預(yù)制-裝配式組合梁剪力群釘推出試驗(yàn)研究

蔡莉莉，方 金，范 亮*

(1.西南交通建設(shè)集團(tuán)股份有限公司，昆明 650599；2.重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400074)

鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)通過合理設(shè)置鋼材與混凝土的組合截面形式，充分發(fā)揮鋼材抗拉和混凝土抗壓的優(yōu)良性能，取得了很好的社會效益[1]。為提高施工質(zhì)量、縮短工期，實(shí)現(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)化施工，預(yù)制裝配式施工成為土木工程的一個發(fā)展趨勢。在橋梁工程中開始了裝配式鋼-混凝土組合梁的應(yīng)用，其中最常用的是采用預(yù)制-現(xiàn)澆集束式釘群剪力鍵取代了傳統(tǒng)的連續(xù)布置的單個栓釘，栓釘以釘群的方式成簇地焊接于鋼梁頂面，在預(yù)制混凝土板上預(yù)留剪力鍵孔(槽)，裝配時現(xiàn)澆預(yù)留孔(槽)內(nèi)混凝土。裝配式集束釘群剪力鍵由于構(gòu)造和施工與傳統(tǒng)的現(xiàn)澆剪力鍵有明顯差異，因此，需要對該類剪力鍵的力學(xué)行為進(jìn)行深入研究，以確保裝配式組合梁的受力性能。

目前，中外對現(xiàn)澆組合梁中的栓釘剪力鍵研究已相當(dāng)充分，開展了較多的單釘以及群釘?shù)脑囼?yàn)研究[2-6]，包括各類推出試驗(yàn)及梁式試驗(yàn)，對于單釘及群釘?shù)那闆r下，剪力鍵的承載力、剛度以及其對組合梁力學(xué)行為的影響進(jìn)行了豐富研究。然而，對于裝配式組合梁中的預(yù)制-現(xiàn)澆集束釘群剪力鍵的力學(xué)行為則研究的相對不足。李成君等[7]提出了水平布置的裝配式剪力釘，并進(jìn)行推出試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)與常規(guī)剪力釘相比，裝配式剪力釘可以提高剪力釘?shù)目辜魟偠?。劉沐宇等[8]通過推出試驗(yàn)，分析了短剪力釘?shù)母鞣N參數(shù)對集束式長短剪力釘抗剪承載力和剛度的影響，發(fā)現(xiàn)短剪力釘?shù)闹睆胶涂估瓘?qiáng)度對集束式長短剪力釘具有明顯影響，而短剪力釘?shù)拈L度產(chǎn)生的影響可忽略不計(jì)。項(xiàng)貽強(qiáng)等[9-10]開展了3片裝配組合梁與1片現(xiàn)澆組合梁的對比試驗(yàn)，并進(jìn)行了5組不同參數(shù)的裝配式群釘推出試件的數(shù)值分析，認(rèn)為在完全抗剪設(shè)計(jì)時，栓釘布置形式對組合梁的剛度和承載力影響較小。劉沐宇等[11-12]為港珠澳大橋中的組合連續(xù)梁開展了1片2 m×8.5 m裝配式連續(xù)組合梁的試驗(yàn)研究，并進(jìn)行了大橋和裝配集束釘群的數(shù)值分析，得出其具有足夠的承載力。范亮等[13]通過裝配式組合梁和現(xiàn)澆組合梁對比試驗(yàn)，研究其力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)裝配式組合梁栓釘Mises應(yīng)力較現(xiàn)澆組合梁提高約20%。青宇等[14]通過推出試驗(yàn)并結(jié)合數(shù)值模擬，研究了栓釘各類參數(shù)對裝配式剪力鍵力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)隨著栓釘層數(shù)和間距的增加栓釘抗剪承載力和剛度均減小。上述學(xué)者對于裝配式組合梁和集束釘群的剛度及承載力進(jìn)行了一定程度的深入研究，滿足實(shí)際工程的設(shè)計(jì)應(yīng)用，而對于裝配式集束釘群剪力鍵的受力原理如破壞模式等進(jìn)一步的深入研究仍尚未見討論。

在上述研究的基礎(chǔ)上，開展裝配式集束釘群剪力鍵推出破壞試驗(yàn)，結(jié)合數(shù)值模擬，重點(diǎn)討論集束釘群的破壞模式及其與現(xiàn)澆栓釘剪力鍵的受力差異。

1 試驗(yàn)概況

為研究裝配式組合梁群釘剪力鍵的抗剪性能，進(jìn)行推出試驗(yàn)研究，試件的設(shè)計(jì)參照歐洲Eurocode4—2004規(guī)范[15]中公布的標(biāo)準(zhǔn)推出試件。本組試驗(yàn)設(shè)計(jì)了一組3個推出試件，3×3布置了ML13×7栓釘群，H250 mm×250 mm鋼梁，先后澆混凝土28 d強(qiáng)度和彈性模量分別為58.9 MPa、4.9×104MPa和66.1 MPa、5.1×104MPa。其構(gòu)造尺寸如圖1所示。

圖1 試件構(gòu)造圖

試件制作時，根據(jù)裝配式集束釘群的施工特點(diǎn)，首先在型鋼上焊接栓釘群，同時預(yù)制先澆混凝土板，最后澆筑后澆澆孔混凝土(圖2)。

圖2 試件制作過程

采用機(jī)電百分表測量試件整體變形。采用自行開發(fā)的一種應(yīng)變式結(jié)構(gòu)斷面錯動測試裝置[16]測量鋼與混凝土界面滑移，其測量精度約為0.002 mm。位移及滑移變形測點(diǎn)布置如圖3所示。試驗(yàn)加載采用伺服式千噸壓力機(jī)如圖4所示。

圖3 滑移測點(diǎn)布置

圖4 加載示意圖

試件RS-2-1、RS-2-2、RS-2-3的荷載-位移曲線如圖5所示，大致分為兩個階段。當(dāng)荷載小于0.65Pu(Pu為極限峰值荷載，下同)時，曲線接近線性，為彈性工作階段；之后變形快速增大，直到達(dá)到極限承載力，此階段為破壞階段。

圖5 荷載-變形曲線

由應(yīng)變式結(jié)構(gòu)斷面錯動測試裝置測得的荷載-滑移曲線，如圖6所示，顯示試件沿高度方向的局部滑移趨勢。界面的滑移曲線有明顯的分層，試件下部的滑移值較大，差值最大的地方在滑移為0.4 mm的部位，之后差異逐漸減小，呈現(xiàn)重合的趨勢。在彈性階段滑移的大小隨高度的增加而減小，超過彈性階段直到破壞各曲線基本重合，表明集束釘群可以有效地控制界面滑移，保證鋼與混凝土間的協(xié)調(diào)變形。

圖6 典型破壞加載荷載-滑移曲線

2 破壞形態(tài)

預(yù)制-裝配式剪力群釘試件加載到超過65%Pu后，呈現(xiàn)試件的各種變形破壞特征，依次表現(xiàn)為:先后澆混凝土界面出現(xiàn)裂縫并沿界面貫通；預(yù)留孔下側(cè)角隅處出現(xiàn)斜裂縫并向外緣擴(kuò)展；在混凝土下邊緣出現(xiàn)局部受壓豎向裂縫并向預(yù)留孔下邊緣擴(kuò)展；底面出現(xiàn)豎向裂縫向上發(fā)展；后澆混凝土中，栓釘下側(cè)受壓區(qū)混凝土被劈裂，形成半橢圓狀的楔形槽。典型破壞特征如圖7所示。

圖7 典型試件整體破壞詳解圖

相較文獻(xiàn)[17]提出的現(xiàn)澆剪力群釘釘群推出試件的破壞形態(tài)，主要有混凝土板劈裂破壞和栓釘剪斷破壞兩種:荷載通過鋼板傳遞給栓釘，栓釘根部受到剪切荷載，界面滑移變形為栓釘周圍混凝土的變形與栓釘自身根部剪切變形的疊加。如果混凝土的抗壓強(qiáng)度足夠大或栓釘數(shù)量較少，栓釘?shù)目辜魪?qiáng)度不足，栓釘會在變形量較小時達(dá)到極限而突然發(fā)生脆性剪斷。如果栓釘數(shù)量較多，栓釘在混凝土被劈裂前未失效，承載力將由混凝土控制。通俗來說，栓釘和周邊的包裹混凝土共同制約著構(gòu)件的承載力。

而預(yù)制-裝配式剪力群釘由于先后澆混凝土界面的存在，其力學(xué)行為與現(xiàn)澆混凝土表現(xiàn)出一定的差異性(圖8)。后澆混凝土的強(qiáng)度一般高于先澆混凝土，使得混凝土的初裂縫出現(xiàn)在界面和預(yù)制混凝土的角隅處，栓釘?shù)募羟凶冃尾粌H來自其周邊后澆混凝土的局部壓碎，亦有部分由于先澆混凝土開裂后的變形，增加了栓釘?shù)募羟凶冃瘟浚c現(xiàn)澆組合梁釘群相比，栓釘受力更為不利。本次試驗(yàn)中，單根栓釘剪斷時，栓釘受壓側(cè)混凝土出現(xiàn)了局部破碎，非受壓側(cè)有明顯的脫空；上下兩排栓釘?shù)淖冃温源笥谥虚g排栓釘?shù)淖冃危凰ㄡ斢忻黠@彎曲(圖9)，最終表現(xiàn)為所有的試件均為栓釘剪斷或焊縫破壞(圖10)。

NA、VA、MA分別為栓釘根部的軸力、剪力、彎矩；NB、MB分別為栓釘頂部的軸力、彎矩；α、β分別為裝配式釘群和現(xiàn)澆釘群的剪切變形量。

圖9 栓釘剪斷破壞詳解圖

圖10 RS-2-1試件栓釘破壞圖

3 數(shù)值分析

3.1 模型的建立

模型本構(gòu)選擇見表1。先后澆界面之間的黏結(jié)作用采用內(nèi)聚力模型模擬，參數(shù)設(shè)置見表2。界面之間摩擦力的影響，通過罰函數(shù)設(shè)置平行于接觸面方面的摩擦，豎向摩擦力系數(shù)為0.4，垂直于接觸面方向上設(shè)置為硬接觸屬性。栓釘和后澆混凝土平行于接觸面方向上設(shè)置摩擦，接觸面法向設(shè)置硬接觸，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.8。內(nèi)聚力模型參數(shù)設(shè)置，見表2。

表1 模型本構(gòu)

表2 內(nèi)聚力模型參數(shù)

利用Abaqus建立預(yù)制-裝配式剪力群釘推出試驗(yàn)的有限元模型(圖11)，由H型鋼、預(yù)制混凝土、后澆混凝土以及鋼筋骨架組成。

圖11 裝配式群釘模型

3.2 模型驗(yàn)證

數(shù)值模擬與試驗(yàn)實(shí)測的荷載滑移曲線(圖12)趨勢一致，吻合良好?；炷涟宓淖冃我约敖怯缣幜鸭y的發(fā)展(圖13)也基本吻合。由此可知，數(shù)值模擬的結(jié)果能夠反映試件加載過程。

圖12 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元計(jì)算比較

圖13 混凝土損傷云圖與試件裂縫對比

3.3 破壞階段的數(shù)值分析

圖14示出預(yù)制-裝配式剪力群釘在推出力的作用下各構(gòu)件的鋼應(yīng)力(紅色為屈服單元)及混凝土損傷分布(紅色為幾乎完全損傷單元)。在荷載作用下預(yù)制混凝土角隅處出現(xiàn)斜裂縫；后澆混凝土在栓釘周邊明顯局部損傷；栓釘自下而上逐漸進(jìn)入塑性并屈服。

圖14 裝配式剪力群釘損傷分布

圖15為臨近破壞時預(yù)制-裝配式剪力群釘根部Mises應(yīng)力云圖。栓釘?shù)氖芰σ詮澕魹橹鳎路綉?yīng)力最大。在預(yù)制混凝土角隅裂縫延伸發(fā)展期，栓釘根部受力隨之快速增加，栓釘受力與預(yù)制混凝土的開裂變形有明顯影響，驗(yàn)證了前述預(yù)制-裝配式剪力群釘中栓釘?shù)氖芰μ卣鳌?/p>

圖15 栓釘應(yīng)力分布

圖16(a)為單個栓釘破壞前的根部應(yīng)力，其受力表現(xiàn)為彎剪破壞，圖16(b)為栓釘剪斷后的實(shí)際剪斷面。二者在破壞前的剪斷面形狀、分布與實(shí)際剪斷面極為接近。試件在豎直推力的作用下，由于其根部周邊混凝土的破壞以及界面縫隙的加寬，栓釘并不是處于純剪狀態(tài)，而是表現(xiàn)出明顯的彎剪。

圖16 栓釘根部受力云圖及栓釘剪斷面

4 建議單釘承載力設(shè)計(jì)值

由前述可知，由于預(yù)制混凝土開裂的原因，預(yù)制-裝配式剪力群釘?shù)氖芰π阅苈匀跤诂F(xiàn)澆栓釘，同時集束布置的裝配式剪力群釘加大了群釘折減效應(yīng)的影響，因此，預(yù)制-裝配式剪力群釘?shù)某休d力計(jì)算值如采用現(xiàn)澆施工中栓釘?shù)挠?jì)算公式將會有一定的不利影響。

表3為實(shí)測抗剪承載力數(shù)據(jù)，其中屈服荷載為彈性階段與破壞階段的分界點(diǎn)。根據(jù)《鋼-混凝土組合橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50917—2013)，試件中單個栓釘?shù)挠?jì)算抗剪承載力為44.5 kN，從表3可以看出，該值在極限承載力與屈服承載力之間，以此作為設(shè)計(jì)控制值，栓釘將超過彈性階段進(jìn)入破壞階段。由圖5可知，進(jìn)入破壞階段的栓釘將產(chǎn)生比較顯著的塑性變形，而在設(shè)計(jì)荷載作用下，結(jié)構(gòu)主要受力構(gòu)件不應(yīng)進(jìn)入塑性階段，否則會大大降低結(jié)構(gòu)的疲勞性能。

因此，建議對于預(yù)制-裝配式剪力群釘?shù)某休d力計(jì)算時，在規(guī)范的計(jì)算值情況下考慮0.85的裝配化折減系數(shù)。表3中的建議設(shè)計(jì)值可以看出，在考慮該系數(shù)后，設(shè)計(jì)荷載范圍內(nèi)剪力釘受力及變形基本處于彈性工作階段。

表3 試件承載力實(shí)測值及建議值

5 結(jié)論

(1)預(yù)制-裝配式剪力群釘推出試驗(yàn)表明，受載全過程可以分為兩個階段:荷載在0～0.65Pu時，荷載滑移變形較小，為線彈性工作階段；當(dāng)荷載超過0.65Pu時，剛度下降迅速，為破壞階段。

(2)預(yù)制-裝配式剪力群釘破壞模式為:首先出現(xiàn)先后澆混凝土界面裂縫，其次角隅處裂縫出現(xiàn)并延伸，最后從加載端栓釘逐漸剪斷。

(3)預(yù)制-裝配式剪力群釘中栓釘根部的剪切變形不僅來源于周邊局部混凝土的碎裂，還包括預(yù)制混凝土開裂變形，使得裝配釘群中栓釘受力性能略弱于現(xiàn)澆釘群。

(4)建議采用當(dāng)前規(guī)范進(jìn)行預(yù)制-裝配式剪力群釘?shù)脑O(shè)計(jì)強(qiáng)度計(jì)算時，考慮0.85的裝配化折減系數(shù)，以確保設(shè)計(jì)荷載范圍內(nèi)剪力釘受力及變形基本處于彈性工作階段。