王 寧，侯和濤，李海生，仇 錦,3，劉錦偉,4，臧增運(yùn)，高夢(mèng)起

(1. 山東大學(xué)土建與水利學(xué)院，濟(jì)南 250061； 2. 榮華(青島)建設(shè)科技有限公司，青島 266500； 3. 廣聯(lián)達(dá)科技股份有限公司，北京 100193；4. 山東省建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，濟(jì)南 250001； 5. 鄭州城建集團(tuán)投資有限公司，鄭州 450001 )

鋼-混凝土組合梁廣泛應(yīng)用于建筑、橋梁結(jié)構(gòu)中，能充分發(fā)揮鋼與混凝土兩種材料的力學(xué)性能，抗剪連接件是保證混凝土板與鋼梁之間剪力傳遞，使兩者形成組合作用的關(guān)鍵部件。已有的抗剪連接件中研究、應(yīng)用最多的為栓釘[1?2]，因其制作工藝簡(jiǎn)單，焊接施工迅速，便于質(zhì)量控制。國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)槽鋼、角鋼、開(kāi)孔板剪力連接件也有相當(dāng)多的研究，形成了豐富的計(jì)算方法和理論模型[3?7]。

對(duì)于裝配式組合梁，已有的研究主要包括3 種形式：1)焊接連接組合梁[8]，其結(jié)構(gòu)為剪力釘通過(guò)側(cè)向鋼板預(yù)埋在混凝土預(yù)制板中，與鋼梁焊接連接，實(shí)現(xiàn)快速安裝；2)裝配整體式鋼-混凝土組合梁[9?10]，是將預(yù)制混凝土板與鋼梁現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行拼裝，將預(yù)制混凝土板中的預(yù)留孔位置與抗剪連接件位置對(duì)中就位后在預(yù)留孔中灌注漿料，從而形成整體；3)螺栓連接組合梁[11?14]，螺栓在預(yù)制橋梁結(jié)構(gòu)中應(yīng)用較多，為保證預(yù)制橋面板的預(yù)留螺栓孔與鋼梁的螺栓孔精確對(duì)中，一般采取先鋪設(shè)預(yù)制橋面板，再在鋼梁上翼緣對(duì)準(zhǔn)打孔的方式，穿入高強(qiáng)螺栓并初步擰緊，依次鋪設(shè)預(yù)制橋面板，并最終擰緊螺栓。

但是上述幾種組合梁的裝配方式，無(wú)法完全避免焊接工作造成的組合梁初始缺陷或者現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)，構(gòu)件的加工、安裝精度均要求較高，無(wú)法實(shí)現(xiàn)局部替換和構(gòu)件循環(huán)利用。針對(duì)上述待解決的問(wèn)題，本文提出了改進(jìn)的新型全裝配式組合梁(如圖1 所示)，具有無(wú)現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)，加工、安裝精度要求低，安裝速度快，可局部更換、循環(huán)使用等優(yōu)點(diǎn)。主要部件包括：預(yù)埋C 型鋼導(dǎo)槽的預(yù)制混凝土樓板、鋼梁和TJ 型緊固件。安裝時(shí)，只需要將預(yù)制樓板吊裝到鋼框架梁預(yù)定位置，再將緊固件放置到鋼導(dǎo)槽內(nèi)卡位，通過(guò)施加扭矩于緊固件的螺桿上來(lái)提供預(yù)緊力，在外力作用下產(chǎn)生變形趨勢(shì)時(shí)，高強(qiáng)螺桿的預(yù)緊力使得預(yù)制混凝土樓板、鋼梁、TJ 型緊固件三者之間彼此接觸面上的摩擦力作為剪力傳遞，進(jìn)而形成組合工作機(jī)制。同時(shí)，TJ 型緊固件還可以防止樓板相對(duì)鋼梁產(chǎn)生的豎向掀起。

圖 1 改進(jìn)的新型全裝配式組合梁結(jié)構(gòu)拆解圖Fig. 1 Detailed structure of improved new fully assembled composite beam

為研究此新型組合梁的力學(xué)性能，本文通過(guò)12 次推出試驗(yàn)，分析了新型組合梁的工作機(jī)理、緊固件應(yīng)變、荷載滑移曲線、破壞形態(tài)等，比較了兩類緊固件的差異，研究了鋼導(dǎo)槽間距對(duì)抗剪性能的影響，并給出了緊固件預(yù)緊力的計(jì)算方法以及新型組合梁推出試驗(yàn)的荷載-滑移本構(gòu)關(guān)系模型，通過(guò)建立有限元模型對(duì)緊固件的受力性能進(jìn)行了參數(shù)分析。

1 試驗(yàn)方案

1.1 緊固件扭矩與預(yù)緊力的測(cè)試

1.1.1 緊固件尺寸

為實(shí)現(xiàn)緊固件高強(qiáng)螺桿與鋼梁翼緣的更好貼合，將高強(qiáng)螺桿設(shè)計(jì)為兩類萬(wàn)向鉸形式，A 類為工廠加工成型，對(duì)高強(qiáng)螺桿端部做球狀切削處理，B 類為德國(guó)產(chǎn)的標(biāo)準(zhǔn)件，只需將高強(qiáng)螺桿擰入即可，無(wú)需加工螺桿端部。兩種緊固件的弓背部分尺寸相同，如圖2 所示，螺桿為M12、材質(zhì)為12.9 級(jí)，長(zhǎng)度90 mm，緊固件鋼材為Q345B 級(jí)。

圖 2 緊固件尺寸及萬(wàn)向鉸形式 /mmFig. 2 Fastener size and type of universal hinge

1.1.2 測(cè)試方法

安裝新型全裝配式組合梁時(shí)，需要對(duì)TJ 型緊固件施加一定扭矩值，與普通螺栓的工作狀態(tài)不同，有必要對(duì)緊固件扭矩與預(yù)緊力做進(jìn)一步的試驗(yàn)研究。設(shè)計(jì)如圖3 所示的測(cè)試裝置，通過(guò)帶有扭矩示數(shù)的扭矩扳手對(duì)緊固件螺桿施加扭矩，緊固件與鋼梁之間的壓力傳感器輸出預(yù)緊力大小，同時(shí)緊固件弓背部分內(nèi)外側(cè)粘貼的應(yīng)變片輸出應(yīng)變數(shù)據(jù)，為避免單一緊固件測(cè)試的偶然性，A、B 兩類緊固件各測(cè)試3 個(gè)，分別編號(hào)A-1(2、3)、B-1(2、3)。

圖 3 緊固件扭矩與預(yù)緊力測(cè)試裝置Fig. 3 Torque and preload testing device of fastener

1.1.3 緊固件鋼材材性

緊固件材性見(jiàn)表1。施加扭矩之后，緊固件弓背部分受到拉彎作用，當(dāng)緊固件弓背內(nèi)、外側(cè)未達(dá)到屈服時(shí)，截面應(yīng)力如圖4 所示。應(yīng)變值差與彎矩之間的關(guān)系式如下。

表 1 緊固件材性Table 1 Material properties of fastener

圖 4 彈性階段1-1 截面應(yīng)力分布Fig. 4 Stress distribution of section 1-1 of flexible stage

則對(duì)上式變形得到緊固件預(yù)緊力對(duì)于弓背中軸處的彎矩為：

緊固件的預(yù)緊力換算采用內(nèi)外側(cè)應(yīng)變差換算彎矩再換算預(yù)緊力的方法，目的是為了消除應(yīng)變片初始應(yīng)變的影響。以A-1 緊固件測(cè)得數(shù)據(jù)為例列于表2，實(shí)測(cè)預(yù)緊力與換算預(yù)緊力的絕對(duì)誤差均在0.42 kN 之內(nèi)。換算預(yù)緊力與實(shí)測(cè)預(yù)緊力的關(guān)系如圖5 所示，由圖可知，吻合較好，表明緊固件應(yīng)變換算預(yù)緊力方法準(zhǔn)確性較高。

表 2 A-1 測(cè)試結(jié)果Table 2 Test results of A-1 fastener

1.2 組合梁推出試驗(yàn)

緊固件作為連接件，主要作用是通過(guò)施加預(yù)緊力進(jìn)而在界面施加摩擦力，實(shí)現(xiàn)組合梁界面的剪力傳遞，剪力傳遞性能是研究的重點(diǎn)，目前，推出試驗(yàn)對(duì)于組合梁連接件抗剪性能的研究是廣泛采用的試驗(yàn)方式，易于操作，受力明確[15]。

圖 5 A-1 換算預(yù)緊力與實(shí)測(cè)預(yù)緊力的關(guān)系Fig. 5 The relationship between the converted preload and the measured preload of A-1

1.2.1 試驗(yàn)加載裝置與測(cè)試方式

試驗(yàn)裝置如圖6 所示。試驗(yàn)采用電液伺服壓剪試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單調(diào)靜力加載，加載裝置如圖6(a)所示。按照第1.1 節(jié)中的測(cè)試結(jié)果，為保證緊固件在施加扭矩后保持彈性，A 類試件緊固件螺桿施加扭矩 24.6 N·m，B 類為 58 N·m。

圖 6 試驗(yàn)裝置Fig. 6 Test set-up

A 類試件加載步驟：1)將所有緊固件的螺桿施加24.6 N·m 的扭矩，同時(shí)采集緊固件應(yīng)變數(shù)據(jù)，而后以0.1 kN/s 的速度單調(diào)加載到產(chǎn)生明顯滑移時(shí)停止；2)將所有緊固件拆下，重新拼裝，然后與步驟1)完全相同測(cè)試；步驟3)緊接步驟2)，試件不拆卸，將緊固件復(fù)擰至24.6 N·m 的扭矩，相同加載到產(chǎn)生明顯滑移時(shí)停止。

B 類試件加載步驟：將所有緊固件的螺桿施加58 N·m 的扭矩，同時(shí)采集緊固件應(yīng)變數(shù)據(jù)，以0.1 kN/s 的速度單調(diào)加載到產(chǎn)生明顯滑移時(shí)停止加載。

為采集樓板與鋼梁之間的相對(duì)滑移，前后各布置2 個(gè)位移計(jì)，如圖6(b)、圖6(c)所示；緊固件弓背部分內(nèi)外側(cè)的應(yīng)變片布置參見(jiàn)圖3。

1.2.2 試件詳情

推出試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了6 組新型全裝配式組合梁推出試件。每組試件包括2 塊預(yù)制樓板、緊固件以及鋼梁 (HM390×300×10×16)，2 塊樓板通過(guò)緊固件分別與鋼梁的上下翼緣連接。錨固于預(yù)制樓板內(nèi)的鋼導(dǎo)槽由矩形鋼管切割而成，鋼導(dǎo)槽上表面焊接栓釘，如圖7 所示。預(yù)制樓板詳見(jiàn)圖8。

圖 8 鋼導(dǎo)槽布置及預(yù)制樓板配筋圖 /mmFig. 8 Channels and reinforcement arrangement

各試件參數(shù)見(jiàn)表3。試件編號(hào)含義，如A-300-1中：A 表示試件采用A 類緊固件；300 表示鋼導(dǎo)槽中心間距300 mm；1 表示組合梁第一次組裝；2 表示組合梁拆除緊固件后重新組裝，代表實(shí)際工程中拆除后重建；3 表示緊固件受力后不拆除，再次施加預(yù)定扭矩進(jìn)行工作，模擬實(shí)際工程中的復(fù)擰維護(hù)。

表 3 試件參數(shù)Table 3 Specimen parameters

1.2.3 緊固件塑性階段的預(yù)緊力計(jì)算方法

緊固件施加預(yù)緊力后弓背部分受彎矩、軸力共同作用，由于緊固件的個(gè)體差異及安裝部位鋼導(dǎo)槽或預(yù)制樓板平整度差異，使得施加扭矩之后緊固件弓背處應(yīng)變出現(xiàn)3 種情況：1)弓背內(nèi)、外側(cè)應(yīng)變均小于屈服應(yīng)變(彈性階段)；2)弓背內(nèi)側(cè)超過(guò)屈服應(yīng)變而弓背外側(cè)未達(dá)到屈服應(yīng)變；3)弓背內(nèi)、外側(cè)均超過(guò)屈服應(yīng)變。

對(duì)于情況1)預(yù)緊力按照第1.1.3 節(jié)的彈性計(jì)算方法換算，對(duì)于情況2)、情況3)緊固件弓背處的應(yīng)變-應(yīng)力如圖9 所示，若按情況1)計(jì)算預(yù)緊力，將導(dǎo)致計(jì)算值偏大。情況2)、情況3)下，對(duì)截面形心軸計(jì)算彎矩M 分別如式(5)、式(6)所示，預(yù)緊力按式(7)計(jì)算。根據(jù)本文鋼材的實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變曲線得知在鋼材的應(yīng)變值小于0.02 時(shí)鋼材材性符合理想彈塑性模型，推出試驗(yàn)中實(shí)測(cè)緊固件應(yīng)變均未超過(guò)0.02，因此，可以采用理想彈塑性模型進(jìn)行緊固件的計(jì)算。

情況2)時(shí)緊固件彎矩計(jì)算公式：

圖 9 緊固件弓背處的應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系Fig. 9 Strain-stress relationship at the back of the fastener

情況3)時(shí)緊固件彎矩計(jì)算公式：

預(yù)緊力按下式計(jì)算：

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

由于A、B 兩類試件緊固件萬(wàn)向鉸類型、施加扭矩值、預(yù)緊力等因素的不同，導(dǎo)致其具有不同的試驗(yàn)現(xiàn)象，如圖10 所示，具體現(xiàn)象分析如下：

A 類試件在加載初期無(wú)明顯現(xiàn)象，隨加載的進(jìn)行，達(dá)到極限荷載的75%左右時(shí)，產(chǎn)生相對(duì)滑移，鋼梁與預(yù)制樓板開(kāi)始摩擦產(chǎn)生混凝土粉末掉落現(xiàn)象(如圖10(a)所示)，隨著繼續(xù)加載，緊固件萬(wàn)向鉸處發(fā)出清脆響聲，表明滑移進(jìn)一步增大，直至加載停止，除A-600-2 組加載后出現(xiàn)一個(gè)緊固件螺桿彎曲(如圖10(b)所示)外，其余組緊固件均無(wú)明顯變化。

圖 10 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 10 Experimental phenomenon

B 類試件的加載初期無(wú)明顯現(xiàn)象，隨加載的進(jìn)行，達(dá)到極限荷載的70%左右時(shí)，預(yù)制樓板與鋼梁產(chǎn)生滑移并伴有細(xì)小的摩擦聲，隨著繼續(xù)加載，緊固件發(fā)出響聲并開(kāi)始慢慢彎曲，隨進(jìn)一步加載，除B-450 組一個(gè)緊固件螺桿未發(fā)生損壞外，其余組所有緊固件螺桿突然發(fā)生較大變形(如圖10(c)所示)，甚至個(gè)別螺桿在與緊固件交界處斷裂(如圖10(d)所示)。

試驗(yàn)后兩類試件的鋼梁與預(yù)制樓板均產(chǎn)生明顯的摩擦痕跡(如圖10(e)所示)，預(yù)制樓板及鋼導(dǎo)槽均無(wú)破壞現(xiàn)象，說(shuō)明鋼導(dǎo)槽的剛度、強(qiáng)度及錨固措施較好。

2.2 荷載-滑移曲線

由于各組試件緊固件的總預(yù)緊力不同，為排除此因素對(duì)抗剪性能的影響，將荷載滑移曲線的所有緊固件總抗剪承載力除以總預(yù)緊力得到曲線如圖11、圖12 所示?？v坐標(biāo)表示所有緊固件的總抗剪承載力除以總預(yù)緊力，橫坐標(biāo)為樓板與鋼梁之間的相對(duì)滑移。

圖 11 A 類試件荷載滑移曲線Fig. 11 Load-slip curve of each A specimen

圖 12 B 類試件荷載滑移曲線Fig. 12 Load-slip curve of each B specimen

A 類各試件的荷載滑移曲線可分為4 個(gè)階段：1)豎直段：樓板與鋼梁之間沒(méi)有相對(duì)滑移；2)上升段：隨加載繼續(xù)，開(kāi)始出現(xiàn)相對(duì)滑移，曲線變?yōu)椴环€(wěn)定的上升段；3)下降段：極限荷載后，出現(xiàn)短暫下降段；4)穩(wěn)定段：下降段過(guò)后，出現(xiàn)強(qiáng)度基本不變的穩(wěn)定段，此階段僅為荷載值的小幅波動(dòng)，表明A 類試件表現(xiàn)出良好的殘余強(qiáng)度穩(wěn)定性，不會(huì)出現(xiàn)強(qiáng)度的快速大幅下降。B 類各試件的荷載滑移曲線較A 類曲線更為光滑，因?yàn)橛杀?可見(jiàn)B 類試件的總預(yù)緊力較A 類更大，使得緊固件螺桿與鋼梁的摩擦力更大，從而B(niǎo) 類試件的緊固件螺桿幾乎全部彎曲變形，連接件的破壞模式為螺桿屈服，具有較好的吸能效果。

由圖11(a)可知，總體上A 類試件的第2)次加載曲線各個(gè)階段與第1)次加載曲線相當(dāng)甚至更高，表明第2)次加載代表的組合梁連接件拆卸后重新安裝不會(huì)導(dǎo)致其抗剪性能的降低，具有較好的可重復(fù)利用性；還可以發(fā)現(xiàn)A 類試件的第3)次加載曲線各個(gè)階段明顯高于第1)次、第2)次加載曲線，并且直線段最高點(diǎn)也明顯高于第1)次、第2)次的，表明第3)次加載代表的組合梁連接件復(fù)擰維護(hù)后其抗剪性能有所提升。

為分析不同導(dǎo)槽間距對(duì)組合梁連接件抗剪性能的影響，將A 類試件相同加載過(guò)程不同導(dǎo)槽間距的荷載滑移曲線做比較如圖11(b)所示?？梢钥闯? 個(gè)加載過(guò)程的曲線均表現(xiàn)出：300 mm 鋼導(dǎo)槽間距的試件在加載的各個(gè)階段具有更高的抗剪承載力，高于450 mm、600 mm 間距試件，表明適當(dāng)降低緊固件間距可以提高緊固件群的剪力傳遞能力。

由圖12 可知，B 類試件中，300 mm 鋼導(dǎo)槽間距的試件曲線各階段明顯高于另外兩組，而450 mm 試件的直線段頂點(diǎn)、極限荷載均與600 mm試件相近，不同之處為上升段與下降段較600 mm試件曲線低，結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象分析，450 mm 試件中由于一個(gè)緊固件螺桿未發(fā)生彎曲，導(dǎo)致曲線不夠飽滿。

3 有限元分析

3.1 緊固件有限元模擬

3.1.1 材料本構(gòu)及單元類型

采用ABAQUS 軟件對(duì)緊固件進(jìn)行建模分析。緊固件鋼材強(qiáng)度按照材性試驗(yàn)取值，螺栓采用12.9 級(jí)高強(qiáng)螺桿，其屈服應(yīng)力取1080 MPa，彈性模量為2.06×105MPa，二者均采用理想彈塑性模型。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知緊固件鋼材在推出試驗(yàn)過(guò)程中均遠(yuǎn)遠(yuǎn)未達(dá)到強(qiáng)化段，理想彈塑性模型可以達(dá)到很好的精度。

為了建立實(shí)際尺寸的緊固件，同時(shí)便于觀察緊固件的應(yīng)力分布、變形情況以及各部件之間的接觸定義，采用C3D8R 單元建立緊固件鋼材、螺栓，采用C3D10 單元建立萬(wàn)向鉸部分。

3.1.2 模型介紹

緊固件的尺寸與上述試驗(yàn)均一致，萬(wàn)向鉸按照實(shí)際加工尺寸建立，為了建模方便，并且節(jié)約計(jì)算資源，螺桿未建立螺紋，如圖13 所示。

圖 13 緊固件有限元模型Fig. 13 Finite element model of fasteners

3.1.3 網(wǎng)格劃分

為方便計(jì)算，需要將部件分割成規(guī)則的部分，同時(shí)，網(wǎng)格劃分的大小需要結(jié)合實(shí)際情況設(shè)置，針對(duì)緊固件需要選擇合適的網(wǎng)格大小進(jìn)行計(jì)算。萬(wàn)向鉸的網(wǎng)格大小為0.002 m，螺桿主體的網(wǎng)格大小為0.003 m，緊固件弓背主體的網(wǎng)格大小為0.004 mm，劃分好的網(wǎng)格如圖14 所示。

圖 14 網(wǎng)格劃分Fig. 14 Meshing of fasteners

3.1.4 接觸與約束

螺桿球頭與萬(wàn)向鉸的接觸設(shè)置的為“面-面”接觸，之間的滑移方式選擇“小滑移”，面面之間的切向設(shè)置摩擦系數(shù)為0.3，法向?yàn)橛步佑|。螺桿與緊固件主體之間在擰緊后沒(méi)有位移，將螺桿與緊固件主體設(shè)置為“tie”約束。

3.1.5 荷載與邊界

根據(jù)緊固件實(shí)際工作條件，如圖15 所示將端部建立邊界約束，約束6 個(gè)位移分量。為了便于施加荷載和提取數(shù)據(jù)，將萬(wàn)向鉸的頂面設(shè)置一個(gè)耦合點(diǎn)，對(duì)耦合點(diǎn)進(jìn)行位移分量約束，只放開(kāi)平面內(nèi)的位移。

圖 15 荷載與邊界Fig. 15 Load and boundary

為了模擬緊固件施加預(yù)緊力，將螺桿截面處設(shè)置“bolt load”，需要在螺桿上切割一個(gè)平面，設(shè)置“bolt load”為35 kN。

3.1.6 緊固件模擬結(jié)果的驗(yàn)證

由圖16 可以看出緊固件由于在螺桿施加預(yù)緊力后弓背處受到軸力與彎矩共同作用，使得內(nèi)側(cè)受拉外側(cè)受壓，并且通過(guò)應(yīng)力圖可以看出中和軸偏向外側(cè)，與理論和試驗(yàn)結(jié)果均相符。

圖 16 最大預(yù)緊力時(shí)的mises 應(yīng)力分布Fig. 16 Mises stress distribution under maximum preload

參考第1.1 節(jié)的緊固件預(yù)緊力測(cè)試，本文對(duì)2 個(gè)A 類型萬(wàn)向鉸的緊固件施加預(yù)緊力到了塑性階段，得到了預(yù)緊力與應(yīng)變的數(shù)據(jù)，再結(jié)合上述的模擬結(jié)果，以及第1.2.3 節(jié)緊固件塑性階段預(yù)緊力的計(jì)算方法，將理論計(jì)算結(jié)果、試驗(yàn)結(jié)果以及有限元模擬結(jié)果繪制于圖17，可以看出所提出的緊固件應(yīng)變與預(yù)緊力計(jì)算方法與試驗(yàn)結(jié)果、模擬結(jié)果吻合較好，并為后面組合梁推出試驗(yàn)的模擬驗(yàn)證了緊固件模型的合理性。

圖 17 緊固件的有限元模型驗(yàn)證Fig. 17 Finite element model verification of fasteners

3.2 推出試驗(yàn)?zāi)M

結(jié)合上述緊固件的模擬，對(duì)該形式組合梁推出試驗(yàn)進(jìn)行有限元分析，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

3.2.1 模型建立

混凝土本構(gòu)關(guān)系參考混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[16]附錄C2 中混凝土的本構(gòu)關(guān)系，采用混凝土塑性損傷模型來(lái)模擬混凝土的性能。預(yù)制樓板中的鋼筋采用理想彈塑性模型。鋼導(dǎo)槽等級(jí)為Q235B，屈服強(qiáng)度取235 MPa，同樣采用理想彈塑性模型。模型按照試驗(yàn)的真實(shí)尺寸1∶1 建立，結(jié)合試驗(yàn)狀態(tài)對(duì)模型進(jìn)行接觸定義，其中預(yù)制樓板與鋼導(dǎo)槽之間省略掉栓釘。結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象，鋼導(dǎo)槽與預(yù)制板之間未出現(xiàn)滑移與破壞，模型中將鋼導(dǎo)槽與預(yù)制板的接觸面之間設(shè)置為“tie”約束；鋼梁翼緣與預(yù)制樓板之間設(shè)置為“面-面接觸”，法向?yàn)橛步佑|，切向設(shè)置摩擦系數(shù)為0.4；鋼梁翼緣與緊固件的萬(wàn)向鉸同樣為“面-面接觸”，法向?yàn)橛步佑|，切向設(shè)置摩擦系數(shù)為0.25。鋼筋設(shè)置為嵌入混凝土的相互關(guān)系，如圖18 所示。對(duì)各部件進(jìn)行裝配后如圖19 所示。

圖 18 鋼筋嵌入混凝土Fig. 18 Reinforcement embedded in concrete

圖 19 裝配后推出試件模型Fig. 19 Model of push out test

對(duì)于邊界條件的設(shè)置，結(jié)合試驗(yàn)條件進(jìn)行，預(yù)制板的下表面限制豎向的位移。為便于加載，將鋼梁上表面耦合到控制點(diǎn)上。

設(shè)置兩個(gè)分析步，與試驗(yàn)過(guò)程相同，第一個(gè)分析步為施加緊固件的預(yù)緊力，結(jié)合試驗(yàn)測(cè)得的緊固件換算預(yù)緊力進(jìn)行輸入。第二個(gè)分析部為正式加載，加載方式為控制點(diǎn)施加向下的位移。

3.2.2 推出試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果的驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，荷載-滑移曲線如圖20 所示。

由圖20 對(duì)比可以看出，整體的模擬效果均較好，基本吻合試驗(yàn)測(cè)得的荷載滑移曲線趨勢(shì)，豎直段吻合很好，出現(xiàn)相對(duì)滑移的拐點(diǎn)基本吻合，上升段吻合程度稍差，主要是上升段斜率與峰值點(diǎn)略微差別，值得一提的是，模擬曲線也出現(xiàn)下降段，但模擬下降段斜率較小。總體看來(lái)，除A-300 組荷載峰值相差較多外，其余組荷載峰值的吻合較好，模擬曲線的穩(wěn)定段相比試驗(yàn)更平滑，除A-600 組相差較大，其余組模擬的平滑段模擬較好。由此表明建立的有限元模型能較好地反映出推出試驗(yàn)的各個(gè)階段，可用于此新型組合梁的力學(xué)性能分析。

圖 20 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 20 Comparison between simulation results and test results

4 結(jié)論

通過(guò)6 組試件的推出試驗(yàn)，對(duì)改進(jìn)的新型全裝配式組合梁抗剪連接件的抗剪性能進(jìn)行了研究，并對(duì)抗剪連接件和新型組合梁進(jìn)行了有限元模擬分析，得到以下主要結(jié)論：

(1) 推出試驗(yàn)中，A、B 兩類試件具有不同的試驗(yàn)現(xiàn)象，A 類試件緊固件螺桿僅有1 個(gè)發(fā)生明顯變形，B 類試件緊固件螺桿幾乎全部變形，試驗(yàn)后兩類試件的鋼梁與預(yù)制樓板產(chǎn)生明顯的摩擦痕跡，預(yù)制樓板及鋼導(dǎo)槽均無(wú)破壞。

(2) A 類各試件的荷載滑移曲線大致可分為4 個(gè)階段，表現(xiàn)出良好的殘余強(qiáng)度穩(wěn)定性，不會(huì)出現(xiàn)強(qiáng)度的快速失效；B 類試件的荷載滑移曲線較A 類曲線更為光滑，具有明顯的強(qiáng)度下降段。

(3) 組合梁連接件拆卸后重新安裝不會(huì)導(dǎo)致抗剪性能的降低，具有較好的可重復(fù)利用性；組合梁連接件受力后不拆卸并復(fù)擰(再次施加扭矩)后，其抗剪性能有所提升。

(4) 本文提出的緊固件預(yù)緊力計(jì)算公式與試驗(yàn)和有限元模擬結(jié)果吻合較好，建立的有限元模型能夠較準(zhǔn)確地模擬緊固件和此新型組合梁的抗剪性能，為組合梁連接件的相關(guān)研究提供了一定的參考。