混合结构PBL剪力键群承载力试验研究

1、第47卷第6期2014年6月土木工程学报CHINACIVILENGINEEINGJOUNALVol47JunNo62014混合结构PBL剪力键群承载力试验研究汪维安李乔赵灿晖庄卫林（西南交通大学，四川成都610031）摘要：混合结构中钢混结合段的剪力传递直接取决于剪力键群的承载力。为研究混合结构PBL剪力键（perfobondribshearconnector）群的承载力，进行9组18个多排剪力键的静载试验，分析PBL剪力键群试件加载全过程的滑移分布及负载特征，并从单个剪力键的荷载-滑移分布出发，结合各排剪力键层间滑移的分布规律，通过累加各排剪力提出剪力键群承载力的计算方法。同时根据对大量测试

2、数据的统计分析，给出PBL剪力键滑移分布对应的荷载，键群正常使用极限荷载的指标。试验研究表明：混合结构中单个PBL剪力键的荷载-滑移关系可用Buttry渐进曲线表述；PBL剪力键群各排剪力键的层间滑移服从二次曲线分布；PBL剪力键群正常使用极限荷载可取剪力键群平均滑移量02mm所对应的荷载。所提出的计算方法很好地解决了当前PBL群承载力计算上的不足，计算公式与试验结果吻合良好。关键词：混合结构；PBL剪力键群；承载能力；荷载-滑移；滑移分布；极限荷载中图分类号：U44838TU318+1文献标识码：A131X（2014）06-0109-09文章编号：1000-Experimentalstudy

3、onbearingcapacityofPBLshearconnectorgroupinhybridstructuresWangWeianLiQiaoZhaoCanhuiZhuangWeilin（SouthwestJiaotongUniversity，Chengdu610031，China）Abstract：Thesheartransferofsteel-concretejointsectionsdirectlydependsonthebearingcapacityofshearconnectorgroupsinhybridstructuresThestatictestson9-type18sp

4、ecimensofmulti-rowperfobondribshearconnectors（PBL）wereconductedtoinvestigatethebearingcapacityofPBLshearconnectorgroupsOnthebasisoftheload-slipdistributiononasingleshearconnector，theslipdistributionandloadcharacteristicofPBLshearconnectorgroupsinthewholeloadingprocesswerestudiedTheslipdistributionru

5、lesamongmulti-rowshearconnectorswereanalyzed，andacalculationmethodforthebearingcapacityofPBLshearconnectorgroupswasproposedbyaddinguptheloadscorrespondingtotheslipdistributionofthePBLshearconnectorInaddition，theloadindexinserviceabilitylimitstatewaspresentedaccordingtothestatisticalresultsofagreatam

6、ountofexperimentaldataExperimentalresultsshowthattheload-sliprelationofasinglePBLshearconnectorinthehybridstructurecanbeexpressedintheformofasymptoticButtrycurve，andtheslipcharacteristicsamongdifferentrowsofPBLshearconnectorsfollowquadraticcurvedistributionMeanwhile，theloadcorrespondingto02mmaverage

7、slipofthePBLshearconnectorgroupisrecommendedastheultimateloadinserviceabilitylimitstateforaPBLshearconnectorgroupTheproposedanalyticalmethodonthebearingcapacityofPBLshearconnectorgroupsefficientlyovercomethedefectsincurrentcalculationmethodanditisprovedbytheexperimentalresultsKeywords：hybridstructur

8、e；PBLshearconnectorgroup；bearingcapacity；load-slip；slipdistribution；ultimateloadE-mail：vten1163com在钢混组合结构桥梁中得到了大量应用。在混合结引言PBL剪力键由于施工方便，受力性能良好，近年来构中开孔钢板及其传力母板均被埋置于外围混凝土中，其破坏形态与受力机理与叠合梁剪力键具有较大不同。同时在混合结构中，钢结构所承受的荷载是以集中力的方式作用于剪力键群的，各排各列剪力键的受力具有较大差别，在荷载作用下，剪力键群内存这使得剪力键群结构行在着复杂的剪力重分配过程，为十分复杂，仅根据单个剪力键的结构行为

9、难以准确151108383）基金项目：国家自然科学基金（51178393，作者简介：汪维安，博士研究生05-23收稿日期：2013-·110·2土木工程学报表1PBL剪力键群试件类型2014年评价剪力键群的安全性和承载能力。目前对单个PBL剪力键受力机理及承载能力的研究已比较深入，但由于PBL剪力键群受力机理的复杂性，关于PBL剪力键群承载力的研究成果较少，这使得混合结构钢混3结合段的受力更多地依赖于模型试验，缺乏理论基4础。学者Kim在计算PBL剪力键群极限承载力时Table1试件编号SCG4-1SCG4-2SCG4-3SCG4-4SCG4-5SCG4-6SCG4-7SC

10、G4-8SCG4-9*SpecimentypesofPBLshearconnectorgrouphpDdbndsfc备注考察强度影响考察孔径考察间距考察配筋（mm）（mm）（mm）（排）（mm）（MPa）（%）25252525252525222260606045806060606020202016252020202044444444420020020020020012030020020042210335930033672033PBL剪力键提出了强度折减系数的概念，并针对Twin-群的极限承载力给出了折减系数08的计算公式，但其缺乏理论依据，更不能反映试件在整个加载历程中不同滑移分布下的负载特征

11、。本文首先根据南京三桥、四桥PBL剪力键试验数据为基础，归纳出单个PBL剪力键承载能力的荷载-滑移关系曲线；然后在9组18个多排PBL剪力键群试验的基础上，研究了各排剪力键间的滑移分布特征；最后根据单个剪力键的承载能力结合剪力键群多排剪力键的层间滑移分布规律给出了剪力键群承载力的计算方法，并提出了正常使用状态下剪力键群的强度指标，为PBL剪力键在工程中的应用提供理论依据。593003360430334871033593003342340154234015注：带*试件为无黏结试件，其余均为有黏结试件。7组试件分别采第6、察剪力键间距对承载力的影响，用了2D及5D（D为开孔孔径）的开孔间距。基准试

12、9组试件横向箍筋配件横向箍筋配箍率033%，第8、筋率采用015%，不同的配筋率设置用以考察横向箍筋配筋率对承载力的影响；基准试件混凝土设计强度为C45，前三组试件采用了不同的混凝土配比，以考察强度对剪力键群受力性能的影响。试件混凝土粗骨料的最大粒径25mm，室外养护28d，试件参数详见表1，构造大样见图1。111试验概况试件设计适用于叠合梁PBL剪力键的推出试验，由于其PBL试件的破坏形态与受力机理同混合结构中剪力键具有较大区别，其极限承载能力远低于混合结构的剪5力键，与混合结构试验成果相比偏于保守。因此本6试验借鉴日本鹤见航道桥（TsurumiFairway）结合段剪力键试件的设计方法，竖

13、向选用4排PBL剪力键，1SCG4-9，制作的9组试件编号分别为SCG4-每组2D分别为开孔板板个试件，试件类型见表1。表中hp、ds分别为剪力厚及开孔直径；db为穿孔钢筋直径；n、键沿加载方向的排数及间距；fc为试件混凝土的抗压强度；为横向钢筋的断面配筋率。1SCG4-8为有黏结试件，试件SCG4-开孔钢板9为无黏结与混凝土直接接触；作为对比，试件SCG4-试件，通过在开孔板上布置薄膜，消除或减小黏结应力对PBL剪力键承载力的影响。开孔钢板采用厚度25mm（第8、9组为22mm）的Q345B低合金高强度结构钢。各排剪力键开孔直径相同，基准试件采用工程中广泛使用的60mm孔径，穿孔钢筋采用直径

14、20mm的HB335带肋钢筋。为考察孔径对剪力键群承载力5组试件变更了开孔孔径，的影响，第4、并根据南京三桥剪力键选型试验，选取与开孔相匹配的贯穿钢筋。基准试件的各排剪力键竖向间距为200mm，为考22Fig1图1PBL剪力键群试件构造（单位：mm）DetailsofPBLgroupspecimens（units：mm）试验布置为研究不同加载阶段下各排剪力键所承担的荷载变化，选择各排剪力键对应钢板上的关键截面点布置直角电阻应变片，单面布置40张，同时为避免大应变变形下，应变片数据采集的不足，试件在开孔钢板中沿加载方向铺设了多条分布式传感光纤（见图2（a）。各排剪力键的相对滑移直接反映对应剪力键

15、的荷载特征，同应变测试一样，各排剪力键相对滑移的第47卷第6期汪维安等·混合结构PBL剪力键群承载力试验研究·111·测量是试验测试的重要内容。通过在混凝土榫对应位置的外围混凝土中预留观测孔，然后在开孔板上焊接引伸钢筋，在试件侧面布置千分表，测量剪力键与钢板间的相对滑移，如图2（b）所示。25试验结果试件在加载过程中，在靠近开孔板板宽两侧试件中部或底部的混凝土首先出现裂缝，此时相对滑移很小，记此滑移为开裂滑移Sgc，对应的荷载为开裂荷载Pgc。随着荷载的增加，板宽两侧的混凝土裂缝逐渐增多。试验完成后，打开试件以观察剪力键的破坏特征。表1的9组试件的破坏形态均呈现出

16、混凝土榫的1-1试剪断及穿孔钢筋的拉剪破坏，图4示出了SCG4-件开孔内混凝土榫的破坏状况，可以看出孔内混凝土完整无损，混凝土榫断裂面凹凸不平；穿孔钢筋已极度弯曲，其两端均被剪断，开孔板上具有明显的擦痕。图2Fig2试验测试及布置（单位：mm）Testmeasurementandlayout（units：mm）23数据采集图4Fig4SCG4-1-1试件破坏形态试验中电阻应变片数据采集采用UCAM应变测试仪，应变片温度补偿通过独立设置温度补偿片进行分离。光纤应变采集采用NEUBEX公司的NEUBESCOPENBX-7000型光纳仪（见图3（a），光纤应变采集的采样间隔1cm，空间分辨率5cm。

17、各排剪力键的相对滑移通过在各观测孔对应位置架设的千分表进行实时测量。24试验加载试验在2500kNMTS电液伺服结构试验机上进行。首先根据计算确定加载方案，加载采用：预载FailuremodeofspecimenSCG4-1-1图5给出了典型PBL群试件加载端的荷载-滑移曲线，图中标示的坐标点为极限荷载及其对应的极限滑移。可以看出PBL键群试件的加载全过程的荷载-滑移曲线对应于试件的四个不同力学阶段，即拟弹性段、弹塑性段、屈服强化段及下降破坏段。PBL剪力键群的极限承载力对应于荷载-滑移曲线中的荷载峰值，即为极限荷载Pgu，相应的滑移为Sgu，其破坏特征以最靠近加载端的顶层剪力键剪断为标志。荷

18、载达到Pgu下层剪力键依次后，顶层剪力键剪断，随着滑移增加，逐步破坏，直至失效滑移Sgm。表2给出了各PBL群试件的极限承载能力及其滑移指标。力加载位移加载模式。当PBL剪力键进入屈服阶段时改为位移加载。预载加载3次，预加载按试件屈服荷载的40%进行，每次加载15min后卸载归零；力加载首先按200kN荷载增量加载，试件出现裂缝后按100kN荷载步加载；PBL剪力键群整体进入屈服阶段后采用位移加载模式，按2mm加载至强化段，再按4mm位移加载直至试件破坏，以测试试件的极限承载能力，试验加载装置见图3（b）。图3Fig3试验数据采集及试验加载Testdatacollectionandloadin

19、g图5Fig5滑移曲线典型PBL群试件的荷载-Load-slipcurvesofPBLgroupspecimens·112·表2Fig2土木工程学报2014年PBL群试件的承载能力及滑移指标BearingcapacityandslipindexofPBLshearconnectorgroupspecimens注：各滑移值为沿加载方向试件顶层混凝土与开孔板的相对滑移量。2滑移关系单个PBL剪力键的荷载-PBL剪力键群加载全过程的荷载-滑移特性与每组42个试件试验数据为基础，回归处理后，得到单个PBL剪力键的极限承载力Pu：fc为混凝土榫的截面积及抗压强度；Ad、fy为式中：A

20、c、fs为横向箍筋的截贯穿钢筋的截面积及屈服强度；Atr、面积及屈服强度。式（2）即为PBL剪力键在自然界面（开孔板无防护）下的承载力表达式，对于作防护处理的无黏结试件，其界面摩擦显著变小，式（2）中最后一项系数取零。C与PBL剪力键试件的混凝土抗压经方差分析，强度fc及表征剪力键刚度的开孔直径D紧密相关。10整理后得到下式：将确定的C及Pu代入式（1），Pu=498Acc+255Adfy+065Atrfs（2）排剪力键的荷载-滑移特性息息相关，剪力键群的承载能力是各排剪力键承载力的总和，而各排剪力键的滑移分布直接对应其荷载特征，为此首先研究单个PBL剪力键的荷载-滑移关系。为考察单个PBL剪

21、力键加载全过程的结构行为，以南京三桥剪力键选型试验、南京四桥分布传力锚固系统及其补充试验的12组42个试件试验数据为基础，研究单个PBL剪力键在各工作阶段的荷载-滑移规5，7。律，试件设计及细部构造详见文献混合结构PBL剪力键的荷载-滑移全曲线不同于组合梁或叠合梁推出试验的荷载滑移曲线，后者由于剪力键的受力存在较为明显的掀起作用，横向钢筋的约束较弱，其荷载-滑移曲线具有较为明显的下降段，而前者的剪力键由于外包混凝土中横向钢筋的较强约束，在混凝土榫剪切破坏模式下其荷载-滑移曲线具有明显的强化上升段。经曲线拟合分析，混合结构单8个PBL剪力键的荷载-滑移关系相似于学者Buttry滑移曲线，在起始阶

22、段荷载-滑移曲提出的栓钉荷载-线较为陡峭，接近于极限滑移时，剪力键负载趋于极限承载力，其形式如下所示：P=PuCS/（CS+1）（1）P=Pu082219fcD075S1004198fcD0360361+082219fcD075S1004198fcD（3）式（3）即为单个PBL剪力键加载全过程的荷载-滑移关系曲线。图6给出了试验的荷载滑移曲线与式（3）拟合曲线的对比图，可以看出试验得到的荷载-滑式中：Pu为单个PBL剪力键的极限承载力；S为剪力键各个加载历程的滑移量；C为回归参数，其决定了荷载-滑移曲线的形状；P为相应于S的荷载。单个PBL剪力键的极限承载力Pu由三部分构成，贯穿钢筋的拉剪贡即

23、混凝土榫的抗剪的贡献，献，基于剪力-摩擦效应的横向箍筋的贡献，以上述129图6Fig6单个PBL剪力键的荷载-滑移曲线拟合对比Comparisonoffittingandtestedload-slipcurvesforasinglePBL第47卷第6期汪维安等·混合结构PBL剪力键群承载力试验研究·113·移曲线与拟合曲线具有高度的相关系数，说明拟定的单个PBL剪力键的荷载-滑移曲线较好地反映了剪力键的变形特征。有关单个PBL剪力键的荷载-滑移分布，限于篇幅，将另文研究。某荷载工况i下各剪力键的Sij/Sit的百分比分布图。图中可以看出，在荷载较小时剪力键群的平均

24、滑移也较小，此时各排剪力键间的滑移分布很不均匀，靠近加载端的上排剪力键滑移明显，而下排剪力键滑移很小；随着剪力键群平均滑移的增加，各排剪力键间的滑移分布趋于均衡。对于选型合理，剪力键间距适当且破坏模式表现为混凝土榫及穿孔钢筋剪切破坏的PBL剪力键群构件，在趋于最大负载时，各排剪力键均能达到屈服，构件承载力能够达到理想发挥。从图8可以看出，各排剪力键在不同荷载工况i下的滑移分布服从二次曲线，可表示为下式：Sij=001n（aij2+bij+ci）Sie（4）3剪力键群中各排剪力键的滑移分布试验中通过在各排剪力键观测孔中布置的引伸钢筋，由千分表读出各排剪力键在各加载工况下的相3-2各排剪力键的荷对

25、滑移。图7给出了试件SCG4-载-滑移曲线，图中标注了曲线上部分关键点的滑移及对应的总载荷（为使得图面清晰，采用了瀑布图方式）。bi、ci为在荷载工况i下与剪力键群平均滑移式中：ai、Sie相关的系数；j=1，2，n，为剪力键的空间分布特征，自加载端起编号；n为试件中各排剪力键的总数。经非线性回归分析，在PBL剪力键群的整个加载b、c均服从于指数联合分布。图9给历程中，参数a、出了基于试验数据的各参数拟合曲线，式（5）（7）分别给出了各参数的表达式：a=185721242（1eSe/1075）17074（1eSe/0098）b=120523+10636（1eSe/108）+图7Fig7PBL剪

26、力键群中各剪力键的荷载-滑移（5）（6）（7）108239（1eSe/0099）c1eSe/1074）142535（1eSe/0103）Load-sliprelationofeachrowPBLinthegroup沿可以看出在PBL剪力键群试件的加载历程中，荷载方向靠近加载端的上排剪力键整体呈现出较远离加载端的下排剪力键大的滑移分布，上排剪力键屈服后，荷载在下排剪力键间进行了重分配，这使得PBL剪力键群试件较单个剪力键表现出更好的位移延性及更大的负载特征。为方便研究群中各排剪力键间滑移的分布，设某2，n，n一荷载工况i下各剪力键的滑移为Sij（j=1，为试件中各排剪力

27、键总数），剪力键群的总滑移为Sit，平均滑移为Sie（Sie=Sit/n），图8给出了部分试件在式中：Se为任一荷载工况下剪力键群的平均滑移。某荷载工况i的平均滑移Sie确定后，采用式（5）（7）计算滑移分布的各参数a、b、c，代入式（4）后即可分别得到各排剪力键的相对滑移。式（5）（7）是在基准的剪力键间距333D（D为开孔直径）的基础上回归建立的，考虑到剪力键间距越大，各排间的滑移分布越不均匀，为此应考虑剪力键间距的影响。对于不同的剪力键间距情况，式（4）中的j值应采用以第n排为距离原点的名义空间分布特征值（j=n时编号不变，其余j值按空间分布进行插值）。图8Fig8PBL剪力键群各排剪力

28、键的滑移分布SlipdistributionofeachrowPBLinthegroup·114·土木工程学报2014年图9Fig9各排剪力键滑移分布的参数拟合ParameterfittingofslipdistributiononeachrowPBLinthegroupn4-1试件4排剪力键在整个加图10给出了SCG4-载历程下的实测滑移与采用二次曲线拟合得到的滑移分布的对比图。为方便比较，横坐标4排剪力键的平均滑移采用对数坐标。从图中可以看出拟合数据与实测数据具有较好的一致性。Pg=Pj（Sj）j=1（8）式中：Pg为剪力键群在某荷载步下的负载；n为剪力键的排数；Sj为

29、第j排剪力键的滑移分布；Pj为Sj的函数，代表与第j排剪力键的滑移Sj相关的荷载。基于各排剪力键间的滑移分布为二次曲线的设定，首先由式（4）计算出各排剪力键的相对滑移，代入式（1），累可得到各排剪力键与其滑移相关的荷载Pj，加各排剪力键的荷载Pj，即得剪力键群的总负载Pg。图10Fig10各排剪力键的荷载-滑移曲线拟合对比eachrowPBLinthegroupComparisonoffittingandtestedload-slipcurvefor441PBL剪力键群试件的承载能力计算PBL剪力键群的承载力PBL剪力键群中各剪力键共同承担着外荷载，在整个加载历程中，各排PBL剪力键间存在着复

30、杂的荷载重分配过程。PBL剪力键群的极限承载力绝不仅仅是单个PBL剪力键的极限承载力之和，而是由各排剪力键共同分担的结果，但PBL剪力键群达到极限承载力时，远离加载端的剪力键并未达到极限荷载。考虑到各排剪力键的滑移与其承担的荷载息息相关，各排剪力键的滑移虽并不等于其各自的荷载分担，但却真实呈现了剪力键群之间荷载的重分配过程，因此PBL剪力键群的承载力是各排剪力键滑移曲线对应的承载力之和，即：图11Fig11剪力键群计算负载与试验负载对比thePBLgroupComparisonofcalculatedandtestedloadfor第47卷第6期汪维安等·混合结构PBL剪力键群承载力

31、试验研究·115·图11为部分PBL群试件在整个加载历程下的试验负载与计算负载的对比图，图中横坐标为各排剪力键滑移的均值Se。图11（a）中的两试件仅变化了混凝土的强度，但其极限荷载具有较大差别，说明混凝土强度对剪力键群的极限承载力影响显著；图11（b）呈现了不同剪力键刚度的两试件的荷载-滑移关系，可以看出开孔板直径较大的试件其极限承载力较高。从图中可以看出在整个加载历程中，采用单个剪力键的滑移曲线并通过累加各排剪力键滑移对应的荷载得到的计算负载与试验负载具有较好的一致性。42极限承载力Pgu及滑移Sgu的计算为便于采用式（8）计算PBL剪力键群的极限承载=el+pl由下式

32、12（10）式中：el、pl为穿孔钢筋的弹性变形及塑性变形，分别计算：el=2Du（e+1）/Ecpl=2（susy）db（1（022e/db）033（11）/（fc/20）05（12）式中：Du为极限插销强度；e为竖向剪力与钢筋支承端的间隙；为比拟为弹性地基的支承混凝土的模量；Ec、fc为支承混凝土的弹性模量及抗压强度；su、sy分别为穿孔钢筋断裂时的极限应变及屈服应变。表3示出了全部9组PBL群试件的极限承载能力值的对比情况，表中第二列为采用式（9）计算得到的极限滑移，第三列为采用式（8）计算得到的在极限滑移时的极限荷载，第四列为PBL剪力键群极限承载力的试验值，第五列给出了计算值与试验值

33、的误差，可以看出计算值与试验值相当吻合，说明本文提出的计算方法正确，能够通过单个剪力键的强度计算及预测剪力键群的强度。表3还给出了单个剪力键的平均承载力以及按式（3）计算得到的单个剪力键的极限承载力，表中最后一列为群中单个键的承载力的强度折减系数，可以看出剪力键群中单键的平均承载力有一定程度的折减，但对于剪力键间距大于25D的四排剪力键群试件，折减约在15%以内，折减并不明显，这说明PBL剪力键群在合理的选型及构造下，各排剪力键承载力均能得到较好发挥。相对单个剪力键而言，PBL群结构具有明显的荷载下降段，且其极限滑移均13超过15mm，按照Eurocode4规范对延性剪力键的PBL剪力键群是具

34、有优良延性指标的连接件。定义，下面给出剪力键群极限承载力Pgu相对应的极力Pgu，限滑移Sgu。前述PBL剪力键群的极限承载力以顶层剪力键剪断为标志，此时顶层剪力键的相对滑移即为极限滑移Sgu。由第3节可知，剪力键群在极限承载力时，各排剪力键的滑移已相当均匀，因为PBL剪力键2的屈服强度约对应于滑移12mm时的结构负载，剪力键屈服后滑移稳定增长的同时荷载却变化缓慢。为方便计算，剪力键群的平均极限滑移Seu可取顶层的极限滑移Sgu。Sgu由两部分组成，即穿孔钢筋上部与开孔板圆孔上缘的距离及穿孔钢筋的弹塑性变形。Sgu=05（Ddb）+（9）式中：为穿孔钢筋的弹塑性竖向变形，其余参数意义同前。穿孔

35、钢筋的插销作用是混凝土剪力传递的重要内容，穿孔钢筋在混凝土内的受力状态可比拟于地基梁11，式（9）中的钢筋变形由两部分组成：表3Fig3PBL剪力键群极荷载的对比ComparisonofultimateloadforPBLgroupspecimensPBL群极限荷载单个PBL极限荷载计算Pgs（kN）81912021472128615149311381683571开裂Pgc（kN）14501500160015501600140018001000650试验Pgu/4（kN）525051386138457572754763641339003185单键Pu（kN）541957056222531982

36、505534646845003765折减（%）31991414011813909133154试件编号计算Sgu（mm）计算Pgu（kN）199520532216188026732002231616561260试验Pgu（kN）210020552455183029101905256515601274误差（%）500197278151976211SCG4-1SCG4-2SCG4-3SCG4-4SCG4-5SCG4-6SCG4-7SCG4-8SCG4-9250243240177328247243250250注：表中的承载力试验值均为一组两试件的平均值。·116·土木工程学报201

37、4年43正常使用极限强度Pgs前述讨论了极限承载力的计算方法，在设计中工的增加层间滑移渐趋均匀。通过非线性回归分析，给出了多排剪力键的层间滑移分布函数。（4）PBL剪力键群的极限承载力以顶层剪力键剪断为标志，此后剪力键群荷载-滑移曲线进入下降段。PBL剪力键群正常使用极限荷载可取剪力键群的平均滑移量02mm对应的荷载，该指标取值不仅使得PBL剪力键的承载力得到较好的发挥，同时确保了结构的耐久性及结构安全。（5）本文提出的计算PBL剪力键群承载力的方理论计算荷载与试验数据具有较好的一致性，为法，PBL剪力键在工程中的应用提供了理论依据。考虑到PBL剪力键的承载机理较为复杂，影响因素众多，群中各剪

38、力键之间的荷载传递仍需进一步研究。参考文献1王振海埋入式PBL剪力连接件力学特性及承载机理D成都：西南交通大学，2011（WangZhenhai研究Studyonmechanicalpropertyandload-bearingmechanismofembeddedperfobondribshearconnectorsDChengdu：Chinese）2娄学全，武焕陵，崔冰，等悬索桥主缆分布传力锚固系M北京：人民交通出版社，2012：34-统设计与施工37（LouXuequan，WuHuanling，CuiBing，etalDesigningandconstructionofsuspensio

39、nbridgemaincableanchortransferringloaddistributivelyMBeijing：ChinaCommunicationsPress，2012：34-37（inChinese）3KimS，LeeC，DavaadorjA，etalExperimentalevaluationofjointsconsistingofparallelperfobondribsinsteel-PSChybridbeamsJInternationalJournalofSteelStructures，2010，10（4）：373-3844KimS，LeeC，AhnJ，etalExper

40、imentalstudyonjointofsplicedsteelPSChybridgirder，PartI：Proposedparallel-perfobond-rib-typejointJEngineering2011，33（8）：2382-2397Structures，5张清华，李乔，唐亮桥塔钢-混凝土结合段剪力键破坏J中国公路学报，2007，20（1）：机理及极限承载力85-90（ZhangQinghua，LiQiao，TangLiangFracturemechanismandultimatecarryingcapacityofshearconnectorsappliedforstee

41、l-concretejointsegmentofbridgeJChinaJournalofHighwayandTransport，2007，pylon20（1）：85-90（inChinese）6山寺徳明，伊東昇，森河久鶴見航路橋設計概要（下）J橋梁基礎，1993，27（2）：23-32（YamaderaN，ItohN，MorikawaHDesignoftheTsurumifairwaybridge（2）JBridgeandFoundationEngineering，1993，27（2）：23-32（inJapanese）7夏嵩，赵灿晖，张育智，等PBL传剪器极限承载力的试J西南交通大学学报，

42、2009，44（2）：166-170验研究SouthwestJiaotongUniversity，2011（in程人员进行结构安全验算时需采用正常使用极限状4态的承载力，文献提出PBL剪力键正常使用极限状态的承载力为1/4倍的承载能力极限强度，其显得偏于保守，此时的剪力键均处在拟弹性工作阶段，滑移非常小或尚未发生，不利于PBL剪力键承载力的发挥。根据对南京三桥、南京四桥及其补充试验的12组42个PBL键试件的数据统计分析10，PBL剪力键的弹性极限荷载约为035Pu，对应的弹性极限滑移的均值为0092mm（滑移标准差0049mm）。混合结构的钢混结合段一旦开裂，其修复将相当困难，影响结构的耐久

43、性及使用性能，构件的正常使用极限状态应避免结构性裂缝的出现；同时表1中的9组试件，其试件的开裂荷载均大于弹性极限荷载且小于屈服荷载。考虑到PBL剪力键在屈服前其相对滑移均较小，正常使用极限状态下的滑移取弹性极限荷载的上限为宜。取95%的置信概率，弹性极限荷载的上限约为02mm。对比作为剪力键的栓钉连接件，其正常使用14状态承载力大约相当于017018mm滑移量，可以看出在正常使用极限状态下PBL剪力键的的滑移量略大于栓钉的滑移量，这进一步说明PBL剪力键相比栓钉具有更好的延性及滑移特征。因此取剪力键群02mm平均滑移Se02对应的荷载为正常使用极限表3中第七列同强度Pgs（表3第六列）。为方便比较，时示出了试件的开裂荷载。可以看出其正常使用极它不仅避免了外围混凝土的限荷载均小于开裂荷载，开裂，而且使得PBL剪力键群的承载力得到相对充分的发挥。5结论通过对9组18个PBL剪力键群试件的静载试验研究，可以得到如下结论：（1）PBL剪力键群试件在整个加载历程的负载可以通过单个PBL剪力键的荷载-滑移关系，结合群中各排剪力键层间的滑移分布特征，累加各排剪力键滑移分布对应的荷载确定。（2）以南京三桥剪力键选型试验、南京四桥分布传力锚固系统及其