2類PBL推出試驗(yàn)破壞機(jī)理及承載力影響因素研究

施洲，秦搏聰

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2類PBL推出試驗(yàn)破壞機(jī)理及承載力影響因素研究

施洲，秦搏聰

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

為探明2類PBL推出試驗(yàn)的破壞機(jī)理及極限承載力的主要影響因素，基于Abaqus平臺運(yùn)用非線性有限元方法建立2類PBL推出試驗(yàn)的精細(xì)有限元模型。計(jì)算結(jié)果表明：PBL在埋入式試驗(yàn)中的極限承載力與滑移性能均優(yōu)于標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)，非線性有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合較好。2類推出試驗(yàn)的破壞機(jī)理及主要構(gòu)件的破壞形態(tài)差異較大，標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中試件的破壞源于混凝土開裂，而埋入式試驗(yàn)則是由于貫通鋼筋被剪斷。參數(shù)分析表明：在標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中，PBL極限承載力主要與混凝土強(qiáng)度和開孔板孔徑有關(guān)；在埋入式試驗(yàn)中，混凝土強(qiáng)度、開孔板孔徑和貫通鋼筋直徑對PBL極限承載力均有較大影響。

PBL剪力鍵；推出試驗(yàn)；Abaqus；破壞機(jī)理；參數(shù)分析

鋼?混組合結(jié)構(gòu)充分發(fā)揮了鋼與混凝土2種材料的優(yōu)點(diǎn)，在當(dāng)下橋梁工程朝著輕質(zhì)、高強(qiáng)、大跨目標(biāo)發(fā)展的背景下，鋼?混組合橋梁特別是鐵路鋼混組合橋梁發(fā)展十分迅速。剪力鍵是鋼?混組合橋梁共同工作的基礎(chǔ)和關(guān)鍵構(gòu)造之一，其中PBL剪力鍵(簡稱PBL)是目前組合橋梁中運(yùn)用極為廣泛的剪力鍵，PBL的試驗(yàn)方法、極限承載力等特性對組合結(jié)構(gòu)而言至關(guān)重要，國內(nèi)外學(xué)者曾對其開展過廣泛的研究。Kim等[1]通過計(jì)算研究提出PBL剪力鍵群極限承載能力折減系數(shù)的概念，給出了折減系數(shù)為0.8的計(jì)算公式。Valente等[2]進(jìn)行了8組PBL推出試驗(yàn)，對貫穿鋼筋、混凝土的承壓效應(yīng)進(jìn)行了研究。Kim等[3]對10個(gè)翼緣板為波形鋼的PBL進(jìn)行了推出試驗(yàn)，研究表明波形鋼的形狀影響PBL的承載力，貫通鋼筋可增大PBL的承載力和滑移量峰值。Vianna等[4]通過11組PBL推出試驗(yàn)得出，隨著開孔數(shù)目增加，PBL的剛度增加較小，而極限承載力呈線性增加。曹學(xué)亮等[5]利用Abaqus建立PBL有限元模型，將計(jì)算與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，驗(yàn)證了推出試驗(yàn)數(shù)值模擬方法的可行性。張清華等[6]研究了PBL剪力鍵群的傳力機(jī)理及極限承載力，探討了PBL剪力鍵群的設(shè)計(jì)理念和方法。胡建華等[7]利用15組PBL試驗(yàn)進(jìn)行極限承載力試驗(yàn)，研究了PBL極限承載力的各種影響因素，開孔板孔徑、貫通鋼筋和混凝土是影響其極限承載力的主要因素。肖林等[8]設(shè)計(jì)并制作了2類試驗(yàn)構(gòu)造的推出試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明PBL在鋼?混結(jié)合段中的抗剪性能優(yōu)于鋼?混疊合梁。石宵爽等[9]利用4個(gè)PBL推出試驗(yàn)，分析了腹板厚度和開孔大小對PBL承載力和破壞機(jī)理的影響。汪維安等[10]通過PBL剪力鍵群推出試驗(yàn)，提出了PBL剪力鍵群承載力的計(jì)算方法和正常使用極限荷載的指標(biāo)?？梢?，PBL的理論與試驗(yàn)研究主要是通過推出試驗(yàn)進(jìn)行，其原因有二，一是相較于梁式試驗(yàn)，推出試驗(yàn)試件制作方便，成本低廉；二是由推出試驗(yàn)得到的PBL抗剪承載力低于梁式試驗(yàn)，按照推出試驗(yàn)得到的結(jié)果進(jìn)行設(shè)計(jì)偏于安全。目前，主要有2種構(gòu)造形式的推出試驗(yàn)，一類為標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)，標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)對于疊合梁具有較好的效果，Eurocode 4給出了剪力鍵標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)的試驗(yàn)方法；另一類由于外圍混凝土塊較厚且剪力鍵埋入較深，因此被稱為埋入式試驗(yàn)[12]，首先用于南京三橋鋼?混結(jié)合段試驗(yàn)[11]效果良好，而后被逐漸應(yīng)用于混合梁、混合橋塔等新型結(jié)構(gòu)中，在此種推出試驗(yàn)與標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中，PBL的受力狀態(tài)存在明顯差異[11]；標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)適用于疊合梁中的剪力鍵；而在埋入式試驗(yàn)中PBL深埋于外圍混凝土中，使其受到了較強(qiáng)的界面約束，它的破壞形態(tài)與疊合梁剪力鍵具有較大不同[13]。為深入研究2類PBL推出試驗(yàn)的破壞機(jī)理和極限承載力影響因素，基于Abaqus平臺建立2類PBL推出試驗(yàn)的三維精細(xì)有限元仿真模型，對其進(jìn)行對比分析。

1 有限元分析

1.1 非線性有限元方法

實(shí)體推出試驗(yàn)存在著幾何、材料與接觸狀態(tài)3類非線性問題，應(yīng)采用非線性有限元法對其進(jìn)行分析。非線性有限元法是用計(jì)算機(jī)求解非線性問題的數(shù)值計(jì)算方法，較之于實(shí)體推出試驗(yàn)其成本低廉，不受場地、材料離散型及其他意外因素的影響，在設(shè)置了合理的模型參數(shù)(包括材料本構(gòu)、網(wǎng)格、接觸、加載)的條件下，非線性有限元法能夠較為準(zhǔn)確地模擬推出試驗(yàn)的加載全過程，真實(shí)地反映結(jié)構(gòu)的加載歷程和受力狀態(tài)。

1.2 有限元模型建立

2類PBL推出試驗(yàn)的主要構(gòu)件包括混凝土部分(混凝土塊、混凝土榫)與鋼結(jié)構(gòu)部分(開孔板、貫通鋼筋、鋼梁、箍筋)。有限元模型分為P1與P2 2類，其幾何尺寸及材料特性參照文獻(xiàn)[8]中的ST16及PT16試件，分別對應(yīng)典型的PBL標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)與埋入式試驗(yàn)(以下分別簡稱為標(biāo)準(zhǔn)試件與埋入式試件)，2類推出試驗(yàn)的構(gòu)造如圖1所示，詳細(xì)的模型及試件尺寸見表1。

混凝土的本構(gòu)模型采用混凝土塑性損傷模型，在混凝土塑性損傷模型中可通過計(jì)算損傷因子折減剛度矩陣，以此模擬混凝土單元的剛度下降或失效；混凝土的受拉與受壓應(yīng)力?應(yīng)變曲線圖如圖2所示。

混凝土彈性數(shù)據(jù)中，彈性模量取34.5 GPa，泊松比取0.2；塑性數(shù)據(jù)中，膨脹角取30°，偏心率取0.1，b0/c0取1.16，取0.666 7，黏性參數(shù)取0.005[14][15]；鋼構(gòu)件的強(qiáng)度準(zhǔn)則采用Von Mises屈服準(zhǔn)則；貫通鋼筋采用HRB335，鋼板采用Q345；鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用三折線本構(gòu)模型，應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系為：

式中：為鋼材的等效應(yīng)力；為鋼材的等效應(yīng)變；y為鋼材的屈服強(qiáng)度；u為鋼材的極限強(qiáng)度；s為鋼材的彈性模量。

箍筋采用三維桁架單元T3D2，其他構(gòu)件均采用線性減縮積分實(shí)體單元C3D8R。在開孔板與混凝土、鋼梁交界區(qū)域采用單元尺寸為0.5 cm的加密網(wǎng)格，其他區(qū)域采用單元尺寸為3 cm的稀疏網(wǎng)格。

(a) PBL標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)；(b) PBL埋入式試驗(yàn)

表1 試件分類及構(gòu)造尺寸

(a) 混凝土受拉應(yīng)力?應(yīng)變曲線圖；(b) 混凝土受壓應(yīng)力?應(yīng)變曲線圖

開孔板與鋼梁、混凝土榫與混凝土塊、貫通鋼筋與混凝土榫之間均采用綁定約束模擬兩者的連接?；炷灵九c開孔板、鋼與混凝土板之間的接觸效應(yīng)采用2部分模擬：法線方向均采用硬接觸，切線方向分別采用摩擦因數(shù)為0.904和0.1的罰函 數(shù)[16]；箍筋與混凝土采用嵌入約束。采用增量迭代法進(jìn)行位移加載并設(shè)置幾何非線性功能對非線性方程組的求解。考慮到接觸非線性可能導(dǎo)致的收斂困難，建立一個(gè)初始荷載步，對加載面施加足夠小的位移以使各個(gè)接觸對建立起穩(wěn)定接觸關(guān)系，在隨后的荷載步中進(jìn)行正常的位移加載。P1模型取半結(jié)構(gòu)建模并在對稱面上施加對稱邊界條件；P2模型取整個(gè)結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模。詳細(xì)的網(wǎng)格劃分、構(gòu)件相互作用及邊界條件情況見圖3。

(a) P1模型；(b) P2模型

2 PBL推出試驗(yàn)破壞機(jī)理分析

2.1 荷載?滑移曲線

剪力鍵的荷載?滑移曲線在宏觀上表征了剪力鍵在加載全過程的剛度特性[16]。2類試件中，單孔PBL荷載?滑移曲線的試驗(yàn)值及有限元計(jì)算值如圖4所示。

圖4 PBL荷載-滑移全過程曲線

由圖4可見，相同參數(shù)的PBL在不同構(gòu)造的推出試驗(yàn)中，其荷載?滑移曲線差別較大。在標(biāo)準(zhǔn)試件中，PBL的荷載?滑移曲線由上升段和下降段構(gòu)成，在試件達(dá)到極限承載力之后，出現(xiàn)下降段；在埋入式試件中，PBL的荷載?滑移曲線則無下降段，但在屈服之后承載力仍有較大幅度的提高。此外，在埋入式試件中，PBL的極限承載力與滑移量均大于標(biāo)準(zhǔn)試件。2類試件的荷載?滑移曲線均有屈服平臺，但埋入式試件的屈服平臺及滑移量均大于標(biāo)準(zhǔn)試件，表明PBL在埋入式試驗(yàn)中的延性要優(yōu)于標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)。此外，由圖4對比分析可知，有限元與試驗(yàn)方法得到的荷載?滑移曲線較為吻合，且具有相似的特征。

2.2 PBL抗剪性能指標(biāo)對比分析

PBL的荷載?滑移曲線表征其宏觀上的抗剪性能，其抗剪性能可以通過相應(yīng)的抗剪性能指標(biāo)進(jìn)行評定，表2列出了Eurocode 4對剪力鍵抗剪性能指標(biāo)的評定指標(biāo)，表3列出了PBL的抗剪性能指標(biāo)的計(jì)算值與試驗(yàn)值，綜合對比分析可知：非線性有限元方法得到的PBL抗剪性能指標(biāo)值與試驗(yàn)結(jié)果符合得較好，有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值相差不大且最大差值在5%左右；由前節(jié)分析可知，非線性有限元方法與試驗(yàn)方法得到的荷載-滑移曲線較為吻合且具有相似的特征，表明非線性有限元方法可以較好地模擬PBL推出試驗(yàn)。有限元計(jì)算值略小于試驗(yàn)值，造成這種情況的主要原因在于：有限元模型中除箍筋外均采用了線性減縮積分單元C3D8R，該單元能夠較好地適應(yīng)大變形及非線性接觸等問題的計(jì)算分析，然而該單元在扭曲較大時(shí)會產(chǎn)生“沙漏問題”，導(dǎo)致其剛度略小于實(shí)際值，進(jìn)而使得有限元計(jì)算值偏低。

表2 Eurocode 4對剪力鍵力學(xué)性能指標(biāo)的評定指標(biāo)

表3 PBL抗剪性能指標(biāo)

2.3 2類推出試驗(yàn)的破壞過程與形態(tài)

通過實(shí)體推出試驗(yàn)?zāi)艿玫絇BL的荷載?滑移曲線、抗剪性能指標(biāo)等宏觀特征，而貫通鋼筋、混凝土榫等構(gòu)件的逐步受力過程、應(yīng)力變化規(guī)律等微觀力學(xué)特征僅能通過有限元模擬來進(jìn)行研究。通過分析2類試件中主要構(gòu)件的應(yīng)力及變形結(jié)果，對2類PBL推出試驗(yàn)的破壞過程與形態(tài)進(jìn)行研究。

2.3.1 混凝土部分

在加載末期，標(biāo)準(zhǔn)試件與埋入式試件中混凝土塊的應(yīng)力云圖見圖5，由圖5可知，在標(biāo)準(zhǔn)試件中，混凝土塊在靠近開孔板附近區(qū)域，混凝土的拉應(yīng)力較大，已超過其抗拉強(qiáng)度2.64 MPa，出現(xiàn)開裂現(xiàn)象；在埋入式試件中，混凝土塊僅在開孔板孔口附近區(qū)域拉應(yīng)力水平較大，其他區(qū)域拉應(yīng)力水平較低，且均未超過混凝土的抗拉強(qiáng)度2.64 MPa。由于混凝土榫在與開孔板接觸的局部區(qū)域的受力情況較為復(fù)雜，分別提取混凝土榫上、下、左、右側(cè)單元的主應(yīng)力加載歷程結(jié)果分析其受力狀態(tài)；圖6為混凝土榫四周區(qū)域典型單元的主應(yīng)力圖，圖中加載總歷程為單位1。由圖6可知，在2類試件中，混凝土榫上側(cè)單元的拉應(yīng)力變化較為一致，在加載初期均處于三向受壓狀態(tài)?；炷灵鞠聜?cè)單元在埋入式試件中始終處于三向受壓狀態(tài)，原因是此區(qū)域混凝土受到孔洞和貫通鋼筋擠壓而側(cè)向約束較弱所致。混凝土榫的左、右側(cè)單元在2類試件中的破壞均始于混凝土開裂，在標(biāo)準(zhǔn)試件中，由于偏心加載力的作用，混凝土榫左側(cè)應(yīng)力水平明顯高于右側(cè)，而在受純剪作用的埋入式試件中，混凝土榫左右側(cè)應(yīng)力水平幾乎相同。

試驗(yàn)結(jié)果中，ST16試件在加載時(shí)首先在開孔板外側(cè)的混凝土出現(xiàn)裂紋，裂縫逐漸擴(kuò)展形成包圍剪力鍵的裂縫，最終導(dǎo)致PBL失去約束，試件由于混凝土塊失效而破壞；PT16試件的混凝土板除與PBL接觸的部分區(qū)域，大部分仍處于完好狀態(tài)。

單位：Pa

2.3.2 鋼梁與貫通鋼筋

標(biāo)準(zhǔn)試件在加載末期，開孔板的變形圖及貫通鋼筋的荷載?應(yīng)變曲線分別見圖7(a)和圖8(a)；由圖可知，在標(biāo)準(zhǔn)試件中，開孔板在破壞時(shí)較為完好，由于加載端偏心效應(yīng)，開孔板外側(cè)變形明顯大于內(nèi)側(cè)。貫通鋼筋在加載初期處于彈性階段，隨著荷載增大，貫通鋼筋的應(yīng)變值迅速增加，但直至試件破壞貫通鋼筋仍未達(dá)到其極限應(yīng)變。埋入式試件在加載末期，開孔板變形圖如圖7(b)所示，從圖可知，開孔板孔口上側(cè)變形較大，左右兩側(cè)變形量較小且對稱；在試件破壞時(shí)，貫通鋼筋達(dá)到其極限應(yīng)變。

單位：MPa

單位：m

(a) P1模型貫通鋼筋荷載?應(yīng)變曲線；(b) P2模型貫通鋼筋荷載?應(yīng)變曲線

試驗(yàn)結(jié)果中，ST16試件破壞時(shí)開孔板與貫通鋼筋變形較??；而PT16試件在加載末期貫通鋼筋被剪斷，開孔鋼板發(fā)生向加載端一側(cè)的凹陷變形。綜合對比計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果可知，兩者的破壞特征符合得較好。由此可見，PBL標(biāo)準(zhǔn)試件的破壞始于混凝土開裂，最終由于開孔板附近的混凝土產(chǎn)生較大裂縫而導(dǎo)致試件破壞，破壞時(shí)貫通鋼筋的變形量較??；PBL埋入式試件的破壞是由于貫通鋼筋被剪斷，此時(shí)開孔板向加載端方向產(chǎn)生較大凹陷，破壞時(shí)混凝土除與孔口接觸的局部區(qū)域開裂外，大部分的混凝土仍然完好。

2.4 2類推出試驗(yàn)的破壞機(jī)理

通過以上對比分析可見：標(biāo)準(zhǔn)試件是由于混凝土裂縫較大而不能對PBL形成有效約束而破壞；埋入式試件則是由于貫通鋼筋在剪?拉聯(lián)合作用下發(fā)生較大的塑性變形，最終達(dá)到其極限抗拉強(qiáng)度而引起的破壞，2類推出試驗(yàn)的破壞機(jī)理迥異。

破壞機(jī)理的不同則導(dǎo)致了2種試驗(yàn)構(gòu)造下PBL抗剪性能的差異，標(biāo)準(zhǔn)試件的破壞源于混凝土塊開裂，而貫通鋼筋在試件破壞前并未破壞，因此在標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中，PBL抗剪性能的上限取決于混凝土；在埋入式試件中，加載力垂直作用與開孔板，PBL接近與純剪的受力狀態(tài)；此外，混凝土塊較厚且剪力鍵埋入較深，混凝土局部高應(yīng)力狀態(tài)可以通過應(yīng)力重分布得到相當(dāng)程度的釋放；貫通鋼筋隨著荷載的不斷增大最終由于剪?拉聯(lián)合作用而破壞。由于貫通鋼筋的極限強(qiáng)度和變形性能都遠(yuǎn)優(yōu)于混凝土，因此PBL在埋入式試驗(yàn)中的極限承載力高于標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)。

3 PBL極限承載力主要影響因素

由以上對比分析可知，由不同構(gòu)造推出試驗(yàn)得到的PBL極限承載力差異較大；此外，由于PBL的主要受力構(gòu)件為混凝土榫及貫通鋼筋，且混凝土強(qiáng)度、開孔板孔徑、貫通鋼筋直徑對PBL極限承載力有重要影響[5, 7]，為此，進(jìn)一步研究在2類推出試驗(yàn)中，以上3種因素對PBL極限承載力的影響，開展PBL極限承載力的單因素變量參數(shù)分析。

3.1 混凝土強(qiáng)度

分別采用C30，C40和C50等級混凝土對2類試件進(jìn)行計(jì)算，其荷載?滑移曲線如圖9所示，從圖中可以看出，混凝土強(qiáng)度對PBL的荷載?滑移曲線有較大影響，主要表現(xiàn)為：在標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中，采用C30，C40和C50等級的混凝土?xí)r，PBL的極限承載力分別為167.3，194.6和214.8 kN，相較于C30混凝土，采用C40和C50混凝土的PBL試件極限承載力分別增加了16.3%和28.4%；

在埋入式試驗(yàn)中采用C30，C40和C50等級的混凝土?xí)r，PBL的極限承載力分別為308.9，342.5和375.4 kN，相較于C30混凝土，采用C40和C50混凝土的PBL試件極限承載力分別增加10.9%和21.5%。相較于埋入式試驗(yàn)，在標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中，PBL的極限承載力受混凝土強(qiáng)度的影響更大。

3.2 開孔板孔徑

分別采用開孔板孔徑為c=40，50和60 mm的2類試件進(jìn)行計(jì)算，其荷載?滑移曲線如圖10所示，從圖中可以看出，在標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中，采用c=40，50和60 mm的開孔板孔徑時(shí)，PBL的極限承載力分別為162.0，187.0和214.8 kN，相較于c=40 mm的試件，采用c=50 mm和60 mm的PBL極限承載力分別增加了15.4%和32.6%；

而在埋入式試驗(yàn)中采用c=40，50和60 mm的開孔板孔徑時(shí)，PBL的極限承載力分別為287.6，331.7和375.4 kN，相較于c=40 mm的試件，采用c=50 mm和60 mm的PBL極限承載力分別增加15.3%和30.4%。在2類推出試驗(yàn)中，開孔板孔徑對PBL極限承載力均有較大影響且影響程度相當(dāng)。

(a) 標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)；(b) 埋入式試驗(yàn)

(a) 標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)；(b) 埋入式試驗(yàn)

3.3 貫通鋼筋直徑

分別采用貫通鋼筋直徑為s=16，20和24 mm的2類試件進(jìn)行計(jì)算，其荷載?滑移曲線如圖11所示，從圖中可以看出，在標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中，隨著貫通鋼筋直徑的增大，PBL極限承載力增幅很??；在埋入式試驗(yàn)中采用s=16，20和24mm的貫通鋼筋直徑時(shí)，PBL的極限承載力分別為375.4，430.8和530.2 kN，相較于s=16 mm的試件，采用s=20 mm和24 mm的PBL極限承載力分別增加14.7%和41.2%；相較于標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)，在埋入式試驗(yàn)中，貫通鋼筋直徑是PBL極限承載力的重要影響因素。此種現(xiàn)象與2類試件的破壞機(jī)理密切相關(guān)：標(biāo)準(zhǔn)試件的破壞始于混凝土開裂，PBL的極限承載力很大程度上由混凝土強(qiáng)度及混凝土榫直徑控制；埋入式試件的破壞由貫通鋼筋控制，因此在埋入式試驗(yàn)中PBL的極限承載力受貫通鋼筋的影響較大。

(a) 標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)；(b) 埋入式試驗(yàn)

4 結(jié)論

1) 提供一種有效的方法模擬PBL剪力鍵的推出試驗(yàn)，非線性有限元方法得到的PBL荷載?滑移曲線、抗剪性能指標(biāo)、構(gòu)件的破壞形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

2) 在標(biāo)準(zhǔn)與埋入式2種推出試驗(yàn)中，相同參數(shù)的PBL剪力鍵的抗剪性能差異較大，主要表現(xiàn)為承載力與滑移性能的不同。相較于標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)，在埋入式試驗(yàn)中，PBL剪力鍵的極限承載力約為前者的1.8倍左右，滑移量為前者的2倍左右。

3) PBL標(biāo)準(zhǔn)試件與埋入式試件的破壞機(jī)理迥異，前者的破壞是由于開孔板附近的混凝土裂縫過大、混凝土不能有效約束剪力鍵所致；后者的破壞源于貫通鋼筋在剪?拉聯(lián)合作用下被剪斷。

4) 在埋入式試驗(yàn)中，混凝土強(qiáng)度、開孔板孔徑與貫通鋼筋直徑對PBL的極限承載力均有較大影響；而在標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)中，貫通鋼筋直徑對PBL極限承載力的影響較小，混凝土強(qiáng)度、開孔板孔徑的影響則較大。

[1] Kim S H, Lee C G, Ahn J H, et al. Experimental study on joint of spliced steel–PSC hybrid girder, Part I: Proposed parallel-perfobond-rib-type joint[J]. Engineering Structures, 2011, 33(8): 2382?2397.

[2] Valente I, Cruz P J S. Experimental analysis of perfobond shear connection between steel and lightweight concrete[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2004, 60(3?5): 465?479.

[3] Kim H Y, Jeong Y J. Experimental investigation on behaviour of steel–concrete composite bridge decks with perfobond ribs[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2006, 62(5): 463?471.

[4] Vianna J D C, Costa-Neves L F S, Vellasco P C G D, et al. Experimental assessment of perfobond and T- perfobond shear connectors’ structural response[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2009, 65(2): 408?421.

[5] 曹學(xué)亮, 李法雄, 雷俊卿, 等. 基于ABAQUS的開孔板連接件抗剪承載力分析[J]. 公路交通科技, 2013, 30(11): 89?95. CAO Xueliang, LI Faxiong, LEI Junqing, et al. Analysis of shear-capacity of perfobond shear connectors based on ABAQUS software[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2013, 30(11): 89?95.

[6] 張清華, 李喬, 卜一之. PBL剪力連接件群傳力機(jī)理研究Ⅱ:極限承載力[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2011, 44(5): 101?108. ZHANG Qinghua, LI Qiao, BU Yizhi. Load transmission mechanism of PBL shear connector groups Ⅱ: load capacity[J]. China Civil Engineering Journal, 2011, 44(5): 101?108.

[7] 胡建華, 葉梅新, 黃瓊. PBL剪力連接件承載力試驗(yàn)[J].中國公路學(xué)報(bào), 2006, 19(6): 65?72. HU Jianhua, YE Meixin, HUANG Qiong. Experiment on bearing capacity of PBL shear connectors[J]. China Journal of Highway and Transport, 2006, 19(6): 65?72.

[8] 肖林, 衛(wèi)星, 強(qiáng)士中. 兩類PBL剪力鍵推出試驗(yàn)的對比研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2013, 46(11): 70?80. XIAO Lin, WEI Xing, QIANG Shizhong. Comparative study on two kinds of push-out tests of PBL shear connectors[J]. China Civil Engineering Journal, 2013, 46(11): 70?80.

[9] 石宵爽, 王清遠(yuǎn), 歐陽雯欣, 等. PBL剪力連接件粘結(jié)滑移性能的靜載推出試驗(yàn)研究[J]. 工程力學(xué), 2012, 29(1): 168?175. SHI Xiaoshuang, WANG Qingyuan, OUYANG Wenxin, et al. Push-out experimental study on bond-slip behaviors of PBL shear connector under static loading[J]. Engineering Mechanics, 2012, 29(1): 168?175.

[10] 汪維安, 李喬, 趙燦暉, 等. 混合結(jié)構(gòu)PBL剪力鍵群承載力試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2014, 47(6): 109?117. WANG Weian, LI Qiao, ZHAO Canhui, et al. Experimental study on bearing capacity of PBL shear connector group in hybrid structures[J]. China Civil Engineering Journal, 2014, 47(6): 109?117.

[11] 張勇. 南京長江第三大橋橋塔鋼混結(jié)合段結(jié)構(gòu)特性研究[D]. 成都: 西南交通大學(xué), 2005. ZHANG Yong. Research on the structural characteristics of steel-concrete composite segment in the tower of Nanjing Yangtse 3RD bridge[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2005.

[12] 王振海. 埋入式PBL剪力連接件力學(xué)特性及承載機(jī)理研究[D]. 成都: 西南交通大學(xué), 2012. WANG Zhenhai. Study on mechanical property and load-bearing mechanism of embeded perforbond rib shear connectors[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2012.

[13] 張清華, 李喬, 唐亮. 橋塔鋼?混凝土結(jié)合段剪力鍵破壞機(jī)理及極限承載力[J]. 中國公路學(xué)報(bào), 2007, 20(1): 85? 90. ZHANG Qinghua, LI Qiao, TANG Liang. Fracture mechanism and ultimate carrying capacity of shear connectors applied for steel-concrete joint segment of bridge pylon[J]. China Journal of Highway and Transport, 2007, 20(1): 85?90.

[14] 龐芝炯, 周志祥. 基于塑性損傷模型的PBL推出試件數(shù)值分析方法[J]. 中外公路, 2014, 34(5): 110?114. PANG Zhijiong, ZHOU Zhixiang. Numerical analysis method for PBL push out specimen based on plastic damage model[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2014, 34(5): 110?114.

[15] 劉巍, 徐明, 陳忠范. ABAQUS 混凝土損傷塑性模型參數(shù)標(biāo)定及驗(yàn)證[J]. 工業(yè)建筑, 2014, 8(增1): 227. LIU Wei, XU Ming, CHEN Zhongfan. Parameter calibration and verification of ABAQUS damage plasticity model for concrete[J]. Industrial Construction, 2014, 8(Suppl 1): 227.

[16] 蘇慶田, 杜霄, 李晨翔, 等. 鋼與混凝土界面的基本物理參數(shù)測試[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2016, 44(4): 499?506. SU Qingtian, DU Xiao, LI Chenxiang, et al. Tests of basic physical parameters of steel-concrete interface[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2016, 44(4): 499?506.

[17] 王振海, 趙燦暉, 李喬. PBL剪力鍵荷載-滑移關(guān)系試驗(yàn)研究[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 46(4): 547?552. WANG Zhenhai, ZHAO Canhui, LI Qiao. Experimental investigation on load-slip relationship of perfobond rib shear connectors[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2011, 46(4): 547?552.

Study on the failure mechanism and bearing capacity influence factors of two kinds of push-out tests of PBL

SHI Zhou, QIN Bocong

(School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

In order to explore the failure mechanism and the main influencing factors of the ultimate bearing capacity of the two types of push-out test of PBL, the fine finite element model of the two kinds of PBL push-out tests was established by using the nonlinear finite element method based on the Abaqus platform. The calculation results show that the ultimate bearing capacity and slip performance of PBL in the embedded push-out test is better than that of the standard push-out test, and the nonlinear finite element calculation results are in good agreement with the test results. In two types of push-out test of PBL, the failure mechanism and the failure form of the main components are different. The failure of the specimen in the standard push-out test is due to the cracking of the concrete, while that in the embedded test is due to the failure of the perforated rebar. The parameter analysis shows that the ultimate bearing capacity of PBL is mainly related to the strength of concrete and the aperture of perforated plate in the standard push-out test. In the embedded test, the strength of concrete, the aperture of the perforated plate and the diameter of the perforated rebar have great influence on the ultimate bearing capacity of the PBL.

PBL shear connector; push-out test; Abaqus; failure mechanism; parameter analysis

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.04.015

TU398

A

1672 ? 7029(2019)04 ? 0943 ? 10

2018?05?09

中國鐵路總公司科技開發(fā)計(jì)劃重大項(xiàng)目(2017G006-A)

施洲(1979?)，男，江蘇濱海人，副教授，博士，從事橋梁結(jié)構(gòu)試驗(yàn)及性能評定研究；E?mail：zshi1979@swjtu.cn

(編輯 涂鵬)