汪炳，黄侨，邹韵，李文贤

(东南大学 交通学院，江苏 南京 210096)

PBL抗剪连接件疲劳后的剩余力学性能研究*

汪炳，黄侨†，邹韵，李文贤

(东南大学 交通学院，江苏 南京 210096)

为研究钢-混凝土组合结构中PBL(Perfobond Leiste)抗剪连接件在疲劳荷载作用后的力学性能退化规律，设计并制作了9个PBL连接件的推出试件分别进行静力和疲劳试验.其中3个试件为静力破坏试验，重点关注了试件的破坏模式、极限承载力及荷载-滑移曲线.其余6个试件为在经历一定疲劳荷载循环次数后进行静力破坏试验，以疲劳循环次数，疲劳荷载比为参数变量，得到在不同疲劳参数作用后，PBL连接件的极限承载力、残余滑移量、抗剪刚度等力学性能的变化情况.研究结果表明,PBL连接件具有较好的延性，其静载和疲劳后静载的破坏模式均为一侧贯穿钢筋剪断、另一侧贯穿钢筋屈服.疲劳荷载比对PBL连接件剩余承载力影响较大，在同样经历了300万次的循环加载后，荷载比为0.5的极限承载力基本没有下降，而荷载比为0.7的承载力仅为初始静载试验的76.1%；在相同荷载比(0.6)情况下，PBL连接件的承载力随疲劳加载次数呈先慢后快的非线性退化趋势.相对于荷载比而言，残余滑移量对疲劳循环次数更为敏感.抗剪刚度在整个疲劳加载过程中基本保持不变.

PBL连接件；钢-混凝土组合结构；疲劳；剩余力学性能

抗剪连接件是钢-混凝土组合结构中必不可少的传力部件，它使得钢与混凝土两种材料共同工作，并发挥各自材料性能的优势[1-3].PBL(德语：Perfobond Leiste)连接件，也称开孔板连接件，是近年来一种新型连接件，它是目前除了栓钉连接件之外，又一个被广泛应用的连接形式.相比于栓钉连接件，PBL连接件具有抗剪刚度大、延性好、抗疲劳性能强等优点.因而近年来在国内的多座大跨度桥梁上得到了应用，如南京长江三桥[4]、重庆朝天门大桥[5]、鄂东长江大桥[6]等.

迄今为止，已有较多学者针对PBL连接件的静力和疲劳性能展开了一系列研究，其中包括：PBL连接件的极限承载力[7-8]、抗剪刚度[9]、抗疲劳性能[10-12]等.

然而，对PBL连接件在承受一定循环次数疲劳荷载后的剩余力学性能的研究相对较少.在已见报道中，仅有韩国学者Ahn等[13]及肖林[14]对此进行了相关试验研究.Ahn等进行了18个PBL推出试件的推出试验，对比研究了有无贯穿钢筋对PBL连接件静力和疲劳性能的影响，其试验结果表明：在循环荷载后，没有贯穿钢筋试件的剩余承载力降为初始的65%，而有贯穿钢筋的没有明显降低.然而，由于Ahn等选用的疲劳荷载幅值是通过实桥活载的设计值换算得到，其值偏小，因而导致有贯穿钢筋的推出试件承载力没有下降.文献[14]对8个PBL推出试件进行了疲劳加载后的静力破坏试验，其试验结果表明：疲劳加载后，试件的承载力普遍下降了，其中降低最多的降幅达到了18%.但是由于其8个试件PBL连接件的尺寸参数和疲劳加载参数都不尽相同，加上试件本身的离散性，所以通过疲劳加载前后承载力的对比没有发现明显的规律性.

鉴于此，本文在前人研究的基础上，设计并制作了9个PBL连接件的推出试件，进行了静力和疲劳试验，重点研究了经历一定疲劳荷载循环次数后的PBL连接件各项力学性能的变化情况.

1 试验设计

1.1 试件概况

推出试件的设计主要参考欧洲钢结构协会ECCS《组合结构规范》推荐的推出试件尺寸及配筋[15]，选用的混凝土强度等级为C50，构造筋采用φ10 mm的HPB300级热轧钢筋，钢板选用桥梁上常用的Q345钢材.采用由14 mm厚钢板焊接的工字形钢梁，其尺寸为：HW250(H)×250(B)×14(t1)×14(t2)，钢梁长550 mm，两侧各焊接一块开孔钢板，开孔钢板的尺寸为105 mm×65 mm×10 mm，开孔孔径为35 mm，孔中贯穿钢筋采用直径为φ12 mm的HPB300级热轧钢筋，开孔板下方垫有50 mm高的立方体泡沫块以避免混凝土局部承压.混凝土翼板由2块450 mm×500 mm×150 mm的C50混凝土组成，其内配置两层钢筋网，具体尺寸如图1所示.浇筑试件混凝土时，在钢梁与混凝土接触表面刷油以避免钢板与混凝土粘结对试验结果的影响.

在推出试验之前，首先对组成推出试件的材料进行了相关的力学性能试验.试验测得混凝土的立方体强度平均值为59.7 MPa，弹性模量平均值为3.59×104MPa.开孔钢板的弹性模量为2.06×105MPa，屈服强度为352 MPa，极限强度为495 MPa.贯穿钢筋的弹性模量为2.06×105MPa，屈服强度为365 MPa，极限强度为508 MPa.

1.2 加载和测试方案

本次试验在双通道微机控制电液伺服动静态加载试验系统(JAW-500K)上完成.该系统配有量程为500 kN的低摩擦球铰的电液伺服加载作动器，可用于静力加载和动力加载.为保障试件的加载水平和试件加载端均匀受力，试件底部专门设计制作了可调平底座[16]，同时在试验前，先在试件加载底座上铺一层细沙，以辅助试件调平.

图1 推出试件尺寸及构造(单位：mm)Fig.1 The size and structure of the push-out specimen (Unit: mm)

在试件正式加载前，首先进行预加载，按照每级10 kN加至0.4倍的弹性极限荷载(约50 kN)后卸载至零.正式加载采用单调分级加载，初始每级荷载增量为20 kN，加载速率为10 kN/min.当加载至极限荷载的60%时，改为位移控制加载，每级位移增量为0.5 mm，加载速率为0.5 mm/min，直至试件破坏.直接进行静力破坏的试件共有3个，编号为SPP-1—SPP-3.

其余6个试件作为剩余力学性能试验，即在经历一定疲劳荷载循环次数后进行静力破坏试验，编号为FPP-1—FPP-3及SFPP-1—SFPP-3.其中疲劳加载方式为往复加载，疲劳控制波形为正弦波，加载频率为4 Hz.限于试件数量，本文主要考察两个疲劳加载参数(疲劳荷载比：试件FPP-1—FPP-3和疲劳循环次数：试件SFPP-1—SFPP-3)对PBL连接件的影响，疲劳荷载比的定义为疲劳荷载峰值与静力极限承载力的比值，即Pmax/Pu.

值得注意的是，由于我国《公路钢结构桥梁设计规范》[17]中并未给出与PBL连接件相关的疲劳细节的描述，所以其荷载幅值主要参照栓钉连接件抗疲劳设计的相关规定：用于组合梁的焊接栓钉对应的疲劳细节类别为90，即栓钉循环200万次的疲劳强度参考值为90MPa.由此可知，栓钉循环200万次对应的疲劳强度设计值占栓钉抗剪承载力设计值的比例为ΔτRAs/Vsu=0.25.在本次试验中，根据实测PBL连接件的抗剪承载力确定疲劳荷载幅值，其对应比值参照栓钉的比例0.25.

表1给出了所有加载试件PBL连接件的构造细节和疲劳加载参数.

表1 PBL连接件构造细节和疲劳加载参数

注：Pu为PBL推出试件的静载极限承载力均值；N为疲劳加载次数.

图2给出了试验加载过程及测试设备.作动器上内置位移传感器和力传感器，可在试验加载过程中采集加载端的荷载和位移，在推出试件的PBL连接件位置处布置位移计以采集工字钢与混凝土板间的相对滑移.

图2 试件加载过程及测试设备Fig.2 The specimen loading process and test equipment

2 试件破坏形态

2.1 静载破坏形态

试件SPP-1—SPP-3为直接进行静载破坏的推出试件，其静载试验的破坏过程大致可分为4部分：1)在加载初期，加载端的力和位移基本呈线性关系，当加载至60 kN时，工字钢与混凝土翼板发生脱开，可听到轻微的响声；2)当加载至200 kN时，试件开始进入屈服阶段，混凝土翼板底部中间的位置开始出现少量竖向裂缝，如图3(a)所示，荷载随位移呈非线性增加，且增长缓慢，期间混凝土翼板底部的裂缝不断变宽并向上延伸，直至扩展到开孔钢板所处位置；3)当荷载达到试件承载力峰值后，开孔板孔内的混凝土被挤碎，内部发出咔嚓咔嚓的声响，同时混凝土翼板内侧出现45°斜向裂缝，如图3(b)所示；4)之后荷载随位移呈负增长，该阶段经历时间较长，表现出极好的延性，直至钢筋发生剪断，内部发出巨大声响，试件丧失承载力.

图3 混凝土翼板裂缝Fig.3 The cracks of concrete slab

为进一步观察试件内部PBL连接件的破坏形态，在试验结束后将试件凿开，如图4所示.由图4可以看出，翼板内侧混凝土发生了大面积的破碎，一侧混凝土翼板中的贯穿钢筋被剪断，另一侧的贯穿钢筋屈服.开孔钢板出现侧向弯曲现象，表明开孔钢板也发生了局部屈服.

图4 PBL推出试件静载破坏形态Fig.4 Failure modes of the push-out specimens by static load

2.2 疲劳后静载破坏形态

试件FPP-1—FPP-3和SFPP-1—SFPP-3是在经历了一定次数的疲劳循环次数后进行的静载破坏.在本次试验中，所有的试件在完成既定疲劳循环次数后均未发生疲劳破坏，可见，PBL连接件具有较好的抗疲劳性能.通过观察进一步发现，经历过疲劳加载后的试件完整性仍然较好，翼板混凝土也未发现裂缝.唯一不同的是工字钢与混凝土翼板发生了相对滑移，且出现了较为明显的脱开现象，图5给出了试件FPP-2在经历了300万次疲劳荷载后的情况.

在疲劳之后的静载破坏试验现象与2.1节描述的相似，破坏形态也表现为一侧钢筋剪断，另一侧钢筋屈服.值得注意的是，试件SPP-3由于疲劳荷载比较大(0.7)，且经历的荷载循环次数为300万次，其破坏现象与其他试件略有差别，表现为开孔钢板将贯穿钢筋从中间剪断，贯穿钢筋被剪为3段，如图6所示.从凿开的开孔钢板来看，中间一小段钢筋仍在开孔板孔洞位置处，孔洞中的混凝土已被挤成粉末，开孔钢板也发生了明显侧向弯曲.

图6 PBL推出试件疲劳后静载的破坏形态Fig.6 Failure modes of the push-out specimens by static load after fatigue loading

3 试验结果及分析

3.1 静载试验结果

3.1.1 荷载-滑移曲线

荷载-滑移曲线是反映钢梁与混凝土翼板的相对位移随荷载变化的关系，是衡量连接件受力性能的重要指标之一.由荷载-滑移曲线可得出试件的极限荷载、抗剪刚度、延性等一系列指标.在本次试验中，试件实际破坏时滑移量较大，个别试件超过了30 mm，已失去了工程意义.图7仅给出了SPP-1—SPP-3滑移量为0～10 mm的荷载-滑移曲线.

图7 SPP-1—SPP-3的荷载-滑移曲线Fig.7 Load-slip curves of SPP-1—SPP-3 specimens

由图7可以看出，PBL连接件的荷载-滑移曲线大致可分为3阶段：1)弹性段，即荷载与滑移量成正比，该阶段的滑移量为0～0.3 mm，对应的荷载增量约为0～0.75Pu.其中在荷载为60 kN处出现了一个拐点，这是由于钢梁与混凝土翼板界面脱开导致试件刚度突变所致.2)弹塑性段，荷载与滑移量呈非线性增长，且速率逐渐降低，该阶段的滑移量为0.3～4 mm，对应的荷载增量约为0.25Pu.需要指出的是，在试件承载力达到峰值后，曲线出现了略微的下降段，此时开孔钢板内的混凝土被压碎，发出声响.3)塑性段，混凝土被压碎后，荷载基本全由贯穿钢筋承担，由于钢筋具有较好的延性，所以滑移量不断增加，荷载缓慢减少，该阶段的滑移量为4～10 mm，除试件SPP-1荷载下降较多之外，SPP-2和SPP-3对应的荷载增量不到-0.01Pu.

3.1.2 极限承载力

PBL连接件内部实际受力机理较为复杂且影响因素较多，因而大部分PBL连接件承载力的计算公式基本都是通过试验结果拟合得到.然而，由于试验环境、试件尺寸、试件材料、加载方案及不同学者考虑的影响因素不同，侧重点也不同，导致各规范引用或学者提出的承载力计算公式不尽相同.

“嗯，那么背书’什么局。什么的，是什么意思？”孟导一边听老贾说单口相声，一边把他那堆‘乾隆通宝’按大小分好。

对于带贯穿钢筋的PBL连接件而言，大部分学者认为其承载力主要由两部分构成，即孔洞内混凝土和贯穿钢筋，可写成如下形式：

Vsu=αAcfc+βAsfs+γ

(1)

式中：α，β为待定系数；γ为回归常数；Ac为孔洞内混凝土面积；As为贯穿钢筋面积；fc为混凝土抗压强度；fs为贯穿钢筋屈服强度(或极限强度).

在此观点下，其中具有代表性的公式有我国钢结构规范[17]，Hosaka[18]，赵晨等[19]提出的计算公式.

表2给出了PBL推出静载试验结果与各公式计算结果的对比情况.由表2可知，计算公式与试验值吻合良好，且具有一定富裕度.

表2 PBL连接件极限承载力试验值与计算值对比

3.2 剩余力学性能试验结果

3.2.1 剩余承载力

表3给出了试件FPP-1—FPP-3和SFPP-1—SFPP-3疲劳后的剩余承载力.

表3 PBL试件疲劳后的剩余承载力

对比FPP-1—FPP-3的试验结果可知，疲劳荷载比对PBL连接件的剩余承载力影响较大.在同样经历了300万次的循环加载后，荷载比为0.5的试件极限承载力为初始的98.3%，基本没有降低，荷载比为0.6的试件承载力退化为初始的86.6%，而荷载比为0.7的承载力仅为初始的76.1%.并且可以看出，试件的剩余承载力随疲劳荷载比基本呈线性退化.

对比SFPP-1—SFPP-3及FPP-2的试验结果可知，在相同的荷载比(0.6)情况下，PBL试件的剩余承载力随疲劳循环次数呈非线性退化.为进一步研究这种退化规律，现将试件SFPP-1—SFPP-3及FPP-2，还有静载试验(SPP-1—SPP-3)的结果放在一起进行拟合.结果如图8所示.

图8 剩余承载力随疲劳加载次数的变化Fig.8 The variation of residual bearing capacity with loading times

由图8可以看出，PBL试件的剩余承载力随疲劳循环次数的退化规律符合二次抛物线的关系.对拟合线进一步分析可以得到，在前期(0～100万次)其承载力仅退化了2.2%，而在后期(200～300万次)其承载力退化幅度达6.7%.可见，PBL连接件的承载力随疲劳循环次数呈现“先慢后快”的退化规律，这与笔者研究的栓钉连接件的退化规律基本一致[20].

3.2.2 残余滑移量

在推出试件的疲劳试验中，每隔一定循环次数进行卸载，并记录PBL连接件位置处钢梁与混凝土翼板的相对滑移，即残余滑移量.残余滑移量是体现PBL连接件在重复荷载下长期性能的重要指标之一.图9给出了PBL推出试件在疲劳加载过程中残余滑移量随荷载循环次数的发展情况.

(a) FPP-1—FPP-3

(b) SFPP-1—SFPP-3，FPP-2图9 残余滑移量与荷载循环次数的关系曲线Fig.9 The relationship between residual slip curve and the load cycle numbers

文献[11]指出，PBL连接件的残余滑移量的发展大致分为3阶段.由于本文在实际试验中未达到疲劳破坏，故残余滑移量仅出现了前两阶段，即第1阶段滑移量迅速增长期和第2阶段滑移量缓慢增长期.

由图9(a)可知，在相同循环次数，不同荷载比情况下，3个试件的残余滑移量的发展趋势基本一致：在0～25万次之间滑移量增加迅速，且出现较大的滑移量，这主要是因为在本次试验设计中，在开孔板下垫了50 mm的泡沫块，导致连接件其下没有混凝土支撑所致.25～300万次之间增加平缓，且增长斜率也基本相同.3个试件最后残余滑移量分别为3.49,3.50和3.86 mm，可见残余滑移量受疲劳荷载比的影响较小.

由图9(b)可知，在相同荷载比的情况下，试件在分别经历了300，250，200及100万次后的残余滑移量分别为3.50,3.05,2.86和2.55 mm.可见，相比于荷载比而言，残余滑移量对疲劳循环次数更为敏感.

3.2.3 抗剪刚度

图10给出了FPP-1—FPP-3和SFPP-1—SFPP-3等6个试件在不同荷载循环次数时的荷载-滑移曲线.在此引入连接件抗剪刚度的概念对其进行分析.

抗剪刚度是体现抗剪连接件在正常使用阶段工作性能的重要指标.组合结构在弹性阶段的受力状况与其密切相关,通常情况下，抗剪刚度定义为发生单位滑移量时对应的荷载增量：K=dP/ds.

在实际试验中，由于设备误差、材料不均匀性等因素影响，在试件弹性阶段所测得的荷载-滑移曲线也并非一条直线，因而其刚度也不是定值.为方便统一分析，将抗剪刚度K定义为图10中荷载-滑移曲线的割线斜率，即K=Pmax/δmax，其中Pmax为疲劳荷载上限值，δmax为Pmax对应的滑移增量.

对图10的荷载-滑移曲线的刚度计算后的结果表明，6个试件的初始抗剪刚度大致为615～650kN/mm，这是由于试件本身的差异性所致.当加载至1万次时，其抗剪刚度均表现出较为明显的增加，增加程度为50kN/mm至100kN/mm不等.这主要是因为在疲劳加载初期，孔洞与混凝土之间接触尚不紧密所致.此后，随着疲劳循环次数的增加，其抗剪刚度基本稳定在某个值，仅有小幅范围的波动.通过分析认为加载幅值均在试件弹性范围内，且加载次数仍远低于试件疲劳寿命.这可以从侧面反映出PBL连接件具有较强的抗疲劳性能.

(a) FPP-1 (b) FPP-2 (c) FPP-3

(d) SFPP-1 (e) SFPP-2 (f) SFPP-3图10 不同荷载循环次数时的荷载-滑移曲线Fig.10 The load-slip curves at different load cycle numbers

4 结 论

1)PBL连接件具有较好的延性，其静载和疲劳后静载的破坏模式均为一侧贯穿钢筋剪断、另一侧贯穿钢筋屈服.

2)疲劳荷载比对PBL连接件剩余承载力影响较大，在同样经历了300万次的循环加载后，荷载比为0.5的极限承载力基本没有下降，荷载比为0.7的试件承载力仅为初始的76.1%.在相同荷载比(0.6)情况下，PBL连接件的承载力随疲劳加载次数呈先慢后快的非线性退化趋势.

3)在不同荷载比情况下，残余滑移量随荷载循环次数的发展趋势基本一致，即初期增长迅速，后期增长缓慢.相比于荷载比而言，残余滑移量对疲劳循环次数更为敏感.

4)抗剪刚度除了在0～1万次略有增加外，在其余整个疲劳加载过程中基本保持不变，这也从侧面反映出PBL连接件较强的抗疲劳性能.

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Study on Residual Mechanical Properties of PBL ShearConnectors under Fatigue Loading

WANG Bing,HUANG Qiao†,ZOU Yun,LI Wenxian

(School of Transportation,Southeast University,Nanjing 210096,China)

In order to study the degradation law of the mechanical properties of PBL (Perfobond Leiste) shears connectors in steel-concrete composite structure under fatigue load，nine push-out PBL connectors were designed and fabricated to perform the static and fatigue tests.Among them，three static tests focused on examining the failure mode，ultimate load-carrying capacity and load-slip curves.The remaining 6 specimens were prepared for the static failure tests after a certain number of fatigue loads.Taking the cyclic number and the fatigue load ratio as the variables，the variation of the mechanical properties of the PBL connector，such as ultimate load-carrying capacity，residual slip，and shear stiffness，were obtained.The results show that：(1) PBL connector exhibits good ductility，and failure mode of the static and fatigue test specimens is all that one side of perforated steel bar cut and the other side yielded.(2) Fatigue load ratio has a significant effect on the residual strength of PBL connector.After 300 million number of cyclic loading，the ultimate load-carrying capacity is not degraded when the load ratio is 0.5，whereas it is reduced to 76.1% of initial value when the load ratio is 0.7.In the case of the same load ratio of 0.6，the load-carrying capacity tends to be slow first and then fast with the increase of fatigue cyclic number.(3) Compared with the load ratio，the residual slip is more sensitive to the fatigue cyclic number.Meanwhile，the shear stiffness is constant in the whole loading process.

PBL shear connector;steel-concrete composite structure; fatigue; residual mechanical property

1674-2974(2017)07-0128-08

10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.07.016

2016-07-07

国家自然科学基金资助项目(51278119，51078078),National Natural Science Foundation of China(51278119，51078078)

汪炳(1986—)，男，浙江慈溪人，东南大学博士研究生†通讯联系人，E-mail: qhuanghit@126.com

U448.21

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