抗弯性能（精选7篇）
抗弯性能 篇1
0前言
我国大部分建筑均为高能耗建筑, 对资源、能源的大量消耗使大力发展节能建筑对我国的可持续发展有很大的必要性[1,2]。 为了促进建筑领域节能减排技术的提升,也为了对体现节能概念的绿色建筑的大力推广打下基础,研究受力性能好且保温隔热效果好的新型围护结构材料和结构体系很重要。 于是,在此研究背景下,提出了可以满足此要求的聚苯板保温复合剪力墙板体系。 该体系的节能效果良好,自重轻,抗震性能好,其良好的隔声保温隔热性能也使得住宅的实用性和舒适度有所提高。 聚苯板保温复合墙板体系有其固定的结构组成[3]。 国内外对于新型保温墙板的研究也更加全面和完善,其应用也越来越广泛[4,5,6,7]。 然而 ,由于目前夹芯保温墙板为斜插钢筋形式,大量斜插筋对聚苯板的穿孔和钢筋的导热性导体使得保温复合墙板的保温性能不够理想。 本文提出通过改变聚苯板保温复合剪力墙板的插筋形式来使聚苯板的完整性提高并且在满足节能要求的基础上提高该体系的力学性能。
1抗弯性能试验概况
1.1试件设计
本试验的试件主要采用混凝土强度等级为C25的自密实混凝土。 自密实混凝土的流动性好,可以在重力作用下密实成型[8]。 抗弯试件中插筋及钢丝网架的钢筋均为CRB550级冷拔低碳钢丝, 强度标准值为550N/mm2,强度设计值为360N/mm2。 主要试验参数为插筋的形式。 聚苯板保温复合墙板试件中的插筋形式采用以下三种:B1空间斜插筋形式,B2水平斜插筋形式和B3垂直插筋形式。
空间斜插筋,具体指的是每根钢筋在斜插时与聚苯板板面形成空间夹角,钢筋在横向和纵向上都是交错布置的,都不在同一平面上,而且每对钢筋的方向相反,现场制作见图1(a)。 水平斜插筋,具体指的是钢筋沿着聚苯板板面横向交错布置,但是在纵向上钢筋均在一个平面内, 现场制作见图1(b)。 垂直插筋,具体指的是所有的钢筋垂直于聚苯板板面且成对布置,插筋与板面的夹角都是90°,现场制作见图1(c)。 试件插筋均满布于整个板面,所用插筋的长度为150mm, 插筋之间的间隔是100mm,成梅花形布置。 为了更好地分析插筋形式对于试件抗弯性的影响,保证三种插筋形式的构件插筋的布置情况相同:插筋采用的均为直径为3mm的CRB550级冷拔低碳钢丝,每m2布置95对插筋,即190根插筋,每m2插筋的总截面面积为1342mm2。
插筋倾斜角度的不同可以使得聚苯板的穿孔率和整个墙板的受力性能有所不同。 三种试件除了插筋形式不同外, 其他的结构参数及配筋情况相同。 试件具体的尺寸、配筋情况见图2和图3。
1.2试验方案
对于本试验的三个受弯墙板试件,采用三分点加载的方式进行抗弯试验,试验方案见图4。
在试验开始前先将仪器调零,并对试件进行预加载,预加荷载为5k N。 首次加载时,荷载为5k N,之后每级均加载5k N,期间要密切关注墙板是否开裂, 当墙板开裂后加载机制调整为每级2.5k N, 直至墙板在受弯情况下完全破坏。
1.3试验内容
针对墙板试件整体变形和水平钢筋及插筋的应变两个项目进行试验。 对于墙板的整体变形,测量跨中挠度和支座位移,选用百分表;测量水平钢筋及插筋的应变时需要选择测点并在测点上布置钢筋应变片, 由于试件保温层两侧混凝土层不等厚,而较薄侧完全受压,所以只在较厚侧布置应变片。 具体布置见图5和图6。
2抗弯性能分析
2.1裂缝发展趋势
三个试件采用相同的加载制度,但裂缝发展趋势仍有差别。 开始加载时,墙板试件处于弹性阶段, 加载到一定值,墙板试件开裂,体现于在跨中区域三个试件均出现垂直裂缝。 随着荷载的增加,原有裂缝不断扩展延伸,新裂缝增多,裂缝宽度逐渐变大。 此时,较薄侧和较厚侧的混凝土层的位移基本一致,说明可以协调变形。 当荷载增加到一定值时, 裂缝明显增多,试件侧面出现了弯剪斜裂缝,荷载不断增加,裂缝发展速度也变快。 当最终加载到较薄侧和较厚侧的混凝土层的位移不再一致、插筋失去协调变 性作用时 ,B3的加载值 为62.8k N,要大于B1和B2的加载值。
根据上述试验现象可知,在此试验的试件中,插筋对于协调两侧混凝土层的作用是比较明显的。 较薄侧混凝土在受弯试验过程中很快被压碎,所以可得出两侧等厚的混凝土层的形式会比较好。 比较三个试件,B3试件的破坏荷载最大, 由此可以说明垂直插筋试件的传力效果和整体性要好于其他两种插筋形式。
2.2墙板跨中挠度发展趋势
三个墙板试件的跨中挠度变化可以用荷载-位移曲线来体现, 跨中位移的变化主要通过7号和8号百分表来测量。 绘制出各个试件跨中挠度变化如图7、图8和图9所示。
根据三个试件的荷载-位移曲线可知, 开始加载的初期,聚苯板保温复合墙板试件的荷载和位移的关系为线性关系,说明试件处于弹性阶段。 当试件开裂以后试件进入了塑性阶段,但位移并没有出现明显的突变,挠度很小,只是随着加载缓增。 从荷载-位移曲线还可以看出, 三个墙板试件的屈服特性良好。 当试件开裂后,在相同荷载条件下,三个试件的跨中位移有较明显的差异。 从图中可以看出, 空间斜插筋和水平斜插筋试件的位移差别不大,而垂直插筋形式的试件的位移与其他两种插筋形式的试件比是最小的。 垂直插筋形式的试件挠度最小,说明垂直插筋形式的试件具有更大的抗弯刚度和较好的结构稳定性。
2.3钢筋的应力变化分析
2.3.1水平钢筋的应变发展趋势
对于平面受弯试件来说,水平钢筋相当于简支梁的纵向钢筋。 在加载初期,墙板试件处于弹性范围内,钢筋的应变与荷载呈线性关系,钢筋处于较低的应力水平。 当加载试件开裂出现裂缝时,墙板不再处于弹性阶段,钢筋应变也不再与荷载呈线性关系变化。 配置水平插筋和空间斜插筋的试件的水平钢筋应变在荷载增加到一定值后发生了突增,应力水平较高,但之后应变增长速度减缓。 配置垂直插筋的试件在加载超过某一值后,水平钢筋的应变缓慢增长,但随着荷载的增加其增长的速度比其他插筋形式的试件要缓慢。
根据以上分析可得出,三个试件的水平钢筋在试件开裂以前荷载与应变呈线性关系。 随着荷载增加, 由于试件开裂导致水平钢筋的应变发生了突变,之后继续加载,应变的发展就较缓慢,变化范围也较小。 就拉应变发展的程度来看,B1试件发展最快,B2试件适中,B3试件应变发展最缓慢。 就刚度而言,垂直插筋形式的试件刚度最大。 总体来看,三种插筋形式的试件都可以满足承载力要求,垂直插筋形式的试件受力优于其他两种形式。
2.3.2插筋的应变发展趋势
插筋是此次试验试件中起到协调不等厚混凝土层变形和约束较薄侧混凝土层的重要因素,对其应变进行分析是很有必要的。
由图10和图11可知,三个墙板试件在加载初期处于弹性阶段, 插筋应变与荷载均呈线性关系, 但插筋应变很小, 应力水平很低。 B1试件和B2试件都是加载到某一个值时, 插筋的应变增长变快, 并且在加载到一定值时插筋应变发生突增,这是由于墙板的开裂造成锚固失效,之后呈现平稳的增长趋势。 配有垂直插筋的B3试件的应力水平一直很低,加载到一定值后,应变缓慢增加,当试件开裂时应变变化增大。 从总体上来看,B3试件的插筋应变的增长一直比较缓慢, 这可以说明垂直插筋形式的试件与其他插筋形式的试件相比,有着良好和稳定的力学性能和结构形式。 而且插筋形式设计成垂直插筋也比较容易操作,施工简单方便,也可节省施工时间。
2.4插筋含量对于抗弯性能的影响
插筋的含量对试件受弯变形有很大影响。 为了探究最适宜的插筋含量,借助有限元分析软件分别建立了插筋含量为0.001%、0.025%、0.05%、0.10%、 0.15%、0.20%、0.25%的模型 , 进行了受弯构件的模拟。 根据模拟结果,绘制了模型的跨中位移与插筋含量的关系图,见图12。
根据图12,再结合模型的热工性能分析,可以得出:插筋含量宜在0.05%~0.10%之间。原因是此时模型的跨中位移较小,说明模型抵抗受弯变形的能力强;而且由于插筋含量较低致使聚苯板的穿孔率低,保证了模型的热工性能较好;再根据上述三种模型抗弯性能分析,插筋形式为垂直插筋时试件的抗弯性能更好。 所以综合以上三点考虑,采用垂直插筋形式且插筋含量在0.05%~0.10%之间时聚苯板保温复合墙板模型的抗弯性最佳。
3热工性能分析
通过热工计算, 可求得围护结构的传热阻为0.852 (m2·K)/W, 传热系数为1.174W/(m2·K), 热惰性指标D为1.734。 根据规范的保温隔热要求进行验算,试件满足节能要求。 三种插筋形式的墙板热工指标相差不大。
要保证热损失较小, 就要保证较小的传热系数,较大的传热阻和热惰性指标。 聚苯板的导热系数要大于挤塑聚苯板和聚氨酯硬泡沫塑料等保温材料, 这使得聚苯板作为保温材料的热工性能最好,而且聚苯板也比较经济,所以综合考虑保温材料使用聚苯板最为合理。
由于钢筋的导热性,对聚苯板的穿孔率,使得传热系数要比没有钢筋的情况下大。 从穿孔率角度分析,由于垂直插筋要比斜插筋的穿孔率小,故垂直插筋形式的试件热工性能较好些。 但由于插筋的存在还是对聚苯板保温复合墙板的热工性能产生了不利影响。 所以,要进一步提高热工性能,可以通过减少插筋数量来实现。
4结论
(1)不同插筋形式试件的承载力和刚度均能满足正常使用要求,但垂直插筋试件的传力性能和整体性能要好于其他两种插筋形式。
(2)垂直插筋形式下试件的应力水平要低于空间斜插筋和水平斜插筋形式的试件,其结构形式比较稳定,传力也均匀,因而对于混凝土变形的约束更加有效。
(3)垂直插筋形式的聚苯板保温复合墙板可在保证力学性能增强的基础上, 通过减少插筋数量、 减小对聚苯板的穿孔率来提高其热工性能。 通过有限元软件分析得出插筋含量宜为0.05%~0.10%。
抗弯性能 篇2
城市化进程中,以废弃混凝土为主的建筑垃圾大量产生, 至今尚无有效方法对其加以有效处理、利用,因而严重威胁着自然界的生态环境和资源利用的可持续性。
再生骨料混凝土是将旧建筑物或结构物解体的混凝土经破碎分级,成为粗细骨料,用以代替混凝土中部分砂石,配制成的混凝土[1]。 再生混凝土是名副其实的“绿色建材”:具有节约资源、能源;不破坏环境;可持续发展等优点[2]。 因而,废弃混凝土的再生利用技术一经提出便成为国内外学术界和工程界研究的热点问题[3,4,5]。
叠合构件是指由预制混凝土构件(或既有混凝土结构构件)和后浇混凝土组成,以两阶段成型的整体受力结构构件[6]。 混凝土结构工程中,叠合工艺的采用不仅克服了现浇及装配式结构的缺点,而且同时具有二者的优点,因而得到了广泛应用。 在实际工程中,倘若能够将混凝土叠合工艺与废弃混凝土的再生工艺进行有机结合,必将对再生混凝土这种“绿色建材”的推广使用起到积极的促进作用。 目前,对再生混凝土的研究主要集中在再生骨料的基本性能、级配优化及耐久性能等方面[7,8],而对于再生混凝土叠合构件性能的研究还较少。 因此,本研究通过再生混凝土叠合梁的抗弯承载力试验研究,为今后再生混凝土叠合构件及结构的进一步研究、应用提供参考。
1 试验方案
本试验中设计的叠合梁长度为2600mm, 净跨为2400mm。 选用T形横截面,梁翼缘与腹板的交界面为叠合面。 腹板部分采用相同的普通混凝土首先浇筑,待养护72h后,再采用再生骨料取代率不同的再生混凝土浇筑翼缘部分。
试验所用再生粗骨料来源于废弃的混凝土梁,龄期为3 年,原废弃混凝土的抗压强度为40MPa左右,通过人工及颚式破碎机破碎加工成再生粗骨料。再生粗骨料对天然粗骨料的替代率分别为:0、30%、50%、70%、100%。
再生混凝土及普通混凝土的设计强度均为C30,两者采用相同的配合比,具体为水泥∶水∶砂∶粗骨料=1∶0.47∶1.46∶3.43(因用量较少,附加用水量未考虑),具体参见表1。
所有叠合梁采用相同的钢筋布置, 纵向受拉钢筋采用HRB335 钢筋, 箍筋及架立钢筋均采用HPB235 钢筋。 箍筋在纯弯段采用 Φ8@200,剪弯段采用 Φ8@100,受压区架立钢筋采用2Φ8。
叠合梁的截面尺寸及构造如图1、图2 所示,材料的力学性能见表2。
试验采用三等分点的加载方式,加载示意图如图3 所示。
2试验结果与分析
2.1试验现象
试验开始,当各叠合梁加载至极限荷载的25%左右时,在这一阶段,混凝土和纵向受拉钢筋的应变值及各百分表的读数均呈规律性的线性增长,反映出叠合梁加载-挠曲变形之间正比例的变化关系。此后,经历一短暂加载后,受拉钢筋的应变值“骤增”,相应的受拉区混凝土的应变值突然减小,各百分表的读数也几乎同时出现快速波动现象,但幅度不大,这些现象是叠合梁纯弯段腹板受拉区边缘混凝土首次出现开裂导致的。此时,叠合梁并无明显的弯曲变形。加载持续增加,剪弯段中靠近加载点附近受拉区边缘混凝土也开始出现裂缝,但数量明显少于纯弯段中的新生裂缝,并且其向上发展的速度也明显比纯弯段中的裂缝慢;纯弯段中最早出现的几条裂缝此时已快速竖向发展至腹板与翼缘的交界面,便停止进一步向翼缘发展。此后,这几条腹板裂缝附近的翼缘下侧外边角处开始出现细微的竖向裂缝,但发展速度要比腹板裂缝慢得多,叠合梁已出现弯曲。 继续加载至受拉钢筋屈服后,受拉钢筋的应变及各百分表的读数(尤其是跨中的百分表)均出现比先前更快的增长,增长幅度进一步加大;剪弯段中新生裂缝进一步增加,之前开裂并竖向向上发展的裂缝此时出现向加载点斜向发展的趋势;纯弯段中的新生裂缝几乎不再出现,腹板中几条最先出现的裂缝的宽度已明显加大,并且沿着这些裂缝的两侧出现了许多斜向的分支裂缝;发展至交界面的腹板裂缝此时开始缓慢从交界面向翼缘下侧外边角发展;翼缘中的裂缝一方面沿翼缘侧面向上缓慢发展,另一方面沿翼缘的下表面向交界面发展,发展方向与腹板发展来的裂缝方向有 “趋同性”。 叠合梁此时弯曲明显。 持续加载,腹板中开始出现主裂缝,翼缘中沿翼缘下表面发展的裂缝与由交界面发展而来的腹板裂缝已连通,沿翼缘侧面向上发展的裂缝开始出现趋向叠合梁跨中顶面的发展趋势,发展速度相对于之前略有加快。 此时受拉钢筋的应变值基本停止增加,叠合梁的承载能力下降明显,刚度退化严重,挠曲变形急剧增加。 临近极限荷载时,梁跨中翼缘顶面及侧面均出现纵向波纹状压裂裂缝,并伴有清脆的混凝土碎裂声,叠合梁即将破坏,加载停止,试验结束。
各叠合梁极限破坏时均呈现出明显的适筋破坏现象,极限破坏情况如图4 所示。
本试验选用的是叠合构件,其叠合面的完整性是保证叠合构件各组成部分能够协同受力从而确保叠合构件整体性的重要前提。 在试验加载的最后阶段,虽有部分梁剪弯段中的叠合面出现少许间断开裂,但开裂处的叠合面中并未形成贯穿性裂缝,且梁整个叠合面的绝大部分区域依然粘结密实,未出现翼缘与腹板之间错动滑移的现象,这反映出叠合梁具有良好的整体工作性能。
极限状态下叠合面的局部开裂及整体情况如图5 所示。
2.2 叠合梁变形性能
2.2.1 平截面假定理论验证
根据各叠合梁加载过程中设置在跨中横截面处的混凝土应变片实测数据可得:当加载较小,混凝土尚未出现开裂时,混凝土横截面上的正应变沿横截面高度方向呈线性分布,反映出叠合梁处在弹性受力阶段;当混凝土开裂后直至加载接近极限荷载的75%左右这一阶段中, 由于加载不断导致梁受拉区裂缝的随机生成并进一步开展、受压区混凝土的塑形变形不断累积等原因,混凝土横截面上正应变的分布开始出现一定程度的转折,但依然近似呈线性分布规律。 同时,再生骨料取代率的增加也导致了试验后期混凝土正应变分布发生转折的程度有加大的趋势。
总体而言, 平截面假定理论依然适用于再生混凝土叠合梁。 各叠合梁跨中混凝土正应变沿横截面高度方向上的变化情况如图6 所示。
2.2.2 荷载-挠度关系曲线
各叠合梁在整个加载过程中的加载-挠度关系曲线对比如图7 所示。 从图中可以看出,再生混凝土叠合梁的加载-挠度关系曲线形式与普通混凝土叠合梁基本类似,即各叠合梁的挠度变化随加载大致分为三个过程: 混凝土开裂前的弹性变化阶段、混凝土开裂后的近似弹性变化阶段以及屈服破坏阶段。
随着再生骨料取代率的提高, 图中第二阶段的曲线斜率出现减小的趋势, 反映出在该阶段中,挠度变形的增长率有所提高,这主要是由于再生骨料的弹性模量相对于天然骨料偏低,使得再生混凝土的弹性模量也相对偏低, 并且再生骨料内部的裂隙、孔隙较多等“缺陷”存在,导致叠合梁的抗弯刚度退化速率在试验加载的后期随再生骨料取代率的提高而增加,从而挠度变形增加较快。 最终,极限破坏时,各叠合梁的极限挠度相差不大,说明再生混凝土叠合梁的变形性能与普通混凝土叠合梁类似,能够满足实际使用中对构件延性的要求。
2.3 抗裂性及极限承载力
2.3.1 抗裂性
试验加载作用下, 叠合梁受拉区边缘混凝土的拉应变恰好达到混凝土的极限拉应变时,梁体正好处于即将开裂临界状态,将此时的弯矩称之为开裂弯矩Mcr。 本试验中,开裂弯矩的理论计算值通过采用文献[6]中开裂弯矩计算的相关方法予以确定,具体计算公式如下:
式中,Mcr-叠合梁的开裂弯矩;γ-混凝土构件的截面抵抗矩塑性影响系数;W0-叠合梁换算截面对受拉边缘的弹性抵抗矩; ftk-混凝土轴心抗拉标准值,本试验中混凝土的轴心抗拉强度ftk采用文献[6]、文献[7] 中的公式予以计算确定: 天然骨料混凝土:ftk=0.26f2/3cu,k;再生骨料混凝土:ftk=(ar+0.25)f2/3cu,k。
将依据上述方法所得到的叠合梁的开裂弯矩计算值与实测值进行对比分析,结果见表3。
从表3 中可以看出,依据文献[6]、文献[7]中开裂弯矩的计算方法得出的再生混凝土叠合梁的开裂弯矩计算值明显小于实测值,从结构构件抗裂性能方面看,完全能够满足实际工程中正常使用的相关要求。 但同时开裂弯矩计算值与实测值之间较大的差距说明了依据此种方法对于再生混凝土叠合梁的抗裂性进行验算存在较大的保守性,须通过进一步的研究确定合理的方法来有效评价再生混凝土叠合梁的弯曲抗裂性能。 此外,随再生骨料取代率的提高, 再生混凝土叠合梁的开裂荷载有所降低。
2.3.2 极限承载力
由于本试验中平截面假定理论的适用性及叠合面的完整性,故叠合梁极限承载力的计算方法借鉴文献[6]中普通混凝土梁正截面受弯极限承载力的计算方法,即:
其中:fy-为钢筋抗拉强度实测值;As-为受拉区钢筋截面面积;h0-为截面有效高度;b-为截面宽度(本试验中为叠合梁翼缘宽度);fc-为混凝土轴心抗压强度值(其中,普通混凝土的轴心抗压强度按照文献[6]中公式fc=0.76fcu换算确定,再生混凝土的轴心抗压强度按照文献[9]中公式fc=0.79fcu换算确定,fcu为各再生骨料取代率不同的再生混凝土立方体抗压强度fcu的实测值)。
各叠合梁极限承载力的计算值与实测值对比分析见表4。
由表4 可见, 随着再生骨料取代率的提高,再生混凝土叠合梁的极限承载力实测值略有下降,但不显著,说明再生骨料取代率的提高对再生混凝土叠合梁极限承载力的影响并不明显,反映出同等条件下, 再生混凝土叠合梁具有较好的抗弯承载能力。
再生混凝土叠合梁极限承载力的实测值与通过所借鉴方法计算出的计算值比值的平均值为1.232,标准差为0.025,变异系数为0.020。 这反映出叠合梁极限承载力的实测值与计算值之间具有较好的吻合性,并且实测值始终大于计算值,说明借鉴GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》中普通混凝土梁正截面受弯极限承载力的计算方法确定再生混凝土叠合梁的抗弯极限承载力是安全可行的。
3 结论
(1)再生骨料取代率不同的各叠合梁具有与普通混凝土梁类似的承载历程和极限破坏形态,即混凝土开裂前的弹性变化阶段、混凝土开裂后的近似弹性变化阶段及屈服破坏阶段。
(2)试验中再生骨料取代率不同的混凝土浇筑的翼缘与普通混凝土浇筑的腹板之间的叠合面未出现错动滑移的现象,反映出再生混凝土叠合梁具有良好的整体工作性能。
(3)各叠合梁在试验加载过程中,跨中混凝土正应变沿横截面高度方向呈线性分布,说明平截面假定理论适用于再生混凝土叠合梁。
(4)叠合梁的刚度随再生骨料取代率的增加而降低,且刚度退化的速率也随之有所增加,从而导致加载过程中挠度的增长速率随再生骨料取代率提高有所增大, 但各叠合梁的极限挠度相差不明显。
(5)随再生骨料取代率的提高,再生混凝土叠合梁的开裂荷载略有降低; 采用GB 50010—2010 计算再生混凝土叠合梁的开裂荷载虽然满足正常使用要求,但计算结果过于保守,须进一步研究确定更为合理的计算方法。
(6)GB 50010—2010 中普通混凝土梁正截面受弯极限承载力的计算方法应用于再生混凝土叠合梁的极限承载力计算是安全可行的。
摘要：在普通混凝土浇筑的腹板上采用二次浇注再生混凝土翼缘制成叠合梁并进行抗弯承载力试验,对比分析了各叠合梁的抗弯性能、变形特性及其极限破坏形态。试验结果表明,平截面假定理论依然成立;随着再生骨料取代率的提高,梁挠曲变形增加的速率有所提高,但跨中极限挠度值相差不大;梁的抗裂性能略有降低;再生骨料的取代率差异对叠合梁的抗弯极限承载力及极限破坏形态影响不显著。
抗弯性能 篇3
混凝土材料性质的变化必然会对混凝土结构构件产生一系列的影响,本文按照现行的《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》(GB/T50082-2009)中的快冻法对普通混凝土梁式试件进行快速冻融循环试验,得到了混凝土梁式构件在冻融循环后承载能力退化的相关规律。
1 试验过程
1.1 试件尺寸及主要参数
试验试件设计为钢筋混凝土适筋梁。梁截面尺寸为100 mm×100 mm,梁长500 mm,其中计算跨度400 mm,深入支座部分两端各50 mm。混凝土强度等级采用C30,梁截面的底部纵向受力主筋采用2Φ8=101 mm2,架立筋及箍筋采用2Φ6=57 mm2,保护层厚度为c=15mm,受拉区钢筋的最小配筋率为ρ=1.25%≥ρmin,截面布置及配筋如图1。
1.2 冻融过程
冻融循环试验为快冻法,采用天津市惠达实验仪器厂生产的TDRF-I型混凝土快速冻融试验装置。试验按照如下步骤进行:
1)试验前4 d,把冻融试件从养护地点取出,进行外观检查,随后放在(20±2)℃水中浸泡,冻融试件浸泡4 d后进行冻融试验。
2)浸泡完毕后,取出试件,用湿布擦除表面水分、称重、按编号置入橡胶试件桶,放入冷冻箱开始冻融试验。
3)每次冻融循环在(2～4) h内完成,其中用于融化的时间不小于整个冻融时间的1/4。在冻结和融化终了时,试件中心温度分别控制在(-18±2)℃和(5±2)℃。每块试件从3℃降至-16℃所用的时间不少于冻结时间的1/2。每块试件从-16℃升至3℃所用的时间也不少于整个融化时间的1/2,试件内外的温差不超过28℃。冻和融之间的转换时间为10 min。冷冻箱(室)内温度均以其中心处温度为准。
4)每隔25次冻融循环即对冻融试件进行外观检查、称重,如试件的平均失重率超过5%,即可停止其冻融循环试验。混凝土试件冻融后的失重率按式(1)计算:
式中,ΔWn为N次冻融循环后试件的失重率,以3个试件的平均值计算(%);G0为冻融循环试验前的试件重量(kg);Gn为N次冻融循环后的试件重量(kg)。
2 试验结果分析
2.1 质量损失与承载力分析
试验质量损失率与冻融循环次数的关系如图2。混凝土梁经过50次冻融循环后,质量变化不明显。随着冻融循环次数的增加,试块表面开始剥落,并越来越严重,开始出现少量的边角掉落,质量开始不断减少,质量损失速率也逐步增加。
梁的抗弯性能试验采用四分点加载方案,使梁跨中1/3部分为纯弯段。静载试验结果见表1。可以看出,冻融循环作用下梁的屈服荷载和极限荷载都随着冻融循环次数的增加而降低。其中冻融循环90次的梁的屈服荷载比未冻融的降低了10.1%,冻融循环180次的梁的屈服荷载比未冻融的降低了14.3%。冻融循环90次和180次的梁极限荷载比未冻融的梁的极限荷载分别降低了7.3%和12.4%。冻融后梁的承载能力下降的主要原因是冻融循环作用对钢筋混凝土梁的受压区混凝土造成损伤,降低了混凝土的抗压强度,同时冻融循环作用也破坏了受拉区混凝土和钢筋的胶着力和握裹力,影响了钢筋与混凝土的粘结作用。
2.2 跨中截面混凝土应变分析
梁跨中截面混凝土应变近似的呈线性变化,因此基本符合平截面假定(图3)。由于冻融循环的劣化作用使梁薄弱部位产生微小裂缝,在加载过程中有所发展,导致一部分梁混凝土应变有所滑移。跨中截面最大混凝土压应变变化曲线见图4。
可以看出相同荷载作用下,梁跨中截面混凝土最大压应变随着冻融循环次数的增加而增加。主要是由于冻融循环作用降低了混凝土的轴心抗压强度和弹性模量,使相同受力状态下混凝土的应变大大增加。另一方面,冻融循环作用也降低了受拉区混凝土的抗拉强度和钢筋与混凝土之间的粘结力,导致中和轴上移,加大了受压混凝土的应变值。
2.3 荷载挠度曲线分析
不同冻融循环次数梁的荷载-挠度曲线如图5所示。在荷载较小的初始阶段,挠度与荷载基本保持线性关系,也就是说明梁处于弹性工作状态。当荷载大于60 kN时,梁的整体状态进入非线性阶段。随着荷载逐渐增加,曲线的曲率也逐渐增大,表现出塑性特性。随着冻融循环次数增加,荷载挠度曲线接近于水平线,表明在荷载增加不多的情况下,挠度仍有较大的发展,当挠度达到1/50倍计算跨度时,即宣告试件破坏。
不同荷载对应的挠度随冻融次数变化见图6。可以看出,随着冻融循环次数的增加,相同荷载条件下梁的挠度呈上升趋势,这主要是由于冻融循环作用下梁的受压区混凝土抗压强度和受拉区混凝土的抗拉强度逐渐下降,致使梁开裂较早,中和轴不断上移,使梁挠度大幅增加。在荷载为60 kN时,冻融循环90次和180次的梁的挠度分别比未冻融时增加了1.9倍和3.3倍。而梁的刚度与挠度呈反比,即随着冻融循环次数的增加梁的刚度会下降。
3 冻融后抗弯承载力计算模型
受弯构件截面到达极限状态时混凝土受压区的应力应变关系为曲线分布。哈尔滨工业大学王宏伟在已有的试验资料基础上拟合出冻融环境下式(2)的混凝土的应力-应变关系曲线[8]。
考虑冻融环境下混凝土本构关系中峰值应力、峰值应变、极限压应变随冻融循环次数变化的关系,将实际受压区曲线应力图与等效矩形应力图进行对比分析,得出了考虑冻融循环作用的等效应力图的特征系数αN、βN的计算公式,在此基础上建立了冻融环境下的梁的抗弯承载力模型,见式(6)、(7)。
利用上述公式进行本试验的抗弯承载力计算,并将试验值与计算值进行对比,见表2。可见试验值与计算值基本吻合。说明式文献[8]的计算方法具有可靠的精度。
4 结论
对快速冻融循环的钢筋混凝土试件梁进行了抗弯性能试验,并对试验结果进行了分析,得到了以下结论:
1)混凝土梁经过50次冻融循环后,质量变化不明显。随着冻融循环次数的增加,质量损失速率逐渐增加。冻融循环作用下梁的屈服荷载和极限荷载都随着冻融循环次数的增加而降低。
2)通过对试验梁荷载挠度曲线的分析,随着冻融次数的增大,相同荷载下梁的挠度明显增大,梁的刚度逐渐减小。
3)通过对已有冻融循环作用下混凝土梁抗弯承载力计算模型的分析,选择了冻融循环作用下钢筋混凝土梁抗弯承载力计算公式,计算值与实测值基本吻合。
参考文献
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抗弯性能 篇4
建筑物一旦发生火灾,其材料性能会严重劣化,结构性能会削弱,导致结构不同程度的损伤,继而使承载力下降。研究表明,混凝土中使用的再生骨料超过50%时强度下降明显,实用性不大,在使用时采用30% 和50% 的再生骨料替代率时性价比较高。因此,笔者采用30%的再生骨料替代率作为基准配合比,0%、3%和5%的橡胶颗粒替代率配制混凝土进行试验,为橡胶颗粒再生混凝土梁耐火性能研究提供依据。
1试验概况
混凝土梁设计和加载方案如图1所示。为得到混凝土梁实际火灾下的力学性能,试验采用恒载升温的方法进行仿真模拟加热,混凝土梁失稳后停止加热,规定混凝土梁在试验中发生倒塌或挠度超过限值(L/20mm)即处于失稳状态。其中,试验中主要测量混凝土梁的跨中挠度和截面温度场,混凝土梁的相关参数见表1。
2加载装置
采用200kN电液伺服万能试验机,采用钢梁在混凝土梁1/3和2/3处施加荷载,试验装置如图2所示。
3试验加热系统
混凝土梁加热方法参照ISO834建议的建筑构件火灾试验曲线进行,温度-时间函数见式(1):
式中:T0为试验炉内初始温度,℃;T为燃烧后试验炉内空气的平均温度,℃;t为燃烧时间,min。
混凝土梁在火灾实验室采用火灾水平炉进行试验,其中混凝土梁顶和梁底周边砌筑防火墙以免位移计烧坏。
4试验结果分析
4.1火灾下梁的温度场分析
混凝土梁 钢筋绑扎 完毕浇筑 前在钢筋 上布置热 电偶,电偶分布如图3所示。
图3中跨中截面电偶测点为1~5号,角部钢筋测点为6号电偶,1/4跨截面电偶布置为7~11号,角部钢筋测点为12号。试验过程中使用计算机对测点温度数据进行采集,测点温度和时间关系曲线,见图4~6所示。
从图中可以看出,不同橡胶颗粒掺量的混凝土梁温度和时间曲线趋势基本相同,温度都是随着时间的增长呈非线性阶梯状增长,当初始温度在50℃左右时温度变化不明显,而在50~120℃时温度增长较快,最后当温度超过120℃时由于混凝土内部水分基本完全蒸发使得混凝土比热容变大,最终温度变化趋于稳定。由于在混凝土梁加热过程中水分蒸发,导致混凝土内温度明显不降低,而处于加热面最近的5号测点经过一小段平稳阶段后温度继续升高,其他测点保持温度平稳最终随着结构破坏而结束。
混凝土梁内的温度梯度和加热器与混凝土的距离有关,距离越近温度梯度越大,距离越远温度梯度越小。从试验数据中可知,混凝土与加热器距离相同时,跨中温度比1/4跨高,这是由于跨中裂缝较多,因此传热性能好。同样,随着再生混凝土内橡胶颗粒掺量增加,测点升温速度加快,这是由于橡胶颗粒掺量的增加,梁内产生的裂缝更多,传热更快。
4.2梁耐火时间分析
表2为不同橡胶颗粒掺量的混凝土梁耐火时间。从表2中可知,混凝土梁由于荷载比越大耐火时间越小,并且耐火时间随着保护层厚度的增大而增大。同样,从图7也可得到,混凝土梁的保护层厚度越大,钢筋温度增长越慢,混凝土梁耐火时间更长。通过对上述三根混凝土梁的耐火试验可知,在具有相同的荷载比时,尽管基准混凝土的保护层厚度大于掺有橡胶颗粒的再生混凝土,但耐火性却低于橡胶颗粒再生混凝土,分析其原因可能是由于橡胶颗粒混凝土中孔隙率较大,使得混凝土的导热系数降低,温度增长较慢。
4.3梁的挠度分析
火灾后混凝土梁受力状态下的挠度主要由两部分组成:初始荷载挠度、高温后附加挠度。两部分挠度值都可通过位移计测得,不同类型混凝土的高温附加挠度和时间关系,见图8所示。
从图8可知,高温后混凝土梁附加挠度随着时间的推移而持续增长,前40min挠度增长缓慢,之后则迅 速增长,最终导致混凝土梁挠度超限而破坏。
5梁耐火极限理论计算方法
“防火规范”中规定工业和民用建筑应在确定结构耐火等级后,根据耐火试验方能确定结构耐火极限,使混凝土结构的耐火等级不小于设计等级,从而保证结构具有足够的安全耐火级别。但是,所有构件若都通过实际试验确定,不仅代价较高而且离散性较大。因此,若采用一种有效的理论设计分析方法,则可弥补上述试验的不足。
5.1现有梁耐火极限理论计算方法
过镇海通过研究表明:通过确定梁截面温度场绘出300℃和800℃等温线后,根据等温线面积相等原则将其转换成矩形,根据两者台阶强度和温度关系确定T型截面的钢筋温度等效于同位置混凝土温度,同时采用钢筋的屈服强度和温 度之间的 关系确定 钢筋理论 屈服强度,最终确定理论计算公式。
通过对本次试验数据的计算,并且考虑到橡胶颗粒再生混凝土的热工性能并不明确,因而只对再生混凝土梁进行计算,计算所使用的等温线如图9和图10所示。计算结果见表3所示。
从表3中可知,现有理论计算和实际试验值差距较大,并且理论计算值偏小,使用时会存在较大偏差。
5.2钢筋混凝土热本构关系
根据上述分析可知,混凝土具有热惰性,高温下混凝土内部存在不均匀的温度场,导致混凝土内各点内力均不同。并且在高温下混凝土和钢筋的力学性能也具有耦合性,即所谓的应力-应变-温度-时间耦合效应,其中相对于材料而言,温度和时间关系对材料影响较大,并且由于应力和应变的不同,得到的裂缝分布也不同,还有可能影响截面温度的发展,因此产生应力-应变-温度时间耦合效应。
5.3橡胶颗粒再生混凝土梁耐火极限计算探讨
(1)本试验所使用的耐火极限试验方法参照常温下的极限荷载方法,与实际高温下的混凝土有较大出入,钢筋混凝土材料在高温下不仅会有强度损失而且弹性模量变化也较大,因此高温下钢筋混凝土在没有达到极限承载力之前由于挠度变化较大而使结构或构件达到破坏。常温下,混凝土结构挠度变化较小,破坏时会有预兆,而在高温下,由于挠度增长较快,破坏时并没有明显预兆。因此,设计时需要考虑高温下弹性模量对橡胶颗粒再生混凝土的影响。如现有结构的门窗等逃生通道往往位于梁下,发生火灾时由于挠度增长较快可能使得门窗等通道不能顺利打开而造成人员伤亡,后果不堪设想。
(2)钢筋混凝土结构的高温和力耦合本构关系与常温下的应力和应变关系完全不同,因此在设计时不能套用常温下的理论计算方法,为在实际应用和理论分析中得到更准确的温度和力耦合本构关系,应首先采用有限元模拟软件进行模拟分析和试验进行确定。
(3)根据文献[7]的试验成果,在高温环境下混凝土内钢筋的应力较高,因此应变值也增长较快,从而使得混凝土结构或构件毫无征兆的破坏,这对火灾下人员逃生和工程紧急加固相当不利。并且现有理论研究中关于这方面的研究较少,因此为确定更加准确的混凝土耐火极限计算方法,将钢筋在高温下的徐变变形和混凝土高温下的弹性模量考虑在内,将使试验结果更为准确,保证橡胶颗粒再生混凝土乃至混凝土结构的应用更加安全。
6结论
(1)所有类型混凝土梁的截面温度上升曲线具有相同趋势,即上升、平稳、急剧上升。并且温度梯度场和结构构件受热部位有关,距离越近温度梯度越大,距离越远温度梯度越小。
(2)混凝土的极限耐火时间随着荷载比的增大而减小,并且和普通混凝土一样,随着保护层厚度的增大,耐火性也增大。
(3)现有的再生混凝土耐火极限计算公式不能满足橡胶颗粒再生混凝土,并且不能满足实际工程要求。在实际应用中不能将常温状态下的梁承载力计算应用到火灾情况下,火灾下梁承载力应考虑混凝土和钢筋的弹性模量和徐变等影响。
摘要：采用30%的再生骨料替代率作为基准配合比,0%、3%和5%的橡胶颗粒替代率配制混凝土进行高温下抗弯试验,得到梁高温下的截面温度分布场、跨中挠度和极限耐火时间,将普通混凝土梁与其进行对比分析,得到通过温度场理论计算橡胶颗粒再生混凝土梁耐火极限的理论分析方法。结果表明,所有类型混凝土梁的截面温度上升曲线具有相同趋势,即上升、平稳、急剧上升,并且温度梯度场和结构构件受热部位有关,距离越近温度梯度越大,距离越远温度梯度越小;混凝土的极限耐火时间随着荷载比的增大而减小,同普通混凝土一样,随着保护层厚度的增大,耐火性也增大。
抗弯性能 篇5
GFRP筋和混凝土都属于脆性材料, GFRP筋混凝土梁四点弯曲试验中一旦混凝土开裂, 全部荷载便由GFRP筋承担, 这将会导致结构的过早失效[3]。而高韧性水泥基复合材料 (ECC) 具有高断裂韧性、高抗拉延性、裂纹控制能力和应变硬化的特性[4], 即使出现第一条裂缝也不会马上断裂, 仍然可以继续承受荷载。为了推广GFRP筋在土木工程领域的应用, 须改善结构的延性, 因此拟研究GFRP筋ECC梁这种新型结构形式的抗弯性能, 并与GFRP筋混凝土梁和钢筋混凝土梁的抗弯性能进行对比, 评价GFRP筋ECC梁的延性。
1 实验
1.1 原材料
水泥:华新P·O 42.5水泥。粉煤灰:武汉阳逻电厂II级粉煤灰, 需水量比98%。粗骨料:5~10mm连续级配普通碎石。精细河砂:普通河砂过0.6mm方孔筛, 取筛下部分。纤维:高强高弹模PVA纤维, 具体性能参数见表1。GFRP筋:采用海宁安捷复合材料有限公司生产的玻璃纤维增强聚合物筋, 具体性能参数见表2。钢筋:采用普通螺纹钢筋, 直径8mm, 抗拉强度210 MPa, 弹性模量200GPa, 延伸率20%。硅油:甲基硅油。减水剂:江苏博特生产的聚羧酸细高效减水剂, 减水率28%。拌和水:武汉市自来水。
1.2 基体混凝土制备及试件制作
ECC的搅拌制度为:首先用硅油处理PVA纤维表面[5], 然后将水泥、粉煤灰、PVA纤维投入混料机干混20min, 最后投入单轴卧式搅拌机, 加水和减水剂搅拌3min后成型。OPC (普通混凝土) 和ECC的配合比如表3所示。
共制备5根混凝土梁, 分别为OPC梁、钢筋混凝土梁、GFRP筋OPC梁、ECC梁、GFRP筋ECC梁, 梁的尺寸均为400mm×100mm×100mm。配筋形式均为梁底部配两根纵筋, 示意图如图1所示。
1.3 方法
混凝土弯曲韧性采用日本土木工程协会制定的混凝土弯曲韧性测试与评价方法JSCE-SF4[6]进行评价, 该方法是通过试件挠度变形至δtb时荷载-挠度曲线下的面积以及试件尺寸等参数计算得来的弯曲韧性系数来衡量混凝土的弯曲韧性。JSCE-SF4弯曲韧性评价方法示意图见图2。弯曲韧性系数表达式为
式中, Tb为挠度δtb前荷载-挠度曲线下的面积 (N·mm) ;l为跨距 (mm) ;δtb为设定的挠度值, 数值上等于;b为试件的截面宽度 (mm) ;h为试件的截面高度 (mm) 。
FRP筋混凝土结构延性分析:目前国际上还没有统一的FRP筋混凝土结构的延性定义, 该文采用较为普遍的能量比方法, 该方法是由Naaman等人引入的基于能量的延性比[7], FRP筋混凝土结构的延性系数表达式为
式中, Etot为荷载-挠度曲线下的总面积, Eel为荷载-挠度曲线卸载段下的面积。
混凝土梁弯曲韧性试验在MTS Landmark电液伺服试验机上进行, 加载速率控制在0.2mm/min。混凝土抗压强度试验依据《普通混凝土力学性能试验方法标准》 (GB/T 50081—2002) 进行。
2 结果与分析
2.1 普通混凝土梁与ECC梁的弯曲韧性对比
普通混凝土和高韧性水泥基复合材料的28d抗压强度如表4所示。配制的普通混凝土28d抗压强度比ECC高约15%。
OPC梁和ECC梁的荷载-挠度曲线分别见图3和图4。从图中可以看出, OPC梁从加载直至断裂, 几乎没有塑性变形, 呈现明显的脆性破坏, 极限荷载下的挠度仅有0.7mm左右。而ECC梁在弯曲荷载作用下, 呈现良好的塑性变形和应变硬化特性, 极限挠度可以达到3.5mm左右, 这是因为ECC中的PVA纤维能够提供足够的桥联应力[8], 开裂后可以抑制裂缝宽度的扩展, 并且依靠界面粘结将应力传递给周围未开裂的基体进而产生新的裂缝, 最终破坏时试件呈现多条细裂缝。
根据JSCE-SF4评价方法计算得到OPC梁和ECC梁的弯曲韧性系数, 结果如表5所示。从计算结果中可以看出, ECC梁的弯曲韧性系数是OPC梁的2.6倍以上, 虽然OPC梁的抗弯承载力略高于ECC梁, 但ECC梁的极限挠度达到OPC梁的5倍以上, 这是因为ECC梁的多缝开裂可以消耗更多的能量, 从而具有更高的弯曲韧性。
2.2 GFRP筋增强不同混凝土基体的延性对比
对GFRP筋混凝土梁和GFRP筋ECC梁进行弯曲试验, 荷载-挠度曲线如图5所示。对比图3和图4, 我们可以看出, GFRP筋混凝土梁相比于素混凝土梁, 极限荷载增加约173%;GFRP筋ECC梁相比于ECC梁, 极限荷载增加约317%。配筋前, 普通混凝土梁较ECC梁的极限荷载高43.5%, 配筋后, GFRP筋ECC梁较GFRP筋混凝土梁的极限荷载高6.5%。由此可见, ECC与GFRP筋共同使用可以弥补GFRP筋的延性不足和发挥ECC的韧性, 两者具有良好的协同工作能力。
根据以上FRP筋混凝土结构延性系数公式计算得到GFRP筋增强不同混凝土基体的延性系数, 结果如表6所示。从计算结果中可以得到, GFRP筋ECC梁的延性系数是GFRP筋OPC梁的3.1倍, GFRP筋ECC梁的极限挠度是GFRP筋OPC梁的1.5倍以上。对比两者的荷载-挠度曲线, 我们可以看出, GFRP筋OPC梁从加载直至断裂, 荷载-挠度曲线表现为线弹性变化, 达到极限荷载后呈明显脆性破坏, 这是因为混凝土开裂之后, 混凝土便退出承载, 荷载几乎全部由GFRP筋承担, 受压区混凝土被压碎而突然破坏[9]。而GFRP筋ECC梁的荷载-挠度曲线存在明显的水平段和下降段, 这种特征类似于钢筋混凝土梁弯曲时的屈服平台特征, 表明GFRP筋ECC梁具有良好的变形能力, 这是因为ECC出现裂纹之后, 并不是马上退出承载, 而是继续和GFRP筋一起承载, 不会导致GFRP筋突然断裂和受压区ECC的脆性破坏。ECC在与GFRP筋共同承载过程中, 产生更多的裂纹, 吸收更多的能量, 从而比GFRP筋OPC梁的延性有明显的增长。
2.3 GFRP筋ECC梁与钢筋混凝土梁的弯曲试验对比
和GFRP筋相比, 钢筋具有较高的刚度和较好的延性, 钢筋混凝土梁加载至受拉区混凝土开裂后, 拉力全部由钢筋承担, 继续加载钢筋将达到屈服阶段, 最终受压区混凝土达到抗压极限, 导致梁破坏, 为塑性破坏。图6反映了GFRP筋ECC梁和钢筋混凝土梁的荷载-挠度曲线, GFRP筋ECC梁在抗弯承载力方面比钢筋混凝土梁略小, 这是因为GFRP筋的弹性模量和抗弯强度均明显低于钢筋, 但GFRP筋与ECC梁协同工作可以呈现出与钢筋混凝土相似的塑性破坏特征。因此, GFRP筋ECC梁具有钢筋混凝土般良好的延性, 并且具备良好的耐腐蚀性, 这种组合形式在海洋工程、冬季撒除冰盐的公路与桥梁工程等领域具有广阔的前景。
3 结论
a.GFRP筋可以明显提高混凝土梁的抗弯承载力, 但GFRP筋混凝土梁仍然缺乏延性, 呈现脆性破坏。
b.ECC梁的延性明显优于普通混凝土梁, 并且GFRP筋ECC梁的延性明显优于GFRP筋混凝土梁, 呈现塑性破坏特征。
c.GFRP筋ECC梁的荷载-挠度曲线存在水平段和下降段, 具有类似于钢筋混凝土梁的屈服平台, GFRP筋与ECC具有良好的协同工作能力, 两者共同使用可以弥补GFRP筋的延性不足和发挥ECC的韧性。
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抗弯性能 篇6
目前, 国内外有关FRP加固砌体结构抗弯性能的研究表明[1,2,3,4,5], FRP加固砌体在抗弯承载力、平面外刚度和延性方面都有很大的提高, FRP加固量和FRP类型均影响到墙体的刚度, 而砌体构件的失效模式取决于FRP的粘贴方式和锚固方式, 通过合理的界面处理和锚固措施, 可以避免发生剥离破坏, 充分发挥FRP材料优良的拉伸性能。这为利用其它形式的FRP制品加固砌体结构提供了新的思路。
FRP嵌入式加固砌体结构, 是在砌体结构表面处开槽, 然后将FRP采用环氧树脂、水泥基等胶结材料嵌入粘结到槽内, 作为一种新型加固方式, 其弥补了FRP粘贴砌体结构外墙加固方式的不足。本文主要针对CFRP嵌入式加固时的CFRP与砌体结构锚固粘结性能影响因素及对砌体结构抗弯性能影响进行了初步探讨。
1 原材料及试样制备
1.1 原材料
碳纤维布:上海东维化建新材料科技有限公司生产的TRCA, 型号:TC2-200, 理论厚度0.111 mm, 其性能依据GB50367—2006《混凝土结构加固设计规范》进行测试, 结果见表1。
环氧树脂胶:上海东维化建新材料科技有限公司生产的TIGER, 型号:TGE-2, m (A) ∶m (B) =3∶1, 其性能依据GB 50367—2006进行测试, 结果见表2。
M7.5砂浆;MU15粉煤灰实心砖;150 mm×150 mm的C50混凝土试块。
1.2 试样制备及试验方法
1.2.1 CFRP条的制作
(1) 玻璃板上, 放置1层隔离塑料膜, 先刷1层搅拌好的环氧树脂胶, 将剪好的碳纤维布粘上, 然后在碳纤维布上浸刷环氧树脂胶并用玻璃棒滚平赶走气泡, 使之浸抹均匀, 完毕后在空气中固化2 d。
(2) 用小刀或剪刀剪取相应宽度CFRP条, 待用。
1.2.2 砖砌试样的制作及CFRP条嵌入加固
(1) 砌体采用粉煤灰实心砖砌筑, 具体砌筑方式按照GB/T50129—2011《砌体基本力学性能试验方法标准》实施和设计, 试验的试件分为4组, L1为未加固砌体, L2为嵌入2条CFRP加固;L3为嵌入3条CFRP加固;L4为嵌入4条CFRP加固, 每组3个试件, 试件尺寸240 mm×240 mm×930 mm, 如图1所示。
(2) CFRP嵌入方式:在砌体表面等处开槽, 并清理干净凹槽内的灰渣, 将环氧树脂胶涂抹CFRP片材两面及凹槽内表面, 并将CFRP片材嵌入凹槽内, 固化2 d, 其中砌体开槽宽度3 mm, CFRP宽度为凹槽宽度的2/3, 剩余用砂浆勾缝填平。具体嵌入方式, 嵌入2条时, 即在砌体砖中部开槽, 具体参照图1;嵌入3条时, 在嵌入2条基础上, 在砌体灰缝处再嵌入1条;嵌入4条时, 使4条CFRP条在砌体宽度方向均匀等距离分布。
1.2.3 抗弯试验装置及加载方式
砌体沿通逢截面抗弯试验采用由试验台座、千斤顶、应变仪等组成的加荷系统进行加载 (见图2) , 并用百分表进行挠度测量。正式加载之前, 在试件上标出支座与荷载作用线的准确位置, 在纯弯区段, 测量截面尺寸, 每组选择3个试件, 测其自重并计算平均值。用应变仪对千斤顶进行校准, 按每级5k N进行加载, 记录每级荷载下对应的应变仪读数。在试验台座上, 按简支梁3分点集中加载的要求, 使试件准确就位。试验采用匀速连续加载方法, 加载速度按试件在3~5 min内破坏进行控制, 试件破坏时, 记录破坏荷载值、挠度及试件的破坏特征[6]。
2 结果与讨论
2.1 嵌入式CFRP片材锚固性能影响
试验采用上海益环仪器科技有限公司生产的YHS-229WJ-50KN型万能试验机, 最大承载力50 k N。利用万能试验机拉伸嵌入到混凝土块体中的CFRP条来测试CFRP的锚固粘结性能, 测试试件见图3。
CFRP拉伸粘结性能试验结果见表3。
注:CFRP拉伸荷载发挥系数为CFRP粘结破坏荷载与CFRP拉伸强度破坏荷载之比, 下同。
从表3可知, 试样均为拉出破坏, 且增加CFRP宽度与层数, 均可提高CFRP的粘结荷载, 这是因为增加CFRP宽度与层数均可增加CFRP与砌体接触面积, 从而增加锚固力。而增加CFRP宽度与层数均降低CFRP拉伸荷载发挥系数, CFRP层数从1层增加到3层, CFRP拉伸荷载发挥系数为58%、54%、45%, 依次降低;CFRP试样宽度分别为20、25、30 mm时, CFRP拉伸荷载发挥系数分别为56%、55%、53%, 依次降低。CFRP粘结破坏荷载与CFRP试件横界面周长、长度及与凹槽界面摩擦系数成正比, 而CFRP拉伸粘结荷载与CFRP横截面面积成正比, 因此在本试验条件下, 同种材料的CFRP拉伸荷载发挥系数与CFRP试件横截面周长与横截面面积的比值成正比。而试样层数越少、试样宽度越小, 横截面周长与横截面面积的比值越大, CFRP拉伸强度发挥系数越大。
表4为利用3 mm短切碳纤维增强环氧树脂胶来增加CFRP粘结锚固强度, 3 mm短切碳纤维占环氧树脂胶体积分数5%, 短切碳纤维增强环氧树脂胶涂于CFRP及砌体凹槽表面。
由表4可见, 用短切碳纤维增强环氧树脂胶, 大大提高了环氧树脂胶的粘结强度, 增强了CFRP粘结破坏荷载, 并且使得单层15 mm宽的CFRP拉出破坏荷载更接近CFRP拉伸断裂荷载, 且CFRP材料拉伸荷载发挥系数提高后, 试样破坏模式由单纯的拉出破坏到出现CFRP条破裂、拔出及块体剪切破坏, CFRP锚固粘结强度明显提高。
2.2 抗弯试样破坏模式
砌体试件中分别嵌入2、3、4条单层15 mm宽CFRP, 并用3 mm短切碳纤维增强环氧树脂胶提高CFRP与砌体的粘结强度。
抗弯试验表明, 未加固砌体在竖直灰缝处出现裂缝后迅速失去承载力, 其破坏是突然性的, 具有明显的脆性特征, 且断裂面平整, 并出现在跨中位置, 为弯曲破坏;而嵌入CFRP的砌体, 在竖直灰缝处出现裂缝后, 破坏出现延迟, 随后CFRP折断或者剥离而出现突然破坏, 并伴随砌体砖破坏, 为弯剪破坏。具体如下:
嵌入2条CFRP, 砌体破坏是由于CFRP条从砌体凹槽处拔出, 初始破坏发生在砌体灰缝砂浆处, 砌体破坏的声音是渐次的, 是伴随着CFRP条破坏的, 砌体结构的抗弯应力由砌体灰缝处砂浆粘结力承担, 嵌入CFRP时, 砌体结构的抗弯应力大部分由CFRP条承担, 此种加固方式是环氧树脂胶与砌体截面松懈导致。
嵌入3条CFRP, 砌体破坏是由于剪切所致, 同嵌入2条时相似, 在最大弯曲应力时, 破坏首先出现在砂浆灰缝处, 在破坏最后阶段可见CFRP从砌体凹槽截面处松懈拔出。并且初始破坏发生时间相对未加固时有所延迟, 且破坏裂缝宽度随嵌入CFRP数量增加而减小 (相对嵌入2条CFRP) 。
嵌入4条CFRP, 砌体破坏与嵌入3条不同之处是, 砌体最终破坏是某条CFRP突然断裂所致。
2.3 嵌入CFRP对砌体结构抗弯性能影响
试验中弯矩采用式 (1) 计算[5]:
式中:M———试件跨中弯矩, k N·m
P———竖向荷载, k N
L1———剪跨段长度, m
G———试件的自重, k N
L———2个支座之间的距离, m。
嵌入CFRP对砌体结构抗弯性能的影响见表5。
由表5可知, 嵌入CFRP加固后砌体与未加固的砌体相比, 砌体抗弯承载力和变形能力均有较大的提高。砌体通逢截面嵌入2条、3条、4条单层15 mm宽CFRP后, 其竖向荷载分别为未加固砌体的3.45倍、5.39倍、7.83倍, 极限弯矩分别为未加固砌体的1.96倍、2.72倍、3.68倍, 极限挠度分别为未加固砌体的5.50倍、6.83倍、8.67倍。
3 结论
(1) 增加CFRP片材的厚度及宽度均可增加CFRP材料与砌体结构的锚固性能, 而CFRP材料拉伸强度效率发挥系数却随CFRP材料厚度及宽度的增加而下降。CFRP材料拉伸强度发挥系数与CFRP材料横截面周长与横截面面积之比正相关, 采用短切碳纤维增强环氧树脂胶粘结CFRP明显提高了CFRP材料的拉伸强度发挥系数。
(2) 嵌入式CFRP加固砌体结构的破坏模式主要是弯剪切破坏, 并且可明显延迟破坏, 而未加固砌体主要破坏模式为脆性弯曲破坏。
(3) 嵌入CFRP片材后, 砌体结构抗弯性能改善明显, 沿通逢嵌入2、3、4条15 mm宽单层CFRP片材, 砌体结构竖向荷载分别为未加固砌体的3.45倍、5.39倍、7.83倍;极限弯矩分别为未加固砌体的1.96倍、2.72倍、3.68倍;极限挠度分别为未加固砌体的5.50倍、6.83倍、8.67倍。
参考文献
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[5]由世岐.FRP加固砌体结构受力性能及计算方法研究[D].沈阳:东北大学, 2007.
抗弯性能 篇7
随着目前建筑材料的发展与环保建筑理念的提出,竹子强度高、质量轻、环保节能等性能特点在建筑结构中的应用具有良好的发展前景,加之我国南方竹木业的发达,竹材人造板的加工技术日益成熟,可充分发挥竹材特点及扩大应用范围。本文设计钢竹组合梁,利用竹材与轻钢各自的材料性能:结构重量轻、抗震性能好、易于生产和施工,同时,低耗能、绿色环保,保持生态环境平衡健康发展[1,2]。本文提出的钢竹组合梁采用两张竹胶板中间夹矩形钢管并用结构胶粘合利用螺栓夹紧连接钢竹梁组合效应良好,可达到所需承载力和刚度要求,梁中钢管内的空腔可作为管线穿通使用。
1 钢竹组合梁抗弯理论的基本假定
1.1 组合梁的基本假定
钢材具有强度高、重量轻、良好的弹性与塑性;竹胶合板强度、弹性模量、韧性及耐磨性与木材相近,并优于木材。本文从材料力学特性来考虑设计结构构件。
基于之前研究者对钢竹组合板的分析研究,钢板与竹板在弹性阶段承受荷载时,能够完全共同工作、变形协同、连接处钢板与竹板应变一致,因此在理论计算时,可将两者看成一个整体进行计算。在这里,进行钢竹组合梁计算时,需做三项基本假定如下:
(1)矩形钢管和竹胶合板之间结合紧密,协调工作,将两者视为一体,截面应变保持平面;
(2)不考虑螺栓连接对组合梁抗拉强度的影响;考虑其对组合梁夹紧作用时对承载力计算的提高系数;
(3)钢管和竹胶合板均为理想弹性体,在设计荷载范围内,两者的应力均处于弹性阶段。
1.2 组合梁截面换算
由于需要计算组合构件在外力作用下两种材料协同工作的变形与应力,则将此钢竹组合材料构件进行等截面换算,并遵循等截面换算原则:
(1)截面换算前后截面的抗拉、抗压能力不变;(2)截面换算前后两种材料的变形一致。
组合梁截面的竹胶合板经过等效截面换算成等效的“钢”截面,分析如下:
可得到:
式中Ab—竹材胶合板的面积;
Ae—竹材胶合板等截面换算后“钢材”的等效面积;
σb—破坏时竹胶合板的应力;
σs—矩形方钢管的屈服强度;
Eb—竹材胶合板的弹性模量;
Es—矩形钢管的弹性模量;
ε—材胶合板与矩形钢管相连部位的应变。
式(4)的物理意义:竹胶合板参与到工作的应力等于换算截面后“钢”的应力乘以钢材弹性模量与竹胶合板弹性模量之比。根据材料力学知识,中性轴通过截面的形心,组合梁的中性轴为截面的中心处。
2 组合梁抗弯承载力的计算
2.1 组合梁正截面承载力计算
钢竹组合梁截面承载能力理论依据弹塑性理论设计,参考普通钢筋混凝土结构受弯承载力理论、钢-混凝土组合梁受弯承载力理论及有关学者对钢竹组合墙板和楼板受弯性能研究。一个受弯构件或结构在正常工作状态下所能承担的最大荷载称作抗弯承载力。研究抗弯承载力使构件或结构在满足一定延性的条件下,保证其承受荷载在强度极限范围内,计算组合梁的抗弯承载力,确保其满足工作要求[7]。根据钢竹组合构件整体工作性能良好,在此可作假设:
(1)Q 235钢管屈服强度为:235N/mm 2;
(2)竹胶合板的应力为:
可得到钢管—竹胶合板组合梁正截面抗弯承载力计算公式:
式中M—钢竹组合梁的弯矩;
fyk—矩形钢管的屈服强度;
σb—破坏时竹胶合板的应力;
Wz—矩形钢管的抗弯截面系数;
H—钢竹组合梁的截面高度;
B—钢竹组合梁的截面宽度;
h′—竹胶合板的厚度。
2.2 组合梁受剪承载力计算
当梁处于非纯弯曲时,横截面上还存在剪应力,所以同样需要保证梁的剪应力在构件承载能力的范围内。对竹材胶合板的截面换算成等效“钢”截面,根据之前的弹性假定,可视为高度不变,截面面积的改变是由于宽度的换算改变。由式(3),可得
式中be—竹材胶合板等截面换算后“钢材”的等效宽度;
bb—竹材胶合板的实际宽度。
根据材料力学剪应力理论,钢管-竹胶合板组合梁换算截面切应力分布如图2所示,其公式为:
截面梁上下盖板处的切应力比腹板处的切应力小,也是切应力的最小值,计算公式下:
式中Fv—梁截面的剪力;
Iz—钢竹组合梁截面对z轴的惯性矩。
3 钢竹组合梁挠度的计算
由于竹材的弹性模量较小,而抗拉强度较大,所以一般在荷载作用下,其挠度先超过容许值L/200,而此时承载力还是有很大利用空余范围。对此,在竹材作用中,挠度是控制承载力的必然因素。
计算挠度值利用材料力学中的计算公式:
式中P—钢竹组合梁所受的荷载值;
l0—简支梁的计算长度;
EI—钢竹组合梁的弯曲刚度,EI=EbIb+EsIs(Eb、Es分别为竹胶合板和矩形钢管的弹性模量;Ib、Is依次为竹胶合板和矩形钢管对中和轴的惯性矩)。
4 钢竹组合梁的ANSYS分析
选用有限元分析软件ANSYS中solid45单元模拟竹胶合板,shell63单元模拟钢竹组合楼板中的矩形钢管。模型设计为钢竹组合梁的总长度2 000mm,计算长度为1 800mm,截面尺寸如图3。组合梁为简支梁,总荷载为P=10kN,在梁的1/3L0处和2/3L0处分别作用P/2,如图4所示。
根据理论分析,竹胶合板与矩形钢管的协同工作良好,完全视其为一整体,按理想的弹性材料设计,在两者材料相连部分单元尺寸的网格划分一致,并耦合成为整体。其中参数:Es=2.06×105MPa,Eb=1.05×104MPa,fy=235MPa。组合梁将理论计算的最大荷载作用于ANSYS模型中求解挠度、应力和应变。得出在极限承载力作用下,梁挠度:fc=12.369mm,应力:σ=118.898MPa,其中梁挠度超过容许值L/200,设计时应由挠度来控制组合梁的正常使用极限承载力。经理论公式计算所得到的组合梁挠度与应力为:fc=16.352mm,σ=108.593MPa。
由于ANSYS分析将材料完全理想化,刚度较大,钢材与竹胶合板耦合成一整体,所得出的工作性能更良好,可以选定增大系数作为理论计算中对组合梁承载力的提高系数,但不能反映出组合梁的破坏机理。基于理论分析值与软件模拟值基本相近,因此,本文的分析设计可作为矩形钢管与竹胶合板组合梁结构设计依据。待后期通过试验来模拟观测组合梁的破坏特点与工作性能,完善钢竹组合构件的设计理论。
5 结论
(1)钢竹组合材料在合理的设计下,竹胶合板和矩形方钢管组合效应良好,钢竹组合梁整体性良好,组合梁具有较高的刚度,较大的承载力。
(2)矩形方钢管与竹胶合板的连接采用结构胶粘合和螺栓夹紧加固,保证两者协调工作的整体性,对承载力大有提高。
(3)钢竹组合梁的承载力由计算挠度控制,其承载力极限状态远大于正常使用极限状态。较大的承载能力使得钢竹组合梁成为结构构件的良好材料,且具有一定的安全储备。
(4)钢竹组合梁的设计按理想的弹性材料考虑,而构件破坏时还有很大的强度利用空间后期可以在优化设计方面研究。另外,运用ANSYS做组合梁的抗震性能分析,具有研究价值。
参考文献
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