端向跨中,将混凝土板依次命名为板a、b、c、d,如图11所示。
图11 板件编号
Fig.11 Panel number
提取混凝土板纵向剪力Fz与荷载F的关系如图12所示。当拼接间隙为2 mm时,预紧力为5 kN的组合梁滑移过程分为三个阶段:第一阶段为摩擦阶段,荷载为0～460 kN,三块板所受剪力逐渐增加,直至板c螺栓滑移并承压,抗剪性能增强剪力重分布;第二阶段为螺栓承压阶段,荷载为460～690 kN,板c、板b与板a的螺栓相继在460 kN、506 kN与690 kN承压,直至三者共同抗剪;第三阶段为共同抗剪阶段,当荷载达到690 kN后,三块板接触组成整体,共同抵抗剪力。相似的,预紧力为50 kN的组合梁滑移过程也可分为三个阶段。第一阶段荷载为0～500 kN,第二阶段荷载为500～730 kN,第三阶段荷载为730 kN以后。
图12 不同预紧力下纵向剪力-荷载曲线对比
Fig.12 Comparison of longitudinal shear-load curves under different preload forces
对于预紧力为80 kN的情况,摩擦阶段结束荷载即螺栓承压阶段初始荷载为541 kN,共同抗剪阶段初始荷载为733 kN.与预紧力为5 kN相比,螺栓承压阶段初始荷载提高了17.6%,共同抗剪阶段初始荷载提高了6.2%.预紧力为140 kN时,螺栓承压阶段初始荷载为588 kN,共同抗剪阶段初始荷载为725 kN,相较于预紧力5 kN时分别提高了27.8%和5.1%.随着预紧力的提高,摩擦阶段的结束荷载增大,螺栓承压阶段后移,延缓了混凝土板的滑移过程。
板a、b、c的荷载-滑移曲线如图13所示。当预紧力为5 kN时,混凝土板的滑移顺序依次为板c、b、a,滑移荷载分别为182 kN、206 kN、690 kN;预紧力为50 kN时,板的滑移顺序未改变,滑移荷载分别为292 kN、389 kN、409 kN,初始滑移荷载提高了60.4%,最终滑移荷载降低了40.8%;预紧力为80 kN时,板a、b、c在353 kN时共同滑移,达到滑移顺序改变的临界值;而对于预紧力140 kN的组合梁,混凝土板的滑移顺序改变为板a、b、c,滑移荷载分别为292 kN、356 kN、590 kN.相对于预紧力为5 kN的组合梁,预紧力提高到140 kN,混凝土板的初始滑移荷载提高了60.4%,而最终滑移荷载小幅降低,从690 kN降低到590 kN,降低了14.5%.
图13 荷载-滑移曲线对比
Fig.13 Comparison of load-slip curves
由此可见,提高预紧力改变了预制板的滑移顺序,预紧力从5 kN提高到80 kN,板的滑移顺序从板c、b、a向三块板共同滑移过渡,在预紧力为80 kN左右共同滑移;预紧力从80 kN提高到140 kN,板的滑移顺序从三块板共同滑移改变为板a、b、c.
总体而言,提高螺栓预紧力,提高了板的初始滑移荷载,延缓了组合梁的滑移;同时降低了混凝土板的最终滑移荷载,使混凝土板提前接触组成一个整体,与钢梁组合共同抗弯,提高组合梁的抗弯刚度,更有利于发挥组合梁的优势。
为研究预紧力对组合梁刚度的影响,分别建立了6种不同预紧力的组合梁模型,并对其进行参数分析,结果如图14所示。从图14中可以看出,提高预紧力对组合梁的极限承载力影响较小,但对滑移荷载和梁的刚度具有较大的影响。随预紧力的增加,梁的滑移荷载逐渐降低,从5 kN增加到140 kN,滑移荷载降低了57.7%.而梁的刚度提高了43.96%,拟合曲线预测刚度极限为22.7 kN/mm,与0 mm拼接间隙同样方法计算得出的刚度22.4 kN/mm拟合程度良好,误差1.34%,这也验证了模型的准确性与可靠性。
图14 预紧力的影响
Fig.14 Influence of preload
从以上分析可以看出,提高预紧力能够大幅提高混凝土板初始滑移荷载,延缓组合梁滑移;而降低了混凝土板的最终滑移荷载,加快了混凝土板组合为一个整体的过程,使其共同承受外荷载,增强了组合梁的刚度与延性。
如图15和16所示,板间螺栓的直径与强度等级对组合梁的屈服荷载与极限承载力影响几乎可以忽略,这是因为板间高强螺栓通过预紧力抵抗板间滑移发挥作用,因此组合梁屈服荷载和极限承载力只与板间螺栓预紧力和板间摩擦系数有关。考虑到工程实际应用的经济性,建议采用8.8级M16高强螺栓作为板间连接螺栓。
图15 螺栓直径影响
Fig.15 Influence of bolt diameter
图16 螺栓强度等级影响
Fig.16 Influence of bolt strength grade
本文采用有限元模拟方法研究高强螺栓连接钢-混凝土组合梁的受力性能。对预制混凝土板连接方式进行了改进,提高了组合梁的刚度与延性。分析了通过高强螺栓预紧力提高组合梁刚度的受力机理,对影响组合梁受力性能的因素如预紧力、拼接间隙、螺栓直径及其强度等级进行了参数分析,对该类组合梁工程实际应用提出了改进设计建议。
1) 建立了高强螺栓连接钢-混凝土组合梁有限元分析模型,与试验结果吻合良好,验证了模型的准确性与可靠性。
2) 混凝土板拼接方式由直拼连接改进为企口螺栓连接,可降低组合梁的刚度退化,进而降低预制板对精度的要求。
3) 钢-混凝土板界面滑移过程分析结果表明:提高预紧力,可提高混凝土板的初始滑移荷载,延缓组合梁的滑移;而降低了混凝土板的最终滑移荷载,使混凝土板提前接触组成整体,与钢梁共同抗弯,提高组合梁的抗弯刚度。
4) 对可能影响组合梁刚度和滑移的因素进行了参数分析。组合梁的刚度随预紧力的提高而增大,预紧力从5 kN增加到140 kN,梁的刚度提高了43.96%.组合梁的刚度随拼接间隙的增加先降低后不变。与0 mm间隙组合梁相比,拼接间隙为1 mm和2 mm时,刚度分别下降了14.0%和15.9%,但拼接间隙大于2 mm时,刚度基本不再减少。板间螺栓的直径与强度等级对组合梁的刚度和滑移的影响几乎可以忽略。
5) 基于参数分析结果,提出组合梁施工中的优化设计建议。尽量避免预制混凝土板在梁组合过程中产生间隙,建议控制在2 mm以内;而螺栓直径与强度对组合梁刚度与极限承载力影响较小,建议板间螺栓采用8.8级M16高强螺栓。
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