抗拔不抗剪連接件抗拔性能試驗研究

抗拔不抗剪連接件抗拔性能試驗研究

0抗拔不抗剪連接件抗拔性能試驗研究背景在鋼-混凝土組合梁中，抗切割連接件是保證鋼和混凝土聯(lián)合工作的重要因素。連接pbl是目前廣泛使用的連接件型。這兩種連接材料的主要用于抵抗鋼梁和混凝土板之間的剪切力和舉起（分離）。這是一種抗切割和抗應(yīng)力連接，限制了混凝土板和鋼梁之間的滑移?？辜艨拱芜B接可發(fā)揮鋼-混凝土組合梁正彎矩區(qū)的組合作用,提高承載力和剛度。對于組合梁的負彎矩區(qū),混凝土部分可能產(chǎn)生拉應(yīng)力,抗剪抗拔連接約束了混凝土與鋼梁的滑移,容易導(dǎo)致混凝土板開裂,而實際工程對于混凝土板開裂有著較為嚴格的限制。雖然可采取施加預(yù)應(yīng)力等措施控制裂縫,但是該方法施工較為復(fù)雜,且鋼梁通過組合作用吸收了部分預(yù)應(yīng)力,降低了預(yù)應(yīng)力導(dǎo)入度。因此,避免組合梁負彎矩區(qū)的混凝土開裂是組合梁應(yīng)用于橋梁工程中的關(guān)鍵問題。針對最新提出的新型抗拔不抗剪連接件,大比例節(jié)段模型試驗結(jié)果表明,采用該連接件可大幅提高組合梁負彎矩區(qū)的抗裂性能和預(yù)應(yīng)力導(dǎo)入度。在組合梁負彎矩區(qū)以及組合梁橋偏載情況下,連接件需阻止鋼梁與混凝土板相互分離的趨勢,必須有一定的抗拔力,由于連接件腹板兩側(cè)包裹塑料泡沫,使得連接件端板與下部混凝土接觸面積減小。因此,為保證抗拔不抗剪連接件具有一定的抗拔力,需要對抗拔不抗剪連接件的抗拔性能進行研究,目前尚未有關(guān)于該種形式連接件抗拔性能的相關(guān)研究。由于連接件受力復(fù)雜,抗拔破壞形態(tài)和受力特征尚不清楚,本文根據(jù)文獻設(shè)計了抗拔試驗進行研究。通過試驗研究與理論分析,探究抗拔不抗剪連接件的抗拔性能影響因素,提出抗拔不抗剪連接件抗拔承載力簡化設(shè)計公式與構(gòu)造措施要求。1抗張力試驗，無阻力連接1.1連接件僅提供抗拔作用而不抗剪新型抗拔不抗剪連接件如圖1所示,其形式為焊接在鋼梁翼緣上的T形鋼,并在其翼緣頂部、兩側(cè)以及腹板兩側(cè)包裹泡沫塑料,連接件僅提供抗拔作用而不抗剪,即抗拔不抗剪連接。由于泡沫塑料的剛度相對于鋼材及混凝土可忽略,端板、腹板兩側(cè)的泡沫塑料允許T形連接件在縱向發(fā)生滑動,端板頂部泡沫減少了上部混凝土對端板的限制,而端板兩側(cè)與混凝土接觸部分可約束下部混凝土,保證一定的抗拔力,從而在一定滑移變形范圍內(nèi)形成抗拔不抗剪的工作機制,降低了從鋼梁傳遞到混凝土板中的拉應(yīng)力。1.2抗拔不抗剪連接件設(shè)計新型抗拔不抗剪連接件的抗拔試驗裝置如圖2所示,底部鋼梁通過新型抗拔不抗剪連接件與混凝土板連接,并與上部倒U形加載架通過螺栓連接形成可更換的加載框架,混凝土板兩端簡支,在加載框架上端中部施加向下的荷載,可將抗拔力通過加載框架傳遞轉(zhuǎn)換為千斤頂向下推力,減少抗拔試驗的錨固措施。共設(shè)計3個試件(試件編號分別為TKB-1,TKB-2和TKB-3),混凝土板尺寸和配筋率相同,僅改變連接件尺寸以及外包泡沫塑料厚度?？拱尾豢辜暨B接件尺寸參數(shù)及泡沫尺寸如表1及圖3所示,3個試件的加載框架尺寸與混凝土配筋如圖4所示。試驗裝置中加載框架相對于連接件的剛度較大,在試驗中可視為剛性體。試件材性試驗結(jié)果如表2,3所示。1.3比合底梁中部豎向位移試驗采用單調(diào)加載,支座間距800mm,倒U形加載架上部中間向下施加遞增的荷載。圖5,6為試驗加載裝置。在施加荷載過程中,量測底梁兩端的豎向位移及支座位移,可用兩端豎向位移平均值減去支座位移得到底梁中部的抗拔不抗剪連接件處豎向位移,由于支座間距較小,混凝土板塊厚度較大,可忽略混凝土板塊在試驗中產(chǎn)生的彎曲變形,進而可認為實測底梁中部平均豎向位移近似為連接件與混凝土板塊之間的相對豎向位移。在抗拔不抗剪連接件的端板上側(cè)中點位置布置了應(yīng)變花,在腹板側(cè)面布置了豎向應(yīng)變片,量測連接件的變形發(fā)展情況。1.4生連接件腹板斷裂試驗表4為3個試件的極限承載力Pu及破壞形態(tài)。各試件加載過程及試驗現(xiàn)象如下:(1)試件TKB-1的連接件尺寸及泡沫厚度最大,加載初期荷載與位移呈線性關(guān)系。當(dāng)荷載達到300kN(相當(dāng)于0.73Pu)時,可觀察到底梁與混凝土板之間有明顯分離,由于荷載施加點與連接件在垂直方向上存在一定的偏差,加載后期的偏心現(xiàn)象逐漸顯現(xiàn);同時荷載增加趨勢放緩,平均位移不斷增加,達到20mm時,發(fā)生連接件腹板斷裂破壞,試驗現(xiàn)象如圖7所示。連接件拔出后,混凝土部分整體性仍良好,未發(fā)現(xiàn)混凝土板底面有明顯破壞現(xiàn)象。(2)試件TKB-2在整個加載過程中的試驗現(xiàn)象與TKB-1近似,但由于連接件尺寸比TKB-1小,荷載達到255kN(相當(dāng)于0.73Pu)時荷載增加幅度放緩,而位移顯著增大,可觀察到底梁與混凝土板明顯分離以及裸露的連接件腹板,加載的偏心效應(yīng)沒有試件TKB-1明顯,試驗現(xiàn)象如圖8所示。最終連接件腹板斷裂,試件退出工作,連接件拔出后,混凝土部分整體性良好,混凝土板底面沒有明顯破壞現(xiàn)象。(3)試件TKB-3由于連接件尺寸較小,在荷載接近98kN(相當(dāng)于0.84Pu)時位移進入迅速增加階段,可觀察到底梁與混凝土板有分離現(xiàn)象但不明顯,隨后位移不斷增加,當(dāng)平均位移超過10mm時,荷載迅速降低,混凝土底板連接件周圍的部分混凝土出現(xiàn)剝落,最終發(fā)生沖切破壞(圖9)。連接件拔出后可觀察到產(chǎn)生了變形,底板上出現(xiàn)明顯的沖切破壞面,破壞面角度約為45°。試驗中3個試件表現(xiàn)出2種破壞形態(tài):連接件腹板拉斷和混凝土沖切破壞。對比3個試件參數(shù),影響破壞形態(tài)及承載力的主要因素是連接件尺寸,當(dāng)連接件尺寸較小、埋深較淺時,承載力較小,發(fā)生混凝土沖切破壞,當(dāng)連接件尺寸較大、埋深較大時,承載力較大,發(fā)生連接件腹板斷裂破壞。2混凝土沖截面的變形試驗的荷載位移(P-f)曲線如圖10所示。由圖10可知:試件TKB-1與試件TKB-2破壞形態(tài)為連接件腹板拉斷,荷載-位移曲線近似于鋼板單向拉伸曲線,經(jīng)歷了彈性變形、鋼材屈服、強化直至退出工作等階段,2個試件在屈服之后都發(fā)生了承載力先下降再提高的情況,經(jīng)分析是由于鋼材屈服之后變形迅速增加并重新卡住混凝土部分,進而出現(xiàn)了承載力的一次突變。試件TKB-3發(fā)生了典型的混凝土沖切破壞,初始抗拔剛度較大,之后由于混凝土沖切面上裂縫迅速發(fā)展,位移顯著增大而承載力仍有小幅提高,試件TKB-3在位移顯著增大階段也發(fā)生了承載力的突變情況,這是混凝土沖切面形成之后骨料重新咬合導(dǎo)致的。圖11為試件腹板中部的豎向應(yīng)變ε與相對荷載PPu-1關(guān)系。圖12為根據(jù)連接件端板中部應(yīng)變花實測數(shù)據(jù)求得的等效VonMises應(yīng)力與相對荷載PPu-1關(guān)系。由圖11可知:試件TKB-1連接件腹板在加載初期的應(yīng)變隨其相對荷載呈線性增長,當(dāng)荷載超過0.8Pu時,量測點應(yīng)變超過2×10-3,進入屈服階段,應(yīng)變大幅增長。試件TKB-2連接件腹板的應(yīng)變發(fā)展與試件TKB-1類似。試件TKB-3連接腹板量測點在整個加載過程中應(yīng)變未超過1.500×10-3,在加載過程中未達到屈服,保持彈性狀態(tài),荷載達到0.65Pu時的應(yīng)變保持低幅度增長是由于該階段混凝土沖切面正在形成,混凝土變形較大而連接件腹板應(yīng)變沒有顯著增加,而當(dāng)混凝土沖切面上骨料咬合牢固后連接件腹板上應(yīng)力水平持續(xù)提高使得應(yīng)變大幅增大,直到混凝土沿沖切面破壞退出工作。3個試件連接件端板中點處實測換算等效VonMises應(yīng)力(圖12)表明,試件TKB-1和試件TKB-2端板分別在0.7Pu和0.75Pu時開始屈服,試件TKB-3端板在0.9Pu時屈服,端板中部存在較大的應(yīng)力。3連接件與連接件抗拔承載力的計算根據(jù)試驗結(jié)果,新型抗拔不抗剪連接件的抗拔承載力受2個因素影響:混凝土部分內(nèi)埋連接件區(qū)域的抗沖切承載力Tc以及連接件腹板抗拉承載力Ts,而連接件抗拔承載力T是兩者中的較小值,即3.1現(xiàn)澆混凝土抗沖切強度內(nèi)埋抗拔不抗剪連接件周圍的局部混凝土抗沖切承載力可參考混凝土板的沖切強度計算方法,視作在連接件端板以下的局部矩形區(qū)域施加壓力,使得端板下方混凝土發(fā)生沖切破壞。對于混凝土板沖切強度的計算有2種方法:①根據(jù)混凝土板的沖切破壞形態(tài)基于能量原理推導(dǎo)公式,并結(jié)合試驗數(shù)據(jù)修正;②通過試驗分析影響混凝土板沖切強度主要因素,提出經(jīng)驗擬合公式。本文中提出按照較簡化的沖切面極限承載能力分析方法,推導(dǎo)混凝土抗沖切強度并與文獻中方法進行比較。由于混凝土中并沒有抗剪鋼筋,且抗彎鋼筋對于抗剪提供的銷栓作用不計入承載力計算,該簡化方法偏于安全,參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》,在無抗剪鋼筋情況下可假設(shè)為素混凝土。為簡化計算,假設(shè)混凝土沖切破壞面與水平面夾角θ=45°,可得混凝土沖切破壞面如圖13所示?；炷涟凑請D13中的沖切破壞面發(fā)生沖切破壞,混凝土抗沖切承載力Tc計算式為式中:S為沖切破壞面面積;ft為混凝土抗拉強度;Sh為沖切破壞面在水平面的投影面積;h0為沖切破壞面高度,此處按實際高度hw計算?；炷量估瓘姸瓤砂词?3)計算式中:fcu為混凝土標準立方體抗壓強度。文獻中建議的混凝土板抗沖切承載力簡化公式為試件TKB-3發(fā)生了混凝土沖切破壞,則按式(2),(4)推算的構(gòu)件抗沖切承載力如表5所示。由于TKB-3構(gòu)件尺寸小、埋深淺,沖切破壞時抗彎鋼筋的作用不明顯,因此試驗值與按照素混凝土假設(shè)時的計算值接近。通過與試驗值對比可知,本文提出的式(2)與文獻中提出的簡化式都有良好的精度,式(2)計算結(jié)果偏低,是偏安全的,因此混凝土抗沖切承載力可按照式(2)計算。3.2腹板抗拉承載力試件TKB-1和TKB-2發(fā)生了連接件腹板受拉破壞,在腹板變形較大情況下發(fā)生的是一種延性較好的破壞形態(tài)。連接件腹板抗拉承載力可按式(5)計算式中:fuw為連接件腹板抗拉強度;As為連接件腹板橫截面面積。根據(jù)式(1)可推算試驗的極限承載力,見表6。式(1)計算結(jié)果較精確地預(yù)測了3個試件的破壞形態(tài),即試件TKB-1與TKB-2發(fā)生連接件腹板受拉破壞,TKB-3發(fā)生混凝土沖切破壞,計算得到的抗拔承載力與試驗結(jié)果相對誤差均小于5%。4混凝土沖切及局部統(tǒng)一試驗構(gòu)件在拉拔力作用下的2種破壞形態(tài)中,混凝土沖切破壞屬于脆性破壞,應(yīng)予以避免,而連接件腹板拉斷屬于延性破壞。因此在設(shè)計中應(yīng)保證在連接件腹板拉斷之前不發(fā)生混凝土沖切破壞。同時,連接件端板下方混凝土局部受壓,應(yīng)通過構(gòu)造措施保證局部混凝土不被壓潰。連接件在拉力較大時,端板可能發(fā)生受彎屈服,也應(yīng)通過構(gòu)造措施防止端板變形過大而被拔出。4.1連接件腹板及混凝土抗沖切性能新型抗拔不抗剪連接件的承載力可根據(jù)式(1)進行計算,但式(5)中連接件腹板抗拉強度在設(shè)計時應(yīng)按設(shè)計強度取值,混凝土沖切破壞面高度應(yīng)扣除混凝土保護層厚度。工程應(yīng)用時應(yīng)保證連接件為延性破壞,并保證混凝土抗沖切承載力大于連接件腹板的受拉屈服承載力,即式中:fyw為連接件腹板設(shè)計抗拉強度;Sh=[2(bt+h0)+2(at+h0)]h0,h0=hw-a0,其中a0為混凝土保護層厚度。4.2連接件腹板下塑性鉸的出現(xiàn)為保證連接件端板下方混凝土不發(fā)生局部受壓破壞,避免局部混凝土壓潰而無法提供抗拔力,應(yīng)規(guī)定連接件的最小外伸長度,以保證端板與下部混凝土有一定的接觸面積。在連接件及包裹泡沫尺寸軸對稱情況下,連接件端板外伸長度bo應(yīng)滿足bo=0.5(bt-tw-2ts1)。混凝土局部承壓時抗壓承載力有所提高,連接件端板下部混凝土局部承壓提高系數(shù)β可按文獻中方法取。由連接件腹板受拉屈服先于端板下部混凝土受壓破壞的條件,可得式中:fc為混凝土抗壓強度設(shè)計值。由at=aw可得連接件端板最小外伸長度為由試驗結(jié)果可知,連接件端板在抗拔力較大時將發(fā)生屈服形成塑性鉸,如圖14(a)所示。因端板受彎,塑性鉸首先出現(xiàn)在端板中部,隨著端板變形的發(fā)展,其兩側(cè)變形受到頂部混凝土限制。在頂部混凝土的約束力作用下,端板兩側(cè)會出現(xiàn)塑性鉸,連接件端板在變形較大時有被拔出的趨勢。連接件端板在出現(xiàn)塑性鉸時的受力分析如圖14(b)所示。當(dāng)端板兩側(cè)形成塑性鉸時,頂部混凝土約束力Nt可按式(9)計算式中:My為端板受彎出現(xiàn)塑性鉸時對應(yīng)的彎矩;fyt為端板屈服強度。根據(jù)平衡條件,可得式中:Nc為端板下部混凝土提供的約束力,可取為下部混凝土局部抗壓承載力,Nc=βfcboat。由式(10)可得連接件的端板厚度,即當(dāng)連接件外伸長度按式(8)確定時,式(11)根號內(nèi)部分恒大于等于0,可規(guī)定連接件端板最小厚度不小于腹板厚度,進而可得到連接件構(gòu)造要求的端板厚度,即通過對連接件端板外伸長度bo以及厚度tt提出構(gòu)造措施要求,可保證連接件腹板受拉屈服之前不出現(xiàn)混凝土局部壓潰或連接件端板變形過大而被拔出的情況。連接件腹板高度hw的合理范圍建議取200~250mm,以保證一定的埋深,端板寬度at與頂板寬度aw相同,合理范圍建議取100~150mm,以保證對下部混凝土的有效約束。5新型抗拔不抗剪連接件(1)對3個不同尺寸的新型抗拔不抗剪連接件進行了拔出試驗,試件表現(xiàn)出混凝土沖切破壞和連接件腹板拉斷2種破壞形態(tài)。當(dāng)連接件尺寸較小時發(fā)生連接件內(nèi)埋區(qū)域局部混凝土沖切破壞,當(dāng)連接件尺寸