卜良桃, 趙 軍

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410082)

帶栓釘型鋼RPC剪力傳遞性能試驗(yàn)研究

卜良桃, 趙 軍

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410082)

文章通過5個(gè)帶栓釘連接件的型鋼活性粉末混凝土(reactive powder concrete,RPC)短柱在單調(diào)荷載下的推出試驗(yàn)及1 個(gè)自然黏結(jié)試件的對(duì)比試驗(yàn),研究了帶栓釘連接件的型鋼RPC短柱的破壞形態(tài)、荷載滑移曲線、型鋼應(yīng)變曲線及抗剪承載力等。試驗(yàn)結(jié)果表明:帶栓釘連接件的型鋼RPC推出試件的破壞以RPC劈裂為主,和普通型鋼混凝土試件的荷載-滑移曲線一樣,大致可分為5個(gè)階段,分別為無滑移段、滑移段、破壞段、荷載下降段及殘余段;應(yīng)力-應(yīng)變曲線也和普通型鋼混凝土相似,在荷載較小時(shí),型鋼應(yīng)變曲線成指數(shù)形式,在荷載較大時(shí),由于栓釘剪切變形的影響,栓釘根部混凝土受局部承壓作用,近栓釘位置的型鋼應(yīng)變會(huì)產(chǎn)生突變?；谠囼?yàn)結(jié)果,以非線性斷裂力學(xué)思想為基礎(chǔ),通過斷裂能推出計(jì)算試件黏結(jié)錨固承載力的公式。計(jì)算結(jié)果表明,與試驗(yàn)結(jié)果相比較,公式計(jì)算結(jié)果較為保守,可用于工程實(shí)際。

活性粉末混凝土; 栓釘連接件;黏結(jié)滑移;滑移曲線;抗剪承載力

活性粉末混凝土(reactive powder concrete,RPC)是一種穩(wěn)定性良好的水泥基復(fù)合材料,它克服了普通混凝土抗拉強(qiáng)度低、極限延伸率小、脆性大等缺點(diǎn),具有超高的力學(xué)性質(zhì)、優(yōu)異的耐久性、較低的收縮和徐變性能。但是,型鋼與RPC之間的黏結(jié)力較低[1],而RPC的超高強(qiáng)性質(zhì)要求其與型鋼之間要有足夠可靠的內(nèi)力傳遞,因此通常需要在沿型鋼翼緣外側(cè)或腹板布置一定數(shù)量的栓釘。目前,對(duì)帶栓釘?shù)男弯揜PC剪力傳遞性能研究較少,但國(guó)內(nèi)對(duì)帶栓釘?shù)男弯撈胀ɑ炷恋难芯恳逊e累了一些研究成果。文獻(xiàn)[2]通過帶栓的型鋼混凝土短柱壓入及推出試驗(yàn),分析試件的受荷特性及工作機(jī)理,并討論影響力擴(kuò)散性能的主要因素,建立了力擴(kuò)散范圍內(nèi)的計(jì)算公式,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合程度良好；文獻(xiàn)[3]通過對(duì)帶栓釘?shù)男弯摶炷炼讨趩握{(diào)荷載下的推出試驗(yàn),提出了帶栓釘連接件型鋼混凝土推出試件的承載力計(jì)算公式及防止栓釘外側(cè)混凝土劈裂破壞的構(gòu)造措施,公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果總體相符且偏于安全。

我國(guó)2部現(xiàn)行行業(yè)規(guī)程都僅給出了設(shè)置栓釘?shù)臉?gòu)造措施[4-5],對(duì)于帶栓釘連接件型鋼混凝土縱向抗剪承載力的設(shè)計(jì)計(jì)算,并沒有明確的條文規(guī)定。雖然國(guó)內(nèi)學(xué)者開展了關(guān)于帶連接件的型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)的剪力傳遞性能的研究[6-8],為相關(guān)條文的制定提供了一定的理論依據(jù),但在已有研究中采用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)較低,對(duì)超高強(qiáng)性能的RPC并不一定適用。因此,本文通過5個(gè)帶栓釘連接件和1個(gè)自然黏結(jié)的型鋼混凝土短柱的推出試驗(yàn),對(duì)帶栓釘連接件的型鋼RPC短柱剪力傳遞性能進(jìn)行深入研究,在試驗(yàn)結(jié)果和已有研究成果基礎(chǔ)上,提出帶栓釘連接件型鋼RPC的縱向剪力傳遞承載力計(jì)算公式,為型鋼RPC結(jié)構(gòu)中栓釘連接件的合理設(shè)置提供計(jì)算依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件及參數(shù)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了6個(gè)型鋼RPC短柱試件,編號(hào)為SRC-01～SRC-06。主要考慮RPC強(qiáng)度、配箍率對(duì)構(gòu)件受力性能的影響,同時(shí)也考察自然黏結(jié)和栓釘抗剪在構(gòu)件縱向剪力傳遞中各自的貢獻(xiàn)及兩者的組合效應(yīng)。試件高550 mm,栓釘均布置在腹板,規(guī)格為13 mm×40 mm?？v向鋼筋為HRB335級(jí)鋼筋,工字鋼I14為Q235B型鋼。箍筋為HPB300級(jí)鋼筋,單肢箍。型鋼錨固深度為450 mm。型鋼保護(hù)層厚度為60 mm。試件幾何尺寸及構(gòu)造如圖1所示。試件的參數(shù)設(shè)計(jì)詳見表1所列。

圖1 試件幾何尺寸及構(gòu)造

試件編號(hào)RPC強(qiáng)度等級(jí)/MPa箍筋配置配箍率/%SRC-01120SRC-021208@1000.40SRC-031508@1000.40SRC-041808@1000.40SRC-051208@800.50SRC-061208@1200.34

1.2 實(shí)測(cè)材料力學(xué)性能

根據(jù)文獻(xiàn)[9]對(duì)試驗(yàn)中RPC標(biāo)準(zhǔn)立方體試件和棱柱體進(jìn)行強(qiáng)度測(cè)試。測(cè)得的各個(gè)試件的RPC強(qiáng)度見表2所列。

本次試驗(yàn)所用的RPC均在實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)場(chǎng)配置,強(qiáng)制攪拌機(jī)攪拌而成,在澆筑RPC制作試件的同時(shí),澆筑邊長(zhǎng)為100 mm的RPC立方體試塊和棱柱體試塊,與試件在同等條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)。

表2 RPC實(shí)測(cè)力學(xué)性能 MPa

1.3 加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)在湖南大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室內(nèi)500T電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)上完成。加載裝置示意圖如圖2所示。

圖2 加載裝置示意圖

加載制度如下:

(1) 對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載,調(diào)試儀器,然后卸載,將傳感器動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀和位移計(jì)歸零。

(2) 首先采用力控制加載方式,從試驗(yàn)開始至荷載達(dá)到0.9Pu(Pu為預(yù)測(cè)峰值荷載),采用分級(jí)加載。試件開裂前,每級(jí)荷載為0.05Pu,持載10 min;試件開裂后每級(jí)荷載為0.1Pu,持載10 min。當(dāng)荷載達(dá)到0.9Pu時(shí),荷載施加方式由力控制改為位移控制,直至試件完全破壞,加載速率為1 mm/min。沿型鋼腹板和翼緣布置型鋼應(yīng)變片以測(cè)量試驗(yàn)全過程應(yīng)變變化。試件應(yīng)變片布置如圖3所示。

圖3 應(yīng)變片布置

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期,荷載小于30%～40%的極限荷載時(shí),試件加載端幾乎不發(fā)生滑移,整個(gè)試件表面也無裂縫出現(xiàn);當(dāng)荷載增大直至50%～60%的極限荷載時(shí),加載端滑移呈線性增長(zhǎng),這個(gè)階段內(nèi)RPC表面無裂縫產(chǎn)生;隨著荷載繼續(xù)增大,在型鋼翼緣肢尖處開始出現(xiàn)裂縫,且裂縫有沿著平行于翼緣寬度方向朝兩邊擴(kuò)散的趨勢(shì),此時(shí)可以聽到鋼纖維“滋滋”撕裂的聲音;荷載繼續(xù)增大,裂縫沿著翼緣長(zhǎng)度方向延伸,且側(cè)面開始出現(xiàn)細(xì)微的裂縫,鋼纖維撕裂的聲音變大變急促;當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載時(shí),可以聽到“砰”的巨響,是栓釘被剪斷的聲音,荷載-加載端滑移(P-s)曲線開始發(fā)生明顯轉(zhuǎn)折,荷載下降,同時(shí)伴隨著鋼纖維撕裂和栓釘被剪斷的聲音,并且型鋼被從RPC中緩緩?fù)瞥?加載到最后時(shí),殘余荷載趨于穩(wěn)定的數(shù)值,RPC側(cè)面裂縫發(fā)展到中部偏下的位置,和普通混凝土相比并未出現(xiàn)貫穿的裂縫,最終表面裂縫如圖4所示。

圖4 試件表面裂縫

2.2 荷載-滑移測(cè)試結(jié)果

極限荷載與殘余荷載試驗(yàn)結(jié)果見表3所列。

表3 極限荷載與殘余荷載試驗(yàn)結(jié)果 kN

試件荷載-加載端滑移曲線如圖5所示。從圖5可以看出,隨著強(qiáng)度的遞增,試件的極限承載力也隨之增加,且增加得較為明顯,配箍率對(duì)試件的極限承載能力影響并不大,但是對(duì)殘余承載力的影響較為顯著。

綜合6個(gè)試件的結(jié)果,將荷載-滑移曲線大致可以劃分為如下5個(gè)不同階段:

(1) 無滑移段。加載初期,加載端發(fā)生微滑移,荷載與加載端滑移呈線性增長(zhǎng),型鋼與RPC之間的化學(xué)膠結(jié)力發(fā)揮主要作用,對(duì)試件的縱向荷載傳遞起主要貢獻(xiàn),栓釘?shù)目辜粜?yīng)不明顯。

(2) 滑移段。隨著荷載的逐步增大,加載端荷載與滑移呈非線性增長(zhǎng),加載端出現(xiàn)裂縫,化學(xué)膠結(jié)力喪失,型鋼翼緣肢尖處開始出現(xiàn)劈裂裂縫,試件這個(gè)階段主要依靠型鋼與RPC界面摩擦力和機(jī)械咬合力及栓釘抗剪傳遞縱向荷載。

(3) 破壞段。當(dāng)荷載超過80%極限荷載時(shí),加載端滑移發(fā)展很快,當(dāng)荷載接近極限荷載時(shí),部分栓釘被剪斷,荷載達(dá)到極限值。該區(qū)段的荷載-滑移曲線較為平緩,極限荷載對(duì)應(yīng)的滑移相對(duì)較大,這個(gè)階段極限承載力主要由摩擦力和栓釘抗剪承擔(dān),RPC強(qiáng)度對(duì)極限承載力的影響較大。

(4) 下降段。荷載達(dá)到峰值后,加載端滑移大幅度發(fā)展,裂縫寬度加大,由于栓釘依次被剪斷,加載時(shí)可以間斷地聽到“砰砰”的聲音,荷載-滑移曲線呈現(xiàn)逐級(jí)下降的趨勢(shì)。

(5) 殘余段?；七_(dá)到一定階段后,栓釘全部被剪斷,荷載不再下降,穩(wěn)定在一定荷載水平。此時(shí)承載力主要由摩擦力傳遞,配箍率的大小對(duì)殘余承載力影響較大。

2.3 型鋼應(yīng)變和滑移測(cè)試結(jié)果

試件在不同水平荷載作用下型鋼應(yīng)變?nèi)鐖D6所示。

圖6 型鋼應(yīng)變圖

從圖6可以看出:

(1) 在較低水平荷載作用下,型鋼沿錨固長(zhǎng)度方向應(yīng)變呈典型指數(shù)形式分布。

(2) 隨著荷載的增加,型鋼應(yīng)變分布曲線由2段組成:在距離加載端較近的區(qū)域,應(yīng)變曲線向上凸起,而距離加載端較遠(yuǎn)的區(qū)域,應(yīng)變曲線依然呈指數(shù)形式分布。文獻(xiàn)[2]也有類似的現(xiàn)象,相關(guān)的拉拔試驗(yàn)[10]從力學(xué)角度通過黏結(jié)軟化區(qū)的理論,很好地解釋了這種現(xiàn)象。

(3) 當(dāng)荷載大于80%極限荷載,由于栓釘變形的增加,引起近栓釘位置處型鋼腹板應(yīng)變產(chǎn)生突變,應(yīng)變不再滿足指數(shù)分布。

3 承載力計(jì)算方法

型鋼和RPC之間的作用由自然黏結(jié)力和剪力連接件組成,在達(dá)到極限承載力之前,由于型鋼和RPC產(chǎn)生較大的相對(duì)滑移,化學(xué)膠結(jié)力喪失。在型鋼表面布置栓釘時(shí),因?yàn)樗ㄡ敿羟凶冃蔚挠绊?栓釘根部RPC受局部承壓作用,RPC與型鋼表面原有的自然黏結(jié)將受到損壞,所以在型鋼腹板布置栓釘時(shí),忽略型鋼腹板對(duì)黏結(jié)作用的貢獻(xiàn),試件的極限承載力由如下3個(gè)部分組成:剪力連接件即栓釘自身的抗剪能力P1、RPC和型鋼翼緣內(nèi)表面間的摩擦剪力P2、RPC和型鋼翼緣外表面間的摩擦剪力P3。因此,試件的極限承載力計(jì)算公式為:

P=P1+P2+P3

(1)

3.1 栓釘自身的抗剪能力計(jì)算

按照文獻(xiàn)[11],栓釘?shù)目辜舫休d力取栓釘剪斷或混凝土壓碎時(shí)兩者承載力的較小值,即

(2)

其中,n為栓釘個(gè)數(shù);As為栓釘桿截面積;f為栓釘抗拉強(qiáng)度;γ為栓釘抗拉強(qiáng)度最小值和屈服強(qiáng)度比值;Fc為RPC軸心抗壓強(qiáng)度;Ec為RPC彈性模量。

3.2 RPC和型鋼翼緣內(nèi)表面間的自然黏結(jié)力

在型鋼腹板布置栓釘后,栓釘對(duì)RPC的擠壓將加大型鋼翼緣內(nèi)表面與RPC的摩擦效應(yīng),提高試件的縱向剪力傳遞能力,而本次的試驗(yàn)結(jié)果表明,取栓釘?shù)募袅U(kuò)散角度為θ=45°,并取RPC與型鋼翼緣表面的摩擦系數(shù)μ=0.5,則RPC與型鋼翼緣內(nèi)表面間由于RPC受栓釘擠壓而產(chǎn)生的摩擦力P2計(jì)算公式為:

P2=n′μQu/2

(3)

其中,n′為靠近翼緣的栓釘個(gè)數(shù),當(dāng)只有1排栓釘時(shí),由于栓釘兩旁有翼緣,故取n′=2n;Qu為沿栓釘軸線方向的擠壓力。

3.3 RPC和型鋼翼緣外表面間的自然黏結(jié)力

當(dāng)試件達(dá)到極限荷載時(shí),化學(xué)膠結(jié)力喪失,根據(jù)文獻(xiàn)[10],型鋼與RPC界面存在著黏結(jié)軟化區(qū),本節(jié)采用非線性斷裂力學(xué)的思想,定義Gf為界面斷裂能,即使得局部黏結(jié)單元產(chǎn)生黏結(jié)破壞所需要的能量。為了簡(jiǎn)化分析,假定界面沿錨固長(zhǎng)度均達(dá)到黏結(jié)軟化,而且型鋼的截面應(yīng)力和界面剪應(yīng)力均勻分布,且軟化區(qū)的自然黏結(jié)應(yīng)力隨著相對(duì)滑移的增加而線性減小。不考慮型鋼腹板和內(nèi)翼緣與RPC之間的自然黏結(jié)作用[12],則型鋼翼緣外表面與RPC的界面自然黏結(jié)應(yīng)力與相對(duì)滑移本構(gòu)關(guān)系如圖7所示。

圖7 黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系

建立黏結(jié)滑移本構(gòu)模型為:

(4)

圖7與(4)式中,τ為型鋼與RPC界面黏結(jié)應(yīng)力;τu為未加栓釘時(shí)的局部黏結(jié)強(qiáng)度;s為界面相對(duì)滑移量;sf為最大滑移量。

由于型鋼RPC結(jié)構(gòu)中的黏結(jié)強(qiáng)度沿錨固長(zhǎng)度方向是變化的,一般取局部的最大黏結(jié)應(yīng)力值τu為局部最大黏結(jié)強(qiáng)度[13]。由于極限黏結(jié)強(qiáng)度小于局部最大黏結(jié)強(qiáng)度,(4)式采用極限黏結(jié)強(qiáng)度代替局部最大黏結(jié)強(qiáng)度,較為保守。

文獻(xiàn)[14]統(tǒng)計(jì)回歸得到的極限黏結(jié)強(qiáng)度值計(jì)算公式為:

τu=(0.292+0.459Css/d-0.008le/d)ft

(5)

其中,Css為型鋼保護(hù)層厚度;d為型鋼截面高度;le為錨固長(zhǎng)度;ft為RPC的軸心抗拉強(qiáng)度。

文獻(xiàn)[15]給出RPC的軸心抗拉強(qiáng)度與劈裂抗拉強(qiáng)度之間的關(guān)系為:

ft=0.61fRts

(6)

其中,fRts為劈裂抗拉強(qiáng)度。

文獻(xiàn)[16]給出了型鋼與混凝土界面的黏結(jié)錨固承載力計(jì)算方法,因?yàn)楸竟?jié)不考慮型鋼翼緣內(nèi)表面和腹板與RPC的黏結(jié)作用,所以取RPC和型鋼翼緣外表面黏結(jié)力的計(jì)算方法如下:

P3=2τubfsin(λle)/λ

(7)

(8)

(9)

(10)

其中,bf為翼緣寬度;bc為試件寬度;As為栓釘桿截面積;Ac為混凝土截面積;βw為考慮型鋼翼緣黏結(jié)力的系數(shù);Es為栓釘彈性模量。

采用上述計(jì)算公式計(jì)算試件極限承載力,得到帶栓釘?shù)某休d力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果見表4所列。從表4可以看出,計(jì)算值與試驗(yàn)值相比較,公式計(jì)算結(jié)果較為保守,可用于工程實(shí)際的設(shè)計(jì)。

表4 承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

4 結(jié) 論

(1) 帶栓釘連接件型鋼RPC推出試件的破壞形態(tài)形式是混凝土劈裂破壞,當(dāng)達(dá)到極限承載力時(shí),試件因栓釘剪斷而失效,且和普通混凝土相比,側(cè)面裂縫并沒有貫通試件的長(zhǎng)度方向。

(2) 帶栓釘連接件型鋼RPC推出試件的典型荷載-滑移曲線大致可以分為5個(gè)階段,分別為無滑移段、滑移段、破壞段、荷載下降段及殘余段。

(3) 試件的極限承載力隨著混凝土強(qiáng)度的提高而提高,而配箍率對(duì)試件極限承載力影響的效果不明顯,但是對(duì)殘余承載力的影響較為顯著；和無栓釘?shù)脑嚰?duì)比,剪力連接件對(duì)極限承載力的影響明顯。

(4) 根據(jù)力的受力機(jī)理和非線性斷裂力學(xué)的思想,提出了帶栓釘連接件型鋼RPC推出試件承載力的計(jì)算公式,公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相比較為保守,可用于工程設(shè)計(jì)的參考。

[1] 趙鴻鐵,楊勇,薛建陽,等.型鋼混凝土粘結(jié)滑移力學(xué)性能研究及基本問題[J].力學(xué)進(jìn)展,2003,33(1)：74-86.

[2] 孫國(guó)良,王英杰.勁性砼柱端部軸力傳遞性能的試驗(yàn)研究與計(jì)算[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),1989,10(6)：40-49.

[3] 李俊華,王國(guó)鋒.帶栓釘連接件型鋼混凝土剪力傳遞性能研究[J].土木工程學(xué)報(bào),2012,45(12)：74-82.

[4] 中冶集團(tuán)建筑研究總院.鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程:YB 9082—2006[S].北京:冶金工業(yè)出版社,2007:102-106.

[5] 中國(guó)建筑科學(xué)研究院.型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程:JGJ 138—2001[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2002:39-44.

[6] 張智暉,賀拴海,閆磊,等.Twin-PBL及角鋼抗剪連接件靜載推出試驗(yàn)[J].合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2014,37(11)：1346-1352.

[7] 龍靖華.鋼纖維與基體界面粘結(jié)強(qiáng)度的研究[J].合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),1999,22(增刊1)：31-34.

[8] 詹春曉,劉一華.界面端脆性開裂擴(kuò)展的數(shù)值模擬[J].合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2008,31(10)：1680-1683.

[9] 清華大學(xué).活性粉末混凝土:GB/T 31387—2015[S].北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社,2015:8-9.

[10] 鄭山鎖,李磊,王斌,等.型鋼與混凝土界面剪力傳遞能力[J].工程力學(xué),2009,26(3)：148-154.

[11] 北京鋼鐵設(shè)計(jì)研究總院.鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范:GB 50017—2003[S].北京:中國(guó)計(jì)劃出版社,2003:121-124.

[12] MIRZA S M，HOUDE J.Study of bond-stress-slip relationship in reinforced concrete[J].Journal of ACI,1979,76(1)：19-6.

[13] ROEDER C W.Bond stress in embedded steel shapes in concrete[M]//Composite and Mixed Construction.New York：ASCE，1984:227-240.

[14] 楊勇,郭子雄,薛建陽,等.型鋼混凝土粘結(jié)滑移性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2005,26(4)：1-9.

[15] 安明,楊志慧,余自若,等.活性粉末混凝土抗拉性能研究[J].鐵道學(xué)報(bào),2010,32(1)：54-58.

[16] 陸新征.FRP-混凝土界面行為研究[D].北京:清華大學(xué),2005.

StudyofsheartransferbehaviorofsteelreinforcedRPCwithstudconnectors

BU Liangtao， ZHAO Jun

(School of Civil Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China)

The push-out test on five steel reinforced reactive powder concrete(RPC) short columns with stud connectors under monotonic loading and the comparative test on one steel reinforced concrete short column without stud connectors on the surface of steel were conducted to study the failure mode， load-slip curves， strain curves of steel and shear capacity of steel reinforced RPC short columns with stud connectors. The results show that the main failure mode of steel reinforced RPC is splitting failure， and as the same as the load-slip curves of ordinary steel reinforced concrete， the load-slip curves of specimens in this paper can be divided into five stages， namely no slip stage， slip stage， failure stage， load decline stage and residual stage. The strain curves of steel are similar to those of ordinary steel reinforced concrete， the strain curves of steel are in the exponential forms under the less load. When the load becomes larger， steel near the stud position will produce mutation because the RPC is under the local pressure due to the deformation of stud connectors. Based on test results， the theory of nonlinear fracture mechanics was applied to calculating the formula of the bearing capacity. The results show that compared with the experimental results, the calculation results of the formula are conservative, proving that it is suitable for the engineering application.

reactive powder concrete(RPC); stud connector; bond-slip; slip curve; shear capacity

2016-08-29

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278187);國(guó)家火炬計(jì)劃資助項(xiàng)目(2013GH561393)

卜良桃(1963-),男,湖南南縣人,博士,湖南大學(xué)教授,碩士生導(dǎo)師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.09.019

TU398.9

A

1003-5060(2017)09-1248-06

(責(zé)任編輯 張淑艷)