趙衛(wèi)平，王振興，董朋昆，朱彬榮，陳惠玲

(1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083； 2. 中國(guó)電力科學(xué)研究院，北京 100192)

0 引 言

型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)中鋼材與混凝土之間的黏結(jié)作用是型鋼和混凝土共同工作的基礎(chǔ)。研究表明，型鋼與混凝土的黏結(jié)作用和光圓鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)作用類似，主要由化學(xué)膠結(jié)力、摩擦阻力和機(jī)械咬合力三部分組成[1]?；瘜W(xué)膠結(jié)力隨水泥晶體被剪斷或擠碎而喪失，摩擦阻力主要取決于黏結(jié)界面上的法向壓力和摩擦因數(shù)，機(jī)械咬合力取決于型鋼表面粗糙不平程度[2-5]。型鋼和混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度約為光圓鋼筋與混凝土之間黏結(jié)強(qiáng)度的30%～45%，荷載作用下在型鋼和混凝土黏結(jié)界面易出現(xiàn)相對(duì)滑移[6]。過(guò)大的滑移將極大影響型鋼與混凝土的共同工作性能，進(jìn)而影響構(gòu)件的破壞形態(tài)、承載能力、裂縫形成等整體力學(xué)行為。

中國(guó)學(xué)者采用不同的型鋼截面形式進(jìn)行試驗(yàn)研究。鄭山鎖等[7-8]結(jié)合國(guó)內(nèi)外資料研究了工字鋼與混凝土的黏結(jié)作用，得到影響?zhàn)そY(jié)強(qiáng)度的主要因素有混凝土強(qiáng)度、保護(hù)層厚度等。楊勇等[9]對(duì)組合H型鋼與混凝土的黏結(jié)作用進(jìn)行了推出試驗(yàn)研究，得到的荷載-滑移曲線分為無(wú)滑移段、滑移段、破壞段、下降段、殘余段5個(gè)階段。李紅等[10]進(jìn)行了T型鋼混凝土試件的推出試驗(yàn)，結(jié)果表明混凝土強(qiáng)度等級(jí)、保護(hù)層厚度等對(duì)型鋼混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度影響顯著。隨著輸電塔主材結(jié)構(gòu)的發(fā)展，內(nèi)配格構(gòu)式角鋼的鋼-混組合構(gòu)件已展現(xiàn)出施工方便、截面性能優(yōu)良等特點(diǎn)。王軍[11]對(duì)內(nèi)配格構(gòu)式角鋼圓鋼管混凝土構(gòu)件在軸心受拉、偏心受拉、受彎、軸心受壓和偏心受壓等荷載工況下的極限承載力進(jìn)行了研究。鄧文琴等[12]開(kāi)展了角鋼剪力連接件推出試驗(yàn)研究，鋼-混組合試件表現(xiàn)出較好延性。型鋼混凝土黏結(jié)問(wèn)題復(fù)雜，目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要針對(duì)工字鋼、H型鋼、T型鋼與混凝土的黏結(jié)問(wèn)題進(jìn)行了研究，而對(duì)于角鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)，主要對(duì)抗彎、抗壓承載力等力學(xué)性能進(jìn)行研究，對(duì)于黏結(jié)滑移機(jī)理的研究，文獻(xiàn)報(bào)道較少。

影響?zhàn)そY(jié)性能的因素眾多，且黏結(jié)界面的內(nèi)部滑移過(guò)程較難直接測(cè)定，而有限元分析能夠較好彌補(bǔ)宏觀試驗(yàn)的不足，在黏結(jié)問(wèn)題的研究中得到了應(yīng)用。Schneider等[13-15]采用有限元模擬鋼管與混凝土界面作用，為鋼管混凝土黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系提供了參考依據(jù)，但均未充分考慮鋼材與混凝土間的機(jī)械咬合力。文獻(xiàn)[16]通過(guò)面-面接觸的接觸單元模擬鋼筋與混凝土界面的力學(xué)行為，該學(xué)者通過(guò)建立隆起的鋼筋肋單元提供機(jī)械咬合力，但與型鋼混凝土間機(jī)械咬合力的產(chǎn)生有所不同。此外，目前采用的有限元模型較少充分考慮滑移面變化對(duì)黏結(jié)性能的影響，有限元模型仍有優(yōu)化的空間。

本文根據(jù)正交試驗(yàn)原理，以黏結(jié)長(zhǎng)度、保護(hù)層厚度和混凝土強(qiáng)度為敏感參數(shù)，設(shè)計(jì)了9個(gè)角鋼混凝土推出試件，獲得了加載端荷載-位移曲線。利用ANSYS對(duì)推出過(guò)程進(jìn)行了精細(xì)化有限元數(shù)值模擬。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

角鋼混凝土試件的尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，角鋼橫截面形心與混凝土形心重合，試件簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖1(a)。采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，研究黏結(jié)長(zhǎng)度la、保護(hù)層厚度C[取角鋼邊緣距離混凝土外邊緣的最短距離，即C=min{C1，C2，C3，C4}，保護(hù)層厚度見(jiàn)圖1(b)]、混凝土強(qiáng)度f(wàn)c對(duì)角鋼與混凝土黏結(jié)性能的影響。試驗(yàn)中設(shè)計(jì)三因素三水平，共有9個(gè)標(biāo)準(zhǔn)推出試件，設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。

1.2 試驗(yàn)材料及性能

角鋼采用山東華安鐵塔公司生產(chǎn)的Q235B等邊角鋼，其力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表2。角鋼加載端磨平以保證加載時(shí)角鋼受力均勻，自由端涂刷石蠟以消除端部效應(yīng)，見(jiàn)圖2?；炷猎O(shè)計(jì)強(qiáng)度為C30，C40，C50，混凝土配合比見(jiàn)表3。依照標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法預(yù)留測(cè)試強(qiáng)度的試件，每種強(qiáng)度混凝土試件預(yù)留6個(gè)150 mm×150 mm×150 mm立方體試塊，28 d強(qiáng)度實(shí)測(cè)值見(jiàn)表4。

圖1試件尺寸(單位:mm)Fig.1Size of Specimens (Unit:mm)

表1試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1Design Parameters of Specimens

表2角鋼力學(xué)參數(shù)Tab.2Mechanical Parameters of Angle Steel

圖2角鋼表面處理Fig.2Angle Steel Surface Preparation

表3混凝土配合比設(shè)計(jì)Tab.3Proportion Design of Concrete

表4混凝土立方體抗壓強(qiáng)度Tab.4Measured Concrete Cube Compressive Strength

1.3 加載方案

試驗(yàn)加載采用1 000 kN單軸伺服液壓試驗(yàn)機(jī)，直接作用于角鋼上端，采用位移控制加載方式，保持0.001 mm·s-1的速率，加載端位移達(dá)到10 mm時(shí)結(jié)束加載。在單軸伺服液壓試驗(yàn)機(jī)加載頭兩端布置了位移計(jì)①，②，支座沉降位移由位移計(jì)③，④測(cè)得，加載端位移為位移計(jì)①，②均值與位移計(jì)③，④均值之差。試件下方墊環(huán)形鋼墊塊，為角鋼推出預(yù)留空間。加載裝置和測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖3。

圖3加載裝置和測(cè)點(diǎn)布置Fig.3Loading Device and Test Point Arrangement

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與荷載-滑移曲線

試件的破壞分為推出破壞和劈裂破壞2種形態(tài)：①推出破壞，角鋼推出而混凝土沒(méi)有發(fā)生破壞；②劈裂破壞，角鋼推出且沿著角鋼縱向的混凝土一側(cè)出現(xiàn)貫通裂縫，裂縫寬度受保護(hù)層厚度的影響顯著，保護(hù)層厚度相對(duì)較大(39 mm)時(shí)，裂縫較細(xì)，保護(hù)層厚度相對(duì)較小(30 mm)時(shí)，裂縫略寬，見(jiàn)圖4，混凝土劈裂時(shí)，發(fā)出較大的“咚”聲。

圖4劈裂破壞Fig.4Splitting Failure

圖5為加載端荷載-滑移曲線(P-S)。由圖5可知，相較推出破壞試件，劈裂破壞試件的極限滑移荷載更小，當(dāng)加載端荷載達(dá)到極限滑移荷載后，荷載降低的速率更快，降幅更大。因此發(fā)生劈裂破壞后，試件承擔(dān)荷載的能力極弱甚至完全喪失承載力。

圖5加載端荷載-滑移曲線Fig.5Load-slip Curves of Loaded End

2.2 極限黏結(jié)強(qiáng)度影響因素分析

在角鋼推出過(guò)程中，假定沿黏結(jié)長(zhǎng)度方向各橫截面的應(yīng)力相等，可采用平均黏結(jié)強(qiáng)度作為各因素對(duì)角鋼與混凝土黏結(jié)界面影響的分析標(biāo)準(zhǔn)。平均黏結(jié)強(qiáng)度τ按照下式計(jì)算[17]

(1)

式中：Ca為角鋼橫截面周長(zhǎng)。

黏結(jié)滑移特征值見(jiàn)表5。由表5可知，初始滑移荷載與極限滑移荷載比值范圍為0.72～0.96，各試件峰值滑移荷載對(duì)應(yīng)的滑移最大值為0.64 mm，即當(dāng)角鋼出現(xiàn)初始滑移荷載后，將會(huì)迅速發(fā)展為全截面滑移。因此，一旦角鋼與混凝土發(fā)生滑移，應(yīng)當(dāng)給予重視。

本文采用極差分析法[18]研究黏結(jié)長(zhǎng)度、保護(hù)層厚度、混凝土強(qiáng)度在不同正交水平對(duì)極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響。極差分析法采用單一因素下單個(gè)水平對(duì)應(yīng)的所有試件黏結(jié)強(qiáng)度的均值表示該因素在此水平下

表5黏結(jié)滑移特征值Tab.5Eigenvalues of Bond-slip

的黏結(jié)強(qiáng)度。取試件C30-L40×4-B50，C40-L50×5-B50，C50-L63×6-B50對(duì)應(yīng)的黏結(jié)強(qiáng)度均值來(lái)反映界面黏結(jié)長(zhǎng)度為50 mm對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響。采用極差分析法分析得到各影響因素與極限黏結(jié)強(qiáng)度相關(guān)關(guān)系，如圖6所示。由圖6中黏結(jié)長(zhǎng)度與極限黏結(jié)強(qiáng)度相關(guān)關(guān)系可知，在試驗(yàn)黏結(jié)長(zhǎng)度范圍內(nèi)(50～150 mm)，極限黏結(jié)強(qiáng)度隨黏結(jié)長(zhǎng)度增大而線性降低。

圖6極限黏結(jié)強(qiáng)度效應(yīng)Fig.6Effect of Ultimate Bond Strength

由圖6中保護(hù)層厚度與極限黏結(jié)強(qiáng)度相關(guān)關(guān)系可知，保護(hù)層厚度增加，極限黏結(jié)強(qiáng)度顯著增大。由于保護(hù)層厚度增大能提高混凝土對(duì)角鋼的側(cè)向約束作用，故極限黏結(jié)強(qiáng)度增大[19]。保護(hù)層厚度為30～39 mm時(shí)，極限黏結(jié)強(qiáng)度增加速率遠(yuǎn)大于保護(hù)層厚度為39～46 mm時(shí)的增加速率。因此，隨著保護(hù)層厚度增大，極限黏結(jié)強(qiáng)度增加速率降低，但總體極限黏結(jié)強(qiáng)度隨保護(hù)層厚度增大而提高。

由圖6中混凝土抗壓強(qiáng)度與極限黏結(jié)強(qiáng)度相關(guān)關(guān)系可知，混凝土強(qiáng)度從32.72 MPa增加為42.91 MPa時(shí)，極限黏結(jié)強(qiáng)度提高約40%，由于混凝土強(qiáng)度增大，增強(qiáng)了混凝土的環(huán)箍作用[9]，極限黏結(jié)強(qiáng)度顯著提高。隨著混凝土強(qiáng)度由42.91 MPa增大為55.34 MPa時(shí)，極限黏結(jié)強(qiáng)度僅提高4%。因此當(dāng)混凝土強(qiáng)度增大至一定值后，極限黏結(jié)強(qiáng)度提高不再顯著。

2.3 極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法

為探求角鋼與混凝土界面極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法，以試件黏結(jié)長(zhǎng)度與混凝土高度之比la/h、混凝土強(qiáng)度f(wàn)cu、保護(hù)層厚度與角鋼肢長(zhǎng)之比C/L為研究參數(shù)，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行回歸分析，建立黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，如式(2)所示。極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值與本文實(shí)測(cè)值對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖7(平均值為1.001 6，標(biāo)準(zhǔn)差為0.214 76，變異系數(shù)為0.214 40)，計(jì)算值與實(shí)測(cè)值較為接近，整體誤差較小。

0.081 3)

(2)

圖7極限黏結(jié)強(qiáng)度對(duì)比Fig.7Comparison of Ultimate Bond Strength

3 有限元分析

3.1 材料本構(gòu)關(guān)系

(1)混凝土：根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]標(biāo)定混凝土單軸受壓的應(yīng)力-應(yīng)變(σc-εc)關(guān)系，如下式所示

(3)

(4)

ε0=0.002+0.5(fck-50)×10-5

(5)

εcu=0.003 3-0.5(fck-50)×10-5

(6)

式中：fck為混凝土28 d抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值；n為系數(shù)，當(dāng)n大于2.0時(shí)，取2.0；ε0為混凝土壓應(yīng)力為fck時(shí)的壓應(yīng)變，當(dāng)計(jì)算的ε0小于0.002時(shí)，取0.002；εcu為混凝土極限壓應(yīng)變，當(dāng)計(jì)算的εcu大于0.003 3時(shí)，取0.003 3。

混凝土積分點(diǎn)出現(xiàn)裂縫后通過(guò)混凝土單軸受拉的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系描述。單軸拉力達(dá)到抗拉強(qiáng)度后(此時(shí)拉應(yīng)變?yōu)棣舤0)，拉應(yīng)力釋放到0.6倍抗拉強(qiáng)度f(wàn)ct。當(dāng)拉應(yīng)變達(dá)到6εt0時(shí)，拉應(yīng)力降為0?；炷量估瓘?qiáng)度根據(jù)文獻(xiàn)[21]建議的普通混凝土抗拉強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度的關(guān)系計(jì)算，如下式所示

(7)

混凝土的單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖8所示。

圖8混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8Stress-strain Curve of Concrete

(2)角鋼：角鋼單調(diào)本構(gòu)關(guān)系采用理想彈塑性模型,模型中材料屈服強(qiáng)度和初始彈性模量采用表2中試驗(yàn)結(jié)果。

3.2 單元介紹及界面作用的實(shí)現(xiàn)

混凝土采用8節(jié)點(diǎn)Solid65單元模擬，該單元可模擬混凝土的開(kāi)裂、塑性變形等功能，計(jì)算時(shí)關(guān)閉壓碎功能。角鋼采用8節(jié)點(diǎn)Solid185單元模擬，具有彈性、塑性等特性。角鋼與混凝土接觸面插入面-面接觸單元。角鋼表面為剛性目標(biāo)面，目標(biāo)單元采用Targe170單元模擬，見(jiàn)圖9(a)?；炷撩鏋槿嵝越佑|面，接觸單元采用Conta174單元，見(jiàn)圖9(b)。

圖9接觸對(duì)Fig.9Contact Pair

化學(xué)膠結(jié)力和摩擦力由庫(kù)侖摩擦模型[21]實(shí)現(xiàn)。在接觸面滑動(dòng)前，界面處于黏合狀態(tài)，當(dāng)界面間黏聚力COHE與初始摩擦力μP之和超過(guò)容許剪應(yīng)力τmax后，進(jìn)入滑動(dòng)狀態(tài)，見(jiàn)圖10，μ為摩擦因數(shù)。

圖10庫(kù)侖摩擦模型Fig.10Coulomb Friction Model

本文COHE取值參考試驗(yàn)初始滑移荷載對(duì)應(yīng)的黏結(jié)應(yīng)力，具體取值見(jiàn)表6。

表6有限元模型COHE取值Tab.6Values of COHE in Finite Element Model

摩擦因數(shù)μ初值取0.45[22]，當(dāng)加載端荷載達(dá)到極限滑移荷載后，摩擦因數(shù)隨界面滑移值變化而呈負(fù)指數(shù)衰減[23]，得到本文采用的摩擦因數(shù)衰減模型，如式(8)所示。由于摩擦因數(shù)在計(jì)算荷載步間進(jìn)行變化，而重啟動(dòng)分析可以實(shí)現(xiàn)在原來(lái)分析的基礎(chǔ)上繼續(xù)計(jì)算，故摩擦因數(shù)的衰減過(guò)程由重啟動(dòng)分析實(shí)現(xiàn)。

(8)

式中：η為衰減系數(shù)，根據(jù)試算確定。

圖11實(shí)常數(shù)CNOF調(diào)整初始接觸Fig.11Adjust Initial Contact by Real Constant CNOF

機(jī)械咬合力由面-面接觸單元適用的過(guò)盈裝配[21]實(shí)現(xiàn)。組成過(guò)盈連接后，混凝土為“包容件”，角鋼為“被包容件”。由于接觸面處的彈性變形和過(guò)盈裝配量，在接觸面產(chǎn)生法向壓力。當(dāng)加載端承受外荷載時(shí)，接觸面靠法向壓力所產(chǎn)生的摩擦力或摩擦力矩來(lái)傳遞荷載。過(guò)盈裝配通過(guò)實(shí)常數(shù)CNOF指定接觸面偏移(圖11)實(shí)現(xiàn)，且ANSYS能夠自動(dòng)閉合間隙或減少初始穿透。本文過(guò)盈值CNOF取值范圍為0.3～0.6。

3.3 有限元模型

有限元計(jì)算模型如圖12所示。求解時(shí)約束混凝土下底面節(jié)點(diǎn)的豎向自由度，將角鋼頂面節(jié)點(diǎn)耦合于一點(diǎn)(角鋼形心正上方)，施加位移荷載。

圖12有限元模型Fig.12Finite Element Model

3.4 荷載-滑移曲線FEM計(jì)算值與試驗(yàn)值比較

圖13為模擬所得加載端荷載-滑移曲線，根據(jù)試驗(yàn)中試件所采用的角鋼規(guī)格分3組列出。

圖13荷載-滑移曲線FEM計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Fig.13Comparisons of FEM Calculation Values and Test Values of Load-slip Curves

圖13表明，推出破壞試件整體吻合較好，而由于試驗(yàn)過(guò)程中存在誤差，試件加工也存在偏差，試件劈裂破壞的程度不穩(wěn)定，法向壓力有差異，因此劈裂破壞試件下降段計(jì)算值與試驗(yàn)值相差略大。

3.5 黏結(jié)機(jī)理分析

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果(圖5)與有限元分析結(jié)果(圖13)，加載端荷載-滑移曲線趨勢(shì)可歸納為圖14中的典型曲線(Sr為殘余滑移，Pr為殘余荷載)，包括膠結(jié)段(Oa)、上升段(ab)、下降段(bc)和殘余段(cd)，各階段黏結(jié)機(jī)理可闡述為：

圖14典型P-S曲線Fig.14Typical Curves of P-S

(1)膠結(jié)段(Oa):初加載時(shí)，黏結(jié)界面無(wú)相對(duì)滑移，加載端存在固定傳遞長(zhǎng)度ltr,b[24]，傳遞長(zhǎng)度區(qū)域混凝土和角鋼出現(xiàn)相對(duì)滑移趨勢(shì)，經(jīng)過(guò)傳遞長(zhǎng)度區(qū)進(jìn)入非傳遞區(qū)，角鋼與混凝土的應(yīng)變相同，共同承受軸向壓力。傳遞長(zhǎng)度ltr,b區(qū)域內(nèi)和非傳遞區(qū)局部黏結(jié)界面化學(xué)膠結(jié)力和靜摩擦力共同發(fā)揮作用。Oa段黏結(jié)滑移機(jī)理見(jiàn)圖15。

圖15Oa段黏結(jié)應(yīng)力分布Fig.15Distribution of Bond Force at Oa Section

(2)上升段(ab)：當(dāng)加載端荷載達(dá)到初始滑移荷載Po時(shí)，傳遞長(zhǎng)度區(qū)域發(fā)生滑移，如圖16(a)所示，化學(xué)膠結(jié)力喪失且由于角鋼表面不能絕對(duì)平整，角鋼與混凝土擠壓產(chǎn)生法向壓力，進(jìn)而產(chǎn)生動(dòng)摩擦力和機(jī)械咬合力，產(chǎn)生機(jī)理由見(jiàn)圖17。

圖16初始滑移荷載對(duì)應(yīng)的黏結(jié)界面狀態(tài)Fig.16Bond Interface State Corresponding to Initial Slip Load

圖17界面擠壓Fig.17Interface Extrusion

初始滑移時(shí)接觸壓力分布如圖16(b)所示，對(duì)相同橫截面而言，越靠近肢背處的接觸壓力越大，角鋼外側(cè)的接觸壓力大于內(nèi)側(cè)。應(yīng)當(dāng)指出，對(duì)于工程應(yīng)用的角鋼混凝土構(gòu)件，當(dāng)混凝土保護(hù)層厚度足夠大時(shí)，若混凝土仍整體向中心收縮，靠近肢背處約束作用被加強(qiáng)，角鋼內(nèi)側(cè)約束作用被減弱。對(duì)于內(nèi)配工型鋼、H型鋼試件，型鋼翼緣外表面的黏結(jié)應(yīng)力約為內(nèi)表面和腹板表面黏結(jié)應(yīng)力的2倍[8-9]。因此型鋼截面形式和混凝土收縮作用均是影響?zhàn)そY(jié)應(yīng)力分布的重要因素。

隨著加載端荷載增大，靠近加載端部分混凝土被剝離，僅有摩擦力，傳遞長(zhǎng)度向非傳遞區(qū)移動(dòng)，并逐步發(fā)展為全截面滑移?？傪そY(jié)力(動(dòng)摩擦力和機(jī)械咬合力)持續(xù)增大至極限黏結(jié)強(qiáng)度。ab段黏結(jié)滑移機(jī)理如圖18所示。

圖18ab段黏結(jié)應(yīng)力分布Fig.18Distribution of Bond Force Distribution at ab Section

(3)下降段(bc)：加載端與自由端摩擦應(yīng)力梯度達(dá)到最大，見(jiàn)圖19(a)。隨著滑移量增加，混凝土表面凸出的混凝土被剝離帶出，填充角鋼和混凝土內(nèi)凹的區(qū)域，自由端滑移后會(huì)帶出部分已破壞的混凝土碎屑，混凝土對(duì)角鋼的包裹作用變小，摩擦應(yīng)力梯度逐步減小并伴隨較大滑移量，如圖19(b)所示。bc段滑移機(jī)理如圖20所示。

圖19不同滑移值對(duì)應(yīng)的摩擦應(yīng)力(單位：MPa)Fig.19Friction Stress Corresponding to Different Slips (Unit:MPa)

圖20bc段滑移機(jī)理Fig.20Slip Mechanism of bc Section

應(yīng)當(dāng)指出，當(dāng)混凝土約束較弱時(shí)，裂縫擴(kuò)展使得試件沿著角鋼肢尖發(fā)生劈裂破壞。本文試驗(yàn)表明，混凝土保護(hù)層厚度較小時(shí)，發(fā)生瞬時(shí)的混凝土劈裂破壞。因角鋼的肢尖存在致裂作用，故在工程應(yīng)用中應(yīng)當(dāng)著重考慮。

(4)殘余段(cd)：黏結(jié)界面被逐漸磨平，界面黏結(jié)應(yīng)力趨于穩(wěn)定。

3.6 傳遞長(zhǎng)度計(jì)算方法

有限元計(jì)算得到的各試件傳遞長(zhǎng)度ltr,b值如圖21所示，定義先發(fā)生滑移的界面長(zhǎng)度為傳遞長(zhǎng)度值。

圖21傳遞長(zhǎng)度有限元計(jì)算結(jié)果(單位:mm)Fig.21Results of FEM Calculation of Transfer Length (Unit:mm)

建立傳遞長(zhǎng)度與混凝土抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu、保護(hù)層厚度C、角鋼肢長(zhǎng)L、初始滑移荷載對(duì)應(yīng)的黏結(jié)應(yīng)力τo、鋼材彈性模量Es與混凝土彈性模量Ec之比相關(guān)關(guān)系，如式(9)所示，Ec根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》確定[20]。傳遞長(zhǎng)度公式計(jì)算值與有限元計(jì)算值對(duì)比見(jiàn)圖22(平均值為1.003 3，標(biāo)準(zhǔn)差為0.076 93，變異系數(shù)為0.076 67)，整體誤差較小。

(9)

圖22傳遞長(zhǎng)度對(duì)比結(jié)果Fig.22Comparison Results of Transfer Length

4 結(jié)語(yǔ)

(1)極限黏結(jié)強(qiáng)度隨混凝土強(qiáng)度提高和保護(hù)層厚度增大而增大，但隨黏結(jié)長(zhǎng)度增大而線性降低。

(2)角鋼肢尖存在致裂作用，工程應(yīng)用中應(yīng)予以重視。試件發(fā)生劈裂破壞后，極限黏結(jié)強(qiáng)度明顯降低，承載能力急劇下降。保護(hù)層厚度較小時(shí)，試件更容易發(fā)生劈裂破壞，建議著重考慮保護(hù)層厚度的取值。

(3)有限元模型較好地模擬了界面黏結(jié)力的構(gòu)成和摩擦力隨滑移發(fā)生變化的過(guò)程。試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果均表明，加載端荷載-滑移曲線可分為膠結(jié)段、上升段、下降段和殘余段。

(4)數(shù)值模擬結(jié)果表明，加載初期固定傳遞長(zhǎng)度區(qū)域產(chǎn)生滑移趨勢(shì)。隨著荷載增大，黏結(jié)界面加載端向自由端逐步發(fā)生滑移，傳遞長(zhǎng)度保持不變。傳遞長(zhǎng)度值與混凝土抗壓強(qiáng)度、保護(hù)層厚度、角鋼肢長(zhǎng)、初始滑移荷載對(duì)應(yīng)的黏結(jié)應(yīng)力、鋼材與混凝土彈性模量之比相關(guān)。