高变形能力插块式螺栓抗剪连接件的研究与评价方法

摘要：螺栓剪力连接件是实现预制钢-混凝土组合构件可拆卸功能的基本元件之一，针对螺栓剪力连接件变形能力不足的问题，提出一种高变形能力的插接式螺栓剪力连接件（PTBSC）。试验与有限元分析表明，PTBSC的剪切-滑移关系曲线具有明显的屈服点和极限点，曲线呈现近似双线性特性，同时曲线具有较大的屈服后刚度（为初始刚度的1/3~1/2）和较大的屈服后承载力储备（极限承载力接近2倍屈服承载力），其屈服剪切承载力和极限剪切承载力的评估方法有待研究。基于PTBSC的受力机理，推导了PTBSC屈服剪切承载力理论计算公式。 为验证所提出的PTBSC屈服剪切承载力计算公式的准确性，将理论计算结果与有限元分析结果进行了对比。通过对比发现，PTBSC屈服剪切承载力理论计算公式具有较高的预测精度，误差在±20%以内，离散系数不超过13%。对本文提出的屈服剪切承载力计算公式进行参数影响分析，考察其随不同参数的变化情况。增大螺栓直径和螺栓强度等级可明显提高PTBSC屈服剪切承载力；增大集中变形段的长细比会降低屈服剪切承载力，提高栓塞材料的抗压强度可提高PTBSC屈服剪切承载力，当强度大于100 MPa时，屈服剪切承载力基本保持不变。对于PTBSC极限剪切承载力，通过对有限元结果的统计分析，对其经验系数进行标定。 当PTBSC螺栓极限剪切承载力以极限拉伸承载力的0.7倍表示时,误差在20%以内,可以较好地预测PTBSC螺栓极限剪切承载力,具有一定的安全储备。

钢-混凝土组合梁等新型组合构件充分利用了混凝土良好的抗压性能和钢材的抗拉性能，在桥梁、建筑结构等领域得到广泛应用。这些构件中采用的剪力连接件提高了二者的综合作用效果。其中，焊接螺柱是现有剪力连接件中最常用的类型，其基本力学性能研究较为深入和广泛[1-2]。近年来，随着可持续、资源节约型、低碳循环经济的目标越来越受到重视，如何使结构或构件在整个寿命周期内可拆卸、可重复使用成为研究热点[3]。在钢-混凝土组合结构中，采用螺栓代替焊接螺柱作为剪力连接件也得到了越来越多的研究和应用[4]。

虽然螺栓作为剪力连接件可以使组合梁实现可拆卸，但是不少学者[5-9]通过推拉试验得出结论：螺栓连接件的剪切变形小于或略大于欧洲规范4规定的6 mm限值，变形能力较差。因此，需要采取一定的措施来增强螺栓连接件的变形能力。针对传统焊接栓钉连接件变形能力不足的问题，刘玉清等[10-11]将橡胶包裹在焊接栓钉杆件上，制成新型焊接栓钉橡胶连接件。韩等[12]首次将掺橡胶颗粒的弹性混凝土用于焊接栓钉连接的钢-混凝土组合梁，两位学者采用削弱连接件周围材料的方法，提高连接件的变形能力。 基于类似思路，针对螺栓连接件变形能力较低的问题，本文提出了一种插接式螺栓连接件（PTBSC），如图1所示。该插接式螺栓连接件采用锥形插接设计，使螺栓螺杆根部截面无混凝土包裹，成为预设的集中变形截面。另外，螺栓连接件采用插块形式封装，便于组装和实现可拆卸功能。

如图1所示，PTBSC由上部预埋段、螺杆根部集中变形段、下部紧固段三部分组成。预埋段将混凝土塞与双螺纹高强螺栓预制成一体，螺母通过塞上部外露的螺栓螺纹段拧紧。塞整体楔入混凝土板预留孔内，与预留孔壁紧密贴合。此段可在螺栓受剪力作用时将对混凝土本体的破坏阻断在塞的范围内，减少对混凝土板的破坏。

集中变形段是预留在嵌件下表面与锥形螺母上表面之间的螺栓、丝杠的变形段，由于钢材具有很强的变形能力，这样设置可以增强连接件的变形能力。

紧固段是通过在钢梁翼缘上钻出锥形开口，通过部分嵌入锥形开口的锥形螺母和普通螺母将带有螺纹段的穿孔螺钉紧固到钢梁翼缘上来实现的。首先，锥形螺母增加了剪切面的接触面积，从而减少了作用在钢梁开口上的应力，从而保护了钢梁开口。其次，锥形螺母的使用避免了钢梁的初始滑移问题，同时也避免了螺纹段与钢梁开口接触而引起的螺纹段的局部变形，从而增强了连接件的可拆卸性。

本文提出的插入式剪力连接件，采用抗压强度大于100 MPa的超高性能混凝土（UHPC）作为塞头材料，作为构造措施，保证螺栓集中变形段在塞头被压溃之前发生剪切。

为了从理论上评估PTBSC的力学性能，本文对现有的剪力连接件理论计算公式进行了研究，针对焊接栓钉连接件[13−18]、新型连接件[19−21]和螺栓连接件[5,22−23]，国内外标准和学者均采用统计分析或理论推导的方法给出了剪力连接件抗剪承载力计算公式。

本文首先基于初步启动试验及相应的精细化有限元分析获得了PTBSC的剪切-滑移关系曲线，发现该曲线呈现出明显的近似双线性。基于PTBSC的受力机理，提出了剪切承载力屈服状态下的理想应力模型，推导了PTBSC屈服剪切承载力的理论计算公式。通过将理论计算结果与有限元分析结果进行对比，验证了所提出的理论计算公式的准确性，并分析了不同参数对PTBSC屈服剪切承载力的影响，为PTBSC的工程应用给出了设计建议。最后，通过对有限元模拟结果进行统计分析，得到了PTBSC极限剪切承载力的经验公式。

1 剪滑特征

为了研究PTBSC的基本力学行为和剪滑移特性，依据欧洲规范4[14]设计了两组推拉试件，并基于推拉试件建立了相应的ABAQUS有限元分析模型。

如图2(a)所示，推拉试件包括两块设有锥形预留孔的混凝土板、一根设有锥形开口的H型钢梁和两根预应力螺栓。其中预应力螺栓由混凝土塞和两根与钢梁开口相适应的双头螺纹高强螺栓及其配套的六角螺母和锥形螺母组成。推拉试件顶部采用位移控制加载，加载速率为0.5 mm/min。在螺栓水平位置设置4个位移计，测量推拉试件4根高强螺栓的相对滑移量s。顶部竖向荷载由液压机内置力传感器读取。单个螺栓所受剪力P取顶部施加荷载的1/4。如图2(b)所示，以制作好的推拉试件为原型，建立推拉试件的ABAQUS有限元模型并进行网格划分。 模型中不同构件（H型钢、螺栓、插销及混凝土板等）之间的关系为：不同构件之间采用面-面接触，切线方向在接触关系定义中采用罚函数，法线方向采用硬接触模拟。钢与钢、钢与混凝土之间的摩擦系数分别取0.3、0.25；钢骨架与混凝土板之间的关系采用嵌入关系模拟。采用动态显式有限元分析，分析结果获取方法与推拉试验相同。

图3为分别采用M14和M18螺栓的两组PTBSC试验及有限元分析的失效模式对比，推拉试验和对应的有限元分析的失效模式均为螺栓集中变形段的剪切破坏，且集中变形段表现出良好的变形能力，验证了PTBSC的设计失效模式，表明有限元模型能够再现PTBSC的失效模式。

图4分别为采用M14和M18螺栓及普通M14螺栓的两组PTBSC的推拉试验结果和剪滑移曲线的有限元模拟结果[24]。通过对比有限元曲线与试验曲线可发现，屈服荷载与极限荷载的误差在12%以内，有限元模型能够很好地模拟PTBSC的剪滑移行为。其次，有限元分析曲线和推拉试验曲线的曲线形状均表明PTBSC的剪滑移关系曲线具有明显的屈服点和极限点，曲线呈现近似双线性特性，同时曲线具有较大的屈服后刚度（为初始刚度的1/3~1/2）和较大的屈服后承载力储备（极限承载力接近屈服承载力的2倍）。 最后通过比较得出在相同直径条件下，PTBSC的极限剪切承载力与普通螺栓相当，而变形能力则远大于普通螺栓剪力连接件。

如图5所示，剪切-滑移关系曲线近似为双线性关系，屈服剪切承载力Py参考冯鹏等[25]提出的“最远点法”确定，极限剪切承载力Pu取为剪切-滑移关系曲线的峰值点。

为了便于利用PTBSC进行复合材料构件的设计，需要在理论分析的基础上建立相应的Py和Pu的预测计算方法。

2 屈服剪切承载力理论分析

2.1 屈服剪切承载力理论推导

屈服剪切承载力Py是衡量抗剪连接件力学性能的关键指标，常用的焊接栓钉抗剪连接件的剪滑关系曲线没有明显的屈服点，通常根据其极限剪切承载力采用某值法确定。本文提出的PTBSC的剪滑关系曲线存在明显的屈服点，因此本节根据屈服时对应的应力状态，通过理论推导确定其屈服剪切承载力。

为了简化应力状态的分析，对PTBSC力学模型进行理想化假设如下：

1)工作荷载作用下PTBSC的力学性能符合弹塑性理论，该理论认为PTBSC中的高强螺栓为均质理想弹塑性构件，PTBSC中的塞头材料为均质理想弹塑性材料。

2)工作荷载作用下PTBSC各部分的变形满足变形协调原则。

3)PTBSC中塞头的材料具有足够高的强度，避免在各种外力的综合作用下PTBSC中塞头的完全压溃。

4) 预应力混凝土构件中螺栓在剪力作用下的变形应在满足构件正常工作的范围内，锥形螺母与钢梁翼缘锥孔、螺塞与预留孔始终保持紧配合，锥形螺母相对于锥孔不发生相对移动。

由于本文提出的PTBSC的受力机理与埋置在黏土中的约束桩头桩的应力状态相似，因此采用Broms[26]关于桩基水平承载力的理论推导方法，推导了PTBSC屈服剪切承载力的理论公式。

选取如图6(a)所示的单个PTBSC作为分析原型，其荷载简化如图6(b)所示。将螺栓上侧塞头上表面边界条件简化为固定端支撑，螺栓下侧圆锥螺母上表面边界条件简化为滑动支撑，预埋段螺栓简化为直径为D0的光面螺杆，集中变形段螺栓简化为直径为Dn(螺纹段螺栓最小截面直径)的光面螺杆，塞头简化为与混凝土板固结的混凝土体，其中滑动支撑承受垂直于螺杆轴线方向的剪力P。

当PTBSC受到剪力作用时，螺杆对塞头混凝土体产生挤压变形，并产生反力。如图6(c)所示，随着剪力P的增大，长度为Hn的集中变形段在圆锥螺母上表面处形成塑性铰C(即最大负弯矩)；随后，在预埋段螺栓距塞头下表面Hy的最大正弯矩处也形成塑性铰D。螺栓两个塑性铰C、D处的弯矩值即为对应螺栓截面的屈服弯矩。此时，剪力连接件PTBSC达到其屈服剪切承载力Py。

假设两个塑性铰C、D之间混凝土的反力达到整个区域的侧向抗压强度，在螺栓截面上施加λfc/2的均布荷载（λ为反力系数[26]，fc为插塞的抗压强度），荷载分布如图6（d）所示。

因此，通过求解图6(d)所示的静力平衡，可得到图6(e)所示的PTBSC的弯矩分配图及屈服剪切承载力Py的理论计算公式。

基于图 6（d）中的静态平衡进行下面的求解。

根据水平方向静态平衡∑FH=0，有：

式中：λ为反力系数，Broms在[8.28,12.56]中研究了其范围，本文经试算后取与有限元分析结果最吻合的值，即λ=9；fc/MPa为混凝土抗压强度；D0/mm为螺栓光滑段直径；Hy/mm为螺栓塑性铰D与塞头下表面之间的距离；Py/N为螺栓屈服时的剪力。

根据塑性铰C周围的弯矩平衡∑MC=0，有：

2.2 参数分析与公式验证

由于剪力连接件的屈服剪切承载力在工程设计中具有重要的意义，本文对表1中屈服剪切承载力理论计算公式中涉及的变量参数，即螺栓直径D0、螺栓强度等级、集中变形段长细比Hn/Dn、栓塞材料（混凝土）性能进行分析，以期为PTBSC的工程应用提供设计参考。为减少分析参数，统一取Dn=0.88D0−1.17。该线性关系是通过对行业标准手册中各类型高强螺栓的螺纹段有效直径与光滑段直径进行线性拟合得到的。本节包含两个方面：第一，基于本文提出的屈服剪切承载力理论计算公式，探讨公式中关键参数的影响；第二，以基于推拉试验的有限元分析结果作为控制样本进行验证，以验证理论计算公式的有效性和准确性。

1）螺栓直径的影响

螺栓直径通常是影响剪力连接件抗剪性能最重要的参数，在提出的屈服剪切承载力理论公式中影响最为明显。图7中曲线为PTBSC屈服剪切承载力随螺栓直径变化的理论公式计算曲线（公式（3））。随着螺栓直径的增大，PTBSC屈服剪切承载力不断增大，说明增加螺栓直径对提高PTBSC屈服剪切承载力有明显的效果。但当螺栓直径小于10 mm时，屈服剪切承载力很小，因此不建议在组合梁中采用此直径范围的螺栓作为剪力连接件。

图7中数据点为与理论公式相同计算参数下的有限元分析结果，对比图7中理论公式计算曲线与有限元计算结果发现，理论公式计算结果与有限元计算结果一致性较好，仅当螺栓强度为10.9级，且螺栓直径大于M20时，PTBSC才会发生插塞压溃破坏，理论计算结果大于有限元分析结果，对屈服剪切承载力Py进行了过度预测。

2）螺栓屈服强度的影响

螺栓屈服强度是衡量剪力连接件材料性能的指标，是影响其抗剪性能的重要参数。图8中曲线为PTBSC屈服抗剪承载力Py随螺栓屈服强度变化的理论公式计算曲线。随着螺栓材料屈服强度fy的增加，PTBSC屈服抗剪承载力理论公式计算值增大，且增长率逐渐减小，说明螺栓屈服强度的增加对PTBSC屈服抗剪承载力影响越来越小。由于实际工程抗剪性能要求，建议PTBSC采用高强度螺栓，即强度等级在6.8~12.9级之间，强度等级不宜过大，避免材料浪费，减少螺栓对混凝土和钢梁的破坏。

当螺栓直径为M14、M18时，理论公式计算结果与有限元分析结果一致性较好；当螺栓直径为M22、螺栓强度等级大于8.8级时，螺栓发生塞头压溃破坏，理论公式计算结果大于有限元分析结果，其原因是理论公式计算假设为螺栓塑性屈服，塞头不破坏。

3）集中变形段长细比的影响

PTBSC通过设置集中变形段来提高连接件的变形能力，集中变形段长度Hn的变化会影响连接件的剪切性能。为了使参数无量纲化，研究了集中变形段Py与长细比Hn/Dn的关系。图9中曲线为屈服剪切承载力随Hn/Dn变化的理论计算曲线。随着螺栓集中变形段长细比的增大，PTBSC的屈服剪切承载力不断减小。当长细比大于2.5时，Py基本不变，说明在设计时，应减小长细比，在满足PTBSC变形要求的同时，获得较大的Py。

有限元分析结果表明，图9中Hn/Dn为0.5时，理论计算结果明显大于有限元分析结果，其原因在于长细比不满足理论计算的弯曲、剪切变形假设，因此应避免Hn/Dn小于0.5；当Hn/Dn在1.0~2.0之间时，理论公式计算结果与有限元分析结果一致性较好。

4）塞子材料抗压强度的影响

在钢-混凝土组合构件中，剪力连接件周围混凝土材料的力学性能对连接件的抗剪性能有显著影响[27]。为提高PTBSC的抗剪性能，本文对塞头材料进行了参数分析。图10中的曲线为屈服抗剪承载力Py随塞头抗压强度fc变化的理论公式计算曲线。从曲线中发现，当塞头材料的抗压强度超过50 MPa时，Py增长缓慢；当塞头材料的抗压强度超过100 MPa时，Py变化很小。由于本文设计的PTBSC预定塞头材料为UHPC，而UHPC的抗压强度大于100 MPa，因此上述论证为本文预选的UHPC塞头材料提供了理论依据。

5）反应系数λ值的影响

为了比较不同反应系数取值对公式（3）计算精度的影响，在反应系数的适当取值范围[8.28，12.56]中选取4个代表值，即8，9，10，12，代入公式（3）进行有效性和准确性验证。

图11中数据点分别为PTBSC屈服剪切承载力Py的理论计算结果和有限元分析结果，对角实线为横轴和纵轴的等高线。图11(a)～图11(d)中理论计算公式中的反力系数λ分别为8、9、10、12。统计分析可知，与λ=9相比，其他取值下理论计算结果与有限元分析结果比值的平均值之差在正负0.03以内，对应的变异系数(CoV)之差在正负0.02以内，说明λ对Py影响不大，故本文取反力系数λ=9进行计算。

Py标志点分布在等高线两侧，理论计算结果与有限元分析结果偏差在±20%以内，一致性较好，因此本文提出的PTBSC屈服剪切承载力理论计算公式具有较好的精度，可用于指导PTBSC的工程设计和应用。

3 极限抗剪承载力计算公式

极限剪切承载力是螺栓连接件剪滑关系曲线中的关键指标，需要对其进行定量评估。目前，国内外对螺栓连接件极限剪切承载力的计算与预测主要针对混凝土压溃破坏和连接件剪切破坏两种破坏模式提出了相应的计算公式。本文提出的螺栓连接件构造措施使其仅有一种破坏模式即螺栓集中变形段剪切破坏，因此仅需对螺栓剪切破坏模式下的极限剪切承载力进行理论评估。当螺栓连接件的破坏模式为螺栓剪切时，其极限剪切承载力一般表示为Pu=αAscfu。

其中，不同的研究对α的取值有不同的建议，如Kwon等[22]取α=0.5，刘等[23]取α=0.66。如图12所示，本文提出的新型剪力连接件极限剪切承载力采用相同的表达式，通过对有限元分析结果中的极限剪切承载力进行统计回归分析，确定α的取值。

计算发现有效样本数据线性回归得到α=0.77，相关指数R2=0.96，具有较高的精度，由此可得到PTBSC极限抗剪承载力的回归公式Pu=0.77Ascfu。图12中实线为回归直线Pu=0.77Ascfu，图中数据点分别为4个研究参数得到的极限抗剪承载力。有限元分析结果与回归直线的偏差在正负10%以内，即系数α在0.7~0.85之间变化。本文提出的Pu理论计算公式可用于指导PTBSC的工程设计与应用，且具有一定的安全储备。取系数α为下限0.7，由此可得到理论计算公式Pu=0.7Ascfu。

4。结论

为了实现装配式钢-混凝土组合梁可拆卸功能的目标和提高其抗剪连接件变形能力的需要，本文提出了一种高变形能力插入式螺栓抗剪连接件。通过对新型高变形能力抗剪连接件的剪切承载力进行受力分析，提出了相应的理论计算公式，主要结论如下：

(1) 根据PTBSC推拉试验及有限元分析可知，PTBSC的剪切-滑移关系曲线具有明显的屈服点和极限点，且曲线呈现近似双线性特性，同时具有较大的屈服后刚度（为初始刚度的1/3~1/2）和较大的屈服后承载力储备（极限承载力接近2倍屈服承载力）。

（2）对剪切轴承的能力和PTBSC的最终剪切能力提出了相应的计算公式NESS比率在1.0和2.0之间，当理论公式的计算结果可以准确预测PTBSC的剪切轴承能力；

该公共帐户由北京AIFAST Technology Development Co.，Ltd.运营。

本公众号由北京爱快科技发展有限公司运营，欢迎大家交流技术信息，请添加上方微信二维码，或致电我们：

DU：18601022409

人：13466666822

我们将共同讨论螺栓前测量的相关技术和市场信息，共同促进该行业的发展，并实现双赢的结果。

参考：

[1] AHN JH，Lee CG，Won JH等人。

Zhong Qiong，Huo Jingsi，Wang Haitao等人在预制的复合梁上的剪切轴承能力[J]

[2] Kozma A，Odenbreit C，Braun MV等。

[3] Ban Hy，Brian U，Wijesiri PS等人的时间依赖于盲螺栓的时间依赖性载荷[J]。

[4] Wang JY，Guo JY，Jia LJ等人的推送测试。

[5]PavlovićM，MarkovićZ，VeljkovićM等。

[6] Yang F，Liu YQ，Jiang ZB等。

[7] Hosseini SM，Mamun MS，Mirza O等人。

[8] Di J，Cao L，Han J H.关于GFRP - 连接束的剪切行为的实验研究[J]。 46-350。

[9] Xuxiaoqing，Liuyuqing，Renwanmin.Sudperimentsshear的锻炼能力[J]。

[10] Zhuang BZ，Liu YQ，YangF。关于橡皮菜的变形性能的实验和数值研究[J]。

[11] Hanqh，Wangyh，Xuj，etal。

[12] GB50017-2017，钢结构设计代码[S]。

[13] EN1994-2：2005，Eurocode4-designofCompositeTeSteSteSteSteSteTeSteSteSteSteSteStructures-Part2：GeneralRulesandRulesForbridges [S]。

[14] ANSI/AISC 360-10，结构钢造的规范[S]。

[15] Ling YH，Zheng Zy，Yang Ty等。

[16] Dominic K，Kay W，Arash E Z。

[17] Xue Weichen，Ding Min，Wang Hua等人关于单调载荷下的螺柱剪切连接器的实验研究[J]。

[18] Yang Yong，Chen Yang。

[19] Yang Yang，Chen Yang。 8. Chen Hai，Guo Zixiong，Liu Yang等。

[20] Hetao，Zang Zengyun，Lu Yuxi等。 J]。

[21] Kwon G，Engelhardt MD，Klingner R E.静态剪切连接器的行为[J]。 ，141（6）：04014149。[23] Sun Shuoke。

[24]范·彭（Ye Ye），Ye lieping。

[25] Brom BB。螺旋油中桩的侧向电阻[J]。

[26] Ollgaardjg，Slutterrg，Fisherjw.shearstrength Stud连接器中的连接器[J]。