郭江然,史慶軒,2,馬 格,李騰飛,楊楓竹

(1. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,陜西 西安 710055; 2. 西安建筑科技大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西 西安 710055; 3. 中國(guó)啟源工程設(shè)計(jì)研究院有限公司,陜西 西安 710016)

0 引言

20世紀(jì)80年代末,LEONHARDT等[1]提出了一種在組合結(jié)構(gòu)中應(yīng)用的剪力鍵。將開(kāi)孔鋼板焊在工字鋼上翼緣,鋼筋從開(kāi)孔中穿過(guò),在型鋼上澆筑混凝土樓板,然后利用孔中混凝土榫和孔中鋼筋傳遞混凝土板和型鋼之間的縱向剪力,同時(shí)抵抗兩者之間的豎向掀起作用,這種連接件被命名為Perfobond Leiste (PBL)連接件。由于PBL連接件具有施工方便、抗剪性能好、疲勞性能優(yōu)越等特點(diǎn)[2-5],因此被廣泛應(yīng)用于組合結(jié)構(gòu)和混合結(jié)構(gòu)中。已有研究中PBL連接件主要分為2種形式:插入型PBL連接件[6-8]和疊合型PBL連接件[9-12],其中插入型主要應(yīng)用于混合結(jié)構(gòu)和橋梁施工中,疊合型在民用建筑等組合結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用較為廣泛。對(duì)比2種類型PBL連接件力學(xué)性能[13-14],可以看出當(dāng)開(kāi)孔鋼板具有足夠的厚度時(shí),PBL連接件的破壞形式為貫穿鋼筋的彎剪破壞,試件具有良好的延性,性能優(yōu)于較薄的開(kāi)孔鋼板連接件,同時(shí)混凝土榫受到的約束大小對(duì)連接件的荷載-滑移曲線特征和承載力均有顯著影響,其中混凝土榫受到的約束較小的疊合型PBL連接件承載力比較低,且荷載達(dá)到峰值后,連接件承載力迅速降低,荷載-滑移曲線下降明顯。因此混凝土榫受到的約束狀態(tài)對(duì)疊合型PBL連接件受力機(jī)理的影響值得深入研究。

準(zhǔn)確計(jì)算抗剪承載力、分析荷載-滑移曲線特征是設(shè)計(jì)PBL連接件的關(guān)鍵。OGUEJIOFOR等[15]對(duì)考慮端部混凝土承壓作用的疊合型PBL連接件進(jìn)行了推出試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析,得出了連接件抗剪承載力為混凝土榫、貫穿鋼筋和端部混凝土三部分抗剪作用疊加的結(jié)論。MEDBERRY等[16]通過(guò)對(duì)疊合型PBL連接件的推出試驗(yàn)提出了考慮鋼板和混凝土之間粘結(jié)滑移的連接件承載力計(jì)算公式。胡建華等[17]完成了44個(gè)疊合型PBL連接件的推出試驗(yàn),得到了PBL連接件的抗剪承載力除受混凝土榫和貫穿鋼筋影響外,還與混凝土板中橫向鋼筋的配筋率有關(guān)的結(jié)論。AHN等[18]重點(diǎn)研究了混凝土強(qiáng)度和開(kāi)孔鋼板布置方式2個(gè)參數(shù)。發(fā)現(xiàn)PBL連接件的破壞與端部承壓及混凝土榫破壞有關(guān)。雙排連接件的單孔抗剪承載力比標(biāo)準(zhǔn)單孔連接件低20%。楊勇等[19]開(kāi)展了8個(gè)疊合型PBL連接件的推出試驗(yàn),提出了考慮端部混凝土承壓作用的PBL連接件的抗剪承載力計(jì)算公式。

可以看出,大量學(xué)者對(duì)PBL連接件的受剪性能分析集中在材料特性和構(gòu)造尺寸等因素,尚未深入研究混凝土榫受到的約束大小對(duì)連接件受力機(jī)理的影響。ZOU等[20-21]完成了13組插入型PBL連接件的推出試驗(yàn),通過(guò)改變普通鋼筋實(shí)現(xiàn)約束強(qiáng)弱的改變。并在計(jì)算抗剪承載力時(shí)考慮不同因素與承載力和滑移之間的非線性關(guān)系。朱偉慶等[22-23]基于已有學(xué)者的關(guān)于單孔PBL連接件的試驗(yàn)研究,重點(diǎn)研究了混凝土包裹、試件底面摩擦和貫穿鋼筋對(duì)混凝土榫的側(cè)向約束,得到了開(kāi)孔鋼板厚度大于9mm的PBL連接件一般發(fā)生雙面剪切破壞的結(jié)論,提出了物理意義明確的抗剪承載力計(jì)算公式,并根據(jù)單孔PBL連接件在進(jìn)入塑性狀態(tài)后所受側(cè)向約束力的不同,荷載-滑移曲線被劃分為三類。然而量化分析疊合型PBL連接件中橫向鋼筋約束狀態(tài)對(duì)抗剪承載力影響的研究還較少,且已有研究多針對(duì)單孔PBL連接件,對(duì)于多孔疊合型PBL連接件承載力的研究還比較欠缺,從而導(dǎo)致了PBL連接件在組合結(jié)構(gòu)中的推廣應(yīng)用受限。

為進(jìn)一步研究約束狀態(tài)對(duì)疊合型PBL連接件受力性能的影響,提出考慮橫向鋼筋約束的多孔PBL連接件抗剪承載力計(jì)算公式。本文首先對(duì)7組PBL連接件進(jìn)行推出試驗(yàn),觀察連接件試件的破壞模式,獲得連接件的抗剪承載力和荷載-滑移規(guī)律。試驗(yàn)參數(shù)主要為開(kāi)孔直徑和數(shù)量、孔中是否配置貫穿鋼筋和貫穿鋼筋直徑以及橫向鋼筋約束狀態(tài)。然后在本文試驗(yàn)結(jié)果和已有疊合型PBL連接件的研究結(jié)果的基礎(chǔ)上,量化分析主要參數(shù)與連接件抗剪承載力的關(guān)系,建立抗剪承載力計(jì)算模型,引入孔洞影響系數(shù),提出多孔PBL連接件抗剪承載力計(jì)算公式,驗(yàn)證公式的準(zhǔn)確性和適用性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本文參照Eurocode 4[24]中推出的試件設(shè)計(jì)了7組PBL連接件進(jìn)行試驗(yàn)。試件的構(gòu)造形式如圖1所示。試件采用的混凝土等級(jí)為C60,鋼材等級(jí)為Q345。為保證PBL連接件的延性[14],在截面尺寸為HW250 mm×250 mm×9 mm×14 mm的H型鋼翼緣兩側(cè)焊接厚度為16 mm的開(kāi)孔鋼板?？字胸灤╀摻畈捎肏RB400級(jí)鋼筋,不同試件采用貫穿鋼筋的直徑有16 mm和20 mm這2種,屈服強(qiáng)度分別為443.68 MPa和443.19 MPa。板中橫向鋼筋采用HRB400級(jí)鋼筋,屈服強(qiáng)度為508.2 MPa,直徑為10 mm。試驗(yàn)的主要研究參數(shù)包括開(kāi)孔孔徑、是否配置貫穿鋼筋、貫穿鋼筋直徑、開(kāi)孔數(shù)目及橫向鋼筋布置形式,具體如表1所示。橫向鋼筋約束狀態(tài)根據(jù)混凝土的體積配箍率進(jìn)行區(qū)分,體積配箍率的改變通過(guò)改變箍筋配置形式實(shí)現(xiàn)。普通約束鋼筋和分段約束鋼筋形式分別如圖1(c)和(d)所示,通過(guò)設(shè)置分段約束鋼筋,混凝土板被分為多個(gè)獨(dú)立的約束區(qū)域。為消除端部混凝土的承壓作用,在開(kāi)孔鋼板底部布置70 mm高的泡沫。同時(shí)在鋼板表面涂抹潤(rùn)滑油來(lái)消除鋼材與混凝土之間的黏結(jié)作用。

圖1 推出試件構(gòu)造示意圖Fig. 1 Structural diagram of push-out specimens

表1 推出試件基本參數(shù)Table 1 Parameters of push-out specimens

1.2 試驗(yàn)加載與測(cè)量方案

試驗(yàn)在500 t壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,加載裝置如圖2(a)和(b)所示,試件采用單調(diào)靜力加載。加載方案參考Eurocode 4[24],采用位移加載方式,首先進(jìn)行預(yù)加載,然后再以0.2 mm/min的速率勻速加載。當(dāng)承載力下降至極限載荷的80%以下或位移達(dá)到加載極限時(shí)停止加載,確保整個(gè)加載過(guò)程不少于15 min。加載時(shí)在型鋼頂部設(shè)置厚鋼板避免試件受力不均勻。試驗(yàn)中主要測(cè)量?jī)?nèi)容包括荷載、型鋼與混凝土之間的相對(duì)滑移、貫穿鋼筋軸向應(yīng)變。其中荷載由放置在試件與壓力機(jī)之間的力傳感器測(cè)量;相對(duì)滑移由試件上前后對(duì)稱布置的4個(gè)位移計(jì)測(cè)量,如圖2(c)所示,測(cè)量完成后取4個(gè)位移計(jì)的均值作為滑移最終值;貫穿鋼筋的軸向應(yīng)變采用在開(kāi)孔鋼板兩側(cè)對(duì)稱布置的應(yīng)變片測(cè)量,如圖2(d)所示。

圖2 試驗(yàn)加載裝置及測(cè)量布置Fig. 2 Loading equipment and instrumentation arrangement

1.3 試驗(yàn)破壞過(guò)程和破壞形態(tài)

推出試件典型的外部破壞形態(tài)如圖3所示,由圖可知,PBL連接件的混凝土板在加載中首先出現(xiàn)沿開(kāi)孔鋼板的豎向開(kāi)裂,并逐漸延伸到板的邊緣,隨著加載的進(jìn)行,混凝土板外側(cè)出現(xiàn)以開(kāi)孔鋼板為中心而發(fā)展的水平裂縫或斜裂縫,頂部出現(xiàn)若干裂縫,型鋼與板之間發(fā)生輕微分離。

圖3 推出試件的外部破壞模式Fig. 3 Outer failure modes of push-out specimens

推出試件的內(nèi)部破壞模式如圖4所示。由圖可知,所有試件的開(kāi)孔鋼板保持完整,幾乎沒(méi)有變形,混凝土榫發(fā)生雙面剪切破壞,破壞面較為完整。孔中有貫穿鋼筋的試件,其開(kāi)孔鋼板與鋼筋之間的混凝土受壓擠出,孔中鋼筋發(fā)生彎剪變形,如圖4(a)～(c)所示。除此之外,內(nèi)部混凝土榫剪切面平滑度和孔中貫穿鋼筋彎剪變形的程度受到橫向鋼筋約束的影響。

圖4 推出試件的內(nèi)部破壞模式Fig. 4 Internal failure modes of push-out specimens

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 荷載-滑移曲線和承載力分析

所有試驗(yàn)試件的荷載-滑移曲線如圖5所示,可以看出加載初期,連接件處在彈性階段,曲線比較陡峭,試件的抗剪剛度很大。當(dāng)曲線出現(xiàn)明顯屈服拐點(diǎn)時(shí),試件的滑移量均小于2 mm,符合剛性連接件的設(shè)計(jì)思想。當(dāng)試件進(jìn)入屈服狀態(tài)后,不同試件的荷載-滑移曲線開(kāi)始表現(xiàn)出差異。不同于以往疊合型PBL連接件在峰值后荷載很快降至極限承載力的80%這一特征,由于本文采用的橫向鋼筋強(qiáng)度較高,除未配置橫向鋼筋的試件RP-2-50-16N外,所有試件的荷載-滑移曲線在峰值荷載后均下降緩慢,即使位移加載到很大時(shí),試件都沒(méi)有下降到極限承載力的80%,且隨著位移的增加,曲線甚至出現(xiàn)了二次強(qiáng)化效應(yīng),說(shuō)明試件維持荷載的能力優(yōu)越。單孔連接件RP-1-50-16在曲線出現(xiàn)明顯屈服后一直沒(méi)有出現(xiàn)下降段,直到孔中貫穿鋼筋被剪斷,承載力突降。究其原因,板中橫向鋼筋的存在使混凝土榫受到的約束力增強(qiáng),保證了混凝土榫和貫穿鋼筋均能充分發(fā)揮抗剪作用,疊合型PBL連接件的抗剪承載力和峰值后維持荷載的能力得到了明顯的提升。

圖5 荷載-滑移曲線Fig. 5 Load-slip curves of push-out specimens

2.2 貫穿鋼筋荷載-應(yīng)變曲線

所有試件貫穿鋼筋的荷載-應(yīng)變曲線如圖6所示。由圖可知,貫穿鋼筋在測(cè)點(diǎn)位置處上部受拉下部受壓,在加載初期,主要由混凝土榫承受荷載,在這一階段貫穿鋼筋基本不承受荷載,因此其應(yīng)變值較小,隨著加載進(jìn)行,貫穿鋼筋和開(kāi)孔板之間的混凝土榫由于破壞逐漸退出工作,這一階段荷載主要由貫穿鋼筋承擔(dān),因此其應(yīng)變值迅速增加,如圖6所示,該階段曲線隨荷載的變化呈現(xiàn)非線性。PBL連接件的貫穿鋼筋荷載-應(yīng)變曲線主要有以下規(guī)律:①鋼筋各個(gè)截面上的應(yīng)變均達(dá)到屈服應(yīng)變2215με,這意味著貫穿鋼筋已經(jīng)屈服。②同一試件中下排貫穿鋼筋的應(yīng)變值更大。說(shuō)明滑移沿試件的豎直方向傳遞和累積,下排孔中貫穿鋼筋承受的荷載和應(yīng)變值更高。③屈服前在貫穿鋼筋同一位置的上下測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值接近,且鋼筋上測(cè)點(diǎn)為拉應(yīng)變,下測(cè)點(diǎn)為壓應(yīng)變,說(shuō)明貫穿鋼筋受到拉-彎共同作用。

圖6 貫穿鋼筋荷載-應(yīng)變曲線Fig. 6 Load-strain curves of perforating rebar

3 疊合型PBL連接件抗剪承載力

3.1 主要影響因素分析

由于本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限,結(jié)合國(guó)內(nèi)外相關(guān)疊合型PBL連接件推出試驗(yàn)和數(shù)值模擬數(shù)據(jù)以及本文7個(gè)試件的試驗(yàn)研究結(jié)果,選取幾個(gè)對(duì)抗剪承載力影響較大的因素進(jìn)行分析。

1)混凝土強(qiáng)度

PBL連接件的抗剪承載力與混凝土立方體抗壓強(qiáng)度基本呈線性相關(guān),抗剪承載力隨混凝土抗壓強(qiáng)度的增大而增大,如圖7所示。

圖7 抗剪承載力與混凝土立方體抗壓強(qiáng)度的關(guān)系Fig. 7 Relationship between shear bearing capacity and concrete compression strength 圖8 抗剪承載力與開(kāi)孔直徑的關(guān)系 Fig. 8 Relationship between shear bearing capacity and hole diameter

2)開(kāi)孔孔徑

PBL連接件的抗剪承載力與開(kāi)孔直徑的關(guān)系如圖8所示。由于本文數(shù)據(jù)有限,因此結(jié)合對(duì)已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)[4,8,10-12]的線性回歸,可以發(fā)現(xiàn)PBL連接件的抗剪承載力與開(kāi)孔直徑為二次拋物線關(guān)系。這是因?yàn)?開(kāi)孔鋼板厚度合適的情況下,試件最終為混凝土榫的雙面剪切破壞和貫穿鋼筋的彎剪變形,而混凝土榫的抗剪貢獻(xiàn)主要是混凝土榫沿開(kāi)孔鋼板剪切面的抗剪作用,因此,在其他參數(shù)一定的情況下,PBL連接件抗剪承載力與開(kāi)孔面積成正比,即與開(kāi)孔直徑為二次拋物線關(guān)系。

3)貫穿鋼筋

PBL連接件的抗剪承載力和貫穿鋼筋直徑的關(guān)系,如圖9所示。由圖可知,通過(guò)對(duì)本文及已有文獻(xiàn)[4,7,11-12,17]中數(shù)據(jù)的線性回歸,可以發(fā)現(xiàn)PBL連接件的受剪承載力隨貫穿鋼筋直徑的變化較大,二者保持二次拋物線關(guān)系。究其原因,貫穿鋼筋在試驗(yàn)中的抗剪貢獻(xiàn)主要是豎向剪切面的抗剪作用,由于鋼筋為理想彈塑性材料,因此在其他參數(shù)一定的情況下,PBL連接件抗剪承載力與貫穿鋼筋的截面面積呈正線性相關(guān),也就是與貫穿鋼筋直徑為二次拋物線關(guān)系。同時(shí),當(dāng)貫穿鋼筋直徑太大時(shí),孔洞容積過(guò)小,混凝土粗骨料難以進(jìn)入孔洞,混凝土榫的承載力會(huì)被削弱,貫穿鋼筋承壓面積也會(huì)變小,貫穿鋼筋承載力的貢獻(xiàn)也會(huì)受到影響。因此,在孔中貫穿鋼筋直徑與鋼板上開(kāi)孔尺寸匹配合理時(shí),貫穿鋼筋直徑的增大才能有效提高PBL連接件的抗剪承載力。

圖9 抗剪承載力與貫穿鋼筋的關(guān)系Fig. 9 Relationship between shear bearing capacity and perforating rebar 圖10 抗剪承載力與橫向鋼筋影響系數(shù)的關(guān)系 Fig. 10 Relationship between shear bearing capacity and transverse reinforcement influence coefficient

4)橫向鋼筋

橫向鋼筋骨架的主要作用是加強(qiáng)對(duì)混凝土榫的約束作用,從而提高混凝土榫在多向軸壓下的抗壓強(qiáng)度,這一特性可以用約束混凝土的力學(xué)特性描述。為了準(zhǔn)確的量化橫向鋼筋的約束作用,本文引入一個(gè)新的參數(shù)λ,定義為橫向鋼筋影響系數(shù),用來(lái)表示橫向鋼筋對(duì)孔中混凝土榫的側(cè)向約束:

λ=1+μt·fy/fc

(1)

式中:μt為混凝土板中橫向鋼筋的體積配箍率;fy為孔中貫穿鋼筋的屈服強(qiáng)度;fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度。

結(jié)合本文及文獻(xiàn)[3,6,17]的試驗(yàn)結(jié)果,可以發(fā)現(xiàn),疊合型PBL連接件的開(kāi)孔鋼板埋置深度較淺,周圍混凝土對(duì)混凝土榫的約束較弱,因此破壞形態(tài)經(jīng)常表現(xiàn)為混凝土板發(fā)生縱向劈裂破壞,試件提前失效,材料難以充分發(fā)揮強(qiáng)度。但當(dāng)橫向鋼筋影響系數(shù)較大時(shí),即體積配箍率及鋼筋強(qiáng)度較大時(shí),橫向鋼筋骨架對(duì)PBL連接件的約束較強(qiáng),連接件試件的破壞形態(tài)除混凝土板的裂縫發(fā)展外,決定承載力的破壞主要為孔中混凝土榫的雙面剪切破壞,貫穿鋼筋被剪斷。由于本文試驗(yàn)試件采用的橫向鋼筋屈服強(qiáng)度較高,體積配箍率較大,因此孔中混凝土榫處在較強(qiáng)的側(cè)向約束下,尤其是單孔連接件RP-1-50-16,破壞時(shí)其貫穿鋼筋被剪斷,荷載-滑移曲線呈現(xiàn)出插入型PBL連接件的特征,說(shuō)明通過(guò)改變橫向鋼筋配箍率及鋼筋強(qiáng)度來(lái)改變混凝土榫的約束狀態(tài),可以明顯改善PBL連接件的受剪承載力。圖10反映了PBL連接件的極限承載力與系數(shù)λ的關(guān)系?？梢钥闯?當(dāng)其他參數(shù)一定時(shí),PBL連接件抗剪承載力隨橫向鋼筋影響系數(shù)λ的增大而提高,但兩者表現(xiàn)出非線性的關(guān)系。

3.2 計(jì)算公式的提出

圖11為PBL連接件的受力狀態(tài)圖,從圖中可以直觀的觀察到PBL連接件抗剪承載力的主要組成部分。圖中,虛線代表沿開(kāi)孔處的剪切面,PBL連接件的抗剪承載力Vu可分為兩部分:第一部分為開(kāi)孔部位混凝土榫的提供的抗剪作用Vc,第二部分為貫穿鋼筋提供的抗剪作用Vs。基于此,孔中有無(wú)貫穿鋼筋的PBL連接件的抗剪承載力分別表示為:

圖11 PBL連接件的受力狀態(tài)Fig. 11 Stress of PBL connector

Vu=Vc+Vs

(2)

Vu,NS=Vc,NS

(3)

式中:Vu為孔中有貫穿鋼筋的單孔PBL連接件抗剪承載力;Vc為孔中混凝土榫的抗剪承載力;Vs為孔中貫穿鋼筋的抗剪承載力;Vu,NS為孔中未配置貫穿鋼筋的單孔PBL連接件抗剪承載力,只有孔中混凝土榫的抗剪承載力Vc,NS,Vu,NS僅受橫向鋼筋的約束,與貫穿鋼筋無(wú)關(guān)。

圖11(c)為孔中混凝土榫的多向受壓狀態(tài)圖,可以看出混凝土榫處在貫穿鋼筋σ1、開(kāi)孔鋼板σ2、周圍混凝土σ3的三向圍壓下,因此混凝土榫的強(qiáng)度在一定程度上有所提高,在文中引入孔中混凝土榫的強(qiáng)度提高系數(shù)α1和α2,除此之外,混凝土榫還受到板中橫向鋼筋提供的側(cè)向約束力Fr,約束力的貢獻(xiàn)由橫向鋼筋影響系數(shù)λ表示,且橫向鋼筋約束對(duì)承載力的提高是非線性的,因此引入橫向鋼筋約束的影響系數(shù)ω。通過(guò)分析3.1節(jié)中對(duì)PBL連接件抗剪承載力的主要影響因素,并考慮抗剪承載力與這些因素之間的關(guān)系,可以得到以下混凝土榫提供的抗剪承載力計(jì)算公式為:

(4)

Vc,NS=α2λωd2fcu

(5)

式中:α1與α2為孔中混凝土榫的強(qiáng)度提高系數(shù);ω為橫向鋼筋約束的影響系數(shù);ds為孔中貫穿鋼筋的直徑。

圖11(d)為貫穿鋼筋的受力情況,貫穿鋼筋承受豎向荷載發(fā)生彎剪變形,因此局部混凝土對(duì)鋼筋的支撐作用在一定程度上可以限制貫穿鋼筋的豎向變形,并且將貫穿鋼筋對(duì)混凝土榫的約束作用包含在貫穿鋼筋的抗剪作用中,因此引入鋼筋強(qiáng)度增強(qiáng)系數(shù)α3,根據(jù)承載力影響因素分析,其承載力由鋼筋直徑ds及鋼筋屈服強(qiáng)度f(wàn)y決定,考慮到這些因素與連接件抗剪承載力的關(guān)系,貫穿鋼筋提供的受剪承載力可表示為:

(6)

式中α3為貫穿鋼筋強(qiáng)度提高系數(shù)。

對(duì)于多孔PBL連接件,由于開(kāi)孔板上相鄰孔洞破壞之后將發(fā)生應(yīng)力重分布,因此需對(duì)混凝土榫和貫穿鋼筋所承擔(dān)的抗剪作用進(jìn)行折減[19],在式(2)和式(3)的單孔承載力基礎(chǔ)上乘以孔洞數(shù)目n,再引入孔洞影響系數(shù)η進(jìn)行折減,其中孔洞影響系數(shù)與孔洞數(shù)目、直徑和孔洞間距有關(guān),最終可以得到多孔PBL連接的抗剪承載力的計(jì)算公式為:

Vu,a=nηVu

(7)

Vu,NS,a=nηVc,NS

(8)

式中:Vu,a與Vu,NS,a分別為孔中有無(wú)貫穿鋼筋的多孔PBL連接件抗剪承載力;η為孔洞影響系數(shù),η=nd/(n-1)l,n為單側(cè)開(kāi)孔數(shù)量,l為孔洞間距。

為了得到更為準(zhǔn)確可靠的極限承載力計(jì)算公式,需要大量的、不同設(shè)計(jì)參數(shù)及參數(shù)水平的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。本文中對(duì)國(guó)內(nèi)外疊合型PBL連接件推出試驗(yàn)實(shí)測(cè)的受剪承載力數(shù)據(jù)進(jìn)行了統(tǒng)計(jì),得到40組數(shù)據(jù)如表2所示?；诒?的試驗(yàn)數(shù)據(jù),通過(guò)回歸分析擬合系數(shù)α1、α2和ω得到多孔PBL連接件的抗剪承載力計(jì)算公式為:

表2 疊合型PBL連接件推出試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總Table 2 Push-out test results of superposed PBL connectors

(9)

Vu,NR,a=1.08nηλ1.22d2fcu

(10)

式中,當(dāng)PBL連接件是標(biāo)準(zhǔn)單孔連接件時(shí),孔洞影響系數(shù)η=1.0。

3.3 公式的驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提公式的有效性,本文式(9)和式(10)的計(jì)算結(jié)果如表2所示,并與各國(guó)學(xué)者以及規(guī)范[26]中提出的具有代表性的PBL連接件抗剪承載力公式計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,對(duì)比結(jié)果如圖12和表3所示。結(jié)合圖表可以看出:①采用本文考慮橫向鋼筋約束效應(yīng)的非線性影響的計(jì)算公式所得結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果更接近,總體標(biāo)準(zhǔn)差系數(shù)為0.184,平均值為0.987。其他計(jì)算公式對(duì)同一試件的計(jì)算結(jié)果存在較大差異,與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值之間誤差較大;②已有計(jì)算公式中抗剪承載力與主要參數(shù)以線性關(guān)系為主,不能體現(xiàn)試件承載力隨主要參數(shù)變化的非線性規(guī)律;③本文所提公式基本符合承載力變化規(guī)律,物理意義明確。且該式可適用于有、無(wú)貫穿鋼筋的構(gòu)件,也考慮了多孔耦合作用對(duì)PBL連接件抗剪承載力的影響,應(yīng)用范圍更加廣泛。

圖12 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比Fig. 12 Comparison of calculation results with test results

表3 各抗剪承載力公式計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 3 Comparison of calculation values of each shear capacity equation with test values

4 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)疊合型PBL連接件的推出試驗(yàn)和國(guó)內(nèi)外推出試驗(yàn)的匯總主要得到以下結(jié)論:

1)開(kāi)孔鋼板厚度較大的PBL連接件內(nèi)部的破壞模式為雙面剪切破壞,鑿開(kāi)混凝土板后,可以發(fā)現(xiàn)開(kāi)孔鋼板保持完整,基本沒(méi)有變形,混凝土榫形成比較完整的剪切斷裂面,貫穿鋼筋發(fā)生彎剪變形,且內(nèi)部混凝土榫剪切面平滑度和孔中貫穿鋼筋彎剪變形的程度取決于橫向鋼筋約束的強(qiáng)弱。

2)荷載-滑移曲線峰值后的變化趨勢(shì)主要取決于混凝土榫受到的約束力的大小。約束狀態(tài)越強(qiáng)的連接件的承載力在峰值后下降緩慢,曲線基本保持穩(wěn)定,出現(xiàn)二次強(qiáng)化效應(yīng),試件的持荷能力優(yōu)越。單孔疊合型PBL連接件在孔中貫穿鋼筋被剪斷前,承載力沒(méi)有出現(xiàn)下降,荷載-滑移曲線與插入型PBL連接件的曲線特征幾乎一致。

3)PBL連接件的抗剪承載力主要由孔中混凝土榫剪切面的豎向抗剪及貫穿鋼筋豎向銷栓力組成,同時(shí)孔中混凝土榫受到貫穿鋼筋及橫向鋼筋的側(cè)向約束,間接提高了混凝土榫的抗剪承載力。通過(guò)對(duì)現(xiàn)有大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析,提出考慮橫向鋼筋約束非線性貢獻(xiàn)的多孔疊合型PBL連接件抗剪承載力計(jì)算公式,該式可適用于孔中有、無(wú)貫穿鋼筋的PBL連接件,也考慮了多孔耦合作用對(duì)PBL連接件抗剪承載力的影響,物理意義明確,適用范圍更加廣泛。

4)在組合結(jié)構(gòu)中使用約束較弱的疊合型PBL連接件時(shí)或在開(kāi)孔孔徑受限制的構(gòu)件中,可以通過(guò)增加混凝土板的體積配筋率提高混凝土榫受到的約束力來(lái)改善連接件的力學(xué)性能。