CN113588454B - 一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法及装置 - Google Patents

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Abstract

本公开提供一种剪力键的粘结‑滑移本构关系测试方法及装置，涉及建筑工程技术领域，通过剪力键建立钢梁与混凝土块之间的连接关系，沿钢梁轴向先进行力控制加载，后进行位移控制加载；加载至位于剪力键下方的混凝土破碎形成楔形破坏，剪力键产生塑性变形从混凝土块中滑出；测取加载过程中剪力键与混凝土块之间的相对滑移量、加载过程中的荷载，处理并获取加载全过程中的粘结‑滑移本构关系；通过在钢梁上施加荷载，监测此过程中剪力键的形变、滑移过程，通过最大荷载以及此时的相对位移预测全程滑移曲线，对剪力键本体进行全面的性能检测，满足实际功能的设计及施工工作的参考需求。

Description

一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法及装置
技术领域
本公开涉及建筑工程技术领域，特别涉及一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法及装置。
背景技术
随着桥梁跨径的不断提升，对桥梁的刚度需求也随之提升。钢混组合结构桥梁因其可以有效减小结构高度、提高结构刚度，充分发挥钢材的抗拉与混凝土的抗压特性。在钢混组合结构梁桥中，为保证结构的整体性，钢梁和混凝土顶、底板通过剪力连接件进行连接，其直接影响桥梁的承载性能。剪力连接件根据其在荷载作用下变形的能力分为刚性连接件与柔性连接件，其中柔性连接件应用最为广泛，柔性连接件主要包括栓钉、槽钢、弯筋、角钢等形式。
对于角钢剪力键，其加工和制造过程较为方便，因此与带头螺柱和带纵筋的剪力键相比，角钢剪力键的制造成本和时间显著降低。对于角钢剪力键，其一侧的翼缘板（腹板）和钢梁焊接，可以通过模型实验对其性能进行检测；但在其进行建模实验过程中，均通过将何在施加在混凝土块上，试件的破坏模式均为混凝土压碎破坏，随着混凝土强度的增加，由于试件与混凝土块粘结，在混凝土强度提升的同时试件的抗剪强度和刚度均增大，通过弯矩分布数据，角钢腹板承受的弯矩和剪力较大，而翼缘承受的弯矩较小，说明翼缘在抵抗剪力时贡献较小，难以获取翼缘板的性能参数，导致对剪力键本体的性能检测不够全面，难以满足实际工程的参考需求。
发明内容
本公开的目的是针对现有技术存在的缺陷，提供一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法及装置，通过在钢梁上施加荷载，监测此过程中剪力键的形变、滑移过程，通过最大荷载以及此时的相对位移预测全程滑移曲线，对剪力键本体进行全面的性能检测，满足实际功能的设计及施工工作的参考需求。
本公开的第一目的是提供一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法，包括以下步骤：
通过连接在钢梁两侧的剪力键延伸至混凝土块内，建立连接关系，沿钢梁轴向先进行力控制加载，后进行位移控制加载；
通过位移控制加载至位于剪力键下方的混凝土破碎形成楔形破坏，剪力键产生塑性变形从混凝土块中滑出；
测取加载过程中剪力键与混凝土块之间的相对滑移量、加载过程中的荷载，处理并获取加载全过程中的粘结-滑移本构关系。
进一步地，在进行力控制加载时，当相对荷载-相对滑移量曲线出现第一个拐点后，改为位移控制加载。
进一步地，依据测取的相对滑移量和荷载，建立加载全过程的荷载-相对滑移量曲线。
进一步地，分析荷载-相对滑移量曲线，获取由最大荷载及对应时刻相对滑移量控制的剪力键的荷载滑移本构关系表达式。
进一步地，调整剪力键尺寸进行多次加载实验，获取多组实验拟合数据，对荷载滑移本构关系表达式进行验证。
进一步地，调整剪力键厚度进行多次加载实验，获取剪力键厚度与混凝土破碎楔形破坏的形状、尺寸之间的关系。
进一步地，依据加载过程中的相对滑移量、荷载，获取加载过程中的极限荷载及对应的相对滑移量。
本公开的第二目的是提供一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试装置，包括以下内容：
包括钢梁、布置在钢梁轴线两侧的混凝土块及连接钢梁的剪力键，钢梁侧面连接至少一对相对于钢梁轴线对称的剪力键，每个剪力键沿垂直于钢梁轴线方向延伸至混凝土块内；
所述钢梁一端用于接收轴向荷载并通过剪力键施加在混凝土块上，使位于剪力键下方的混凝土块形成楔形破坏。
进一步地，所述剪力键为角钢结构，角钢腹板焊接在钢梁侧面，翼缘板探入混凝土块内。
进一步地，所述钢梁及混凝土块上均安装位移计，用于测取剪力键与混凝土块之间的相对滑移量，钢梁荷载的加载位置安装有应力计，用于测取荷载值。
与现有技术相比，本公开具有的优点和积极效果是：
（1）通过在钢梁上施加荷载，监测此过程中剪力键的形变、滑移过程，通过最大荷载以及此时的相对位移预测全程滑移曲线，对剪力键本体进行全面的性能检测，满足实际功能的设计及施工工作的参考需求。
（2）通过荷载实验，到了角钢剪力键从记载到完全破坏的粘结-滑移曲线，该曲线包含上升段以及下降段，采用分段函数的形式表达，由荷载极限承载力以及此时相对应的滑移控制，为后续实际工程提供可靠的参考。
（3）通过验证实验，粘结-滑移本构关系与实验结果拟合良好，考虑到现场施工剪力键尺寸较大，采用大尺寸剪力键的测试结果拟合，计算模型对实际桥梁的大尺寸角钢剪力键的极限荷载也具有较好的计算精度，满足设计参考需求。
附图说明
构成本公开的一部分的说明书附图用来提供对本公开的进一步理解，本公开的示意性实施例及其说明用于解释本公开，并不构成对本公开的不当限定。
图1为本公开实施例1、2中钢梁连接剪力键的结构示意图；
图2为本公开实施例1、2中剪力键的结构示意图；
图3是本公开实施例1、2中钢梁通过剪力键连接混凝土块的结构示意图；
图4是本公开实施例1、2中混凝土块楔形破坏的示意图；
图5是本公开实施例1、2中第二组试样测试的荷载滑移曲线示意图；
图6是本公开实施例1、2中第三组试样测试的荷载滑移曲线示意图；
图7是本公开实施例1、2中第四组试样测试的荷载滑移曲线示意图；
图8是本公开实施例1、2中第五组试样测试的荷载滑移曲线示意图；
图9是本公开实施例1、2中第六组试样测试的荷载滑移曲线示意图；
图10是本公开实施例1、2中第一组第一个样本拟合系数与理论值的对比示意图；
图11是本公开实施例1、2中第一组第二个样本拟合系数与理论值的对比示意图；
图12是本公开实施例1、2中第二组第一个样本拟合系数与理论值的对比示意图；
图13是本公开实施例1、2中第二组第三个样本拟合系数与理论值的对比示意图；
图14是本公开实施例1、2中第三组样本粘结-滑移曲线的验证示意图；
图15是本公开实施例1、2中单侧两个剪力键第二组样本粘结-滑移曲线的验证示意图；
图16是本公开实施例1、2中单侧两个剪力键第八组样本粘结-滑移曲线的验证示意图；
图17是本公开实施例1、2中单侧两个剪力键第九组样本粘结-滑移曲线的验证示意图；
图18是本公开实施例1、2中角钢厚度对破坏楔形体倾斜面与水平面夹角的影响示意图；
图19是本公开实施例1、2中角钢厚度对破坏面楔形体顶面宽度影响示意图；
图20是本公开实施例1、2中通过理论计算得到的系数n的值和拟合得到的n的值的对比示意图。
图中，1、钢梁， 2、角钢，3、混凝土块，4、楔形破坏体。
具体实施方式
实施例1
本公开的一个典型实施例中，如图1-图20所示，给出一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法。
针对目前对剪力键的性能检测分析较少的问题，提供一种剪力键的粘接-滑移本构关系的测试方法，通过模型试验及数据获取处理分析，获取由加载到剪力键完全破坏的粘结-滑移曲线及其他本构关系，用以作为实际工程参考。
一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法，包括如下步骤：
通过剪力键建立钢梁1与混凝土块3之间的连接关系，沿钢梁轴向先进行力控制加载，后进行位移控制加载；
加载至位于剪力键下方的混凝土破碎形成楔形破坏体4，剪力键产生塑性变形从混凝土块中滑出；
测取加载过程中剪力键与混凝土块之间的相对滑移量、加载过程中的荷载，处理并获取加载全过程中的粘结-滑移本构关系。
其中，在本实施例中，如图1、图2、图3所示，剪力键为角钢剪力键，钢梁选用矩形型钢，混凝土块为现浇混凝土试块；通过矩形型钢与现浇混凝土试块模拟钢-混组合结构钢结构和混凝土的结合部位，角钢2焊接于方钢管上，模拟实际桥梁中的作用方式。
为了满足力控制加载和位移控制加载的需求，采用伺服加载设备进行推出试验，先采用力控制加载，后采用位移控制加载，直到剪力键试件破坏，通过采集系统，获得加载全过程的荷载-位移曲线。
通过在钢梁上施加荷载，监测此过程中剪力键的形变、滑移过程，通过最大荷载以及此时的相对位移预测全程滑移曲线，对剪力键本体进行全面的性能检测，满足实际功能的设计及施工工作的参考需求。
进一步地，为了实现对剪力键位置破坏的预警，分析荷载-相对滑移量曲线，获取由最大荷载及对应时刻相对滑移量控制的剪力键的荷载滑移本构关系表达式；在剪力键的荷载达到最大时，剪力键发生破坏，而此时的相对滑移量即为剪力键达到最大荷载时的相对滑移量。利用最大荷载与滑移量的关联关系来实现剪力键的破坏预警。
调整剪力键尺寸进行多次加载实验，获取多组实验拟合数据，对荷载滑移本构关系表达式进行验证。
在本实施例中，本构关系表达式中的两个系数设定为n与α，通过多个实验模型拟合数据，计算两个系数n与α的值。
通过拟合得到的参数带入本构关系，对比测试和预测结果，得到理论值和试验值较为吻合。
调整剪力键厚度进行多次加载实验，获取剪力键厚度与混凝土破碎楔形破坏的形状、尺寸之间的关系。
具体的，在本实施例中，分析影响混凝土破坏楔形体的形状和尺寸的因素，得到楔形体形状、尺寸和角钢厚度之间的关系；
和已经有的几种计算角钢剪力键极限荷载的公式进行对比验证，本实施例中提出的本构关系表达式更加精确。
在本实施例中，如图4所示，采用极限分析上限法，基于角钢下方的混凝土的破坏形式为楔形，根据虚功定理，得到极限承载力Fmax的计算公式。
采用弹性地基梁假设，得到另一个重要参数，极限荷载对应的相对滑移S 0的本构关系表达式。
通过处理粘结-滑移本构关系的上升段曲线，得到了系数n的计算方式，并且将这种方式得到的结果和拟合曲线得到的结果进行对比，发现结果相似，相互印证。
汇总粘结-滑移本构关系中各参数的计算方式，进行模型预测，并且与实际结果进行对比验证，结果显示较为吻合。
通过荷载实验，到了角钢剪力键从记载到完全破坏的粘结-滑移曲线，该曲线包含上升段以及下降段，采用分段函数的形式表达，由荷载极限承载力以及此时相对应的滑移控制，为后续实际工程提供可靠的参考。
在本实施例中，根据对50个实验模型进行的推出实验获得极限荷载和对应的位移表达的粘结-滑移表达式，并且通过拟合获得了两个系数n与α的值，通过理论分析得到了极限承载力以及此时相对位移的表达式。
设计两类构件，A类为每侧单角钢的剪力键模型，B类为每侧双角钢的剪力键模型。试件的命名规则如下描述，以S-2-1 为例，“S”代表单侧一个角钢剪力键，“2”代表第二组，“1”代表第二组中的第一个样本。以D-2-4-80 为例，“D”代表单测两个角钢剪力键，“2”代表第二组，“4”代表第二组中的第4个样本。
采用2000kN伺服加载系统，先预加载至10kN,维持5min消除非弹性变形，之后进行正式加载。加载初期采用力控制加载，速率为10kN/min。
当推出试件的荷载滑移曲线出现第一个拐点后，将力控制加载改为位移控制加载，加载速率为0.25mm/min。
为了测试角钢与混凝土部分的相对滑移量，试验中在加载点位置放置对称4个高精度位移计（精度值为0.005mm），且位移测试系统与伺服加载系统并联，保证同步采集荷载及角钢连接件与混凝土之间的相对滑移量，采样频率为1Hz，荷载和位移采集设备采用DH3818Y。
利用上述技术方案进行推出实验，观察试件的破坏形态，角钢下部的混凝土被压碎，角钢出现不可恢复的塑性变形，角钢根部出现较大的弯曲变形，延伸出的角钢剪力键钢板也在竖向压力下出现了明显的弯曲变形，延伸出的角钢破坏形态，类似于悬臂梁在均布荷载作用下的破坏。加载至最后，角钢从混凝土块中滑出，角钢下方混凝土部分侧面呈现楔形破坏。
通过采集系统，获得如图5的荷载-滑移曲线，并且进一步进行分析如下：
滑移曲线包含上升以及下降两个阶段，第一阶段为上升阶段，该阶段内荷载随着角钢与混凝土之间滑移量的增加而增大；第二阶段为下降阶段，当荷载达到极限荷载后，相对滑移量增加时荷载逐渐减小，直至完全失去承载能力。
上升以及下降段表达式为：
（1）
式中，F是角钢连接件的载荷，单位kN；F max是角钢连接键的实测值，单位kN;S为滑移量，单位mm，S0为极限荷载对应的相对滑移，单位mm；e为自然常数n与α为待定系数；
进一步地，如图5-图9所示，统计38个角钢剪力键的荷载滑移曲线，采用式1进行拟合，通过如表1实验结果取平均数得到参数n（0.482）与α（0.237）。
表 1 试件极限荷载统计表
样本编号 试件编号 fcu（MPa） t（mm） 总角钢数量 滑移量S0（mm） 单个角钢极限荷载Fmax(kN) n α R2
1 S-1-1 53.90 2 2 1.62 99.00 0.482 0.202 0.855
2 S-1-2 2.26 92.70 0.469 0.257 0.951
3 S-1-3 4.44 90.70 0.394 0.385 0.805
4 S-2-1 4 3.74 151.45 0.474 0.217 0.895
5 S-2-2 4.22 137.10 0.503 0.290 0.924
6 S-2-3 3.60 153.70 0.535 0.470 0.905
7 S-2-4 3.75 133.10 0.363 0.214 0.847
8 S-2-5 3.29 161.95 0.833 0.439 0.796
9 S-3-1 6 2.79 148.35 0.530 0.240 0.926
10 S-3-2 2.98 158.55 0.491 0.284 0.989
11 S-3-3 0.97 127.20 0.932 0.151 0.959
12 S-4-1 64.9 4 3.10 158.30 0.284 0.304 0.949
13 S-4-2 4.34 142.80 0.465 0.278 0.914
14 S-4-3 2.17 153.00 0.368 0.116 0.909
15 S-5-1 49.1 2.24 115.35 0.454 0.357 0.958
16 S-5-2 3.03 100.40 0.653 0.294 0.883
17 S-5-3 2.04 104.60 0.282 0.238 0.891
18 S-6-1 32.0 1.96 69.05 0.308 0.112 0.913
19 S-6-2 1.65 63.55 0.362 0.056 0.948
20 S-6-3 2.00 70.90 0.340 0.143 0.926
21 D-1-1-80 48.77 2 4 0.94 83.18 0.641 0.228 0.976
22 D-1-2-80 1.92 82.87 0.524 0.374 0.987
23 D-1-3-80 2.55 82.53 0.491 0.354 0.906
24 D-1-4-80 2.67 76.09 0.298 0.291 0.896
25 D-2-1-80 4 1.29 103.13 0.364 0.108 0.987
26 D-2-2-80 3.15 96.65 0.745 0.249 0.897
27 D-2-3-80 1.85 86.75 0.414 0.153 0.973
28 D-2-4-80 1.09 113.15 0.355 0.061 0.955
29 D-2-5-80 0.82 96.50 0.736 0.073 0.974
30 D-3-1-80 6 1.73 92.50 0.703 0.115 0.904
31 D-3-2-80 2.70 115.83 0.360 0.126 0.970
32 D-3-3-80 2.55 113.78 0.214 0.115 0.909
33 D-4-1-80 27.77 2 2.97 67.52 0.431 0.515 0.905
34 D-4-2-80 1.11 68.49 0.695 0.110 0.918
35 D-4-3-80 1.39 61.74 0.517 0.054 0.910
36 D-5-1-80 28.2 2 1.98 56.29 0.361 0.418 0.901
37 D-5-2-80 2 1.42 57.24 0.426 0.548 0.958
38 D-5-3-80 2 1.35 56.00 0.512 0.060 0.939
AVE 0.482 0.237 0.921
单侧双角钢模型的角钢间距等于60mm的样本组，上下两个角钢剪力键间的楔形破坏出现重叠位置；当间距为120mm，同侧角钢下方的混凝土破坏体完全被隔离，上下两个混凝土的破坏体没有任何的连接。
进一步地，假设混凝土为一种刚塑性材料，假设混凝土的破坏面为一楔形体，通过极限上限法分析，得到角钢剪力连接键的极限荷载计算公式：
（2）
式中Fmax’是角钢连接键的极限荷载预测值，单位kN;f c为混凝土抗压强度，单位GPa；为混凝土的内摩擦角，H为假定的楔形破坏面的宽度，L为假定的楔形破坏面的长度，为楔形破坏体倾斜面和水平面的夹角。
进一步地，如图10-图17所示，通过38个试验样本、12个验证样本、及已有文献样本验证公式有效性如表2。
表2Fmax的理论值和实测值对比
进一步地，楔形破坏体倾斜面与水平面的夹角角度和混凝土强度关系不大，而随角钢剪力键厚度变化，拟合得到公式，获得如图18的角钢厚度和楔形体倾斜面及水平面夹角的关系：
（3）
式中，t为角钢剪力键厚度。
进一步地，当角钢厚度增大后，实验结果显示楔形体顶部长度会有所增加，分析H/ h测试值和角钢厚度的关系，得到如图19的角钢厚度和H/h的关系：
（4）
式中，H为楔形破坏面顶面的宽度，h为角钢的宽度。
进一步地，角钢剪力键计算模型含有两个重要参数，F max和S 0,F max由上文公式描述，采用F max，初始抗剪刚度或者极限荷载峰值点的割线刚度表述极限荷载对应的相对滑移S 0。
设角钢剪力键的初始抗剪刚度为K 0，荷载最大值时候的割线刚度为K 1。进行38个样本的数据统计，取结果的平均数。
表3K 1与K 0统计
采用弹性地基梁理论，通过模型试验统计（表3）得到角钢剪力键的初始抗剪刚度斜率以及在荷载最大值时候的刚度割线斜率关系为：
K 1=K 0/6.37（5）
由此可得最大荷载时对应的相对位移为：
（6）
进一步地，对于公式（1）中上升段求导，得到
（7）
得到了除了上文提到的拟合曲线以外，另一种计算系数n的表达式：
（8）
进一步地，通过这种方式计算出来的n’的数值和上文拟合得到的n的数值进行对比，对比结果如图20，通过公式计算得到的n’平均值和变异系数为(0.454,0.152),纯拟合结果为(0.482,0.337)。两种方法得到的平均值接近，但是公式得到的n’值变异系数0.152小于纯拟合值值0.337，表明公式得到的数值的离散度小。
通过验证实验，粘结-滑移本构关系与实验结果拟合良好，考虑到现场施工剪力键尺寸较大，采用大尺寸剪力键的测试结果拟合，计算模型对实际桥梁的大尺寸角钢剪力键的极限荷载也具有较好的计算精度，满足设计参考需求。
实施例2
本公开的另一典型实施例中，如图1-图20所示，给出一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试装置。
在本实施例中，剪力键为角钢2结构，角钢腹板焊接在钢梁侧面，翼缘板探入混凝土块内；包括以下内容：
包括钢梁1、布置在钢梁轴线两侧的混凝土块3及连接钢梁的剪力键，钢梁侧面连接至少一对相对于钢梁轴线对称的剪力键，每个剪力键沿垂直于钢梁轴线方向延伸至混凝土块内；
所述钢梁一端用于接收轴向荷载并通过剪力键施加在混凝土块上，使位于剪力键下方的混凝土块形成楔形破坏体4。
所述钢梁及混凝土块上均安装位移计，用于测取剪力键与混凝土块之间的相对滑移量，钢梁荷载的加载位置安装有应力计，用于测取荷载值。
具体的，采用方钢管以及浇筑的混凝土块模拟钢-混组合结构钢筋与混凝土的结合部位，角钢焊接在方钢管上，安装方式同实际工程中角钢剪力键的安装方式，角钢的四条边均与型材焊接，保证角钢受力均匀。
模型试验中，钢筋均为HRB335级钢筋，角钢与型钢均采用Q345钢材，钢筋采用直径6mm的变形钢筋，角钢厚度采用2mm、4mm及6mm三种规格，角钢及矩形型钢的结构参见图3。
浇筑推出试件的同时浇筑150mm×150mm×150mm混凝土立方体试块，与推出试件同条件下进行养护，以测试推出试件的混凝土强度。
采用2000kN伺服加载系统，先预加载至10kN,维持5min消除非弹性变形，之后进行正式加载。
对于试验过程，其具体的布置、加载以及数据获取分析过程，参见实施例1中的内容，在此不再赘述。
以上所述仅为本公开的优选实施例而已，并不用于限制本公开，对于本领域的技术人员来说，本公开可以有各种更改和变化。凡在本公开的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本公开的保护范围之内。

Claims (4)

1.一种剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法，其特征在于，包括如下步骤：
通过连接在钢梁两侧的剪力键延伸至混凝土块内，建立连接关系，沿钢梁轴向先进行力控制加载，后进行位移控制加载；
通过位移控制加载至位于剪力键下方的混凝土破碎形成楔形破坏，剪力键产生塑性变形从混凝土块中滑出；
测取加载过程中剪力键与混凝土块之间的相对滑移量、加载过程中的荷载，处理并获取加载全过程中的粘结-滑移本构关系；
依据测取的相对滑移量和荷载，建立加载全过程的荷载-相对滑移量曲线；
分析荷载-相对滑移量曲线，获取由最大荷载及对应时刻相对滑移量控制的剪力键的荷载滑移本构关系表达式；
具体地, 荷载-相对滑移量曲线包含上升以及下降两个阶段；
上升以及下降段表达式为：
（1）
式1中，F是角钢连接件的载荷，单位kN；F max是角钢连接键的实测值，单位kN; S为滑移量，单位mm，S0为极限荷载对应的相对滑移，单位mm；e为自然常数；n与α为待定系数；统计角钢剪力键的荷载滑移曲线，采用式1进行拟合，通过实验结果取平均数得到拟合计算系数n与α；
调整剪力键厚度进行多次加载实验，获取剪力键厚度与混凝土破碎楔形破坏的形状、尺寸之间的关系；
计算得到角钢剪力连接键的极限荷载计算公式：
（2）
式2中F max ’是角钢连接键的极限荷载预测值，单位kN; f c为混凝土抗压强度，单位GPa；为混凝土的内摩擦角，H为假定的楔形破坏面的宽度，L为假定的楔形破坏面的长度，/>为楔形破坏体倾斜面和水平面的夹角；
设角钢剪力键的初始抗剪刚度为K 0，荷载最大值时候的割线刚度为K 1；
得到理论计算系数n’的表达式：
（8）
理论计算系数n’的数值和拟合计算系数n的数值进行对比，理论计算系数n’值变异系数小于拟合计算系数n值变异系数，公式得到的数值的离散度小。
2.如权利要求1所述的剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法，其特征在于，在进行力控制加载时，当相对荷载-相对滑移量曲线出现第一个拐点后，改为位移控制加载。
3.如权利要求1所述的剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法，其特征在于，调整剪力键尺寸进行多次加载实验，获取多组实验拟合数据，对荷载滑移本构关系表达式进行验证。
4.如权利要求1所述的剪力键的粘结-滑移本构关系测试方法，其特征在于，依据加载过程中的相对滑移量、荷载，获取加载过程中的极限荷载及对应的相对滑移量。
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