摘要： 为了促进全生命周期可拆卸钢结构和钢-混凝土组合结构的发展，完善相关受力性能评价方法和结构设计方法，针对新型可拆卸钢-混凝土组合梁抗剪连接件的受力机理和力学性能进行了试验研究。试件设计考虑不同的连接件（螺栓）直径（M20、M24）和材料强度（C50、C60混凝土），通过标准推出试验，分析了破坏模式、荷载-滑移响应、滑移和峰值荷载以及可拆卸性能等。通过将试验结果与中国、欧洲以及美国相关规范中针对组合梁栓钉抗剪连接件和螺栓紧固件抗剪承载力的计算方法进行对比分析，提出了该类新型抗剪连接件的摩擦型抗剪承载力和承压型抗剪承载力计算方法；基于受力机理分析，提出了该类可拆卸组合梁抗剪连接件的力学本构模型，并给出各个参数的确定方法。结果表明，提出的特征承载力和抗剪-滑移本构模型能够很好地描述该类抗剪连接件的力学性能，为在可拆卸钢-混凝土组合梁中的应用提供了理论和技术基础。

关键词： 可拆卸；组合梁；抗剪连接件；推出试验；设计方法；本构模型

Abstract： In this paper， an experimental study on the mechanism and mechanical properties of the shear connectors in such deconstructable steel-concrete composite beams is conducted in order to promote the development of full life-cycle deconstructable steel structures and steel-concrete composite structures， and to improve the relevant mechanical performance evaluation methods and structural design methods. Incorporating variations in connector （bolt） diameter （M20， M24） and material strength （C50， C60 concrete）， this paper investigates the failure mechanism， load-slip response， slip and peak load， and deconstructability using conventional push-out tests. By comparing the test results with those determined by shear capacity of composite beams with headed studs and fasteners with bolt stated in national standards， the friction type shear capacity and bearing type shear capacity calculation techniques of this novel shear connector are proposed. On the basis of the mechanism analysis， a mechanical constitutive model of the shear connector of deconstructible composite beams is given， with each parameter established. The findings demonstrate that the proposed characteristic capacity and shear-slip constitutive model can accurately represent the mechanical characteristics， hence providing the theoretical and technological foundations for its implementation in deconstructable steel-concrete composite beams.

Keywords:  deconstructability；composite beam；shear connector；push-out test；design method；constitutive model

传统建筑结构在拆除过程中会产生建筑垃圾和施工扬尘等环境问题，影响我国新型城镇化的高质量推进，亟需发展新型绿色建筑工业化体系，可拆卸钢结构与钢-混凝土组合结构体系是其中一种可能的解决方案。其中，解决钢梁与混凝土楼板的可拆卸抗剪连接问题，是一项重要的理论研究和工程技术课题。

钟琼等 ^[1] 对预制装配式组合梁栓钉连接件的抗剪性能进行了试验研究，提出了组合梁抗剪件的预制装配化，但在拆除阶段对混凝土楼板与钢梁的有效分离仍存在一定困难。班慧勇等 ^[2] 、罗家伟等 ^[3] 对国内外可拆卸钢-混凝土组合结构的研究现状进行了总结，介绍了相关组合梁抗剪件连接形式及其抗剪承载力计算方法。

针对单螺母螺栓的抗剪连接件，国内外已有部分学者进行了详细的研究。2010年，KWON等 ^[4] 为了加强既有结构钢梁的承载力，通过在钢梁和混凝土板上钻孔，在钢梁上翼缘安装螺栓抗剪件，将其称为后置螺栓抗剪连接件，分别为三种类型：双螺母螺栓、摩擦型高强度螺栓、胶粘锚杆，最后对混凝土板孔洞灌浆，实现两者的组合作用，并对其受力性能进行研究。试验结果表明，三种类型的后置螺栓抗剪连接件的受力性能一致，其抗剪件承载力大致为其抗拉强度的一半，并可以取螺栓有效面积为螺栓横截面面积的80%。该组合梁抗剪件受力性能研究仅针对既有结构的加固改造，未对其进行可拆卸性能分析。2013年，PAVLOVI?等 ^[5] 比较了组合梁螺栓抗剪件与栓钉抗剪件在受剪推出试验中的力学行为，并建立了三维有限元模型，提出了组合梁螺栓和栓钉连接件在多轴/受弯/受剪作用下的破坏准则计算公式；该研究提出了组合梁螺栓抗剪连接件的多轴受力计算公式，为本文研究的理论计算公式的提出提供了参考。2017年，杜浩等 ^[6] 进行了钢-混凝土组合梁螺栓连接件受剪性能试验研究，研究了螺栓直径、螺栓强度、螺栓预埋长细比和混凝土等参数的影响，并基于中国规范 ^[7] 和欧洲规范 ^[8] 的计算公式，提出关于承载力计算方法。2019年，CHEN等 ^[9] 针对组合梁螺栓连接件进行了推出试验研究，考虑了不同螺栓直径、不同混凝土施工方式（包括现浇、普通预留孔和波纹管预留孔）以及不同板孔尺寸等因素对抗剪性能的影响，建立了精细化有限元模型，开展了广泛的参数分析，并提出了新的抗剪承载力计算公式；通过与现行规范设计方法进行比较，验证了其有效性。后两位国内学者的研究总结了可拆卸组合梁抗剪件受力性能的影响参数，并各自提出了相关的承载力计算公式，其中，CHEN等 ^[9] 提出了可拆卸组合梁抗剪连接件界面本构公式，为本文的受力机理研究和界面本构公式的提出提供了参考。综上，虽然已经有部分学者开始涉足可拆卸结构的受力机理研究，但非常有限，缺乏系统、深入的研究；针对可拆卸组合梁抗剪连接件受力性能的研究十分有限，体现在：可拆卸组合梁抗剪界面受力性能研究尚不充分，大部分可拆卸组合梁抗剪行为的试验研究仅停留在抗剪承载力，对抗剪界面受力机理的理论研究尚不充分。

本文选取内置单螺母高强度螺栓抗剪连接件作为可拆卸钢-混凝土组合梁的抗剪连接件。该连接件形式可以实现螺栓预埋，施工过程定位简单，无需二次加工且螺母用量适中，保证可拆卸性能。本文所研究的组合梁抗剪连接件形式可以实现预制化和可拆卸化，为建筑工业化结构体系提供一种发展方向；并且可以实现工厂全预制化，减少现场湿作业和环境污染，因此可以改善工人作业条件。该抗剪件构造的研究是后续可拆卸组合梁受弯性能研究和可拆卸组合梁柱节点受力性能研究的基础，研究单螺母螺栓抗剪件的受力性能对后续结构体系的研究具有重要意义。

内置单螺母高强度螺栓抗剪连接件施工工序如下：

（1）钢梁上打孔。建议使用标准化的型钢钢梁，同时在混凝土预制板当中预埋螺栓，要求工厂做到精准定位，这是建筑工业化发展重要一环——要求工厂实现构件的数控化和模数化。

（2）构件制作完成后运输到现场进行装配。具体施工工序如图1所示。

图1　可拆卸组合梁抗剪连接施工工序

Fig.1　Construction procedure of shear connector in deconstructable composite beams

本文开展了三组足尺推出试验，考虑不同螺栓直径（M20、M24）和材料强度（C50、C60）对其抗剪性能的影响，分析和研究了受力机理、可拆卸性，并提出了设计方法。

1　试验方案

1.1　试件设计

可拆卸组合梁抗剪连接采用预埋入混凝土楼板的高强度螺栓与翼缘开孔的钢梁进行连接。试件几何尺寸参考欧洲规范 ^[7] 第B.2.2条关于推出试验相关规定。可拆卸组合梁抗剪连接推出试验共设计3个试件，编号分别为P1、P2、P3，具体信息分别如图2和表1所示。C50混凝土立方体抗压强度均值f _cu =54.3MPa，C60混凝土立方体抗压强度均值f _cu =66.5MPa。螺栓均为10.9级高强度螺栓，其抗拉强度均取名义值1,000MPa；螺栓孔采用标准圆孔，孔径如表1所示。

图2　可拆卸组合梁推出试验试件尺寸（单位：mm）

Fig.2　Dimension of specimens in deconstructable composite beam push-out test（Unit：mm）

1.2　加载方案

试验加载装置采用300t液压试验机进行加载，试件置于钢支座上，支座置于地面上。荷载通过钢梁顶部千斤顶向下推出钢梁；千斤顶下面放置一个刚性加载块，避免钢梁顶部局部破坏，如图3所示。

图3　可拆卸组合梁推出试验装置

Fig.3　Setup in deconstructable composite beam push-out test

正式加载前，使用扭矩扳手拧紧螺栓，试件P1、P2和P3所采用螺栓的设计预拉力分别为225kN、155kN和155kN，根据试验实测的扭矩系数，对应施加扭矩分别为603.2N?m、346.3N?m和346.3 N?m。根据欧洲规范 ^[10] 第B.2.4条关于推出试验加载制度的规定进行加载：首先，对试件施加预估破坏荷载的40%，然后卸载至预估破坏荷载的5%，继而在预估破坏荷载的5%~40%区间里进行25次循环加载；最后试验加载至试件破坏不能继续承载为止。

1.3　测量方案

钢梁靠近螺栓处布置位移计DT1、DT2、DT3和DT4，用来测量钢梁与混凝土板之间在螺栓附近的竖向相对位移，其中DT1和DT4布置在钢梁的背面。试件位移计布置如图4所示。

图4　可拆卸组合梁推出试验位移计布置

Fig.4　Layout of displacement meters in deconstructable composite beam push-out test

2　试验结果与分析

2.1　破坏现象

试件P1的破坏现象主要是混凝土板劈裂破坏，裂缝从螺栓抗剪连接件处往斜下方扩展和延伸；第1条裂缝出现在混凝土板的外围中线处，随着荷载的持续增加，裂缝向混凝土宽度方向扩展，并且形成分叉；分叉后的裂缝水平位置分别对应螺栓抗剪连接件所处的水平位置，分叉的裂缝扩展到边缘处后继续向板厚方向延伸。混凝土板内侧从螺栓抗剪连接件处周围的混凝土开始破坏并产生裂纹，往混凝土板的纵向斜下方和斜上方扩展，内侧破坏区域集中在以螺栓为锥顶的辐射范围内。试件P1破坏模式如图5所示。

图5　可拆卸组合梁推出试验P1试件破坏模式

Fig.5　Failure modes of specimen P1 in deconstructable composite beam push-out test

试件P2的破坏模式主要为螺栓抗剪连接件被剪断，共有6个螺栓被剪断，包括东侧混凝土板的4个螺栓以及西侧混凝土板上部的2个螺栓，6个螺栓的剪断面均非常光滑。在循环加载阶段，西侧混凝土板的外围中线已经出现细小的裂缝，并且最终与混凝土板下部螺栓抗剪连接件水平处的裂缝汇合；而东侧混凝土外围未见有裂缝产生；东侧混凝土板内侧裂缝也是由螺栓抗剪连接件处产生，但是相比于试件P1，裂缝扩展不大，只局限在螺栓抗剪件附近。由于西侧混凝土板的下部螺栓没有被剪断，所以内侧板的破坏模式是以螺栓抗剪件处为锥顶纵向斜向下和斜向上辐射开裂破坏。被剪断螺栓所在螺孔有比较明显的承压变形。螺栓剪断瞬间，6个螺栓同时蹦出。试件P2破坏模式如图6所示。

图6　可拆卸组合梁推出试验P2试件破坏模式

Fig.6　Failure modes of specimen P2 in deconstructable composite beam push-out test

试件P3的破坏模式属于混凝土板局部压溃破坏，如图7所示。可以看出，板内侧下部混凝土被压溃，且轻易就能将其剥落，与试件P1的破坏相比，这可能是由于不同部位混凝土材性的离散性导致。试件P3在循环加载阶段无明显裂缝产生，在加载至极限荷载的50%左右时，东侧混凝土板的根部开始出现压溃现象。试件P3混凝土板外围中线以及下部螺栓所在水平线处产生裂纹，并且向板宽方向扩展。由于内侧混凝土被压溃的原因，混凝土板外围下部螺栓水平线以下的混凝土有横向裂缝。东侧混凝土板内侧根部保护层部分混凝土出现被压溃剥落现象，而西侧混凝土板根部未见有较明显的压溃现象；混凝土板内侧连接区域的开裂锥体角度和深度相比于其他2个试件都要大，呈发散式开裂，并最终导致试件的承载能力退化。

图7　可拆卸组合梁推出试验P3试件破坏模式

Fig.7　Failure modes of specimen P3 in deconstructable composite beam push-out test

2.2　荷载-滑移响应

图8给出了每个试件的荷载-滑移曲线。其中横坐标为滑移，取4个测量滑移的位移计读数平均值；纵坐标为单个螺栓连接件所受平均剪力，取为千斤顶传感器所测得总荷载的1/8。

可以看出，3个试件的荷载-滑移曲线均可以分为3个不同的阶段：

（1）静摩擦抗剪组合作用阶段。存在由螺栓的预拉力所产生的界面摩擦力，此时混凝土板与钢梁之间可以充分传递剪力，组合作用效果明显。

（2）滑动摩擦抗剪组合作用阶段。当外力克服了界面滑动摩擦力后，界面开始滑动，此时钢梁与混凝土板之间的剪力变化不大，抗剪刚度较小。

（3）承压抗剪组合作用阶段。当螺杆与螺孔内表面接触，螺杆开始承压，混凝土楼板与钢梁之间的剪力依靠螺杆在混凝土内部承压传递，此时界面抗剪刚度取决于混凝土和螺栓的共同组合。

其中，滑动摩擦抗剪组合作用阶段和承压抗剪组合作用阶段的分界判断依据主要是根据循环荷载结束时来确定，而开始承压时的滑移量Δ _s 则按照循环荷载结束时的滑移量大小来确定。根据欧洲规范 ^[10] 第B.2.4条关于推出试验加载制度的规定，在正式加载之前，需对其在预估破坏荷载的5%~40%之间进行25次循环加载以消除空隙之间的不均匀分布，所以在判断分界标准时，可以直接用循环加载结束时的滑移量大小作为滑动摩擦抗剪组合作用阶段与承压抗剪组合作用阶段的分界标志；滑移荷载Q _s 主要是根据曲线刚度发生突变的拐点确定。

值得注意的是，在拐点之后，曲线仍有小部分刚度下降趋势，这是因为混凝土的抗拉强度较小，在循环加载过程中的反复受荷会使连接部位局部开裂，使其丧失刚度，连接处有松动表现为刚度轻微下降。随着荷载的增加，滑移量不断增加，直到螺栓移动到密实、还未碎裂的混凝土处，刚度上升，曲线斜率再次增加。

图8　可拆卸组合梁推出试验荷载-滑移曲线

Fig.8　Load-slip curves in deconstructable composite beam push-out test

表2分别给出了3个推出试验的初始滑移荷载Q _s 、峰值荷载Q _u 、螺栓开始承压时的滑移量Δ _s 以及峰值荷载下的滑移量Δ _u 。由表2可知，对比试件P1和P3，螺栓直径越大，施加预拉力越大，则初始滑移荷载Q _s 和峰值荷载Q _u 越大；对比试件P2和P3，混凝土强度越高，则峰值荷载Q _u 越大。需要注意的是，第2阶段为滑动摩擦抗剪组合作用阶段，控制参数为螺栓开始承压时滑移量Δ _s ，其大小受螺孔与螺杆之间缝隙大小的影响。由于推出试件是竖直放置的，加载前在重力作用下螺孔内空隙会被填满或近似填满，表现为初始滑移量Δ _s 会比较小，如表2所示。

2.3　可拆卸性分析

为了评估本推出试验试件的可拆卸性能，对加载破坏后的3个推出试件分别进行了拆卸。三者均可轻易拆卸，只需将螺母拧出即可完成钢梁和混凝土板的分离，说明钢梁翼缘的螺栓孔采用标准圆孔即可，如图9所示。试件P1的螺栓抗剪连接件没有被剪断，但是螺孔有轻微的承压变形，螺杆几乎没有发生太大的变形，依旧保持笔直；试件P2有6个螺栓被剪断，翼缘螺孔变形明显，螺栓剪断面光滑；试件P3螺栓无剪断，且钢梁翼缘无明显变形。

图9　可拆卸组合梁抗剪连接件可拆卸性能

Fig.9　Deconstruction performance of shear connectors in deconstructable composite beams

3　承载力计算方法

3.1　摩擦型抗剪承载力

采用初始滑移荷载Q _s 作为摩擦型抗剪承载力，并对推出试验构件进行受力分析，如图10所示为线弹性阶段还未滑移之前的受力分析。对于钢梁隔离体，钢梁受到来自千斤顶的外荷载R _s ，钢梁翼缘与混凝土板之间的摩擦力V _f,c 以及钢梁翼缘与每个螺栓预埋螺母、安装螺母之间的摩擦力V _f,s ，摩擦力V _f,c 和V _f,s 共同抵抗外力荷载R _s ，即

且可得

图10　可拆卸组合梁推出试验未滑移阶段构件受力分析

Fig.10　Component mechanism of non-slip stage in deconstructable composite beam push-out test

由于螺栓内部预拉力的产生主要通过拧紧安装螺母、由两个螺母夹紧一块翼缘板实现，摩擦力主要由螺母与翼缘板之间的摩擦产生；接触面的压紧力主要分散在螺栓及螺母范围内，且混凝土与螺母钢材相比刚度较小，由于变形协调，混凝土板与钢梁之间的压紧力及分布范围也小，从而导致其与翼缘板间摩擦力较小。为进一步验证上述定性分析结论，通过有限元分析方法提取静摩擦抗剪阶段各接触面摩擦力与反力之间的关系，如图11所示。其中反力已经等效分配给每个螺栓，发现混凝土与翼缘表面之间的摩擦力很小，可忽略不计，式（9）可简化为：

其中螺母与钢梁之间抗滑移系数μ，可以取为0.15~0.17，取值较小是由于在预制和安装过程中，螺母与钢梁之间容易渗入混凝土颗粒，导致抗滑移系数变小，而实际工程应用中，应注意保证摩擦面的清洁，并根据《钢结构设计标准》（GB 50017—2017） ^[7] 中的建议取值确定；螺栓扭矩系数k根据实测数据取为0.11 ^[11] ；实测扭矩T可使用数显扭矩扳手获取实际的扭矩值。

图11　静摩擦抗剪阶段有限元分析结果

Fig.11　Finite element analysis results of static friction shear stage

3.2　承压型抗剪承载力

3.2.1　各国规范计算公式汇总

该可拆卸抗剪连接件的承压型抗剪承载力与破坏模式相关，不同的破坏模式应使用不同的承载力计算公式；试验结果表明，其破坏模式主要可以分为混凝土劈裂/压溃破坏（记为破坏模式A）以及抗剪件剪断破坏（记为破坏模式B）；其中破坏模式A与穿孔的抗剪栓钉连接件破坏模式类似。表4总结了各国规范 ^{[7-8,10,13-14]} 对抗剪承载力在不同破坏模式下的计算公式，参数有抗剪件截面面积A _s 、混凝土弹性模量E _c 、混凝土抗压强度f _c 以及抗剪件抗拉强度f _u 。

本文所涉及相关规范中对破坏模式A的计算主要适用于抗剪件为焊接栓钉。根据欧洲规范 ^[7] 第6.6.3.1条规定，关于混凝土破坏的抗剪承载力与栓钉预埋长径比、抗剪件截面面积、混凝土抗压强度以及混凝土弹性模量相关；根据美国规范（ACI 318-19） ^[14] 第D.6.2.2条规定，关于混凝土破坏的抗剪承载力与栓钉预埋长径比和混凝土强度相关。根据美国规范（ANSI/AISC 360-16） ^[13] 第I8.2a条规定，关于混凝土破坏的抗剪承载力与抗剪件截面面积、混凝土抗压强度以及混凝土弹性模量相关。

相关规范中对抗剪件剪断对应的承载力计算分两种情况，一种是抗剪件（一般为栓钉）用于组合梁当中，另一种是抗剪件（一般为螺栓）用于紧固件当中，均由抗剪件截面面积A _s 和抗剪件的抗拉强度f _u 控制，但系数不同。例如根据《钢结构设计标准》（GB 50017—2017） ^[7] 第11.4条规定，关于紧固件剪断的抗剪承载力是用螺栓抗剪强度f _v 定义的，再根据《钢结构设计标准》（GB 50017—2017） ^[7] 条文说明第4.4.1条规定，f _v 可以换算成抗拉强度f _u ，此时系数值取为0.3；然而，根据《钢结构设计标准》（GB 50017—2017） ^[7] 第14.3条规定，关于组合梁栓钉剪断的抗剪承载力的系数为0.7。根据欧洲规范 ^[8] 的第3.5条规定，关于紧固件剪断的抗剪承载力与剪切面是否过螺纹的调整系数 ^[15] 相关。根据美国规范（ANSI/AISC 360-16） ^[13] 第I8.2a条规定，关于组合梁栓钉剪断的承载力与是否有压型钢板以及栓钉在压型钢板的位置关系有关。

各国规范计算公式（统一物理量符号）总结如表4所示。

3.2.2　承载力计算值与试验值对比

将本文试验结果与相关规范计算值进行对比，如表5所示。可以看出，对混凝土劈裂/压溃破坏模式（破坏模式A），欧洲规范 ^[10] 和美国规范（ACI 318-19） ^[14] 计算值相对比较保守，可推荐使用。对抗剪件剪断破坏模式（破坏模式B），欧洲规范 ^[8] （针对紧固件剪断）、美国规范（ACI 318-19） ^[14] （针对组合梁栓钉剪断）和中国规范 ^[7] （针对紧固件剪断）计算值均趋于保守，均可推荐使用。

需要注意的是，针对组合梁栓钉剪断的抗剪承载力，其计算公式（表4）中系数普遍比针对螺栓紧固件剪断的系数大，前者系数取0.60~0.75，后者系数取0.3~0.4。分析其原因，螺栓紧固件由于预拉力的存在，螺栓变形较小，为拉剪状态，易于脆断；而用于组合梁中的传统栓钉抗剪过程可以发生较大变形，属于柔性抗剪件，更接近弯剪组合状态，和螺栓的拉剪状态相比相对有利，所以表4中相应公式中的系数较大。此外，《欧标钢结构设计手册》 ^[16] 第22.6.2条说明，混凝土强度等级高于C35/45时，抗剪连接件为纯剪破坏。

综上可知，对可拆卸组合梁螺栓连接的抗剪承载力，直接套用现行规范是不合理的，但可以参考其公式的形式，在保持公式形式不变的前提下，对系数进行拟合。为了得到应用范围尽可能广泛的计算方法，本文收集了现有文献[4-6,9,17]中总共69组可拆卸组合梁螺栓连接件推出试验的结果，采用不同破坏模式的公式形式分别对其进行非线性拟合，提出如下计算公式：

式中：α为螺栓的预埋长径比，α=h _sc /d，h _sc 为螺栓预埋深度，d为螺栓直径。

将计算值与试验值进行比较，分别如表6~7和图12所示。破坏模式A和B的试验值与计算值之比各自均值分别为1.05和1.13，试验值与计算值之比各自的变异系数分别为0.26和0.52。可见本文所提出的计算公式偏于保守，可以满足一般的工程设计需求。提出承压型抗剪承载力计算公式如式（14）所示。限于论文涉及试验数据和构造类型有限，式（14）仍需通过进一步开展其他参数的试验研究加以验证。

图12　现有文献中可拆卸组合梁推出试验结果与计算值对比

Fig.12　Comparison between push-out test results of deconstructable composite beam and calculation values in existing literatures

4　界面力学本构模型

由本文2.2节分析可知，推出试验荷载-滑移曲线可分成3个阶段：第1阶段为静摩擦抗剪组合阶段，由滑移荷载Q _s 控制；第：2阶段为滑动摩擦抗剪组合阶段，由螺栓承压前滑移量Δ _s 控制，取决于孔隙大小；第3阶段为承压抗剪组合阶段，由峰值荷载Q _u 和其对应的滑移Δ _u 控制。此时受力性能与传统栓钉作为组合梁抗剪件时的受力性能类似，剪力-滑移行为可以参考OLLGAARD等 ^[21] 和BUTTRY等 ^[22] 提出的剪力-滑移本构公式，经过单位换算，英寸换算成毫米，剪力-滑移本构可表达为：

式中：Q _s =2μP _t ，μ为螺母与钢梁间抗滑移系数，P _t 为螺栓预拉力；Q _u 为抗剪承载力，按式（14）计算；Δ _s =（d _s -d _b ）/2，d _s 为螺孔直径，d _b 为螺杆直径。由于组合梁一般为水平放置，安装过程中若不考虑精度影响，其初始滑移Δ _s 大小为孔隙大小，不受推出试验垂直安装导致的孔内空隙变小的影响。峰值荷载下的滑移量Δ _u 的大小与高强度螺栓的直径相关 ^[9] ，结合文献[4-6,9]试验数据对Δ _u 进行拟合，拟合结果如式（17）所示：

图13　可拆卸组合梁剪力-滑移本构示意图

Fig.13　Constitutive diagram of shear force-slip of deconstructable composite beam

图14为Δ _u 的试验值与计算值之比。

图14　峰值滑移试验值与计算值比值

Fig.14　Ratio of peak slip test values to calculation values

采用式（16）分别对本文3组试验数据（P1、P2、P3）以及文献[9]中6组试验数据（T1-10-01、T1-10-02，T1-12-01、T1-12-02，T1-16-01、T1-16-02）进行拟合，将拟合得到的α值取平均，得到α=1.0，代回式（16），得

将式（18）的计算曲线与试验的剪力-滑移曲线进行对比，其中计算曲线使用实测的Δ _s 、Δ _u 、Q _s 、Q _u ，可以看出二者总体趋势一样，预测效果良好，如图15所示。

图15　可拆卸组合梁剪力-滑移曲线试验值与本构模型计算值对比

Fig.15　Comparison between shear-slip curve test values and constitutive model calculation values of deconstructable composite beams

可以看出，式（18）对可拆卸组合梁抗剪连接件的剪力-滑移曲线预测效果较好，本文也给出了模型中4个参数Δ _s 、Δ _u 、Q _s 、Q _u 的确定方法。考虑到试验数量及所涉及参数有限，本文所提本构模型仅适用于采用标准圆孔的可拆卸组合梁抗剪连接件。

5　结  论

本文对可拆卸组合梁抗剪连接件进行了推出试验，分析了不同螺栓直径（M20、M24）、材料强度（C50、C60）对可拆卸组合梁螺栓连接件抗剪性能的影响。可以得出以下主要结论：

（1）该类抗剪连接件的荷载-滑移曲线可分为3个不同阶段：第1阶段为静摩擦抗剪组合作用阶段，存在由螺栓的预拉力所产生的界面摩擦力，此时混凝土板与钢梁之间可以充分传递剪力，组合作用效果明显；第2阶段为滑动摩擦抗剪组合作用阶段，当外力克服了界面滑动摩擦力后，界面开始滑动，此时钢梁与混凝土板之间的剪力变化不大，抗剪刚度基本为零；第3阶段为承压抗剪组合作用阶段，当螺杆与螺孔内表面接触，螺杆开始承压，混凝土楼板与钢梁之间的剪力依靠螺杆在混凝土内部承压传递剪力，此时界面抗剪刚度取决于混凝土和螺栓的共同组合。

（2）该新型抗剪连接件在达到极限承载力后，较容易进行拆卸，钢梁和螺栓变形不大，可拆卸性能良好。

（3）本文提出的摩擦型抗剪承载力和承压型抗剪承载力计算公式可较好预测该类可拆卸抗剪连接件的承载力。

（4）本文提出的针对可拆卸螺栓连接组合梁的界面剪力-滑移本构模型及其参数标定方法，能较好地反映可拆卸组合梁螺栓抗剪连接件的受力行为，预测效果良好。

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