钢-混凝土组合结构在国内外得到了广泛的研究和应用,SLUTTER等[1]最早提出推出试验结果可以作为剪力连接件承载力的下限值,应用最为广泛的EC 4规范[2]和美国AISC规范[3]也是基于推出试验制定了剪力连接件承载力计算公式。我国在吸取国外经验,并总结我国工程实践和科研成果的基础上,修订了《钢结构设计规范》(GB 50017—2003)[4]。

组合结构中栓钉连接件是最常见的剪力连接件类型,国内外对于栓钉直径[5-6]、栓钉形式[7]、受力方式[8-10]等的研究已经非常深入。同时,随着土木工程新材料的发展,各类高性能混凝土在钢-混凝土组合结构中的应用也引起广泛关注。试验研究表明,高性能混凝土组合结构中栓钉抗剪延性有所提升[11-13],但是对承载力的影响并没有完全一致的结论[14-16]。KIM等[17]提出了利用高性能混凝土优化组合结构的构造设计。

而近年来,随着我国经济持续高速增长,劳动力成本不断提高,节能环保的意识成为主流,我国在预制装配式建筑结构上的研究和应用也逐渐增多。预制装配式组合结构作为适应建筑工业化进程的一种新型结构形式,预制混凝土板与钢梁连接的可靠性是钢-预制混凝土板组合梁研究的主要问题。SHIM等[18-19]的试验研究表明,抗剪连接件在预制混凝土板组合梁中比现浇混凝土组合梁具有更好的延性,施加预应力能有效抑制预制板的横向接缝处的裂缝增长。戴益民等[20]的试验研究表明,栓钉的承载力主要由混凝土预制板孔内填充混凝土的强度决定。基于预制装配式钢-混凝土组合楼盖体系的研究,国外学者初步提出栓钉静力和疲劳荷载下的抗剪承载力设计公式和梁柱节点的转动和抗弯承载力评估方法[21-23]。另外,对于螺栓连接件在装配式组合结构中的抗剪性能的研究也取得了一定进展[24-25]。但是现有研究没有注重装配式组合结构在工程应用中的施工的便捷性和可行性,实际上成孔方式和孔径比对于预制板的构造有一定影响,填孔材料的选择也很重要。

综上所述,目前对于预制装配式结构的理论承载力和延性是研究重点,还需要从实际工程应用性的特点上进行拓展研究,如预制板的填孔材料,成孔方式和孔径比等因素对抗剪连接性能的影响。为了使装配式组合结构施工更加高效便捷,本文提出了一种将带预制圆孔的混凝土板与焊接栓钉的钢梁安装定位后在预制孔内后填高强填料以固定栓钉连接件的预制装配式钢-混凝土组合梁[26],参照欧洲EC 4规范[2]设计了6个预制装配式钢-预制混凝土板组合梁的推出试验和3个对比试验,研究混凝土板预留孔的成孔方式以及预留孔和栓钉直径比值等因素对试验的破坏形态、抗剪承载力和荷载-滑移关系的影响规律。参照各国规范,对试验结果进行分析,合理评估该预制装配式组合梁栓钉连接件的构造形式。

1　试验概况

1.1　试件设计及制作

参照欧洲EC 4规范[2]共设计了9个推出试件,研究栓钉直径、预留孔成孔方式以及预留孔径与栓钉直径比值(孔径比)对栓钉破坏模式、抗剪承载力和延性等性能的影响。试件为H形钢，采用Q235钢材,钢筋混凝土板中采用直径为10 mm的HRB335级钢筋,保护层厚度为30 mm。栓钉包括10 mm、13 mm和16 mm这3种直径,波纹管选用70 mm直径,试件主要参数如表1所示。试件尺寸和截面配筋如图1所示。图中，D为预留孔径，d为栓钉直径。试件分为现浇混凝土板组合推出试件和预制混凝土板组合推出试件两类,而预制板组合推出试件按照预留孔成孔方式又可分为无约束成孔组合试件和波纹管成孔组合试件两种,成孔构造如图2所示;按照孔径比可以分为4.4、5.4和7.0这3种类型。

图4a)～c)为不同约束条件下直径分别为10 mm、13 mm和16 mm栓钉的荷载-滑移曲线。可以看出,装配式预制混凝土板组合试件的栓钉承载力比现浇混凝土板组合试件有所提高,但是滑移性能上却有不同程度的变化。在预留孔有波纹管约束的预制混凝土板组合试件中,除CPS-7010和NS-10的变形滑移量接近外,CPS-7013和CPS-7016相比于NS-13和NS-16滑移量均有所下降,分别下降35%和13%。在预留孔没有约束的情况下,除RPS-7013滑移量比NS-13下降13%外,RPS-7010和RPS-7016较NS-10和NS-16分别提高了68%和15%。预留孔有波纹管约束和无波纹管约束的试件在相同条件下栓钉承载力相差不大,无波纹管约束下试件比波纹管约束试件延性稍好。

浇筑预制板时,需先在预留孔位置处放置并固定好圆钢筒或波纹管再进行浇筑。为了保证新老混凝土良好的粘结[27],无约束成孔混凝土预制板在浇筑完约2 h后,需取出圆钢筒并用钢刷在预留孔内壁上划下与波纹管凹槽相似的划痕。试件制作时先在H形钢上预焊好栓钉后,将一侧预制混凝土板吊装到钢梁预定位置上,填孔灌浆,待到养护凝实后,再翻转试件吊装另一侧混凝土板,调整好位置后填孔灌浆。考虑到组合试件装配时填孔灌浆的密实性和快速凝实,选用了一种无收缩自流密实水泥基高强浇筑料(HPG)作为填孔灌浆材料。

试验预制装配式连接件实测承载力与计算承载力比值随着孔径比增大而增大,呈近似线性关系。另外,孔径比越大,需要填空的混凝土越多,结构的经济效益会下降。所以,结合工程实际设定合理的孔径比是以后需要研究的课题。

所用钢材的力学性能指标由拉伸试验测得,测得H形钢钢材屈服强度为285 MPa,极限强度为415 MPa。混凝土材性试件采用与试验中混凝土板相同条件养护的标准混凝土试件,测得28 d板混凝土立方体抗压强度为33.7 MPa,试验时混凝土立方体抗压强度为39.2 MPa,弹性模量为3.1×104 MPa;28 d HPG混凝土立方体抗压强度为65.0 MPa,试验时HPG轴心抗压强度为71.1MPa,弹性模量为3.3×104 MPa。栓钉屈服强度为354 MPa,极限强度为469 MPa。

1.2　试验装置及试验方法

采用电液伺服加载系统进行静力加载试验,底座为刚性平台,并铺上细砂保证试件H形钢梁顶部水平。通过计算机控制两端作动器施加力和位移,作动器内部有力和位移的传感器。试件顶部中心布置一个力传感器以测量实际施加在试件上的力响应,钢梁两侧布置电子式位移传感器以测量加载时钢梁和混凝土板的相对位移响应和绝对位移响应。试验时,先采用荷载控制施加25次循环荷载,保证各部位紧密接触,再采用位移控制加载,以测得真实的荷载-滑移曲线。

  

图1　试件尺寸及截面配筋(单位:mm)Fig.1　Details of test specimens and cross-section reinforcement(Unit:mm)

  

图2　试件不同连接构造形式Fig.2　Different connection details of specimens

2　试验结果与分析

2.1　破坏模态

所有试件破坏模式均为栓钉剪断破坏,栓钉在钢梁与混凝土板界面处断裂,底部发生明显剪切变形,说明栓钉的受力集中在根部。图3所示为3种不同直径栓钉试件破坏时的栓钉变形和混凝土板裂缝发展状态。10 mm直径栓钉试件破坏时滑移量较小,部分试件只有1根栓钉剪断,并且两侧混凝土板没有明显的裂缝;13 mm直径栓钉试件破坏时,一侧的两根栓钉同时剪断,钢梁与该侧混凝土板剥离,由栓钉位置处向混凝土板底部产生八字形裂缝,并且混凝土板底部伴随有少量的压碎;16 mm直径栓钉试件破坏时一侧栓钉同时剪断,伴随有较大声响,混凝土板上除了产生由栓钉位置处延伸向混凝土板底部的八字形裂缝,还有少许的竖向裂缝和横向裂缝,底部混凝土压碎较多。

  

图3　试件破坏形态Fig.3　Failure modes of specimens

采用HPG填孔的预制装配式组合试件破坏时较普通现浇试件破坏声响更大,裂缝开展更多且围绕填孔混凝土发展。另外,采用波纹管约束成孔试件较无约束成孔试件破坏时裂缝发展更少,栓钉变形也更小。

从破坏模态来看,栓钉的直径越大,破坏特征越明显:混凝土板的裂缝更多,栓钉变形也更大。预留孔填充高强混凝土和增加约束对裂缝发展的形态和数量也有一定影响。

2.2　荷载-滑移曲线

在云微物理方案中包含单参数化方案和双参数化方案,其中单参数化方案种预报量为水成物粒子的质量浓度(Hong et al.,2002),而双参数化方案的预报量既包括各种水成物的数浓度,还包括它们的质量浓度。相比于单参数化方案,双参数化方案中的两个独立可预报量能更灵活地描述各种水成物粒子谱的发展演变,这大大提高了中尺度模式中对云微物理过程的模拟能力,尤其是对降水的预报效果(Morrison et al.,2009;Lim and Hong,2010;Van Weverberg et al.,2012)。

 

表1　推出试验结果Tab.1　Results of push-out test

  

试件编号混凝土板形式预留孔径D/mm栓钉直径d/mm孔径比D/d峰值荷载Fmax/kN极限滑移δu/mm极限荷载Fu/kN特征滑移δt/mm单栓钉承载力Va/kN破坏形态NS⁃10NS⁃13NS⁃16普通现浇混凝土板—10—194．13．6174．73．248．5栓钉剪断—13—281．65．8253．45．270．4混凝土压裂，栓钉剪断—16—341．36．3307．25．785．3混凝土压裂，栓钉剪断RPS⁃7010RPS⁃7013RPS⁃7016普通预留孔预制混凝土板70107．0207．45．8186．65．251．9栓钉剪断70135．4302．45．1272．24．675．6混凝土压裂，栓钉剪断70164．4402．17．3361．96．6100．5混凝土压裂，栓钉剪断CPS⁃7010CPS⁃7013CPS⁃7016波纹管预留孔预制混凝土板70107．0211．73．6190．53．252．9栓钉剪断70135．4300．43．8270．33．475．1混凝土压裂，栓钉剪断70164．4410．45．5369．35．0102．6混凝土压裂，栓钉剪断注：1．N表示普通混凝土板，S表示栓钉，R表示预留孔，P表示预制混凝土板，C表示波纹管(Corrugatedsleeve)，数字代表预留孔径和栓钉直径大小；　2．根据EC4规范规定：极限荷载取最大荷载下降10%的荷载，极限滑移是极限荷载对应的位移，特征滑移取极限滑移下降10%的取值，规范要求特征滑移大于6mm。

第一，制定贯彻落实《条例》的实施方案。太湖局将宣传贯彻实施《条例》作为贯彻落实中央1号文件和中央水利工作会议精神、加快水利改革发展的重要举措，作为深化水利依法行政的突出内容，作为水利工作的重要任务，认真制定并细化了贯彻落实《条例》的实施方案，统筹安排，精心组织，明确责任，落实分工，确保《太湖流域管理条例》贯彻实施取得实效。

本文通过9个静力推出试验,可得出以下主要结论:

图4给出了试验所得的不同栓钉直径,预留孔约束条件以及孔径比条件下的荷载-滑移曲线。可以看出,所有的荷载-滑移曲线都近似分为3个阶段:近似的线弹性段、弹塑性段和塑性段。在峰值荷载的50%～60%之前为近似的线弹性段,在这一阶段整体滑移小于1 mm而荷载快速升高;在峰值荷载的60%～80%之间表现为弹塑性段,随着荷载增大试件的刚度不断减小,但整体滑移量不大于2 mm;之后的塑性段荷载增长缓慢而位移不断增大直至试件破坏。进入塑性段对应的实际试验情况应该是栓钉开始发生较大塑性变形或者混凝土出现裂缝,试件的整体刚度快速下降。

2.3　栓钉抗剪承载力

静力推出试验的结果如表1所示。其中极限荷载和特征滑移是作为工程设计值来衡量组合试件的受力性能,峰值荷载即为试验测得的栓钉最大承载力。10 mm和13 mm直径栓钉的预制混凝土板组合试件承载力相对于现浇组合试件稍有提高,提升幅度约为7%～9%。而16 mm直径栓钉预制混凝土板组合试件承载力相比现浇试件提高较大,其中RPS-7016增幅为18%,CPS-7016增幅为20%。为排除栓钉直径的影响,在表2中计算了各试件的栓钉剪切强度,预制装配式试件中孔径比为4.4时,栓钉剪切强度较现浇试件平均增幅为20%,而在孔径比分别为5.4和7.0时对应平均增幅均为7%。说明孔径比较小时预留孔填充高强混凝土对栓钉的承载力的影响更明显。而预制混凝土板中预留孔有无波纹管约束对栓钉承载力无明显影响,有波纹管约束条件下栓钉承载力会略有提高,增幅在1%～2%。

  

图4　栓钉荷载-滑移曲线Fig.4　Stud load-slip curves

3　栓钉承载力的探讨

目前欧洲规范[2]、美国规范[3]、中国规范[4]和加拿大规范[28]都给出了组合结构栓钉承载力设计公式,如表3所示。

 

表2　试验结果与理论计算值比较Tab.2　Comparison between experiment results and theoretical calculation results

  

试件编号单个栓钉承载力V/kN栓钉剪切强度F/As/MPa孔径比规范计算的承载力值试验值与计算值的比值VE/kNVA/kNVG/kNVC/kNV/VEV/VAV/VGV/VCNS⁃1048．5620-22．736．829．029．52．141．321．671．65NS⁃1370．4530-38．462．349．149．81．831．131．441．41NS⁃1685．3420-58．194．374．375．41．470．901．151．13RPS⁃701051．96607．023．636．829．029．52．201．411．791．76RPS⁃701375．65705．440．062．349．149．81．891．211．541．52RPS⁃7016100．55004．460．494．374．375．41．661．071．351．33CPS⁃701052．96707．023．636．829．029．52．241．441．821．80CPS⁃701375．15705．440．062．349．149．81．881．211．531．51CPS⁃7016102．65104．460．494．374．375．41．701．091．381．36平均值———————1．891．201．521．50注：VE、VA、VG和VC分别表示由欧规、美规、中规和加规等规范设计公式计算得出的承载力设计值。

实际试验结果中试件承载力都是由栓钉剪切破坏控制,且在填孔混凝土强度比筑板混凝土强度高的情况下栓钉承载力有一定程度的提高。表2将试验结果与各国规范计算值进行了比较,得出如下结论:后灌孔的钢-预制混凝土板组合栓钉连接件具有良好的抗剪承载力,对比各国规范设计值,除NS-16试件栓钉承载力为AISC规范值的90%外,其余试验值至少在设计值的1.07倍以上,所有规范中AISC规范与试验值最为接近;试件破坏模式都是由栓钉剪断控制,但是预留孔内填充比孔外强度更高的混凝土,能有效提高栓钉抗剪承载力,由此可以考虑提高局部填充料强度来提高预制装配式组合结构抗剪连接件的承载力。

中国规范[4]规定组合梁变形计算应采用考虑滑移效应的折减刚度法,其中的抗剪连接件刚度系数K=0.66Vu[29] 是由大量推出试件试验结果统计分析得出,其中Vu为同一截面上栓钉极限承载力。试验结果表明,预制装配式试件栓钉连接件由于填充了HPG填料,尤其是当采用波纹管成孔时,其承载力和刚度较普通现浇试件显著提高,即能提高装配式组合梁抗弯折减刚度,降低组合梁受弯时滑移变形。另外,文献[20]中提出栓钉承载力随预留孔中填灌混凝土强度增大而提高。

抗剪承载力试验值较规范计算值明显偏高，主要是受HPG填料较高的强度、预制孔有利的约束条件的影响,另外,栓钉直径和合理的孔径比也是重要的影响因素。后续研究将对采用不同强度等级的填孔材料、约束条件和孔径比的预制装配式组合梁连接件进行深入的试验研究,从而获得论文所提出的预制装配式组合梁连接件的抗剪承载力计算公式。

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由于预制混凝土板组合试件采用的是预制成型的混凝土板和预焊好栓钉的H形钢梁拼装,然后用HPG填灌预留孔的连接方式,导致其内部存在两种混凝土。从试验过程来看,新老混凝土之间粘结性能良好,整体性强,没有在两者的界面上发生剥离破坏,说明试验在混凝土界面上的处理方法是可靠的。孔径比即是对受压混凝土作用范围的参数体现,试验结果表现为预制装配式连接件在孔径比为4.4时,抗剪承载力较现浇试件平均增幅为19%,而在孔径比分别为5.4和7.0时,对应平均增幅均为8%。所以孔径比是预制混凝土板组合结构设计中需要参考的重要因素。为了体现孔径比对于栓钉承载力的影响,将装配式栓钉组合连接件中栓钉承载力实测值与对应中国规范设计值的比值简称为承载力比,利用承载力比和孔径比关系进行分析对比,如图5所示。

  

图5　承载力比和孔径比关系曲线Fig.5　Relationship between shear bearing capacity rate and aperture rate

 

表3　各国规范说明Tab.3　Description of specifications

  

规范设计公式参数说明欧规PRd=min(0．29αd2Ecfck/γv，0．8Asfu/γv)Ec为混凝土弹性模量；fck为混凝土圆柱体抗压强度；As为栓钉横截面面积；fu为栓钉极限抗拉强度；γv为分项安全系数，一般取γv=1．25；α为栓钉长度影响系数，当3≤h/d≤4时，α=0．2[(h/d)+1]，当h/d>4时，α=1美规Qn=min(0．5AsEcf′c，Asfu)f′c为混凝土圆柱体抗压强度中规Nsv=min(0．43AsEcfc，0．7Asγf)fc为混凝土棱柱体抗压强度设计值；f为栓钉抗拉强度设计值；γ为栓钉抗拉强度与屈服强度的比值加规Qc=min(0．5φscAsEcf′c，φscAsfu)φsc为承载力系数，一般取0．8

4　结论

通过对比图4d)～f),可以发现栓钉的抗剪承载力随栓钉直径增大而增大。在普通现浇混凝土板组合试件中,栓钉的极限滑移能力表现为随着栓钉直径增大而提高。而在预制混凝土板组合试件中,不论是预制板预留孔有无波纹管约束,13 mm直径栓钉的极限滑移较之普通现浇试件都有所下降,与对应的10 mm直径栓钉的极限滑移值接近。并且预制混凝土板组合试件中的荷载-滑移曲线较之普通现浇混凝土板组合试件表现为弹性段更为显著,塑性段更为平缓光滑。说明预制混凝土板组合试件局部填充HPG之后,试件整体刚度变大,弹性段得到延伸,弹塑性段压缩,塑性强化效应被弱化,塑性段更接近理想塑性。由于试验只采用HPG一种填孔材料,填充料种类对于栓钉荷载-滑移关系的影响有待进一步研究。

(1) 所有试件破坏形态均为栓钉剪断破坏并伴随混凝土板不同程度开裂;填孔材料、栓钉直径、孔径比和成孔方式对破坏形态有一定程度影响。

(2) 装配式钢-预制混凝土板栓钉连接件具有良好的抗剪承载力,均高于对应普通现浇试件栓钉抗剪承载力,且大于国内外的规范计算值,采用波纹管成孔的连接件比普通成孔的连接件承载力略有提高。

(3) 提出的组合梁栓钉连接件预制装配式构造形式具备应用于实际工程的可行性,具有孔小,填料强度增长快、无收缩,保证新旧界面的性能优点,构造形式上简单,施工高效便捷,承载力能得到保障。对于其合理的孔径比设计,约束条件和填孔材料的研究还有待后续深入研究。

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3) 等待按键信号，等待工人安装零部件并将发动机转到合适的安装位置，如果等待时间>5s无信号则报警提示按键异常并结束程序；

榆阳煤矿摒弃传统垮落法开采形式，在2307工作面首次采用高流动性风积砂似膏体充填材料，成功地进行了风积砂似膏体充填采煤的工业化试验，为西北地区保水开采技术提供参考和借鉴[1～3]。

HUO Jingsi,ZHONG Qiong,WANG Haitao.A prefabricated steel and concrete composite beam connected by stud[P].2015-04-05.(in Chinese)

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经扫描电镜观察，35%磷酸处理的树脂面表面结构与未作处理的树脂面差别不大。可见，尽管使用磷酸处理树脂面，可以起到清洁表面的作用[9]，但磷酸酸蚀并不能使树脂表面形成凹凸不平的粗糙面，故黏结剂无法渗入其中产生树脂突，形成机械固位。有研究报告对树脂面进行酸蚀不能像酸蚀牙釉质一样产生明显的结构改变，故抗剪切强度较低[10]。电镜下，打磨粗糙组和打磨粗糙+酸蚀组的树脂表面可见大小不均的裂隙及空洞样改变，两者差别不大，但打磨粗糙+酸蚀组产生的抗剪切强度要大于打磨粗糙组，这可能是由于打磨后进行酸蚀处理树脂面可以更有效去除打磨树脂面产生的粉末，使树脂面裂隙空洞更明显，从而增加其黏结强度。