摘要: 为研究钢–木组合梁连接位置在新型T型连接方式下的受力性能，本文以环氧树脂胶黏结、T型连接、混凝土连接、T型大小和T型开孔为变量参数，通过有限元软件Abaqus建立三维实体模型进行分析，研究其对组合梁极限承载力、刚度和挠度变形的影响规律。通过推出试验与模拟及理论分析对其抗剪性能进行了研究，包括连接的抗剪承载力、抗剪刚度及延性，并验证了不同破坏模式下现有计算理论对T型连接件抗剪承载力计算的适用性。
Abstract: To investigate the mechanical performance of the connection in steel-wood composite beams under a novel T-shaped connection method, this study takes epoxy resin adhesive bonding, T-shaped connections, concrete connections, T-shaped dimensions, and T-shaped perforations as variable parameters. Three-dimensional solid models are established using the finite element software Abaqus for analysis, examining their influence on the ultimate bearing capacity, stiffness, and deflection deformation of the composite beams. Push-out tests, simulations, and theoretical analyses are conducted to study the shear performance, including the shear bearing capacity, shear stiffness, and ductility of the connections. Additionally, the applicability of existing theoretical calculations for the shear bearing capacity of T-shaped connectors under different failure modes is validated.
1. 引言
建筑行业是资源消耗和温室气体排放的主要贡献者，对环境产生了重大影响。建筑过程涉及自然资源的开采和利用，而建筑和拆除废物(CDW)的产生进一步加重了环境负担。仅建筑行业就消耗了全球一半以上的原始资源，占全球能源消耗的三分之一以上，占全球二氧化碳排放量的11%，并产生了全球近50%的废物流[1]。2023年，在欧盟(EU)，CDW占废物总量的36%，使其成为所有行业中最大的废物流。
在此背景下，建筑行业迫切需要可持续的替代方案，以尽量减少其环境消耗。解决方案包括使用更可持续的材料，回收利用和实施循环利用原则。在结构解决方案中，钢–木复合(STC)梁结合了直立钢梁和地板系统的木板，成为传统钢–混凝土复合(SCC)系统的可持续替代方案。STC梁中使用的工程木材产品具有固碳的潜力，减少了建筑物的整体碳足迹。此外，木材对预制和批量生产的适用性提供了缩短施工时间和减少温室气体排放的前景。
Figure 1. Structure diagram
图1. 结构图
目前，STC结构中常见的钢与木间的连接方式有销钉类连接(如螺钉、加强齿板与螺钉组合、销钉等)、螺栓连接、胶黏连接(环氧树脂胶合剂等)等，近年来国内外学者对上述连接的性能进行了一系列研究。例如：Yang等对钢–木组合螺栓及自攻螺钉剪力连接件进行了试验与数值分析[2]，研究结果表明螺栓直径、间距和木材厚度对界面受剪承载力有显著影响[3]，自攻螺钉连接较螺栓连接有更高的剪切延性和剪切刚度，但加载后期剪切刚度退化较快[4]。Hassanieh等提出了一种钢–木组合梁新型抗剪连接件——浆锚螺栓(bolts embedded in grout pockets, BGP) [5]，由抗剪螺栓和灌浆体组成，并进行了推出试验。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明显高出传统螺钉连接。虽然BGP连接相较于普通螺栓连接大大降低了对螺栓安装精度的要求，但螺栓往往会由于孔径的容许误差值影响构件的初始滑移，导致构件初始刚度降低[6]。栓钉连接件已广泛应用于钢–混组合结构中，在钢–木组合梁中也有所研究。其后Zhao等[7]对STC灌浆螺钉连接进行双剪试验，通过试验发现有灌浆连接比无灌浆连接的STC螺钉节点的受剪承载力和初始剪切刚度大，且随着灌浆孔半径和深度的增加，二次剪切刚度和受剪承载力也相应提高。因此本研究以T型连接件替代栓钉，将浆锚T型件(Grouted T-shaped Connector, GTC)连接引入钢–木组合梁(图1)。不仅避免了对钢梁进行预钻孔，减少施工难度，而且能获得比BGP连接更佳的抗剪性能。本文基于Abaqus分析T型连接件大小、开孔直径大小、栓钉连接方式对GTC连接钢–木组合梁力学性能的影响。
2. 有限元模型
2.1. 本构关系与材料属性
2.1.1. 正交胶合木(CLT)
木材三个方向的弹性模量E11、E22及E33分别为11000、370及370 MPa；泊松比V12、V13及V23分别为0.48、0.48和0.22；剪切模量G12、G13和G23分别为690、690和50 MPa。考虑CLT分层交错布置，建模时采用分层建立，材料方向通过其顺纹方向分层指派，同时忽略层板之间胶合层。
2.1.2. H型钢
钢材：采用三折线模型进行模拟(图2)，钢梁和T型连接件均为Q235材质，弹性模量206 GPa，屈服强度和极限强度为235和370 MPa。
Figure 2. Trilinear constitutive model of steel
图2. 钢材三折线本构模型
2.1.3. 混凝土
灌浆体：采用混凝土损伤塑性模型模拟，弹性模量为38000 MPa，抗压强度为80 MPa，泊松比取0.2，膨胀角取30˚，偏心率取0.1。
2.1.4. 结构胶材料
本文采用有限元软件Abaqus进行建模。加载过程中，结构胶界面会发生相对滑移，故采用内聚力本构模型(如图3所示)模拟钢材和木材界面间的胶层，并使用cohesive单元接触的方法模拟钢材和木材胶层部分界面滑移作用。结构胶具体材料参数见表1。
Table 1. Structural adhesive material parameters
表1. 结构胶材料参数
Es/MPa |
G1/MPa |
G2/MPa |
σnmax/MPa |
τsmax/MPa |
1500 |
1500 |
1500 |
13.6 |
13.7 |
τtmax/MPa |
GN/(J∙mm−2) |
GS/(J∙mm−2) |
GT/(J∙mm−2) |
13.7 |
0.32 |
0.41 |
0.41 |
Figure 3. Cohesive zone model of structural adhesive
图3. 结构胶内聚力本构模型
2.1.5. 组合梁参数
以T型连接件上翼缘尺寸、T型连接件是否开孔、T型连接件开孔大小作为变量参数，并以直径为16 mm的栓钉连接件(GCS)作为对照组进行模拟，见表2。
2.1.6. 单元选择和网格划分
本文采用Abaqus按照试件实际尺寸建立了GSC连接件的全模型。模型中所有构件均采用SOLID三维实体单元，主要包括① 钢垫块、② 钢梁、③ CLT板、④ 栓钉连接件与⑤ 灌浆袋，如图4所示。由于六面体八节点线性减缩积分三维实体单元(C3D8R)适用于接触、破坏等非线性有限元分析，故采用C3D8R单元以定义钢梁、CLT板、灌浆袋与栓钉等部件。为了平衡计算精度和计算时间，网格只在部分区域进行局部细化，如灌浆袋与栓钉连接件、栓钉连接件与钢梁接触面处。此外，在有限元模型中栓钉连接件的网格尺寸设置为 = 2.5 mm左右。有限元模型中各构件的网格划分如图5所示。
Table 2. Connector parameter dimensions
表2. 连接件参数尺寸
连接件类型 |
上翼缘宽度(mm) |
开孔直径(mm) |
上翼缘厚度(mm) |
腹板厚度(mm) |
直径(mm) |
栓钉 |
|
|
|
|
16 |
T型件 |
65 |
|
8 |
5 |
|
65 |
10 |
8 |
5 |
|
65 |
15 |
8 |
5 |
|
75 |
|
8 |
5 |
|
75 |
10 |
8 |
5 |
|
75 |
15 |
8 |
5 |
|
Figure 4. Finite element model of GSC connector
图4. GSC连接件有限元模型
Figure 5. Mesh generation of GSC connector FEM model
图5. GSC连接件有限元模型网格划分
3. 结果与分析
屈服承载力Fy及与其对应的屈服滑移νy由规范BS EN 12512:2001提供的计算方法确定，屈服点定义为初始刚度斜线与曲线相切的1/6初始刚度斜线的交点，如图6所示。试件的荷载滑移曲线如图7和图8所示。其中，纵坐标为总荷载，横坐标为4个位移计所测得相对滑移的平均值。图7为GSC连接件荷载–滑移关系曲线。
由图可见，总体上，GSC连接试件的荷载–滑移曲线表现出类似的力学行为特征，主要经历了弹性段、非弹性段及下降段。加载初期，荷载–滑移曲线呈线性增长；随荷载持续增加，钢梁与CLT板之间产生相对滑移，且荷载–滑移关系曲线表现出了明显的非线性行为直至峰值荷载，随后进入下降阶段，GSC连接件荷载逐步降低直至试件破坏(下降至峰值荷载的80%或位移超过15 mm)。由图8可见，T型连接试件的荷载–滑移关系曲线则表现出不同于GSC连接件，其曲线无明显弹性段及下降段。加载初期，曲线呈线性增长。随后，荷载增长缓慢，滑移增速明显大于荷载增速，曲线表现出明显的非线性行为。在达到峰值荷载后，由于T型剪断，荷载–滑移曲线出现骤降。
Figure 6. Yield determination method
图6. 屈服确定方式
Figure 7. Load-slip curve of GSC connector
图7. GSC连接件荷载–滑移
Figure 8. Load-slip curve of T-shaped connection specimen
图8. T型连接试件的荷载–滑移
4. 结论
(1) 选用GSC连接试件的极限承载力和极限滑移与T型连接试件相比，T型连接试件比GSC连接试件相对较强。
(2) T型连接试件开孔的承载力比不开孔的承载力提高了10%~15%，滑移减少了5%~7%，说明开孔的T型连接试件能提高STC梁的强度。