嵌入式双排孔抗剪连接件极限承载力

程　宸　 江越胜　 蔡建中　 万　水

(1东南大学交通学院, 南京 210096)(2湖州市交通规划设计院, 湖州 313000)(3南昌市政公用投资控股(集团)有限责任公司, 南昌 330009)

嵌入式双排孔抗剪连接件极限承载力

程宸1江越胜2蔡建中3万水1

(1东南大学交通学院, 南京 210096)(2湖州市交通规划设计院, 湖州 313000)(3南昌市政公用投资控股(集团)有限责任公司, 南昌 330009)

摘要:为了得到嵌入式双排孔抗剪连接件极限承载力的计算公式,设计了3类嵌入式单、双排孔抗剪连接件推出试件. 研究了不同开孔位置和结合钢筋对嵌入式抗剪连接件极限承载力的影响;利用有限元法,分析了钢板厚度、混凝土尺寸、混凝土强度、贯穿钢筋直径、开孔直径、开孔间距、孔的竖向位置等因素对嵌入式双排孔抗剪连接件极限承载力的影响. 结果表明:相比于双排孔设置于波折板折板位置的嵌入式双排孔抗剪连接件,双排孔设置于波折板直板位置的嵌入式双排孔抗剪连接件的极限承载力更大;双排孔抗剪连接件中双排混凝土销的抗剪极限承载力为单排孔抗剪连接件混凝土销极限抗剪承载力的1.3倍.

关键词:嵌入式抗剪连接件;双排孔;荷载-滑移曲线;极限承载力;有限元分析

嵌入式抗剪连接件[1-2]通常于波折板位置处进行单排开孔;嵌入式双排孔抗剪连接件则于波折板位置处进行双排开孔,从而提高了抗剪连接件的极限承载力. 文献[1]给出了嵌入式单排孔抗剪连接件的设计荷载与极限荷载计算公式.文献[2-6]表明,开孔钢板连接件的力学性能受到混凝土强度、钢板开孔直径、贯穿钢筋面积、开孔钢板厚度、开孔钢板波长、开孔数目等因素的影响. 然而,目前关于嵌入式双排孔抗剪连接件极限承载力计算公式的研究则较少.

本文设计了嵌入式单、双排孔抗剪连接件推出试件,研究了不同波折板开孔位置对抗剪连接件极限承载力的影响. 通过ABAQUS有限元软件,建立了有限元模型. 通过实验数据与有限元模型数据的对比,验证有限元模型的可靠性. 继而利用有限元模型研究波折板厚度、混凝土尺寸等因素对双排混凝土销极限承载力与单排混凝土销极限承载力比值的影响,提出了嵌入式双排孔抗剪连接件极限承载力的计算公式.

1试验

1.1试件设计

嵌入式双排孔抗剪连接件的构造形式如图1(a)所示。根据其构造形式,共设计了3类13组试件,每组包含3个完全相同的试件,共计39个推出试件,研究波折板不同位置开孔、有无接合钢筋对嵌入式单、双排孔抗剪连接件极限承载力的影响. Ⅰ类试件为嵌入式单排孔抗剪连接件;Ⅱ类试件为嵌入式双排孔抗剪连接件,双排孔在波折板上横向并列布置;Ⅲ类试件为双排孔嵌入式抗剪连接件,双排孔在波折板上横向错开布置. 浇筑的混凝土强度为C50,波形钢腹板,加载用工字钢及贯穿钢筋采用Q345q钢筋,贯穿钢筋直径为20 mm,构造钢筋直径为8 mm,接合钢筋直径为12 mm,构造钢筋与接合钢筋采用Q235钢材.图2(a)和(b)给出了3类试件的立面图.图2(c)给出了试件开孔位置示意图,详细参数见表1.

试件的详细构造如图2所示.

图1　连接件结构图

(a) Ⅰ类试件立面图

(b) Ⅱ,Ⅲ类试件立面图

(c) 开孔位置示意图

mm

注：开孔圆心位置以混凝土内边缘为基准.Su，Sm,Sd分别为在上折板、直板、下折板位置开孔时的圆心横向距离.

1.2试验加载与测量

本试验在东南大学土木交通试验中心完成,采用500 t电液伺服压剪试验机进行加载,加载设备如图1(b)所示. 在波折板与混凝土之间单侧布置3个位移计,分别布置在波折板的上顶端、中部和下底部位置. 试验中需要测量的数据包括试件的承载力和混凝土与波折板之间的相对滑移.

2有限元模型

2.1材料本构关系模型

采用有限元分析软件ABAQUS建立有限元模型. 在本模型中,混凝土的单向受拉、受压本构关系模型[7]选用《混凝土结构设计规范》[8]中的计算公式.

钢板采用三折线的弹塑性(强化)本构模型[7,9],强度准则基于经典的von Mises屈服准则. 钢筋采用理想弹塑性模型[7,9].

2.2单元类型的选取与网格划分

混凝土与贯穿钢筋采用8节点三维实体线性减缩积分单元(C3D8R);结合钢筋与构造钢筋采用线性梁单元B31. 建立1/2结构的有限元模型进行分析,模型的网格划分如图3所示.

图3　模型的网格划分

2.3界面模拟

混凝土与波折板交界面的接触由法线方向的硬接触和切线方向的罚函数构成. 贯穿钢筋与混凝土交界面的相互作用采用共节点的方式,忽略贯穿钢筋与混凝土之间的黏结滑移. 结合钢筋与波折板之间的相互作用采用共节点的方式.将构造钢筋与结合钢筋嵌入混凝土中,忽略钢筋与混凝土之间的滑移.

2.4边界条件与加载方式

于模型的工字钢对称面上施加对称边界条件.在混凝土底面施加X,Y,Z方向约束. 如图2(b)所示,在工字钢顶面采用位移方式加载.

3结果分析与讨论

3.1试验破坏过程分析

在本试验中,将布置于波折板顶端位移计所测数据作为试件的滑移值s.每个试件包括2个连接件,故将单个试件承载力的1/2作为单个连接件的极限承载力P. 如图4所示,以BZ1组试件加载过程中1个试件得到的单个连接件荷载-滑移(P-s)曲线为例,对其加载全过程进行分析. 试验过程中,试件的P-s曲线可分为如下3个阶段:

1) 线性阶段(OA段).当荷载施加至一定值时,试件开始出现滑移. 在此阶段中,试件外部的混凝土没有出现裂纹,P-s曲线近似为一条直线.

2) 塑性发展阶段(AB段).当施加的荷载大于点A处荷载时,混凝土侧面受到波折板的挤压作用,出现裂纹(见图5(a)). 当荷载达到极限荷载的80%时,混凝土侧面的裂缝宽度增加,裂纹向上、向下发展,侧面裂缝发展成与波折板形状近似的S形裂纹;此时由于波折板之间的混凝土齿键受压,混凝土前端面出现横向裂缝(见图5(b)).当施加的荷载达到极限荷载时,混凝土发生斜向劈裂(见图5(c)),此时贯穿钢筋与波折板没有发生屈服.

3) 下降段(BC段).混凝土裂缝的宽度增加,试件的抗剪承载力降低.

图4　BZ1组试件的典型P-s曲线

图5　试件破坏过程照片

试验完成后,凿开试件观察,孔中混凝土发生压缩破坏,贯穿钢筋没有发生破坏.

3.2试验结果

每组试验设计3个完全相同试件. S1组试件重复3次试验，BZ1组试件和CU1组试件重复2次试验，所得的P-s曲线见图6. 单个连接件的荷载、滑移数据见表2.

图6　连接件的P-s曲线比较

注：P1为单个推出件的平均开裂荷载;s1为平均开裂荷载对应的平均滑移;P2为单个推出件的平均极限荷载;s2为平均极限荷载对应的平均滑移.

由表2可知,波折板开孔位置、开孔数量、接合钢筋的设置等构造因素对试件的极限承载力影响较大. BZ2组试件的极限承载力比BZ22组试件大,表明设置接合钢筋可提高混凝土齿键的极限承载力,进一步增强了试件整体的极限承载力. BZ1,BZ2组试件的极限承载力比BU1,BU2和BD1组试件大,表明对于嵌入式双排孔抗剪连接件,双排孔设置于波折板直板位置时的极限承载力比双排孔设置于折板位置时的极限承载力大. BZ2组试件比BZ1组试件的极限承载力大,表明对于嵌入式双排孔抗剪连接件,双排孔布置于波折板的直板位置,随第2排孔(第1排孔定义为距工字钢较近的孔)圆心横向距离的增大,连接件的极限承载力也增大;BU2组试件比BU1组试件的极限承载力大,CU3组试件比CU1组试件的极限承载力大,表明对于嵌入式双排孔抗剪连接件,第1排孔布置在直板或上折板位置,第2排孔布置在波折板的上折板位置,随第2排孔圆心横向距离的增大,连接件的极限承载力也增大.

4极限承载力参数分析

4.1有限元模型验证

利用第2节中建立的有限元模型,P-s曲线的有限元结果与试验结果见图6. 将每组试件中单个连接件的极限承载力有限元值和试验值分别记为QFEA和Qtest.QFEA与Qtest的对比见表3.

表3　单个连接件的极限承载力对比

由图6可知,P-s曲线的有限元结果与试验结果整体上比较符合. 当P-s曲线进入塑性发展阶段时,P-s曲线的有限元结果与试验结果存在一定的偏差,主要是因为有限元模型中没有考虑混凝土裂缝及裂缝的发展.

由表3中数据可以看出,除BD1组试件外,单个连接件极限承载力有限元值和试验值的相对误差在10%以内. 由此可知,利用本文建立的非线性有限元模型可精确计算出嵌入式单、双排孔抗剪连接件的极限承载力.

4.2参数分析

文献[1]指出,嵌入式抗剪连接件抗剪承载力主要由斜折板间的抗剪齿键和混凝土抗剪销承担.

抗剪齿键的极限承载力为

(1)

式中,σck为混凝土设计标准强度;A1为斜折板的投影面积;μ为与穿孔钢筋角度有关的系数,一般取μ=1.0;σsy为钢筋(或缀板)的屈服应力;A2为约束钢筋(或缀板)的断面面积.

混凝土抗剪销的极限承载力为

(2)

(3)

将Qeu+2Qpu1近似作为嵌入式双排孔抗剪连接件的极限承载力Q1. 从表3可以看出,Q1较QFEA偏大. 因此,应研究嵌入式双排孔抗剪连接件双排混凝土销的极限承载力与单排孔混凝土销极限承载力的比值.

文献[2-6]指出,抗剪连接件受剪承载力的主要影响因素包括推出试件钢板厚度、混凝土强度、混凝土尺寸、贯穿钢筋直径、开孔直径、开孔竖向间距和开孔竖向位置.

在对比分析中,将BZ1组试件的模型BZE1作为嵌入式双排孔抗剪连接件的基准模型,在此基础上,建立嵌入式单排孔抗剪连接件的基准模型SE3.SE3模型中,在波折板直板位置开孔,圆心距混凝土边缘的距离为120 mm.

以有限元模型SE3,BZE1为基本模型,改变嵌入式单、双排孔抗剪连接件的构造参数,分析结构变化对单、双排孔抗剪连接件混凝土销极限承载力的影响,结果见表4.表中，Qs,Qd分别为嵌入式单、双排孔抗剪连接件的极限承载力;ΔQ=Qd-Qs为单个双排孔抗剪连接件混凝土销相对单排孔抗剪连接件混凝土销增加的极限承载力;Qs1为单个嵌入式单排孔抗剪连接件混凝土销极限承载力,由式(2)计算得到,即Qs1=Qpu1;l,b分别为单个连接件混凝土的长度和厚度.

从表4可以看出,钢板厚度是影响ΔQ/Qs1的主要因素,钢板厚度的增加可以明显增大ΔQ/Qs1的数值;混凝土尺寸和混凝土强度对于ΔQ/Qs1的影响较小,随着混凝土尺寸的增大和混凝土强度的提高,ΔQ/Qs1增大到最大值后逐渐减小;随着贯穿钢筋直径和开孔间距的增大,ΔQ/Qs1减小到一定程度后逐渐增大. 开孔间距对于ΔQ/Qs1的影响较小,且在直板开孔时ΔQ/Qs1数值比在折板开孔时小.

表4　嵌入式单、双排孔抗剪连接件极限承载力对比

4.3极限承载力计算公式

由4.2节可知,钢板厚度是影响ΔQ/Qs1的主要因素.在表4中,不考虑钢板厚度、混凝土强度因素影响的条件下,ΔQ/Qs1的最小值为25.21%.

在实际工程应用中,波折板厚度大于10 mm,混凝土强度等于或高于C50、低于C65,且开孔横向间距大于70 mm,嵌入式抗剪连接件的开孔直径为50 mm,贯穿钢筋直径取20～30 cm. 由此可知,嵌入式双排孔抗剪连接件混凝土销的极限承载力偏保守，取为单排孔抗剪连接件混凝土销极限承载力的1.3倍.

对于嵌入式双排孔抗剪连接件,混凝土抗剪销的极限承载力为

(4)

嵌入式双排孔抗剪连接件抗剪齿键极限承载力按式(1)计算.

5结论

1) 对于嵌入式双排孔抗剪连接件,双排孔布置于波折板的直板位置,随第2排孔(第1排孔定义为距工字钢较近的孔)圆心横向距离的增大,连接件的极限承载力也增大;第1排孔布置在直板或上折板位置,第2排孔布置在波折板的上折板位置,随第2排孔圆心横向距离的增大,连接件的极限承载力也增大.

2) 当波折板厚度大于10 mm，混凝土强度等于或高于C50、低于C65,且开孔横向间距大于70 mm时,嵌入式双排孔抗剪连接件混凝土销的极限承载力为嵌入式单排孔抗剪连接件混凝土销的1.3倍.

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Ultimate capacity of embedded shear connector with double row holes

Cheng Chen1Jiang Yuesheng2Cai Jianzhong3Wan Shui1

(1School of Transportations, Southeast University, Nanjing 210096, China)(2Huzhou Traffic and Plan Design Institute, Huzhou 313000, China)(3Nanchang Municipal Public Group, Nanchang 330009, China)

Abstract:To obtain the formula for the ultimate capacity of the embedded shear connectors with double row holes, three kinds of specimen of the embedded shear connectors with single or double row holes were designed. The effects of different hole locations in the folded plate and combined reinforcement on the ultimate capacity of the embedded shear connectors were studied. By using the finite element method, the influences of the plate thickness, the size of concrete, the strength of concrete, the diameter of the penetrated reinforcement, the diameter of the hole, the distance of the hole, and the vertical position of the hole on the ultimate capacity of the embedded shear connectors with double row holes were researched. The results show that the ultimate capacity of the embedded shear connector with double row hole set in the position of the flat plate of the corrugated plate is larger than that with double row hole set in the position of the folded plate of the corrugated plate. The ultimate capacity of the double rows concrete pin of the embedded shear connector with double row holes is 1.3 times of that of the concrete pin of the embedded shear connector with single row hole.

Key words:embedded shear connector; double row hole; load-slip curve; ultimate capacity; finite element analysis

DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.018

收稿日期:2015-08-23.

作者简介:程宸(1983—)，男，博士生；万水(联系人)，男，博士，教授，博士生导师，lanyu421@163.com.

基金项目:浙江省交通厅科技计划资助项目(2013H23).

中图分类号:U448.2

文献标志码:A

文章编号:1001-0505(2016)02-0341-06

引用本文: 程宸,江越胜,蔡建中,等.嵌入式双排孔抗剪连接件极限承载力[J].东南大学学报(自然科学版),2016,46(2):341-346. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.018.