栓釘連接件重復荷載下抗拔性能劣化機理研究*

田春雨， 趙根田， 賈 然

(1 包頭鐵道職業技術學院建筑工程系， 包頭 014060； 2 內蒙古科技大學土木工程學院， 包頭 014010)

0 引言

栓釘連接件主要承受鋼梁與混凝土之間的剪力和掀起力，制備工藝簡單、施工方便，廣泛應用于框架結構中的鋼-混凝土組合梁。節點附近的栓釘在地震作用下承受反復的剪切和掀起，其抗拔性能對節點及構件的抗震性能有重要影響[1]。JOHNSONR和GATTESCO等[2-3]對栓釘進行了低周疲勞試驗，分析了栓釘疲勞性能的影響因素，提出了栓釘疲勞壽命的預測公式。PALLARES 和HAJJAR[4]通過分析栓釘埋深與其直徑之間的關系，認為栓釘的埋深與其直徑之比是影響其破壞模式的主要因素之一。聶建國等[5-7]對不同尺寸的新型抗拔不抗剪連接件進行拔出試驗，當連接件尺寸較小時，發生連接件內埋區域局部混凝土沖切破壞，當連接件尺寸較大時，發生連接件腹板拉斷的延性破壞形態。馬原[8]對新型抗拔栓釘進行了系統拔出試驗，研究抗拔連接件的破壞機理和設計方法。王飛等[9]探究了應用在鋼-ECC組合橋面板中的短栓釘受剪性能，認為短栓釘連接的鋼-ECC組合橋面板具有較高的抗剪承載力。陳雷雷等[10]通過國內外已有的研究，總結并介紹了栓釘連接件在鋼-混凝土組合結構中的疲勞問題，包括疲勞破壞模式、疲勞壽命預測、疲勞損傷理論等。蒲黔輝等[11]以栓釘端頭處的混凝土壓應變為參數確定了栓釘拉拔承載力。

在既有試驗研究中，缺乏重復荷載下栓釘抗拔性能劣化機理的研究。為此,本文進行了8個栓釘試件在重復荷載下的拉拔試驗，分析栓釘直徑、埋深及是否設置鋼筋網片對普通栓釘抗拔性能的影響，了解試件在反復拉拔時混凝土裂縫發展、栓釘拉拔承載力退化及試件的累積彈塑性變形情況。

1 試驗概況

1.1 試件設計

栓釘連接件抗拔性能與栓釘直徑、混凝土強度等級、栓釘在混凝土中埋深以及栓釘周圍是否設置鋼筋網片等因素有關。基于研究重復荷載作用下栓釘連接件抗拔性能劣化機理的目的，選取栓釘直徑(19，22mm)和栓釘埋深(120，170mm)以及是否設置鋼筋網片為基本參數，共制作8個試件，試件編號及參數見表1。

試件參數設計 表1

試件混凝土板的整體尺寸為1 000mm×700mm×300mm，混凝土強度等級為C40。為防止試驗中混凝土折斷破壞，在試件兩側沿長邊方向分別布置5根直徑16mm的抗折鋼筋，試件設計如圖1所示。

圖1 試件詳圖

試驗所用混凝土立方體抗壓強度實測值為43.5MPa，鋼筋材性實測值見表2。由于采購的成品栓釘不滿足材性試驗的尺寸要求，因此其強度指標按照廠家提供的栓釘合格證書取值，抗拉強度fu=430N/mm2，屈服強度fy=325N/mm2。

鋼筋力學性能 表2

1.2 加載裝置及加載制度

拉拔荷載由穿心千斤頂提供，試驗裝置如圖2所示。重復加載由荷載控制，逐級遞增，第一級荷載為10kN，之后每級荷載增幅10kN；拉拔試驗主要考察不同荷載等級下混凝土對栓釘的錨固和栓釘對混凝土的拉拔作用，每級荷載下循環10次，直至試件破壞。

圖2 試驗加載裝置圖

1.3 數據采集

栓釘與混凝土的相對位移由2個百分表采集(圖3中B1和B2)，相對位移取平均值；栓釘釘桿應變測量采用預埋應變計方式，在栓釘釘桿長度方向預先加工寬度5mm、深度約2mm的凹槽，在凹槽內布置2個應變計(圖3中S1和S2)，2個應變計相距60mm，并用改性丙烯酸酯膠黏劑回填凹槽，避免應變計與周圍混凝土之間的摩擦。

圖3 百分表及栓釘應變計布置圖

2 試驗結果與破壞形態分析

2.1 試驗過程與試驗結果

試件SJ-19-120-R：荷載10kN與20kN重復加載時試件無明顯現象；荷載30kN第1次加載時，觀測到鋼板與混凝土分離，栓釘產生豎向位移；荷載100kN第3次卸荷后，觀測到鋼板沒有正常復位，栓釘出現殘余變形；荷載110kN第1次卸荷后，栓釘累積變形1.48mm；荷載110kN第4次加載時，混凝土出現垂直于其長邊方向的裂縫；荷載120kN第1次卸荷時，栓釘殘余位移再次增加，累積變形達2.78mm；荷載120kN第4次加載，栓釘極限位移4.02mm。隨后試件承載力開始下降，達到81.7kN后緩慢回升，混凝土裂縫不斷向壓梁方向延伸，鋼板周圍出現新的放射狀裂縫；試件承載力回升至86.6kN時，混凝土表面局部出現環狀裂縫；試件承載力回升至93kN時，其承載力再次下降，栓釘周圍混凝土裂縫快速發展，發生混凝土沖切破壞(圖4(a))，栓釘周圍混凝土明顯掀起，試件喪失承載能力。

試件SJ-22-120-RN：加載初期無明顯現象，栓釘與混凝土協調工作；荷載60kN第10次加載時，鋼板與混凝土分離，栓釘產生豎向位移；后續加載中，栓釘殘余位移不斷增長；荷載100kN第1次及110kN第1次卸荷后，栓釘殘余位移增幅明顯；荷載110kN第7次加載時，栓釘位移3.86mm。試件承載力下降至76.63kN，混凝土表面突然出現向壓梁延伸的裂縫，裂縫寬度較小；荷載下降至70.58kN時，栓釘周圍出現數條放射狀裂縫及環狀裂縫，如圖4(b)所示，發生混凝土開裂破壞；當裂縫發展至混凝土表面時，鋼筋網片可防止混凝土環狀裂縫連通，減輕混凝土放射狀裂縫的寬度，栓釘、鋼筋網片和混凝土之間協同工作。

試件SJ-19-170-R：加載初期試件無明顯現象；荷載60kN第1次加載時，鋼板與混凝土分離，栓釘開始產生豎向位移；隨加載、卸載循環的進行，栓釘殘余位移緩慢增加；荷載110kN第1次及120kN第1次卸荷后，栓釘殘余位移顯著增加；荷載130kN第1次加載時，試件達到極限承載力124.33kN，栓釘位移6.29mm。隨著試件承載力開始下降，荷載下降至121.83kN時，栓釘于絲扣末端拉斷，此時混凝土無裂縫產生，如圖4(c)所示。

根據試驗現象，試件SJ-22-120-R也出現混凝土沖切破壞；試件SJ-19-120-RN也出現混凝土開裂破壞。栓釘埋深170mm的試件全部發生栓釘拉斷破壞如圖4(c)所示，栓釘周圍混凝土無裂縫出現。8個試件的試驗結果見表3。

圖4 混凝土及栓釘的破壞形態

試驗結果 表3

2.2 破壞形態分析

由試驗結果可知，試件在反復拉拔時出現三種破壞形態：1)混凝土開裂破壞。設置鋼筋網片的試件，在重復拉力作用下栓釘釘頭凸緣部位對混凝土產生很大的環向拉力，并沿一定角度擴散，釘頭部位混凝土受壓開裂。隨著荷載增大，與釘頭凸緣部分接觸的混凝土被壓碎，裂縫不斷向表面發展，出現以栓釘為中心的放射狀裂縫和以栓釘釘桿為中心的局部環狀裂縫，鋼筋網片可減輕混凝土放射狀裂縫寬度。2)混凝土沖切破壞。未設置鋼筋網片的試件，栓釘和混凝土的受力及相對運動與素混凝土剪切破壞相似，形成混凝土沖切錐體，并產生典型的沖切破壞。3)栓釘拉斷破壞。重復荷載作用下，栓釘釘桿與混凝土產生相對滑動，較大的栓釘埋深使得混凝土的抗沖切能力增大，栓釘釘頭與混凝土接觸部位沒有壓碎，而栓釘釘桿發生頸縮，最終栓釘斷裂破壞。

表3中RN與R兩組試件相似之處：栓釘埋深170mm時，隨栓釘直徑增加，栓釘反復拉拔試件極限承載力提高；栓釘埋深120mm時，試件極限承載力變化不明顯；栓釘直徑相同時，隨栓釘深徑比增大，試件極限位移增加。試件極限承載力的具體變化如下：

無鋼筋網片試件組：栓釘埋深170mm時，栓釘直徑由19mm增加至22mm，試件極限承載力增幅24.7%；栓釘直徑相同，栓釘埋深由120mm增加至170mm，栓釘直徑19mm的試件極限承載力提升5%，栓釘直徑22mm的試件極限承載力提升41.3%。有鋼筋網片試件組：栓釘埋深170mm時，栓釘直徑由19mm增加至22mm，試件極限承載力增幅33.7%；栓釘直徑相同，栓釘埋深由120mm增加至170mm，栓釘直徑19mm的試件極限承載力提升12.5%，栓釘直徑22mm的試件極限承載力提升52.0%。因此，設置鋼筋網片時試件極限承載力提高幅度較大。鋼筋網片可防止混凝土環狀裂縫連通，減輕混凝土放射狀裂縫的寬度，增加栓釘直徑較大試件的極限位移，減小栓釘直徑較小試件的極限位移。

本次試驗加卸載次數最多為161次，最少為101次，發生混凝土開裂和沖切破壞的試件重復加載次數較少；發生栓釘拉斷破壞的試件重復加載次數較多。對比發生混凝土沖切破壞與混凝土開裂破壞的試件發現，布置鋼筋網片會阻止混凝土沖切破壞；適當減小鋼筋網片與栓釘頂頭的垂直距離，可以有效抑制混凝土局部受壓區附近初始裂縫的快速發展。因此應考慮鋼筋網片埋深對栓釘拉拔破壞形式的影響。

3 栓釘連接件抗拔性能劣化機理分析

3.1 荷載-位移曲線

8個試件的荷載-位移曲線如圖5所示。由圖5可見，荷載級別較小時，各試件加卸載曲線十分密集，試件處于彈性階段；隨著荷載級別的增加，各試件加卸載曲線逐漸稀疏，逐步累積塑性變形。荷載約為80～90kN時，直徑為19mm的栓釘產生明顯的變形。荷載在100～120kN時，直徑為22mm的栓釘開始產生明顯變形。對比試件SJ-19-120-R，SJ-19-120-RN及試件SJ-22-120-R，SJ-22-120-RN的荷載-位移曲線可以發現，鋼筋網片的存在，使試件SJ-19-120-RN，SJ-22-120-RN的變形發展趨勢更加平緩，減小了位移突變，這對于保證鋼梁與混凝土之間的有效連接及組合結構優勢的充分發揮起到重要作用。試件SJ-22-120-RN在加載后期的抗拔性能表現明顯好于其他試件，原因是其栓釘深徑比最小，造成混凝土受荷明顯，傳遞給混凝土的荷載被鋼筋網片承擔，進而改善了試件的抗拔性能。由此可知，當栓釘深徑比較小時，鋼筋網片的存在能明顯改善栓釘在較大荷載下的抗拔性能。需要指出的是，栓釘在某一荷載級別下反復拉拔次數較多時，其位移變化幅度增加，可能導致鋼梁與混凝土分離明顯，使構件由組合構件變成疊合構件，喪失組合構件的優勢。

圖5 試件荷載-位移曲線

3.2 骨架曲線分析

取荷載-位移曲線各級加載第1次循環的峰值點連線得到各試件在重復荷載下的骨架曲線，如圖6所示。

圖6 試件骨架曲線

對于無鋼筋網片試件，從圖6(a)可知，加載至50kN前(荷載級別小于5)，同一荷載級別下各個試件位移差別很小，所有試件位移值均在0.35mm以下，栓釘與混凝土幾乎沒有損傷；加載至80kN(荷載級別大于8)及以后，栓釘直徑較小的試件應力較大，變形明顯增加，開始出現損傷，如加載至80kN時試件SJ-19-170-R變形為1.08mm，試件SJ-22-170-R變形為0.68mm；埋深大的栓釘自身變形比混凝土變形突出，試件總體變形較大，如試件SJ-19-170-R，SJ-22-170-R破壞時的變形分別達到6.5，6.3mm，遠大于試件SJ-19-120-R，SJ-22-120-R破壞時的變形3.3，3.0mm；栓釘直徑較大的試件，其加載前期變形相差不大，但加載后期(荷載級別大于8)，相同荷載級別下試件SJ-22-170-R的變形明顯小于試件SJ-22-120-R；栓釘直徑較大的試件，栓釘應力和變形較小；較大的栓釘埋深增加了混凝土的沖切體積，混凝土應力和沖切變形較小，混凝土總體損傷較輕；隨栓釘埋深增加，兩種栓釘直徑(19mm和22mm)的試件在加載后期的變形規律相反。從試驗現象上看，試件SJ-19-120-R，SJ-22-120-R均發生混凝土錐體破壞，且試件SJ-22-120-R最終混凝土的破壞情況更加嚴重，在后期加載過程中，混凝土內部損傷嚴重，加劇了其位移的發展。

對于有鋼筋網片試件，從圖6(b)可知，加載至50kN前(荷載級別小于5)，同一荷載級別下各個試件位移差別很小，所有試件位移值均在0.25mm以下，栓釘與混凝土幾乎沒有損傷；加載至80kN時，與無鋼筋網片試件(圖6(a))比較，各荷載級別下試件位移明顯減小，如試件SJ-19-170-RN的位移為0.25mm，而試件SJ-19-170-R的位移為1.0mm，這是因為鋼筋網片可抑制混凝土裂縫發展，減小混凝土總體變形所致；栓釘埋深較小時，發生混凝土破壞(包含混凝土錐體破壞及混凝土開裂破壞，余同)的試件，各級荷載下其變形隨栓釘直徑的增大而增大；試件SJ-22-120-RN的骨架曲線在彈性階段的初始斜率顯著低于其他試件，這是由于位移計下鋼片間隙所致。

3.3 累積彈塑性變形

整個試驗過程，在每個荷載級別下循環10次，隨著加卸載次數的增加，栓釘的位移逐漸增大，并在每個荷載級別形成平臺，直至加載至極限荷載時，形成數個臺階(圖5)。各試件的荷載-位移曲線均出現明顯的“位移平臺”現象，位移平臺寬度(每級荷載下栓釘位移最大值與最小值的差值)的變化情況可以反映荷載級別遞增過程中累積的彈性及塑性變形過程。各荷載級別下的位移平臺寬度變化情況如圖7所示，具體數值見表4。

圖7 各試件荷載級別與位移平臺寬度變化曲線

試件在各荷載級別下的位移平臺寬度/mm 表4

由圖7(a)可知，在無鋼筋網片的情況下，當栓釘深徑比h/d=5.5(即試件SJ-22-120-R)時，在較小荷載級別時試件就會有較大的位移平臺寬度，如荷載級別為5時，位移平臺寬度為0.3mm；加大深徑比，試件的位移平臺寬度隨著荷載級別的增加大致均勻增加。對比圖7(a)，(b)可知，相對無鋼筋網片試件，試件中布置鋼筋網片后，深徑比最小的試件SJ-22-120-RN位移平臺寬度增幅均勻，其余各試件位移平臺寬度增幅存在明顯波動。綜合圖7及表4可知，栓釘直徑相同時，隨著栓釘埋深增加，添加鋼筋網片可減小位移平臺寬度；直徑19mm和22mm的栓釘在荷載級別分別大于8和10時，即相當于達到栓釘屈服荷載的80%～86%時，試件開始有明顯的累積變形(包括彈性變形及塑性變形)。將荷載級別與位移平臺寬度變化曲線進行回歸，回歸結果見圖7，可知，試件累積彈塑性變形隨著荷載級別增加呈二次函數曲線增長。

3.4 剛度退化

各試件骨架曲線在位移0.30mm之后表現出明顯的非線性特征，因此選取各試件位移0.30mm之后的荷載級別，計算試件各荷載級別下的割線剛度，繪制割線剛度退化曲線，如圖8所示。割線剛度按式(1)計算：

(1)

式中：K為割線剛度，kN/mm；P為各加載級別所對應的荷載值，kN；S為每級荷載第一次加載時的栓釘位移，mm。

由圖8(a)可知，無鋼筋網片時，試件的剛度退化規律與其破壞形態有關。相同直徑下，發生栓釘拉斷破壞試件比發生混凝土破壞試件的剛度退化速度更快。栓釘埋深170mm的試件剛度退化速度均快于埋深120mm的試件；栓釘埋深相同時，不同栓釘直徑的試件剛度退化趨勢基本一致。

由圖8(b)可知，布置鋼筋網片后，相同栓釘直徑下，栓釘直徑19mm時，加載前期試件SJ-19-120-RN剛度退化速度快于試件SJ-19-170-RN，此兩個試件加載后期剛度退化規律相反；栓釘直徑22mm時，加載前期試件SJ-22-170-RN剛度退化速度快于試件SJ-22-120-RN，此兩個試件加載后期剛度退化規律則相反。相同栓釘埋深下，栓釘直徑19mm的試件剛度退化速度均快于栓釘直徑22mm的試件。由以上分析可知，布置鋼筋網片后，相同破壞形態下，栓釘直徑的增大有助于減緩試件剛度退化的速度。

圖8 各試件剛度退化曲線

3.5 栓釘累積應變

試件荷載-栓釘應變曲線見圖9，無論試件是發生混凝土破壞還是栓釘拉斷破壞，栓釘均表現出明顯的累積損傷。相同荷載下，試件SJ-22-120-R的栓釘應變小于試件SJ-22-170-R的栓釘應變。發生混凝土破壞的試件，在加載至屈服荷載之前(80kN左右)，栓釘和混凝土出現明顯的累積損傷；發生栓釘拉斷破壞的試件，在加載達到栓釘屈服荷載(120kN左右)時栓釘出現累積損傷，與栓釘相比，混凝土損傷較小。

圖9 試件荷載-栓釘應變曲線

3.6 混凝土累積應變

試件混凝土內部應變情況如圖10所示。相同荷載下，栓釘直徑較小時試件混凝土應變較大，試件發生混凝土破壞，鋼筋網片對混凝土的約束作用不明顯；試件發生栓釘拉斷破壞時，鋼筋網片可減小混凝土內部的應變，可一定程度減小混凝土內部開裂程度。在鋼筋截面面積不變的情況下，采用較小直徑的鋼筋或變形鋼筋可有效減小混凝土的開裂程度。試驗中鋼筋網片間距100mm，采用熱軋帶肋鋼筋(HRB鋼筋)，如減小鋼筋直徑、間距，將對混凝土的澆筑造成影響，因此建議增加鋼筋網片的埋深，即減小栓釘釘頭至鋼筋網片的垂直距離，通過這種方法可限制混凝土過早開裂。

圖10 試件荷載-混凝土內部應變曲線

4 結論

(1)隨栓釘直徑和埋深增加，試件極限承載力提高幅度較大；栓釘深徑比相同時，無鋼筋網片和設置鋼筋網片的兩組試件極限承載力相差很小；設置鋼筋網片的試件，極限承載力提高幅度較大。

(2)低應力狀態下重復加載，栓釘與混凝土幾乎沒有損傷；荷載達到80kN后，栓釘直徑較小的試件變形明顯增加，較早出現損傷。栓釘直徑和埋深較大的試件，混凝土的沖切體積增大，荷載達到100kN后，出現明顯變形，因此損傷出現較晚。

(3)栓釘深徑比的增加可以提高栓釘抗拔破壞時的變形能力；設置鋼筋網片會增加栓釘直徑較大試件的極限位移，也會減小栓釘直徑較小試件的極限位移。

(4)栓釘直徑相同時，隨著栓釘埋深增加，鋼筋網片可減小試件在荷載級別遞增過程中的累積彈性及塑性變形。

(5)相同直徑下，發生栓釘拉斷破壞的試件比發生混凝土破壞(包括混凝土錐體破壞及混凝土開裂破壞)試件的剛度退化速度更快。設置鋼筋網片后，相同破壞形態下，栓釘直徑的增大有助于減緩試件剛度退化的速度。