李荣帆凌志彬：浆锚栓钉连接的钢-正交组合梁

李荣范

凌志斌

穆全猛 张河南

(苏州科技大学土木工程学院 江苏苏州 215009)

DOI：10.12326/j.2096-9694.2022006

摘要：设计采用浆液锚栓连接的钢-交叉层合木（CLT）组合梁。 基于ABAQUS，研究了螺栓直径、槽间距和螺栓布置等参数对钢-CLT组合梁抗弯性能和弯曲性能的影响。 基于组合材料结构的基本理论，基于抗滑性能的影响，对组合梁的弯曲承载能力和弯曲刚度进行了理论预测。 结果表明：模拟荷载-跨中挠度关系曲线出现明显的屈服拐点，呈现“二折线”特征，且曲线弹性截面接近完全组合边界，表明：砂浆锚栓连接的钢-CLT组合梁具有巨大的潜力。 良好的延展性和高综合效率。 灌浆锚杆连接钢-CLT组合梁的平均组合效率可达0.80~0.97，螺栓直径和缺口间距是影响灌浆锚杆连接钢-CLT组合梁整体性能的重要参数。

关键词 钢-CLT组合梁； 螺栓连接； 抗弯曲性； 防滑性能

作为建筑材料，木材具有可再生、质轻、强度高等优点。 近年来，出现了一批性能优越的现代工程木材，如胶合层积材（GLT）、单板层积材（LVL）、钉层积材（NLT）、交叉层积材（NLT）等。 CLT）[1-2]等，广泛应用于民用建筑和桥梁结构。 工程木与传统建筑材料（如钢材）的组合结构具有重量轻、抗震性能好、施工方便等优点。 不仅可以充分发挥材料各自的优势，而且从结构的整个生命周期来看，可以在一定程度上减少碳排放。 排放、高能耗等对环境造成不利影响。

交叉层压木材（CLT）是一种新型的工程木制品。 它是由3层或多层实木锯材或结构复合材料垂直正交组装而成，并用结构胶压制而成。 广泛应用于木材工程中。 结构建筑墙体、地板、屋顶板等[3]。 其中，钢-CLT组合结构的主要形式有钢框架-CLT组合楼板、钢框架填充CLT剪力墙等。

钢-CLT组合梁是上述形式之一，通过传统的销钉式连接件连接。 钢-CLT组合梁的截面形式和构件之间的连接性能至关重要。 它们不仅影响组合梁的承载力、刚度和耗散能力，而且对经济性、安装方便性和整体结构美观也有重大影响。 为此，国内外学者做了大量的研究[4-10]，包括不同连接方式对钢-CLT组合梁抗剪性能的影响、抗剪承载力的计算公式以及结构形式等。循环荷载下的钢-CLT 组合梁。 上述研究中采用的连接方式均为螺钉和螺栓连接。 尽管试件的延展性良好，但极限承载力和刚度较低。 为此，哈萨尼耶等人。 文献[11-12]提出了一种新型钢-CLT组合梁剪力连接件——灌浆锚栓(bolts嵌入灌浆袋，BGP)，它由剪力螺栓和灌浆体组成，并进行了研究。 启动试验。 研究结果表明，BGP连接的初始刚度、峰值前刚度和极限承载能力均显着高于传统螺钉连接[11]。 虽然BGP连接相对于普通螺栓连接大大降低了对螺栓安装精度的要求，但螺栓往往会因孔径允许误差值影响构件的初始滑移，导致构件初始刚度的降低。 螺栓连接件已广泛应用于钢-混凝土组合结构中。 因此，在本研究中，用螺栓代替螺栓，并将浆液锚固螺栓（嵌入灌浆袋中的螺柱，SGP）连接引入钢-CLT组合梁中（图1）。 不仅避免了钢梁的预钻孔，降低了施工难度，而且比BGP连接实现了更好的抗剪性能。 目前国内外尚无SGP连接钢-CLT组合梁研究的相关报道。 基于ABAQUS，分析了螺栓直径、抗剪构件间距、螺栓布置以及不同连接方式对SGP连接钢-CLT组合梁力学性能的影响。

图1 SGP连接

1 有限元模型建立

1.1 材料参数设置

CLT：根据文献[13]的实验结果验证了模型的有效性和可靠性。 造型采用与文献[13]相同的欧洲云杉（Picea abies）木材，CLT由三层SPF层压板（厚度35毫米）组成。 木材三个方向的弹性模量E11、E22、E33分别为11 000、370、370 MPa； 泊松比V12、V13和V23分别为0.48、0.48和0.22； 剪切模量G12、G13、G23分别为690、690、50 MPa[13]。 考虑到CLT层的交错排列，建模时采用分层，沿其晶粒方向逐层指定材料方向，而忽略层间的胶层。

Steel：使用双斜线模型进行模拟。 钢梁和加劲肋均采用Q235材料，弹性模量为206 GPa，屈服强度和极限强度分别为235和370 MPa。

螺栓：采用ML15钢制成，弹性模量为206 GPa，屈服强度和极限强度分别为320和420 MPa。

注浆体：采用混凝土损伤塑性模型模拟[12]，弹性模量为37 000 MPa，抗压强度为55 MPa，泊松比为0.2，展开角为38°，偏心率为0.1[12] 。

1.2 试件模型设计

设计 7 根钢-CLT 组合梁。 模型图如图2所示。元件尺寸参数见表1。

图2 试件（半跨）模型示意图

图2 设计梁示意图（半跨）

表1 钢-CLT组合梁有限元模型模型构件尺寸

其中6个采用SGP连接，1个采用普通螺丝连接。 采用ABAQUS建立有限元模型。 组合梁总长3.8 m，净跨3.5 m。 模型组件包括 CLT、工字梁、螺柱和灌浆体。

1.3 有限元模型条件设定

1.3.1 边界条件和相互作用

在组合梁两侧设置梁端支撑约束和Z向横向约束，如图3所示。

图3 边界条件示意图

由于螺柱直接焊接在钢梁上，螺柱与钢梁的连接受到束缚。 其余接触采用面接触法[12]，其中CLT板与钢梁、灌浆体与螺柱、灌浆体与钢梁之间的摩擦系数均为0.3，分别为 0.2 和 0.2 [12]。 根据文献[13]中BGP连接钢-CLT组合梁（试件GP-bolt20）的试验方法，在CLT板的缺口处粘贴防水胶带，忽略了灌浆体中的水分对CLT 板。 CLT板与灌浆体之间的摩擦系数设定为0.1[12]。

1.3.2 单元选择和网格划分

有限元模型中的每个组件都使用八节点六面体三维实体单元。 考虑到本研究着眼于组合梁的整体性能，仅对关键接触部位（如螺柱与周围灌浆体、灌浆体与钢梁接触部位、CLT板槽等）进行网格细化（图4） ）。

图 4 网格划分

图4 构件网格划分

1.4 计算实例验证

为了验证模型的可靠性，对文献[13]中的BGP连接钢-CLT组合梁（试件GP-Bolt 20）的弯曲性能试验进行了模拟。 图5为文献[13]中的测试曲线与该仿真曲线的对比。

图5 BGP连接钢-CLT组合梁弯曲性能仿真曲线对比

图5 BGP连接钢-CLT组合梁的模拟弯曲性能曲线对比

从图5a可以看出，总体来说，模拟曲线与试验曲线吻合较好，特别是在弹性阶段，模拟曲线与试验曲线的屈服载荷和极限载荷误差分别约为3%和8%。 。 图5b显示，模拟端滑移也与测试结果比较接近，误差在10%左右。 综上所述，可以验证该模型的有效性和可靠性，后续的参数分析将基于该模型进行。

2结果与分析

2.1 钢-CLT组合梁荷载-挠度

图6为不同参数下钢-CLT组合梁的荷载-挠度曲线。 同时给出了组合梁完全组合(全剪连接)和无组合(无剪连接)情况下的荷载-挠度曲线。 SLS状态代表组合梁在正常使用极限状态下的挠度极限。 。

图6 模拟荷载与跨中挠度曲线 图6 模拟荷载与跨中挠度曲线

从图6可以看出，在加载初始阶段，组合梁处于弹性状态，跨中挠度与荷载呈线性增长关系。 当荷载增加到275 kN左右时，组合梁进入塑性阶段，表现出明显的非线性行为，并具有明显的屈服平台。 可见钢-CLT组合梁具有良好的延性。

表2列出了所有试件的极限承载力和跨中挠度等模拟结果。

表2 组合梁极限承载力、跨中挠度、延性系数及组合效率

相同剪力连接件下，与缺口间距350 mm相比，缺口间距300 mm和250 mm试件的极限承载力分别提高了7%和13%； 使用 19 mm 直径螺栓 (SGP 300-19) 的试件极限承载力比使用 16 mm 直径螺栓 (SGP 300-16) 的试件高约 11%。 然而，当螺栓直径增加到22 mm（SGP 300-22）时，组合梁的整体性能没有影响。 巨大的进步。 当螺栓布置从单排（SGP 300-16）改为双排​​（SGP 300-16a）（图2c）时，试件的极限承载力增加了约10％，并且观察到：双排螺栓布置的组合梁的极限承载力与直径为19毫米和22毫米螺柱的组合梁的极限承载力非常接近。 此外，采用SGP连接的钢-CLT组合梁的弯曲刚度明显高于同直径的普通螺钉连接（CS 300-16），但两者的极限承载力相差并不大。

2.2 钢-CLT组合梁荷载滑移

2.2.1 负载端滑差曲线

图7所示为组合梁的荷载端滑移曲线。 由于模型的对称性，仅给出了组合梁一端的荷载端滑移曲线。 从图7可以看出，对于同一类型的连接件，随着灌浆槽间距的减小和连接件数量的增加，端部滑移量减小。 对于相同的注浆槽间距，连接件直径越大，组合梁端部滑移越小。

图7钢-CLT组合梁荷载-端滑移关系图7钢-CLT组合梁荷载-端滑移关系

2.2.2 沿梁长方向的相对滑移分布

图8显示了组合梁相对滑移沿梁长度的分布模式。 从图8可以看出，滑移值沿梁的长度呈反对称分布。 在加载初期，滑移值与载荷基本呈线性增长关系。 随着载荷的增加，转差增长率大于载荷增长率，曲线呈现明显的非线性。 不同荷载水平下，跨中断面两侧L/3范围内滑移增长率较大。 另外，组合梁的最大滑移值约为1.5 mm，但CLT板与钢梁之间的最大滑移并非发生在梁端而是靠近支撑处。 这是由于支撑件的反作用力作用在界面上的压力造成的。 当摩擦力局部增大时，摩擦力增大了相对滑移的阻力，导致最大滑移移入梁内，导致最大滑移不在梁端部[14]。

图8 不同荷载水平下沿梁长相对滑移分布

图8 不同荷载水平下相对滑移沿梁长分布

2.3 构件应力状态分析

图9为灌浆体及螺栓受力状态分析图。

图9 注浆体及螺栓应力状态分析

图9 灌浆块和螺柱的应力状态分析

从图9a~c可以看出，螺栓连接件根部以下区域注浆体应力相对集中。 加载过程中，界面剪力从钢梁传递到螺栓连接件，导致螺栓连接件挤压下部灌浆体。 随着荷载的增加，螺栓连接件因剪力而发生位移，使注浆体部分受到拉力而造成拉拉破坏[15]。 从图9d可以看出，螺栓连接件下部应力较集中，上部应力较小。 螺栓连接件的应力自下而上由大变小，随着载荷的增大，螺栓连接件的应力根部首先进入屈服阶段。

2.4 钢-CLT组合梁的屈服点

定义屈服点的主要方法有绘图法和当量面积法[16-17]。 此外，研究人员[18]对上述两种方法进行了改进，提出了一种定义屈服点的新方法——最远点法（图10）。 通过计算发现，对于具有明显转折点的理想弹塑性构件，采用上述方法得到的屈服位移大致相同。 由于绘图法和等效面积法确定的屈服点不在曲线上，且高于曲线实际拐点，而最远点法确定的屈服点仍然落在曲线上，值为更为合理，因此，本研究最后采用最远点法来确定屈服点。

图10 最远点法确定组合梁屈服点

在确定屈服点的过程中，可以得到构件的峰值载荷

以及峰值载荷对应的位移

，屈服载荷

和屈服位移

(表2)，通过公式

确定构件的延性系数即可确定结构构件的弹塑性变形能力。 延展系数通常分为四个级别[16]：脆性（μ<2）、低延展性（2<μ≤4）、中延展性（4<μ≤6）和高延展性（μ>6）。 从表2的延性系数不难发现，本研究设计的钢-CLT组合梁具有良好的变形能力。

2.5 钢-CLT组合梁组合效率

为了评价钢-CLT组合梁的组合效率，采用组合效率系数来评价组合梁的整体性能。 通过计算结构在特定荷载作用下的挠度，计算出综合效率系数[19-20]。

(1)

在公式：

,

——无剪连接和全剪连接组合梁跨中挠度理论值，mm；

——组合梁跨中挠度模拟值，mm.in

,

首先根据γ法计算两种组合形式（γ=0、γ=1）组合梁的抗弯刚度（详见2.6章），然后计算跨中挠度理论值两种情况。

图11为钢-CLT组合梁的复合效率退化曲线。 SGP连接组合梁的组合效率明显高于CS连接组合梁，表明SGP连接组合梁具有更好的综合性能。 随着载荷的不断增加，组合梁发生弯曲变形，组合效率也随之下降。

图11钢-CLT组合梁的复合效率退化曲线图11钢-CLT组合梁的复合效率退化曲线

根据GB 50017-2017《钢结构设计标准》[21]，采用L/400作为组合梁在SLS状态（正常使用极限状态）下的挠度极限，其中

是梁的跨度。 在复合梁达到SLS状态之前，复合效率处于稳定状态。 SLS状态后，复合效率退化速度显着加快。 也就是说，一旦达到SLS状态，组合梁即将进入屈服阶段。 这也体现了这种设计的结合。 梁充分利用了材料的强度。

2.6 预测弯曲刚度

组合梁的弯曲刚度采用等效刚度法（γ法）[22]进行预测，这是欧洲规范EC5中木组合梁的设计方法[24]。 具体公式如下：

其中：下标

,

分别代表钢梁和木头；

——弹性模量，MPa；

——转动惯量，mm4；

——截面积，mm2；

——高度，毫米；

——剪力连接件间距，mm；

——剪力连接件刚度，kN/mm；

——钢梁质心至组合截面质心的高度，mm；

——CLT板质心至组合截面质心的高度，mm。

考虑到该构件为钢-CLT组合结构，需要验证GB 50017-2017中的刚度计算方法——折减刚度法[23]是否适用于钢-CLT组合结构。 具体计算公式如下：

在公式：

——钢梁弹性模量，MPa；

——刚度折减系数；

——截面惯性矩的换算，mm4。

从图12计算的弯曲刚度值与模拟值的比较可以看出，γ法和折减刚度法得到的计算弯曲刚度值与模拟刚度值略有不同，且折减刚度法的计算值一般高于模拟刚度值。 。 并且两种方法得到的计算值与模拟刚度值（即1-（计算刚度值/模拟刚度值）的绝对值）进行比较得到的计算误差均在8%以内。

图12 钢-CLT组合梁计算弯曲刚度与模拟值对比

2.7 极限弯矩预测

基于欧洲规范EC5[24]中木-混凝土组合梁截面计算方法γ法，并结合文献[25]提出的木-混凝土组合梁刚度分析方法，理论计算得到了钢-CLT组合梁的抗弯矩公式。 图13为组合梁截面抗弯矩计算模型[25-26]。 其中B代表弯矩，P代表轴向力。

图13 截面弯矩计算模型

式中：Mc——极限弯矩，kN

米； εmax——最大拉伸应变； EIeff——组合梁刚度，N/mm2；

——钢梁质心至组合梁截面质心的高度，mm；

——钢梁高度，mm。

引用钢-混凝土组合结构设计原理中组合梁抗弯矩计算方法——极限平衡法[23,26]来验证其是否适用于钢-CLT组合结构。 具体公式如下：

在公式：

——组合梁底部钢梁极限弯矩，kN

米；

——剪力连接件传递的剪力之和，N；

——钢梁受压区至组合梁界面的距离，mm；

——CLT板受压区高度，mm；

,

,

——钢梁高度、宽度、腹板厚度，mm；

,

—CLT 板宽度和高度，mm。

当组合梁组件完全屈服时，可得到方程 13。 对于部分剪力连接的组合梁，钢梁中性轴截面仍处于弹性状态，因此计算值会大于实际值。这里引入修正系数

[27]，其中

为剪切连接度系数。 修改后的计算公式如下：

表3列出了极限弯矩的计算值和模拟值，其中γ法的计算误差为3%～9%。 极限平衡法得到的计算值一般都大于模拟值，最大误差为16%。 引入的修正系数是基于钢-混凝土组合结构，不一定适用于钢-CLT组合结构，导致公式换算后的理论值仍普遍高于模拟值。 在确定适合钢木组合梁的修正系数之前，还需要进行一系列后续研究来修正钢木组合梁中的该系数。

表3 极限弯矩理论值与模拟值对比

3结论

1）从两种连接方式的比较可以看出，SGP连接钢-CLT组合梁的抗弯性能优于CS（普通螺钉）连接钢-CLT组合梁。 在竖向荷载作用下，SGP连体钢-CLT组合梁的荷载-挠度模拟曲线可分为弹性段和屈服段，呈现出明显的“二折线”特征，具有较高的抗弯能力和良好的延性性能。 ; 在正常使用极限状态前，组合效率系数基本保持在80%以上，且单个试件的初始状态接近完全组合，表明浆液锚栓连接可为钢-CLT组合梁提供良好的界面抗剪性能。

2）螺栓直径和缺口间距是影响SGP连接钢-CLT组合梁的重要因素。 在一定范围内，螺栓直径越大，SGP连接钢-CLT组合梁的承载力、抗弯刚度和组合效率越高； 随着缺口间距的增大，SGP连接钢-CLT组合梁的承载力也随之增大。 ，弯曲刚度和组合效率逐渐下降； 与单排布置相比，槽内双排螺柱布置可以显着提高组合梁的承载能力，但在这种连接形式下，螺柱无法充分发挥其自身性能。 材料不能得到充分利用。

3）钢-CLT组合梁的极限弯矩值，γ法计算的极限弯矩值与模拟值吻合较好； 由于采用钢-混凝土组合梁的修正系数，极限平衡法得到的折算理论值普遍超出模拟值，需要研究适合钢-木组合梁的修正系数。

4）SGP连接可以有效结合CLT板和钢梁的优良特性，表明其在钢木混合地板领域的可行性。 该连接方式下CLT板翼缘宽度、缺口尺寸和缺口形状对组合梁力学性能的影响有待进一步研究。 后续还将开展灌浆锚栓连接钢-CLT组合梁的抗弯性能试验。

引用这篇文章：

李荣范，凌志斌，穆全猛，等。 浆液锚栓连接钢-交叉层合木组合梁抗弯性能有限元分析[J]. 木材科学与技术, 2022, 36(03): 80-89.

李荣帆，凌志斌，穆全猛，等。 关键词： 灌浆孔, 钢交叉层合木组合梁, 受弯性能, 有限元分析中国木材科学技术,2022,36(03):80-89。

作者简介：李荣凡，男，苏州科技大学土木工程学院硕士研究生。

通讯作者: 凌志斌,男,苏州科技大学土木工程学院副教授。

基金名称：中国国家自然科学基金会“带有新剪切连接器的木质混凝土复合梁的机械性能和增强机制”（51708382）； 由江苏省的“六人才峰”资助的“钢CLT复合梁的弯曲性能和设计”（JZ-038）。