十字带侧板型抗剪连接件受剪性能试验研究

徐朋静，钟 瑾，黄 海，王秋慧，胡淑军

（1.赣州建工集团有限公司，江西 赣州 341000；2.南昌大学建筑工程学院，江西 南昌 330031；3.中国电建江西省电力设计院有限公司，江西 南昌 330001）

引言

在钢与混凝土连接处设置抗剪连接件，可有效传递纵向剪力和防止构件掀起，使钢与混凝土能充分发挥各自材料的力学性能，是钢与混凝土之间协同工作的关键构件［1］［2］。常见的主要包括圆柱头焊钉连接件、槽钢连接件、抗拔不抗剪连接件、Y形PBL连接件等，且国内外学者已对各种连接件进行了深入研究，并得到相应的抗剪承载力、滑移性能和计算方法等，但存在抗剪能力弱、变形大和损伤大等问题［3］－［7］。

在剪力墙结构或装配式混凝土框架-Y 形偏心支撑结构［1］中设置钢连梁［8］或短剪切型消能梁段［9］，可在结构遭遇大震作用后率先屈服，并耗散大量输入结构的地震能量，以主减轻结构的损伤［10］。钢连梁和短剪切型消能梁段主要承受剪力作用，在与剪力墙或装配式混凝土梁连接处需设置剪力连接件，从而为相应连接处提供足够的抗剪承载力。聂建国等［11］采用外包钢板-混凝土组合剪力墙，使钢腹板具有很强的抗剪能力；伍云天等［12］在钢连梁与混凝土组合剪力墙间采用端板螺栓连接和边缘预埋钢构件形式，但抗剪效果并不理想，且混凝土开裂后难以修复；FARSI等［13］提出一种震后可更换的预埋钢板连接方式，但其抗剪承载能力较弱；王涛等［14］提出了纯锚筋、角钢加抗剪板和锚筋加抗剪板三种钢连接预埋端板连接方式，并提出了相应的设计方法。

在装配式混凝土框架-Y 形偏心支撑结构中，消能梁段与混凝土梁连接处采用弯剪分离式组合节点［15］，可有效传递消能梁段端部的剪力和弯矩，如图1 所示。为使地震作用下弯剪分离式组合节点具有抗剪承载力高和混凝土损伤小等特点，提出一种十字带侧板型抗剪连接件试件，并对其承载力和影响因素进行了初步有限元分析［16］。为进一步研究十字带侧板型抗剪连接件的受剪性能，制作四个考虑混凝土强度、抗剪连接件长度和抗剪连接件数量的试验模型，并进行往复荷载下的拟静力加载试验，得到其破坏模式、滞回性能、骨架曲线、应变和刚度等，为该种抗剪连接件的分析和应用提供理论基础。

图1 装配式混凝土框架-Y形偏心钢支撑结构Fig.1 Prefabricated reinforced concrete-Y shaped eccentrically steel brace structure

1 试验概况

1.1 试件模型及材料性能

试件模型。设计四个十字带侧板型抗剪件模型CBT-1～CBT-4，以研究其抗剪性能。各模型的加载钢梁和混凝土梁尺寸相等，且各十字带侧板型抗剪连接件的尺寸相同，材质为Q345，如图2所示。加载钢梁的尺寸为H250 mm×125 mm×6 mm×8 mm，材质为Q345；两侧混凝土梁的尺寸为250 mm×300 mm×590 mm；箍筋直径为8 mm，牌号HRB335；纵筋直径为16 mm，牌号HRB400。

图2 十字带侧板型抗剪连接件构造详图Fig.2 Details of CBT shear connectors

试件CBT-1～CBT-3 每侧设置1 个抗剪连接件，以考虑混凝土强度、抗剪连接件长度的影响；试件CBT-4 每侧设置2 个抗剪连接件，以考虑抗剪连接件数量的影响，如表1所示。

表1 十字带侧板抗剪连接件参数表Table 1 Test model parameter of CBT shear connectors

材料性能。在各十字带侧板型抗剪连接件试验模型采用了6 mm 和8 mm 的钢板，其中，6 mm 厚钢板的屈服强度值fy、抗拉强度值fu、弹性模量E、伸长率δ分别为463 MPa、576 MPa、202 GPa、20.1%；8mm 厚钢板的fy、fu、E、δ分别为486 MPa、649 MPa、206 GPa、23.2%。所采用的16 mm 纵筋的fy和fu分别为434 MPa 和599 MPa，8 mm 箍筋的fy和fu分别为371 MPa 和493 MPa。C30、C50混凝土的平均抗压强度分别为18.5 MPa、27.4 MPa。

1.2 加载装置及制度

加载装置。本次试验在南昌大学结构工程实验室进行。如图3 所示，试验装置包括反力架、作动器、垫梁、垫板、锚杆、螺栓、固定梁、试件等。作动器的最大输出荷载为1 000 kN，最大输出位移为600 mm，并能同时输出力和位移。试验加载前，竖向作动器上端与固定梁连接，加载钢梁上端与竖向作动器上端通过高强螺栓连接，以对试件施加竖向往复荷载；混凝土梁下端放置在垫梁上端，混凝土梁上端设置垫板，且在垫板与垫梁上翼缘之间采用锚杆将混凝土梁固定。另外，整个试验装置底部均通过地锚螺栓与地槽固定相连（试验装置中未画出）。

图3 加载装置Fig.3 Experiment setup diagram

加载制度。由于考虑十字带侧板型抗剪连接件在往复荷载下的抗剪承载力和破坏形态，故加载时需采用作动器施加竖向往复力。正式加载时，采用力控制的方式［7］，加载速率为1 kN/mm，第一级荷载为100 kN，之后每级荷载增幅为100 kN，每级荷载循环三次；每级荷载结束后需停止3 min 后，再进入下一级荷载。在当级荷载的不同循环次数加载时位移差明显增大后，下一级荷载增幅减小至50 kN，直至试件破坏。

1.3 量测方案

对各试件的量测内容主要包括荷载、位移和关键截面的应变。其中，所采用的作动器可直接输出不同位移下所对应的荷载，故无需采用其它测量方法。对于位移和应用的量测方法，具体如下：

位移测量。由于本文采用力加载的方式，对各级加载下的荷载可直接从作动器中读中位移。然而，为防止加载钢梁、固定梁和反力架等所变形对试件实际位移产生影响，并准确获得相应抗剪连接件的位移，在加载钢梁的上端和下端分别设置一个位移计，如图4a所示。

应变测量。抗剪连接件在往复荷载下关键部位的应变变化是其抗剪承载力性能的重要表现。在每侧抗剪连接件上选取距离端部50 mm 的截面进行应变测量，并在中间竖板上设置应变片S1、中间横板上设置应变片S2、侧板上设置应变片S3，如图4b 所示。各应变计测量的量程为0.15。

图4 位移及应变测点布置Fig.4 Location of displacements and strain gauges

2 试验现象及破坏形态

2.1 试件CBT-1

对CBT-1 进行往复加载后，其破坏形态如图5a 所示。加载初期，在第一级和第二级荷载目标值分别为100 kN 和200 kN 时，混凝土梁未发生任何开裂和变形。第三级（0-300 kN）加载中，在第一次受压（荷载为正）时，抗剪连接件与混凝土梁侧面（加载钢梁翼缘所在平面）连接处及上部开始出现1 号横向裂缝；第二次受压时，1 号水平裂缝延伸至正面后，扩展出一条向左下蔓延的2 号斜向裂缝，长度约70 mm。第四级加载（0-400 kN）中，在第一次循环加载结束时，抗剪连接件与混凝土连接处的侧面同时出现3 号和4 号水平裂缝，并分别向上端和下端开展；第二次受拉时，3号水平裂缝向正面扩展，4号水平裂缝向左上方继续发展，并与2号裂缝相交；第三次受压时，靠近侧面底部的5号水平裂缝开始产生，并逐渐往正面下端发展并形成6号裂缝。第五级（0-450 kN）加载中，第一次受压时，正面6 号竖向裂缝上端沿抗剪连接件方向发展，混凝土与抗剪连接件的相互挤压形成7号斜裂缝；第二次受拉时，混凝土梁顶部与垫板挤压后，8号和9号竖向裂缝沿抗剪连接件方向发展，且9号裂缝最终与2号裂缝相交；第三次受拉时，7号裂缝与抗剪连接件相交处沿上端继续发展后，形成10 号斜裂缝；同时，4 号裂缝继续向正面发展，形成11 号短裂缝。第六级（0-500 kN）加载中，裂缝发展较多并导致刚度下降后，位移也增大明显；第三次受压时部分混凝土被压溃，荷载由500 kN 减小至462.4 kN后试件破坏，位移为1.37 mm，试验结束。

2.2 试件CBT-2

在试件CBT-1的基础上，将混凝土强度进行提高，并进行往复荷载下的抗剪性能分析，其破坏过程和形态如图5b所示。第一级（0-100 kN）和第二级（0-200 kN）加载中，混凝土梁上未发生任何开裂和变形。第三级（0-300 kN）加载中，第一次受压且荷载达到286 kN 时，抗剪连接件与混凝土梁侧面相交处上方70 mm 处会产生1号横向裂缝，但并未向正面延伸，对应滑移约为0.34 mm。第四级（0-400 kN）加载中，第一次受压荷载为314 kN 时，抗剪连接件与混凝土连接处的侧面上产生2 号横向裂缝，随后向正面沿抗剪连接件长度方向继续发展；第二次受拉时，侧面抗剪连接件下部产生一条3号横向裂缝，并迅速向正面延伸50 mm后，向正面下端迅速发展一条4号竖向裂缝。第五级（0-450 kN）加载中，第二次受压时，在3号和4号裂缝相交处，产生一条沿抗剪连接件端部的5 号斜裂缝；第三次受拉时，在2 号水平裂缝侧面和正面相交处，沿抗剪连接件上端产生6号竖向裂缝，并一直沿上端部发展。第六级（0-500 kN）加载中，第一次受拉时，5号裂缝与抗剪连接件端板相交处形成竖直向上的7 号裂缝，长度约为110 mm；第二次受压时，侧面1 号水平裂缝上端约120 mm 处产生8 号水平裂缝，但未向正面发展。第七级（0-550 kN）加载中，第一次受拉时，在3 号裂缝下端也产生一条9 号斜裂缝，并向正面发展约80 mm；随后，在荷载达到525 kN 时部分混凝土发生压溃，位移为1.69 mm，试验结束。

图5 试件CBT-1～CBT-4破坏图Fig.5 Failure mode of CBT-1～CBT-4 specimens

2.3 试件CBT-3

在试件CBT-1 的基础上，将抗剪连接件长度从120 mm 增大至150 mm，并进行试验研究，其破坏过程和形态如图5c 所示。第一级（0-100 kN）和第二级（0-200 kN）加载中，混凝土梁上同样未发生任何开裂和变形。第三级（0-300 kN）加载中，第二次受压时，抗剪连接件与混凝土梁侧面连接处会形成1 号横向水平裂缝，随后该裂缝会向混凝土梁正面沿水平方向发展至抗剪连接件端部。第四级（0-400 kN）加载中，第一次受拉时，在混凝土梁侧面距底部180 mm 处会产生2 号水平裂缝并向正面发展后，沿底部继续发展并形成竖向裂缝。第五级（0-450 kN）加载中，第一次受拉时，在侧面1 号水平裂缝水端100 mm 处产生一条3 号水平裂缝，并向正面斜上方发展；第二次受压时，4号竖向裂缝沿正面1号水平裂缝向3号裂缝端部发展。第六级（0-500 kN）加载中，第一次受压时，在1号裂缝正面端部向下部发展一条5号斜裂缝，长度约为150 mm；第三次受拉时，在3号和4号裂缝相交处形成一条竖直向上并发展至上端的6号竖向裂缝，同时在4号和5号裂缝相交处形成一条7号竖向裂缝；第三个循环加载结束后，在荷载达到500 kN、位移为1.35 mm 时，试件破坏并停止加载。

2.4 试件CBT-4

在试件CBT-1 的基础上，将每侧的抗剪连接件个数增加至2，并进行试验研究，其破坏过程和形态如图5d 所示。第一级（0-100 kN）、第二级（0-200 kN）和第三级（0-300 kN）加载中，混凝土梁未发生任何损伤。第四级（0-400 kN）加载中，第一次受压且荷载为385kN时，混凝土梁侧面与上部抗剪连接件相交处产生一条1号水平裂缝，并往正面延伸50 mm，此时混凝土梁侧面与下部抗剪连接件相交后会产生长度约为40 mm 的水平裂缝。第五级（0-500 kN）加载中，第一次受拉时，上部抗剪连接件正面端部由下向上并产生约30 mm的2 号竖向裂缝。第六级（0-600 kN）加载中，第一次受压时，在2 号竖向裂缝下端会挤压形成一条3 号斜裂缝，同时在下部抗剪连接件端部也会产生与3号斜裂缝走势相同的4号斜裂缝；第三次受压时，3号和4号斜裂缝继续向下发展，分别延伸至下部抗剪连接件和侧面，且该循环加载下抗剪连接件滑移明显增大。第七级（0-700 kN）加载中，第一次受压时，混凝土梁正面上部由于垫板挤压会产生一条长度约100 mm 的竖向裂缝。第八级（0-750 kN）加载中，第三次受拉时，4号裂缝与下部抗剪连接件端部相交处会发展一条往左上角延伸的6 号斜裂缝。第九级（0-800 kN）加载中，第二次受压荷载为800 kN、位移为0.96 mm 时，试件破坏并停止加载。

以上分析表明，四个十字带侧板型抗剪连接件的破坏形态基本一致，主要表现为：抗剪连接件与混凝土梁侧面连接处首先出现横向裂缝，并向正面发展；随着荷载的增大，抗剪连接件沿长度方向会开始产生竖向裂缝和斜裂缝，并向混凝土梁上端和下端发展。加载后期，抗剪连接件的滑移值增大明显，抗剪连接件附近的裂缝增多，且混凝土在垫板和垫梁间受压并出现部分压溃现象，最终达到极限承载力。

3 试验结果分析

3.1 剪力-位移曲线

往复荷载下，抗剪连接件CBT-1～CBT-4 的剪力-位移曲线如图6 所示，在拉力和压力下曲线总体趋于对称；表2 是各试件抗剪承载力和位移汇总。四个试件的剪力-滑移曲线走势基本相同，大致可分为三个阶段：（1）初始弹性阶段：试件均未产生裂缝，混凝土和抗剪连接件均处于弹性，剪力与位移成正比；（2）弹塑性阶段：剪力加载约至极限荷载60%时，试件裂缝逐渐增多，曲线斜率开始减小；（3）破坏阶段：加载后期，试件均出现较多裂缝，相同荷载下试件位移随循环次数的增大而急剧增大，直至试件破坏。

表2 试件CBT-1～CBT-4的抗剪承载力和位移汇总Table 2 Bearing capacity and displacement of CBT-1～CBT-4 specimens

图6 试件CBT-1～CBT-4的剪力-位移曲线图Fig.6 Shear force-displacement curve of CBT-1～CBT-4 specimens

对比试件CBT-1 和CBT-2 可知，将混凝土强度由C30 增大至C50，将有效减小各荷载下的位移值，并使试件具有更高的抗剪承载力和延性。同时，对比试件CBT-1和CBT-3可知，将抗剪连接件长度由120 mm 增大至150 mm，可使相同荷载下试件的位移值略微减小，且试件在拉压作用下的承载力和延性也变化较小。另外，对比试件CBT-1 和CBT-4 可知，将每侧抗剪连接件个数由于1 增大至于2，其弹性阶段的承载能力和弹性位移均有明显提高，且极限变形有明显下降；在达到800 kN时，其位移值为0.96 mm，可满足用弯剪分离式组合连接节点［15］中最大位移为1 mm的要求。

3.2 骨架曲线

提取每次往复荷载中最大的力和位移，并将其相连得到骨架曲线，可确定实际的力-位移关系［17］。CBT-1～CBT-4 的骨架曲线如图7 所示。CBT-1 和CBT-2 的初始刚度分别为1 010 kN/mm 和1 176 kN/mm，即增大混凝土强度使得试件初始刚度提高16.44%；CBT-3的初始刚度为1 053 kN/mm，较CBT-1的初始刚度提高4.25%；CBT-4 的初始刚度为1 493 kN/mm，较CBT-1 的初始刚度提高47.82%。因此，增加抗剪连接件数量是提高构件初始刚度最有效途径，提高混凝土强度也可有效增大构件的初始刚度，但改变抗剪连接件长度对初始刚度的影响较小。

图7 试件CBT-1～CBT-4的骨架曲线Fig.7 Bond curve of CBT-1～CBT-4 specimens

3.3 剪力-应变曲线

由于试件CBT-1～CBT-4中所得测点S2 的应变最大，故取该点的剪力-应变曲线为研究对象，如图8所示。各试件剪力-应变曲线走势也基本相同。CBT-1 在加载至第六级荷载时，受压和受拉作用下最大应变值为2 428 με和3 646 με；CBT-2加载至第七级荷载时，受压和受拉作用下最大应变值为2 277 με和3 255 με；CBT-3在加载至第六级荷载时，受压和受拉作用下最大应变值为2 362 με和3 459 με；CBT-3在加载至第八级荷载时，受压和受拉作用下最大应变值为1 799 με 和1 915 με。基于材性分析可知，8 mm 厚钢材的屈服应变为2 359 με，即试件CBT-1～CBT-3受压时抗剪连接件基本处于弹性，但受拉时中抗剪连接件已进入塑性阶段，这主要是由于加载时受压力作用下产生的裂缝数较多，使得抗剪连接件的变形值更为明显。另外，增大混凝土强度可减小抗剪连接件的应变，这主要是由于混凝土承载力的增大导致试件变形降低；增大抗剪连接件长度所引起的试件位移的减小，也同样会减小抗剪连接件的应变。对比CBT-1 和CBT-4 可知，CBT-4 中各抗剪连接件始终于弹性，远小于CBT-1 中抗剪连接件应变，这主要由于单个抗剪连接件所受剪力和变形值均有明显降低所导致的。

图8 试件CBT-1～CBT-4的剪力-应变曲线图Fig.8 Shear force-strain curve of CBT-1～CBT-4 specimens

4 结论

本文对四个十字带侧板型抗剪连接件试件进行往复荷载下的受剪性能研究，可得到以下结论：

（1）四个试件的破坏形态基本一致，首先在抗剪连接件与混凝土梁连接处出现横向裂缝，随后向抗剪连接件长度方向产生竖向裂缝和斜裂缝，最后混凝土出现压溃现象后达到极限状态；

（2）四个试件的剪力-滑移曲线均包括初始弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。提高混凝土强度可有效增大试件承载力和刚度，并降低其位移和应变值；增大抗剪连接件长度对其受剪性能均无明显影响；

（3）当抗剪连接件数量为2且满足弯剪分离式组合节点要求时，可大幅提高其承载力和刚度和减小混凝土损伤，且抗剪连接件始终处于弹性。在达到最大剪力时位移小于1 mm，满足预期往复最大位移要求；

（4）抗剪连接件试件设计时，其长度可取120 mm，且宜尽量增大混凝土强度，并建议截面各板件厚度相同，以保证其具有稳定的良好性能。