【论文推荐】装配式钢-混组合梁的抗剪连接性能研究

王宁 ¹    闫敬良 ¹    刘晓刚 ^2*    岳清瑞 ^1,2    郑明召 ³

1. 北京工业大学城市建设学部

2. 北京科技大学土木与资源工程学院

3. 中冶建筑研究总院有限公司

摘要: 为研究新型装配式钢-混组合梁的抗剪连接性能，设计了四类抗剪连接构造，包括局部叠合式连接、UHPC 矩形后浇带连接、UHPC 齿槽形后浇带连接、带后置抗剪钢筋的齿槽形后浇带连接，制作了 10 个试件并进行静力推出试验；通过试验现象与数据结果，分析了栓钉直径、后浇混凝土强度、抗剪槽、后置抗剪钢筋等不同构造对组合梁破坏形态、裂缝模式、荷载-滑移特性和极限承载力的影响。研究结果表明：装配式组合梁的抗剪连接承载力随着栓钉直径和后浇混凝土强度的增大而提高；后浇部分采用 UHPC 齿槽形剪力键和齿槽内放置抗剪钢筋可极大提高试件的抗剪承载力；后浇带连接 UHPC 组合梁的纵向抗剪机理和破坏形态不同于传统组合梁，在界面剪力作用下，预制-后浇界面成为薄弱区域并先于栓钉和栓钉周围混凝土发生破坏。

关键词: 装配式钢-混组合梁；抗剪连接；局部叠合；超高性能混凝土；抗剪齿槽

RESEARCH ON SHEAR CONNECTION PERFORMANCE OF ASSEMBLED STEEL-CONCRETE COMPOSITE BEAMS

WANG Ning ¹    YAN Jingliang ¹   LIU Xiaogang ^2*    YUE Qingrui ^{1 ,2}    ZHENG Mingzhao ³

1.Faculty of Urban Construction, Beijing University of Technology

2.School of Civil and Resource Engineering, University of Science and Technology Beijing

3.Central Research Institute of Building and Construction Co., Ltd.

Abstract:  In order to investigate the performance of shear connections of the new assembled steel-concrete composite beam, 4 types of shear connection construction were designed, including connections with local laminated region, with UHPC post-casting belt, with UHPC slotted post-casting belt and with slotted post-casting belt having post-placed shear rebar. Totally 10 specimens were fabricated and tested by static push-out test. Using the experimental phenomena and test data, the effects of different configurations, including diameter of studs, strength of post-cast concrete, shear slot and shear rebar in slot, on the behavior of damage mode, crack mode, load-slip characteristics and ultimate load capacity of the assembled composite beam were analyzed. The results indicated the load capacity of the assembled composite beam increases with the increase of stud diameter and post-cast concrete strength. UHPC post-casting belt configuration and post-placed shear rebar could significantly improve the shear capacity of the specimen. The longitudinal shear mechanism of the assembled composite beam with post-casted UHPC was different from the traditional composite beam, and the interface between prefabricated slab and post-casted UHPC may become weak area under the interfacial shear force, and fail before studs or the concrete around studs.

Keywords: assembled steel-concrete beam; shear connection; local laminated region; UHPC; shear slot

DOI: 10.13204/j.gyjzG22030601

钢-混凝土组合梁通过剪力连接件使钢梁和混凝土板协同受力，可以充分发挥钢材受拉性能和混凝土受压性能，具有较好的承载力、刚度和延性 ^[1] 。抗剪连接对组合梁的受力性能有重要影响，前期 的相关研究表明，混凝土强度、栓钉强度和直径、楼板横向配筋率等都是影响组合梁抗剪连接承载力 的重要因素 ^[2-4] 。我国建筑工业化和装配式建筑的发展对装配式钢梁-预制混凝土板组合梁提出了新需 求，但装配化连接构造会导致梁-板剪力连接的受力机理发生改变，因此需要对连接构造进行针对性 创新，并确保建立可靠的连接。

装配式钢-混组合组合梁的连接构造与预制楼板的连接型式密切相关，常见的楼板连接型式主要有干式连接和湿式连接两类。干式连接直接采用机械连接方式 ^[5] ，多用螺栓作为连接件，可提高装配化效率，但是连接刚度和承载能力偏小，成本和美观度一般；湿式连接一般在板端预留外伸钢筋，并将预留钢筋锚入后浇混凝土中。其中，应用湿式连接的装配式叠合板钢-混凝土组合梁是目前应用最广泛的型式之一，采用界面拉毛处理或者设置界面抗剪钢筋，可以保证后浇层和预制层之间的协同受力性能，并实现与现浇组合梁相近的力学性能 ^[6-8] ；此外，相关学者也提出了 T 型肋、Z 型界面连接件等构造提升预制和后浇混凝土之间的粘结强度 ^[9-11] ，但总体而言，预制-叠合板组合梁在应用于楼板较薄的建筑结构中时效率不高、成本偏高。部分学者也开展了应用湿式连接的全预制预应力空心板-

装配式组合梁相关研究，提出了相应的连接构造以提高组合梁的抗剪性能 ^[12-13] ；虽然这种新型全装配组合梁可以实现免叠合层施工、提高建造效率，但实际应用中也存在一定局限，例如，空心预制板上开槽放置抗剪钢筋会削弱预制板的整体性，带来运输或安装过程中易损坏、空心板中后浇筑混凝土施工困难、预制空心板厚度较大影响建筑净空、预制板之间横向连接困难等一系列问题。

超高性能混凝土（UHPC）具有高强度、高延性、高断裂韧性等特点，可以有效提高与普通混凝土的界面粘结强度 ^[14-17] 。由于 UHPC 优秀的力学性能，其在装配式混凝土结构中已经被广泛用作湿式拼缝连接材料 ^[18-21] 。然而，现有成果中鲜有针对建筑结构楼盖需求、应用 UHPC 的装配式全预制楼板钢-混组合梁剪力连接构造的相关研究。

因此，本文基于 UHPC 开展装配式全预制楼板钢-混组合梁剪力连接构造研究，提出局部装配叠合式、UHPC 矩形后浇带式、UHPC 齿槽形后浇带式、带后置抗剪钢筋的 UHPC 齿槽形后浇带式四类抗剪连接构造，并通过静力推出试验研究不同抗剪连接构造的破坏特性和受力机理，为新型装配式全预制楼板钢-混组合梁的设计和应用提供理论依据。

1.1  试件及参数设计

为了研究栓钉、后浇混凝土、底部外伸钢筋、抗剪槽、后置抗剪钢筋等构造对装配式全预制楼板钢-混组合梁受力性能的影响，设计了现浇钢-混组合梁（SC-1）和不同连接构造的装配式全预制楼板钢-混组合梁（PSC-1~9）共 10 个试件。试件的基本参数如图 1 和表 1 所示，混凝土翼缘板厚度为120 mm，高度为 600 mm；钢梁选用 Q355B 强度的 HN400×200×8×13 型钢；栓钉直径分为 Ф13、Ф16和 Ф19 三种，高度均为 80 mm，双排布置，横向间距为 80 mm，纵向间距为 150 mm；横、纵向钢筋和后置抗剪钢筋均为 HRB400 级 Ф8 带肋钢筋，间距为 150 mm。为研究后浇 UHPC 试件的界面抗剪连接性能，避免栓钉试验过程中受剪破坏，试件 PSC-6~9 试件中均采用直径 19 mm 的栓钉。

由于 UHPC 的抗拉强度相对普通混凝土可提高 5-10 倍，按混凝土规范中的钢筋搭接要求，可以显著减小搭接长度，因此 PSC-6 至 PSC-9 试件中预制板的顶部横向钢筋均伸出板端 120 mm，两侧预制板端伸出钢筋的有效搭接长度为 100 mm。其中，PSC-7 相对 PSC-6 板底钢筋也伸出预制板端，PSC-8 相对 PSC-6 在预制板内开设了 70 mm 长、40 mm 宽、深度贯穿预制板的抗剪槽，PSC-9 相对PSC-8 进一步在抗剪槽内布置了长度为 260 mm 的抗剪加强钢筋。

预制混凝土翼板为 C30 混凝土，后浇拼缝材料分别为 C30 混凝土、超高性能混凝土（UHPC）和高强灌浆料（CGM），钢梁采用 Q355B 热轧 H 型钢，钢筋强度等级为 HRB400，抗剪连接件采用 4.6级圆柱形栓钉、强度等级为 ML15，材性试验结果见表 2 和表 3。

1.2   加载方案与测点布置

加载装置如图 2 所示。由楼板受力特性可知，在梁所处位置，混凝土楼板会存在负弯矩，板的负 弯矩与梁-板界面剪力的耦合作用，可能会影响界面连接的抗剪承载能力。已有研究大都没有考虑楼 板所受负弯矩的影响，因此，本试验在两侧板之间相应位置通过两个螺杆施加预紧力来模拟重力荷载 在梁板连接处的负弯矩，更加真实反映梁-板节点受力性能。螺杆的预紧力设置按照考虑楼板准永久 荷载弯矩效应的方式计算，由公式(1)确定：

其中，按照一般建筑类楼板荷载和跨度情况， L 为板跨取 3 m， l 为试验构件螺杆轴线与钢梁轴线间距离取 1.11 m； q 为线荷载取 q = b ( G +0.5 Q )， G 为恒荷载取 5 kN/m ² ，Q 为活荷载取 2 kN/m ² 。

试件的最终破坏形态主要有以下三种：

（1）栓钉剪断

试件 SC-1、PSC-1、PSC-4、PSC-5 最终破坏形态均为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，破坏形式见图 4。加载初期，混凝土板和钢梁相对滑移较小；随着荷载增加，试件发出轻微声响，钢梁和混凝土界面粘结发生破坏，主要由栓钉承担界面剪力，滑移量逐渐增大，栓钉周围混凝土开始产生纵向裂缝；继续加载，混凝土板纵向裂缝逐渐扩展，由栓钉位置向混凝土板底部延伸，呈“八”字形裂缝，同时还伴有少许竖向裂缝和横向裂缝；荷载接近峰值荷载时，混凝土板底部有少量被压碎，随后试件后侧混凝土板内栓钉被剪断，并伴随着巨响，荷载迅速下降，钢梁与该侧混凝土板分离。

（2）混凝土劈裂破坏

试件 PSC-3 最终破坏形态为混凝土劈裂破坏，如图 5 所示。加载初期，混凝土板和钢梁相对滑移较小；随着荷载增加和滑移变形增大，连接区域各栓钉对应位置混凝土表面形成斜裂缝，裂缝长度和宽度均随着试验加载而逐渐发展；随着滑移量进一步增大，各斜向裂纹呈相互贯通趋势，形成受压劈裂裂缝；试件最终因连接区域混凝土劈裂和大块脱落而破坏，无法继续加载。需要特别说明的是，PSC-2 由于试件加工质量问题发生了预制-后浇混凝土界面的剥离破坏，因此其破坏时表观未见明显的劈裂和剥落。

（3）交界面破坏

试件 PSC-6、PSC-7、PSC-8、PSC-9 最终破坏形态为交界面破坏，如图 6 所示。完成预加载后，PSC-6、PSC-7 的预制板与 UHPC 交界面产生较短的裂缝；荷载继续增加，交界面裂缝逐渐贯通，预制板横向钢筋位置也出现短小的裂缝，但混凝土板和钢梁的相对滑移很小；荷载加到 55%~65%极限荷载时，最上排栓钉处后浇 UHPC 出现横向裂缝，相对滑移量增大，后浇 UHPC 部分开始向底部推出；接近极限荷载时，后浇 UHPC 部分完全推出，预制板横向钢筋处表面混凝土剥落，板内横向钢筋随着被推出的 UHPC 发生严重变形，加载结束。

预加载后，PSC-8、PSC-9 试件预制板和 UHPC 剪力键端部界面出现裂缝；随着荷载增加，裂缝从剪力键端部开始延伸，预制板和剪力键界面裂缝贯穿，随后剪力键根部 UHPC 内出现裂缝，但是混凝土板和钢梁的相对滑移很小；荷载加载至 60%~70%极限荷载时，最上排栓钉处后浇 UHPC 出现横向裂缝，相对滑移量增大，后浇 UHPC 部分开始向底部推出；接近极限荷载时，连接界面附近预制板内出现大量细小斜向裂缝并在剪力键端部处贯通，栓钉位置相邻两剪力键之间后浇 UHPC 局部压碎，预制板横向钢筋处表面混凝土剥落，板内横向钢筋随着被推出的 UHPC 发生严重变形，加载结束。

3.1   荷载滑移曲线对比分析

试件的荷载-滑移曲线见图 7，图 7(a)-(c)为局部叠合式构件的荷载-滑移曲线，其近似可分为 3 个阶段：滑移前阶段、滑移后至屈服阶段和屈服后至失效阶段：

（1）滑移前阶段：界面粘结未发生破坏，混凝土板和钢梁之间相对滑移很小，栓钉承载效应不明显，荷载主要由界面粘结力承担，PSC-1 至 PSC-5 试件的曲线基本重合。

（2）滑移后至屈服阶段：混凝土板和钢梁界面粘结失效、产生滑移后，剪力主要由栓钉承担，这一阶段栓钉发生了明显变形，普通混凝土板也在栓钉的劈裂荷载下开裂；SC-1、PSC-1、PSC-2、PSC-4、PSC-5 大概在峰值荷载的 70%左右（栓钉屈服）后曲线刚度发生明显退化，PSC-3 则在峰值荷载的 80%（横向抗剪钢筋屈服）左右刚度开始发生明显退化。

（3）屈服后至失效阶段：屈服后，SC-1、PSC-1、PSC-4、PSC-5 随着继续加载和栓钉强化承载力仍缓慢增长，直到栓钉突然断裂；PSC-2 由于试件质量问题发生预制-现浇混凝土界面的剥离，栓钉未剪断，混凝土未产生劈裂破坏，界面剥离后试件承载力逐步降低；PSC-3 随着继续加载，横向抗剪发生塑性强化，承载力先表现出一定程度地增长，之后逐渐趋于稳定，直到混凝土发生劈裂破坏后才缓慢下降。

图 7(d)为 UHPC 拼缝构造试件的荷载-滑移曲线，其近似可分为 2 个阶段。后浇 UHPC 和预制混凝土界面粘结破坏前，界面相对滑移很小，组合梁整体性良好。界面粘结破坏后，PSC-6 的抗剪钢筋由于无法承担粘结破坏后转移过来的界面剪力而迅速发生破坏；PSC-8 和 PSC-9 由于有 UHPC 齿槽榫

卯以及齿槽内配筋作用，在后浇 UHPC 和预制混凝土板界面粘结失效的过程中，承载力仍可以有一定程度地增长，但界面粘结完全失效后，也迅速发生破坏；PSC-7 由于预制板底钢筋也伸出板端，预制板上下层钢筋与后浇 UHPC 之间的销栓承载能力超过界面粘结强度，因此界面粘结破坏后承载力仍可以继续增长，直到预制板在端部伸出钢筋的销栓作用下发生贯穿裂缝和表层混凝土剥落，承载力开始发生显著降低。各试件的试验结果总结如表 4 所示。

3.2   钢筋应变曲线

图 8 绘制了组合梁的钢筋应-荷载曲线，以分析加载过程中两侧连接区域钢筋应变的发展规律。钢筋应变名称命名如下：SC-1、PSC-1~5 中，1-1（2-1）、1-2（2-2）、1-3（2-3）分别为前（后）混凝土板顶部中间钢筋、底部上方和底部中间钢筋应变；PSC-6、PSC-8 中 1-1（2-1）、1-2（2-2）分别为前（后）混凝土板顶部上方、中间钢筋应变；PSC-7 中 1-1（2-1）、1-2（2-2）分别为前（后）板混凝土顶部中间、底部中间钢筋应变；PSC-9 中 1-1（2-1）、1-2（2-2）分别为前（后）混凝土板中间、后置中间抗剪钢筋应变。

图 8(a)、(b)中 SC-1、PSC-1 为栓钉剪断破坏，钢筋整体应变较小。PSC-1 由于制作时两侧混凝土强度有一定误差，试件破坏时向后侧倾斜，导致钢筋应变 2-1 即后板中间钢筋应变较大。图 8(d)中PSC-3 为混凝土劈裂破坏，钢筋应变发展迅速，应变较大，破裂破坏后，钢筋塑性迅速发展。图 8(c)中 PSC-2 应变曲线可以看出，钢筋应变逐渐增大，破坏模式向混凝土劈裂趋势发展；但由于试件加工原因，叠合面强度没有达到设定要求，发生界面剥离破坏。图 8(c)、(d)中上层钢筋的应变增长速率高于底层钢筋，说明上层横向钢筋的塑性变形大于下层钢筋；这种现象是因为施加在混凝土板上的负弯矩引起的额外拉应力，且负弯矩本身对板底层有一定的受压作用，限制了底层混凝土板的裂缝开展，所以导致板上部裂纹较明显，钢筋应变较大。

图 8(e)、图 8(f)中 PSC-4、PSC-5 后浇材料分别为 UHPC 和 CGM，破坏模式为栓钉剪断，钢筋发生较大的塑性变形，由于后浇部分强度较高，混凝土没有发生破坏，钢筋塑性应变充分发展，给预制板和后浇 UHPC/CGM 提供了很好的约束作用，最后栓钉剪断；同时也可以看出，后浇 CGM 的 PSC-5 的钢筋应变相对后浇 UHPC 的 PSC-4 应变的发展相对更快，这是由于 UHPC 中的钢纤维显著提升了混凝土的抗拉、抗剪性能，提高了其抗拉破坏的延性。

图 8(g)-(j)中试件 PSC-6 至 PSC-9 均发生交界面破坏，可以看到 PSC-6 表层混凝土没有剥离前钢筋应变较均匀增加，当表层混凝土剥离，钢筋失去保护作用后，应变迅速增加直至破坏。PSC-7 表层混凝土没有发生剥离之前，钢筋在界面剪力作用下，局部发生受弯作用，个别钢筋应变片由于贴片位置影响，出现短暂的受压现象；表层混凝土剥离后，所有的钢筋应变都呈现出快速增长的趋势，直至破坏。由图 6(c)可以看出 PSC-8 在第二个剪力键下方发生破坏，上方钢筋表层 UHPC 未剥离，因此图8(i)中钢筋 1-1、2-1 应变较小，而下方钢筋表层混凝土剥离，变形明细，钢筋呈现出较大的应变发展。PSC-9 表层混凝土剥离后钢筋应变呈现出快速增长，同时，后置抗剪槽中的钢筋 1-2 和 2-2 在峰值荷载时也接近屈服。

3.3   局部叠合连接构造的性能影响因素分析

（1）构造形式

图 7(a)为现浇连接试件 SC-1 与局部叠合装配式连接试件 PSC-1 的荷载-滑移曲线对比，两试件栓钉直径 13 mm，破坏形式为栓钉突然断裂。装配式连接与现浇连接的受力性能相似，未观察到强度和刚度的明显退化现象，表明局部叠合装配式连接构造可以提供可靠连接。

（ 2）混凝土强度

图 7(c)为栓钉直径 16 mm 时后浇材料分别为 C30、UHPC 和 CGM 的试件 PSC-2、PSC-4 和 PSC-5 的荷载-滑移曲线对比，可以看出，UHPC 和 CGM 后浇材料可以极大提高试件的承载能力，同时也会 显著降低试件变形能力和延性。此外，需要注意的是，虽然 PSC-4、PSC-5 的破坏形态为栓钉剪断， 但其承载力远高于传统混凝土组合梁中栓钉的极限抗剪承载力 0.7Asfu 计算值，均达到 1.8Asfu 以上。 相关研究表明，栓钉连接件的组合梁界面抗剪承载力主要由两部分组成，分别来自于栓钉本身的抗剪 贡献以及栓钉根部焊角与周围混凝土的挤压作用 ^[22] ；故本文认为 PSC-4、PSC-5 承载力的增强是由于 UHPC 和 CGM 的强度相对普通混凝土极大提高，栓钉变形时不易压碎其根部的混凝土，因此栓钉的 变形模式会趋向于根部直剪破坏，如图 9 所示，抗剪承载能力因此会大幅提高；图 4 中 SC-1 和 PSC- 1 栓钉剪断的效果与 PSC-4 和 PSC-5 栓钉剪断的效果对比，也进一步证实了这一分析。

3.4   不同类型 UHPC 连接构造的性能对比分析

图 7(d)为栓钉直径 19 mm 时后浇 UHPC 连接试件的荷载-滑移曲线对比，板底钢筋也伸出预制板的 PSC-7 试件相对 PSC-6 试件承载力和极限变形能力均大幅提升，表明板底伸出钢筋作用显著；开设抗剪槽的 PSC-8 试件相对 PSC-6 试件承载力也有较大提升，且极限变形也有较大改善，表明 UHPC抗剪齿槽能够有效提高界面抗剪能力；开设抗剪槽且槽内配筋的 PSC-9 试件相对 PSC-8 试件可进一步提高承载力，但极限变形能力有所降低，这是由于后置抗剪钢筋提高了 UHPC 剪力键槽的强度和刚度，因而后浇 UHPC 和预制板之间的界面滑移进一步降低。

本文提出了 4 类不同装配式钢-混组合梁界面抗剪连接构造，并开展了 10 个不同连接构造的抗剪推出试验，通过试验对比分析，主要结论如下：

（1）试件的破坏形态主要有栓钉剪断、混凝土受剪劈裂破坏、预制-后浇混凝土交界面破坏，破坏形式主要与栓钉直径、后浇混凝土强度、连接构造细节有关。

（2）组合梁界面抗剪承载力受混凝土强度、栓钉直径的影响显著。随着栓钉直径的增大，试件极限抗剪承载力也随之增大；栓钉直径相同时，混凝土强度等级越高，其抗剪承载力越大，但极限滑移值越小；栓钉在 UHPC 中的极限承载力可极大提高，相对现有规范公式计算值可达 2.5 倍以上。

（3）采用后浇 UHPC 拼接的梁-板连接构造可显著减小预制板间钢筋搭接锚固长度，并且承载力比普通混凝土梁-板连接构造提高一倍以上，且可显著提升滑移刚度；但是，与传统组合梁不同，预制-后浇界面成为薄弱区域并先于栓钉和栓钉周围混凝土发生破坏。

（4）UHPC 剪力键可有效抵抗后浇 UHPC-预制混凝土板间的界面剪力，增强 UHPC 与普通混凝土预制板交界面抗剪强度；在 UHPC 剪力键中放置抗剪钢筋可进一步提高界面连接的抗剪承载力。