素混凝土构件计算（共6篇）
素混凝土构件计算 篇1
混凝土中配置型钢以后,构件的承载能力、刚度明显增加,结构的延性也获得很大的提高。同钢筋混凝土构件相比,型钢的存在对构件的受力性能有较大的影响,同时也使手算趋于复杂化。因此研究型钢混凝土构件的抗扭极限的简单计算方法,即极限扭矩的计算对型钢混凝土构件设计有着重要的实践意义。
本文对型钢混凝土构件极限扭矩的计算方法进行了推导,并与钢筋混凝土构件的极限扭矩计算方法进行了对比,结合试验数据对公式进行了验证。
1 纯扭作用下钢筋混凝土构件极限扭矩的计算
1.1 经验计算公式
根据我国进行的钢筋混凝土构件纯扭试验,得到的极限扭矩经验回归式为:
其中,Wtp为截面的受扭塑性抵抗矩;Ast,fyt分别为扭箍筋的单肢截面面积及其屈服强度;ft为沿截面周边对称布置的纵筋屈服强度;s为箍筋间距。
1.2 桁架模型推导近似公式
钢筋混凝土矩形截面构件在纯扭作用下,沿周边形成平行的螺旋形斜裂缝,忽略抗扭作用较小的截面核心部分,成为一薄壁箱形截面,剪应力流强度为q。将它比拟为一空间桁架,纵向钢筋为受拉弦杆,箍筋作为受拉腹杆,四周裂缝间的混凝土斜条作为受压腹杆。变角空间桁架模型见图1。
通过近似推导可得:
其中,σst,σs分别为极限状态时箍筋和纵筋的应力,不一定达到屈服强度;其余符号同前。
2 纯扭作用下H形型钢混凝土构件极限扭矩的计算
通过对外部钢筋混凝土承担的扭矩与型钢承担的扭矩的叠加来计算H形型钢混凝土纯扭构件的极限扭矩。H形型钢混凝土极限扭矩计算示意图见图2。
2.1 外部钢筋混凝土的极限抗扭贡献
外部钢筋混凝土的极限抗扭贡献可以通过变角空间桁架理论计算得出。采用我国规范计算公式并考虑处在有效壁厚内的型钢翼缘的作用,则外部钢筋混凝土对极限抗扭的贡献可由下式计算:
其中,ζ′为考虑型钢影响的配筋强度比:0.6≤ζ′≤1.7,当ζ′>1.7时,取ζ′=1.7。
2.2 型钢的极限抗扭贡献
当型钢混凝土构件达到极限状态时,外部的钢筋混凝土部分承担了大部分的扭矩。截面内的型钢受到外部混凝土的约束,其自身抗扭贡献是由整个截面中的自由扭转剪应力τs构成的自由扭转矩Ts和上下翼缘内剪力构成翘曲扭矩Tw组成,由于一端固定的型钢在固定端处截面型钢的自由扭转矩Ts与扭剪应力τs均为0,型钢所承担的扭矩Tsw等于固定端截面处的翘曲扭矩Tw,则型钢混凝土构件中型钢在极限状态时的抗扭贡献可由下式计算:Tsw=Ts=τwmaxIwtf/Swmax。
其中,τwmax为极限状态时固定端截面型钢翼缘内的最大弯曲扭转剪应力;tf为型钢翼缘厚度;Iw,Sw分别为型钢的扇性惯性矩和扇性静矩,Iw=b3 h2 tf/24,Swmax=b2 htf/16。
2.3 H形型钢混凝土极限扭矩的计算公式
考虑处于有效壁厚内型钢翼缘的影响,由空间桁架理论公式或我国规范公式可得到外部钢筋混凝土对极限抗扭的贡献,通过对外部钢筋混凝土与型钢对极限抗扭贡献的叠加,纯扭下H形型钢混凝土构件的极限扭矩可简化为:
其中,Tp为单独受扭时型钢的全塑性扭矩;h为型钢截面高度;H为型钢混凝土构件截面高度。
3 计算值与试验值比较
试件的主要数据:内置型钢为H175×90×5×8,材质Q235-B;钢筋为8,10光圆钢筋和12,14热轧带肋钢筋;混凝土等级为C30。具体参数见表1。
4 结语
通过钢筋混凝土构件及型钢混凝土构件在纯扭作用下极限扭矩的计算值和试验值的对比可得,配置型钢后,构件的受扭性能有所提高;同时通过比较可知,在型钢配置相同的情况下,极限扭矩与构件的保护层厚度、配箍率、截面尺寸等有关;除此之外,还可得出在一定的配筋和型钢作用下,公式计算值能够较好的反映构件的实际抗扭极限。这为研究构件在压弯剪扭复合受扭作用下构件极限扭矩的计算打下了一定的基础。
摘要：探讨了钢筋混凝土受扭构件和型钢混凝土受扭构件在纯扭作用下极限扭矩的计算,并将它们的受扭情况进行了对比,通过计算值与试验值的比较,计算值与试验值基本吻合。
关键词：型钢混凝土,纯扭构件,极限扭矩
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素混凝土构件计算 篇2
近年来,承受平面内剪应力和正应力作用的钢筋混凝土薄膜元的空间桁架模型得到迅速的发展,并逐渐趋于成熟,能够表达构件荷载—变形关系的全过程。这种模型已经在钢筋混凝土结构受扭计算中得到广泛应用[1,2,3]。但是这种计算模型需要一套准确的材料本构关系来协调静力平衡方程和变形协调方程,计算模型中材料本构关系方程的正确与否,直接影响计算结果的精度。本文结合算例对材料本构关系的选择作了讨论,并给出本文推荐采用的结果。
1 计算模型中的材料本构关系方程
在以往的对受扭构件计算中,主要存在以下两方面的问题:
1)考虑到混凝土的主拉应力比主压应力小一个数量级,故认为构件开裂后受拉混凝土对承载力的贡献很小,忽略混凝土拉应力的影响。
2)钢筋。钢筋则假设为理想弹塑性,和裸钢筋的应力—应变关系一致,即:
当εs≤εy时,σs=Esεs;当εs>εy时,σs=fy。
众所周知,钢筋混凝土在开裂后的力学性能和素混凝土有很大的不同,素混凝土在充分开裂后,不能承受拉应力,而钢筋混凝土裂缝间的混凝土却由于受到钢筋的销栓作用仍然可以承受部分拉应力,虽然这种裂缝间混凝土受拉作用的贡献不大,但作者认为却不可以忽略。首先,受拉混凝土对钢筋混凝土结构的承载力影响不大,但却由于其存在使得构件的刚度较大,故在减小构件开裂后的变形上作用比较明显。如果混凝土的拉应力被忽略,那么单元的柔度和构件的变形将被高估;其次,构件中,裂缝间钢筋和混凝土是共同工作的,被混凝土包围了的钢筋的力学性能和裸钢筋有很大的不同,在混凝土开裂后,裂缝处的钢筋的应力较高,而裂缝间的钢筋应力相对要低,随着荷载的增加,裂缝处的钢筋达到了屈服应力,而裂缝间的钢筋应力由于受混凝土的加劲作用要小的多,并没有达到屈服应力。因此钢筋在屈服时的平均应力,称之为“平均屈服应力”,该值明显要小于裸钢筋的屈服应力,显然如果应用裸钢筋的应力—应变曲线(见图1),计算单元的屈服强度就会被高估。
因此本文作以下修正:
1)考虑受拉混凝土的影响(见图2)。采用受拉混凝土平均应力—应变的曲线方程为:
2)对钢筋的本构关系方程作了修订(见图3)。采用被混凝土加劲了的钢筋的平均应力—应变的曲线方程为[4]:
当εs≤εn时,σs=Esεs;
当εs>εn时,
其中,B为参数,ρ为配筋百分率;α2为外加主压应力与纵向钢筋间的夹角;ε为屈服起点处混凝土中软钢筋的平均应变,
2 计算结果的讨论
为了便于对比,本文将本构关系分为3组:第1组:忽略受拉混凝土的作用并且钢筋采用裸钢筋的本构关系,称之为简化的本构关系;第2组:仅考虑受拉混凝土的作用而钢筋仍采用裸钢筋的本构关系,称之为修正的本构关系;第3组:考虑受拉混凝土的作用且钢筋采用被混凝土加劲了的本构关系,称之为本文推荐的本构关系,现选取4根纯扭构件作为计算实例[5]。计算方法可参考文献[2]。最后的承载力和变形计算结果见表1。
从表1中可以看出:
1)忽略混凝土拉应力的影响是偏于保守的,将使承载力计算理论值小于试验值。但是最后计算构件破坏时的扭转角明显要大于试验值,因为忽略了混凝土的受拉作用,造成的偏差比较明显,试验值和理论值的比值为0.956,可见忽略混凝土的受拉作用,对构件的变形影响是比较大的。
2)钢筋的本构关系曲线由于采用了裸钢筋的理想弹塑性曲线,同样高估了钢筋的平均屈服强度,导致最后求得的极限扭矩要明显高于试验值,试验值和计算值比值为0.919,见表1。这种修正的本构关系方程,实质上是将钢筋在开裂处局部的应力—应变关系代替了钢筋的平均受拉应力—应变关系。高估了构件的极限扭矩,容易产生“混凝土强化”这一概念性的错误。
3)钢筋的本构关系曲线采用被混凝土加劲了的平均应力—应变曲线,同时考虑混凝土的“受拉刚化”,不仅能够正确估计受扭构件的扭转变形,而且又克服了修正的本构关系方程的高估钢筋屈服强度的缺点,最后求得极限扭矩和扭转角均和试验值较吻合。
3 结语
1)钢筋混凝土受扭构件计算中,开裂后受拉混凝土对构件的承载力影响很小,但是却在减小开裂后构件的变形上作用比较明显。如果忽略受拉混凝土的作用,将高估构件的变形。
2)构件开裂后,裂缝间的混凝土对钢筋有加劲作用,此时钢筋的力学性能和裸钢筋不同,如果采用裸钢筋的理想弹塑性本构关系,同样将高估构件的承载能力。
3)本文推荐采用的本构关系,较好的反映了构件的实际受力特点,计算结果与试验值吻合较好。
摘要：阐述了钢筋混凝土受扭构件开裂后受拉混凝土的作用,分析了其对受扭构件承载力和变形的影响,对计算模型中的受拉混凝土和钢筋的本构关系方程作了改进,并对受扭构件承载力和变形作了计算,得出理论结果和试验结果吻合较好的结论。
关键词：计算模型,应力—应变关系方程,极限承载力,变形
参考文献
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素混凝土构件计算 篇3
碳纤维复合材料 (CFRP) 板具有抗拉强度高、重量轻、耐腐蚀以及便于施工、施工质量易于保证等优点, 因此, 广泛应用于国内外钢筋混凝土结构加固领域。
目前, 加固设计的计算方法大多建立在不同材料之间共同工作的前提, 保持平截面假定, 新老材料之间, 假设无相对滑动。计算结果往往与实际试验或工程应用监测结果有一定差异, 特别是超龄混凝土结构在不同材料协同工作情况对整体影响较大, 仅单独考虑各材料的受力机理, 将它们以一定方式叠加, 对考察构件的承载能力等特性并不十分精确。
1967年, 美国学者D.Ngo和A.C.Scordelis将有限元单元法应用于钢筋混凝土简支梁抗剪分析[1], 奠定了钢筋混凝土有限元分析的理论基础。在Ngo和Scordelis的工作基础上, 有学者提出了分布裂缝模式、拉伸强化以及使用分层单元。2004年, 陆新征在清华大学和国内外大量试验研究的基础上, 采用适当的数值模拟, 深入系统地研究了FRP混凝土的界面受力行为和剥离破坏机理。对FRP-混凝土界面间最主要的剥离破坏机制———剪切剥离破坏, 进行了系统而全面的研究, 揭示了界面内剪切破坏、受弯加固剥离破坏和受剪加固剥离破坏的机理, 并建立了相应的设计模型。尤其是所提出的混凝土数值分析模型, 为研究这些界面行为提供了的方法。对于钢筋混凝土数值分析中的一些传统问题, 比如钢筋与混凝土的界面行为、混凝土与混凝土之间的界面行为、钢筋混凝土构件的受剪行为等, 提供了思路和方法[2]。
本文主要针对CFRP加固的实际超龄混凝土板进行试验, 同时在考虑老化混凝土与锈蚀钢筋、老化混凝土与CFRP之间的粘结滑移作用的情况下, 对加固过程进行了有限元模拟与分析。通过与试验结果进行对比, 论证了本文所述的CFRP加固超龄钢筋混凝土的有限元模型的建立与分析具有实际意义。
1 试验概况
1.1 试件设计
本试验所用混凝土板服役期已有80余年。试件 (B1) 尺寸为1.5m×1.0m, 厚度为140mm。经检测, 混凝土强度为20MPa, 钢筋强度为400MPa。CFRP布的碳纤维材料密度为300g/m2, 厚度为0.167mm, 弹性模量Ecf为2.3×104MPa, 抗拉强度为2300MPa。粘贴碳纤维的环氧胶为专用配套树脂CFE (找平材料) 、CFP (底层涂料) 、CFR (浸渍材料) , 每种配套树脂都有主剂与固化剂两套制剂, 现场使用时按照主剂:固化剂=2:1的比例进行调配。
本试验对试件按如下设计: (1) 采用单层加固形式; (2) 采用端部粘贴CFRP布条锚固的锚固方式。碳纤维布加固布置尺寸如图1所示。
1.2 试验装置及加载制度
试验采用反力架加载装置, 通过千斤顶加荷载至分配梁上, 如图2。每级加载后, 持荷10min, 待稳定之后, 进行读数。试验时的加载顺序分为以下几个阶段:自重 (板就位) →加载设备→荷载标准值→荷载设计值→破坏荷载。
其中, 标准荷载分五级施加, 之后按5%的标准荷载加载, 直至板破坏。标准荷载持续时间为30min, 其余每级荷载间隔时间为10min。荷载标准值和设计值均包括自重及加载设备重量。
1.3 试验结果及分析
图3为加固板B1的荷载-测量值, 碳纤维应变片编号为CF1~CF3, 混凝土应变片编号为C1~C3。在M=17.5k N·m时, 板出现第一条细微裂缝, 裂缝出现时的荷载与B1板基本上一样。随着荷载的增加, 板的中间出现很多裂缝, 在M=32.5k N·m时, 裂缝发展到板高的2/3处, M=42.5k N·m时, 裂缝贯穿整个高度。此后, 支座附近开始出现细微的斜裂缝, M=46.25k N·m时, 混凝土表面出现碎片, 表现为混凝土压碎破坏。
根据试验数据, 板的破坏形式为混凝土压碎破坏, 破坏时εf<εfu, εc=εcu, εs<εy。受压区混凝土已经达到受压极限应变状态, 被压碎, 钢筋亦已屈服, 但受拉区碳纤维尚未达到极限应变。
2 理论计算对比分析
在矩形截面受弯构件的受拉边混凝土表面上粘贴纤维复合材进行加固时, 其正截面承载力应按下列计算公式确定:
加固计算时可根据式 (1) 计算混凝土受压区高度, 按公式 (3) 计算出强度利用系数ψf, 并代入公式 (2) , 即可求出受拉面应粘贴的纤维复合材的有效截面面积Afe;按照加固规范第9.2.4条的规定换算为实际应粘贴的纤维复合材截面面积Af。在计算承载能力时, 可将相关参数按照规范代入, 最终计算出M的大小。篇幅所限, 上述公式中各式的具体说明可查阅文献[3]。
根据上述公式可计算出CFRP加固钢筋混凝土板的破坏荷载的理论值, 理论值与试验结果的对比见表1。
由表1可知:
(1) 实际的超龄混凝土板加固后承载能力比规范计算公式要偏低, 对于超龄混凝土结构的加固计算, 若借鉴规范公式计算应当予以折减。
(2) 影响CFRP加固效果的参数很多, 有加固构件本身的性能及原始情况, 包括:混凝土强度、配筋率、CFRP粘贴方式等, 这些因素对碳纤维的加固效果有重要的影响。
因此, 考虑粘结滑移的超龄混凝土结构加固有限元模型值得深入研究。在建立不同材料之间的粘结滑动的本构关系基础上, 考虑粘结特性的有限元计算, 对加固设计计算有一定参考价值, 对结构优化也有一定帮助。
3 超龄混凝土板加固有限元分析
采用通用型有限元软件ANSYS对本次超龄混凝土板加固进行分析计算。本次有限元分析采用分离式模型, 即把钢筋和混凝土作为不同的单元来处理, 同时考虑钢筋与混凝土、CFRP与混凝土的粘结滑移作用。
3.1 钢筋与混凝土粘结滑移的本构关系
本次有限元分析将采用Houde公式模拟钢筋与混凝土之间的粘结滑移关系[4]。Houde公式认为:粘结力与混凝土强度等有关系, 他们是由62个变形钢筋模拟缝间粘结强度的试件和6个模拟锚固粘结强度的梁端试验结果回归出的经验公式:
式中, τ的单位为N/mm2, s的单位为mm。
Houde公式模拟的粘结滑移关系曲线如图4所示。
3.2 CFRP与混凝土粘结滑移的本构关系
由于FRP混凝土界面受力情况的特殊性, 通常很难通过试验直接获得粘结滑移关系。清华大学陆新征[4,5]等提出了一个基于细观单元的有限元模型。该方法是通过将混凝土单元划分成非常小的网格 (0.25mm或0.5mm) , 并根据单元尺寸调整混凝土开裂后的受拉和受剪行为, 模拟FRP-混凝土的界面剥离破坏过程并阐述其剥离破坏的机理, 进而从有限元分析结果得到FRP的应变分布及界面滑移情况。
根据本构模型简化程度不同, 共分为精确模型、简化模型和双线性模型。其中, 精确模型可以考虑不同界面胶层刚度的影响, 简化模型和双线性模型则适用于一般界面粘结胶层。通过与大量界面试验结果的对比表明, 该建议模型可以准确预测界面的剥离强度和剥离过程, 且精度优于现有各模型, 粘结滑移曲线如图5所示。
本文对混凝土与CFRP粘结滑移的本构关系采用了双线性模型来模拟。双线性模型是将精确模型的总破坏能和峰值粘结应力点坐标保持不变得到的, 其计算方法或公式可参见相关文献内容。在有限元中将相关参数通过列表形式键入到模拟类型单元的实常数中即可对粘结滑移关系进行模拟。
3.3 有限元模型的建立
本文混凝土采用SOLID65单元[6]进行模拟, 筋采用Pipe20单元模拟, 其他钢筋采用Link8单元模拟。CFRP可以采用SHELL41进行模拟, SHELL41是一种空间膜壳单元, 平面内具有膜强度但平面外没有弯曲强度, 它可以较好地模拟碳纤维加固布的单向受力性能。
引入弹簧单元用来模拟不同介质之间的粘结滑移状态。在ANSYS分析中连接单元采用非线性弹簧单元Combine39[7], 该单元具有两个结点, 只需定义弹簧单元的实常数F-D曲线来定义非线性弹簧单元的受力性质。对于单向弹簧, 可以设弹簧的长度为零, 这为模拟钢筋与混凝土、混凝土与加固材料的粘结滑移提供了可能。
为避免直接加约束产生应力集中, 在支座处模拟加入弹性垫块, 以保证混凝土良好收敛和精确模拟。弹性支座选用SOLID45单元, 该单元具有塑性、蠕变、膨胀、应力强化、大变形和大应变能力。
模型几何尺寸与试验所采用的构件与材料一致, 混凝土网格划分如图6 (a) ~图6 (c) 所示。x方向和y方向网格长度均为50mm;z方向上, 从0点开始网格的长度依次为32mm、36mm、36mm、36mm。以此方式来精确模拟受力纵筋位置, 同时, 将钢筋和碳纤维布与混凝土网格划分相一致。支座沿y向布置, 宽度和高度都为100mm, 采用50mm长度的网格。加载支座同受力支座, 布置位置为两加载支座中心与两个1/3加载点一致, 分别在x=500和x=1000处。
考虑二次受力加载分析, 先将CFRP单元选出并将其全部杀死, 进行第一步加载, 施加板的自重荷载, 进行求解。求解完毕后, 将加固材料的单元选出, 进行激活, 再在加载支座上施加均布荷载, 设置30个子步, 求解。
3.4 有限元计算结果分析
3.4.1 收敛结果
经ANSYS数值模拟分析, 混凝土板加固模型计算收敛良好。经过迭代计算, 程序在Time=0.9915退出计算, 由此可知结构的承载力为44.01k N·m, 此时混凝土的变形为0.00912m。在破坏前, 结构的变形在0.009m之内变化, 变形的突然增大即说明结构已经破坏。
3.4.2 应力、应变和位移分析
有限元计算荷载-跨中挠度等曲线见图7。
从图7的结果可以看出:
(1) 混凝土板的有限元模型跨中挠度与试验结果基本吻合, 试验值曲线在弯矩24k N·m和38k N·m时的挠度未改变, 一般是由于混凝土的不均匀开裂所致, 计算模型难以精确模拟混凝土本身离散型所造成的开裂问题。构件最终挠度为9.12mm, 较试验值10.01mm略小。
(2) 支座位移试验测试值始终略大于模型值, 开裂前基本一致。
(3) CFRP布的应变值与试验结果基本吻合, 极限状态下, 模型的CFRP布应变较试验值有一定程度的增大。
(4) 极限弯矩下, 试验测得顶面混凝土应变值要比模型计算值小一些, 在开裂弯矩到极限弯矩之间, 应变测试值始终比计算应变值大一些。
3.4.3 弹簧粘结应力分析
弹簧在破坏前的粘结应力及伸长量如表3所示。
由表3可以看出, 弹簧在y方向和z方向几乎没有滑移, 其粘结应力也很微小, 主要的粘结滑移存在于x方向, 也就是受拉钢筋的纵向, 这与实际情况是相符的。
4 结论
(1) CFRP加固超龄钢筋混凝土构件的有限元分析结果与试验结果差异较小, 基本相吻合。因此, 本文所述有限元分析方法可以为今后同类工程项目的有限元分析提供一定的借鉴和参考。
(2) 本文有限元分析中, 考虑粘结滑移的极限弯矩对应的跨中挠度比试验结果略低。具体原因主要是在现阶段钢筋与混凝土、CFRP与混凝土的粘结滑移理论还不是很成熟, 导致有限元分析中所采用的粘结滑移曲线与真实情况吻合得不够好。
(3) 弹簧单元主要的粘结滑移存在于x方向, 也就是受拉钢筋的纵向, 这与实际情况相符合。超龄混凝土的粘结滑移特性, 应当对其进行深入全面的试验研究和探讨, 以便更精确地模拟弹簧单元的F-D曲线, 进一步对超龄混凝土与钢筋和加固材料的本构关系进行研究。
摘要：通过对一超龄混凝土构件进行CFRP加固试验分析、理论计算以及有限元模拟分析, 探讨了加固后构件的受力性能以及变形情况。结果表明, CFRP加固可以提高和改善钢筋混凝土构件的受力性能;实际的超龄混凝土板加固后承载能力比规范计算公式要偏低, 对于超龄混凝土结构的加固计算, 若借鉴规范公式计算应当予以折减;最后论证了所述的有限元模型的建立和分析与试验结果一致, 可以模拟和反映构件的性能。
关键词：钢筋混凝土板,碳纤维复合材料,超龄混凝土,加固,有限元分析
参考文献
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素混凝土构件计算 篇4
关键词：钢筋混凝土,结构变形,裂缝宽度,受弯构件
在工程中,有时会遇到钢筋混凝土受弯构件在使用荷载作用下产生较宽的裂缝,半个多世纪以来,对混凝土裂缝的研究已经形成了许多理论,同时也积累了大量的资料,提出了各种不同的裂缝理论,但主要还是从粘结滑移理论和钢筋应力理论着手。文中试图从变形角度,而不是从混凝土强度角度来探讨混凝土结构构件变形与裂缝的关系,主要侧重现浇混凝土板的开裂荷载水平、裂缝间距和宽度的计算。
1 由荷载引起的裂缝
产生裂缝的根本原因不是结构的强度,而是外在约束导致变形产生的,这曾是梁国晃先生[3]提出的理论。混凝土结构构件不管材料等级如何、配比如何,它的致裂张拉迫变极限[ε]是一致的,这样只要计算出结构或构件的[ε]值就可以确定构件开裂与否。荷载迫变产生的裂缝是荷载裂缝,对于简单的轴向匀质配筋拉杆在荷载作用下荷载迫变为ε=σ/E,混凝土受弯构件在荷载、温度和收缩徐变共同作用下会产生迫变,由此可见裂缝的产生并不单纯取决于荷载迫变ε=σ/E,因此研究裂缝的开展,不能以应力为依据,而应该以迫变[ε]为依据。
根据材料力学中的平截面假定,配筋混凝土受到轴力后,钢筋和混凝土在未开裂前的轴向迫变必定是一致的,有:
其中,Ns,Nc分别为钢筋和混凝土承担的轴向力;N为总的轴向力;As,Ac分别为钢筋和混凝土的横截面面积;Es,Ec分别为钢筋和混凝土的弹性模量;Esc为钢筋和混凝土的组合弹性模量。式(1)共有3个未知量Ns,Nc和Esc,联立求解(1)得:
其中,n=Es/Ec;μ=As/(As+Ac)。
对于受弯构件,配筋要有一定的保护层厚度,所以不能将钢筋放在最受力的外边缘,因而配筋作用会有所折减,对于矩形板其折减率为板的有效高度与总高度之比,即k=h0/h。因而式(2)改写为:
由此可得受弯构件抗裂弯矩为:
将式(3)代入式(4)得:
由式(4)可知混凝土构件的抗裂度是与钢筋和混凝土的E,A有关,而与钢筋和混凝土的强度无关。由此可见,混凝土构件在第一条裂缝出现前,钢筋与混凝土的变形是相同的,因而中心受弯构件某点达到构件的抗裂矩M时,裂缝就会在这点或这点附近产生。当第一条裂缝出现后,裂缝截面上的混凝土将不再承担拉应力,开裂前由混凝土承担的拉应力转由钢筋承担,从而使裂缝截面的钢筋应力突然增大,裂缝处的混凝土向裂缝两边回缩,使混凝土和钢筋产生相对滑移和粘结应力。通过粘结应力的作用,钢筋的拉应力将部分传递给混凝土,从而使钢筋应力随着距离裂缝截面的距离增大而逐渐减小;混凝土的应力从裂缝处的0随着距离裂缝截面的距离增大而逐渐增大,当达到某一距离l以后将产生另外一条新的裂缝。
2 裂缝的间距lcr
对于受弯构件,当荷载达到抗裂弯矩M时,第一条裂缝就会在这点或这点附近产生,以后其他裂缝也相继出现。裂缝的距离是有规律的,研究裂缝间距,必先研究配筋与混凝土在荷载作用下的各自应变和应力。
混凝土应力为:
钢筋应力为:
由式(1b)可知,当σc<Ec[ε]和σs<Es[ε]时,裂缝不会产生。如果当σc≥Ec[ε]或σs≥Es[ε]时,则混凝土裂缝立即产生,新生裂缝与原有裂缝的距离,就是裂缝间距l,理论上,每隔一个足够l距离就再产生一条裂缝,实际裂缝间距多数是大于l,但又小于2l的。
利用现有的测试技术,只能由轴心受拉试验给出应力与应变的关系,而受弯构件的受拉区,由于各层纤维的应变不象轴心受拉那样均匀分布,应力分布也不均匀,因此只能沿截面高度测出应变,引用轴心受拉试验给出的应力—应变关系,推算出相应的应力值。
图1为一轴心受拉构件,设混凝土构件在出现第一条裂缝后,取裂缝截面1—1到即将第二条相邻裂缝截面2—2的一段混凝土l为脱离体,在裂缝处混凝土应力为0,钢筋应力为σs1,在距离裂缝l处,混凝土应力上升为ft,钢筋应力下降为σs2。由平衡条件:
取截面1—1到截面2—2钢筋为脱离体,钢筋两端的不平衡力由粘结力平衡。设l段内平均粘结应力为τm,钢筋总周长为n。则由平衡条件可得:
将式(7b)和式(8)联立可得:
在混凝土构件中,钢筋周长为u=nπd,总面积为As=nπd2/4,从而可得u=4 As/d,将其代入式(9),并取ρ=As/Ac。则有:
由实验可知,粘结应力τm与混凝土强度ft有关,近乎成正比关系,且在一定范围内与保护层厚度c成正比关系。对试验数据进行统计分析,得到受弯构件裂缝间距为:
其中,为按有效受拉混凝土截面面积计算的纵向受拉钢筋配筋率;Ate为有效受拉混凝土截面面积;As为有效受拉钢筋截面面积总和。
3 裂缝宽度wm
对于受弯构件,裂缝发生及裂缝稳定后,在裂缝之间的区段内,混凝土和钢筋的应力和应变沿板轴各个截面是变化的。在荷载、温度、徐变等条件作用下,裂缝截面的钢筋应力为σs,应变为εs=σs/Es,在两条裂缝之间中央截面的钢筋应力为σs1,应变为εs1。受拉混凝土的应力在裂缝截面处为0,在裂缝之间的中央截面增大到σc,相应的应变也增大到εc1=εs1。在计算裂缝宽度时,取一个裂缝段lcr这段长度内的钢筋平均应变为εsm,与钢筋同一水平的受拉混凝土平均应变为εcm,由此得出裂缝宽度公式为:
其中,钢筋的平均应变εsm=Χsεs,Χs为考虑受拉区裂缝之间混凝土作用的系数,对于受弯通常εcm的值不大,当考虑Χs时,可以略去不计,由此得到裂缝宽度计算公式:
将式(11)代入式(13),则有:
由式(14)可以说明裂缝宽度wm与迫变ε成正比,与保护层厚度c成线性关系,这是符合事实的。
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素混凝土构件计算 篇5
最近几年,关于GFRP筋混凝土结构的研究[1]已经逐渐成为了土木工程界的热点之一,并且这种新型结构在沿海地区的结构工程、城市地铁工程中应用较多[2,3,4]。 但由于GFRP筋混凝士构件存在脆性破坏以及使用状态下过大裂缝宽度和挠度等不足,从而限制了它在土木工程领域中的推广和应用。
由于基坑工程的特殊性,支护结构一般都具有临时性的特点,在裂缝宽度、挠度方面的要求都相对永久结构有所降低。 因此,可通过合理的配筋模式改善GFRP结构的性能, 使其作为支护结构具有一定的可行性。 混合配筋混凝土结构利用了钢筋较好的延性以及GFRP筋强度高、耐腐蚀的特点,可较好地解决钢筋混凝土结构因钢筋锈蚀导致的腐蚀问题以及弥补GFRP筋混凝土结构因脆性导致突然破坏的缺点,且混合配筋混凝土结构在钢筋屈服后仍需增加一定荷载才达到极限荷载,具有一定的安全系数和较好的延性, 是一种较理想的配筋形式。 因此, 研究同时配有钢筋和GFRP筋的混凝土受弯构件的受力性能十分必要。 目前,相关研究比较多的都是矩形截面的混合配筋混凝土构件受弯性能: 张志强等[5]对比分析了GFRP筋混凝土梁与钢筋混凝土梁的挠度及承载力特性, 推导了GFRP筋混凝土梁受弯承载力、 界限受压区高度的计算公式,并用试验数据进行了验证;葛文杰等[6]提出了FRP筋和钢筋混合配筋增强混凝土梁2种名义配筋率和3种破坏模式的概念,推导了FRP筋和钢筋混合配筋增强混凝土适筋梁正截面受弯承载力建议计算公式。但对于圆形截面的GFRP筋混凝土构件研究[7]较少,而对于混合配筋的研究就更缺乏。 本文参照普通钢筋混凝土受弯构件设计方法[8,9]研究提出同时配有钢筋和GFRP筋的圆截面混凝土受弯构件的承载力设计计算方法,以便为实际工程的应用提供参考。
1正截面抗弯承载力计算
1.1基本假定
为简化计算, 借鉴钢筋混凝土结构的相关理论,对混合配筋的圆形截面混凝土受弯构件作如下基本假定:1平截面假定,即截面内任一点的混凝土纤维应变、GFRP筋应变与该点到中和轴的距离成正比;2不考虑混凝土的抗拉强度;3忽略GFRP筋的受压承载能力; 4GFRP筋受拉应力等于应变与其弹性模量的乘积, 但绝对值不大于强度设计值; 5GFRP筋与混凝土粘结良好, 当采用钢筋与GFRP筋混合配置时 , 同一位置处的钢筋和GFRP筋有相同的应变; 6混凝土的受压应力-应变曲线应按GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》的有关规定取用。
1.2正截面破坏模式
正截面的破坏模式包括少筋破坏、超筋破坏和适筋破坏。 理想的破坏模式为:靠近受拉、受压边缘的钢筋已进入屈服阶段, 受拉边缘处的GFRP筋的应力小于或等于允许拉应力, 受压区混凝土被压坏。 这种破坏发生时,钢筋进入了塑性阶段,梁有一定的转动能力,塑性变形较大。 这种破坏虽然也是由于混凝土被压坏,但在梁完全破坏之前,钢筋要经历较大的塑性伸长,随之引起裂缝急剧开展和梁挠度的剧增,有明显的破坏预兆,情况类似于钢筋混凝土梁的适筋破坏。
1.3正截面承载力计算
圆形截面 受弯构件 的纵向受 力筋 (钢筋和GFRP筋)沿圆周均匀布置。 当纵筋的根数不少于6根时,计算时可近似地将纵筋连续化均匀分成半径相同的钢筋环和GFRP筋环,见图1和图2。 等效后有利于采用连续函数的数学方法推导计算公式。
令 rs=rf=gr
等效GFRP筋带的厚度tf为:
等效钢筋带的厚度tf为
平衡方程有:
根据JTG D62-2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》,对于混凝土强度等级C50以下构件,混凝土的极限应变 εcu=0.0033,β=0.8。 钢筋屈服应变取常用钢筋的平均值fy/Es=0.0018,从而使A、 B、C、D、R、S仅与系数 ξ 和保护层厚度ac有关。
截面设计时, 先假设钢筋与GFRP筋的配筋比例关系 ρf=kρs( 或 ρs=kρf), 再假设 ξ 值 , 得出相应的A、B、C、D、R、S,从而得出配筋率 ρf、ρs。 再将相关系数代入求出承载力。可编制Excel表格求解平衡方程。
需注意的是,GFRP筋的应力仅与其弹性模量和应变有关,在截面设计时,GFRP筋的有效应力不应大于其强度设计值。
式中:A、B、C、D、R、S为计算系数;α 为对应于受压区混凝土截面面积的圆心角的一半(rad); fc、fy、 fy'、 ffd、 ff分别为混凝土强度设计值、普通钢筋抗拉强度设计值及普通钢筋抗压强度设计值、GFRP筋抗拉强度设计值及GFRP筋所发挥的最大应力值;θ0为实际受压区对应的圆心角之半;θsc为钢环受压屈服点对应的圆心角之半;θst为钢环受拉屈服点相应的圆心角之半;εcu为正截面的混凝土极限压应变; Ef为GFRP筋的弹性模量;Es为钢筋的弹性模量;r为圆形截面的半径;rf为纵向GFRP筋重心所在圆周的半径, 令rf=gr;x0为混凝土实际受压区高度;ξ 为混凝土的相对受压区高度,ξ=x0/2r;xc为混凝土计算受压区高度 ,xc=β1x0;ρf为纵向GFRP筋的配筋 率;ρs为纵向钢筋的配筋率;Mu为构件极限破坏时的弯矩。
2与现有规范、规程的对比
公式(1)、(2)借鉴了普通钢筋混凝土构件承载力的计算方法。 因此,当公式中的系数 ρf=0时,可作为钢筋混凝土受弯构件承载力的计算方法。 将本公式与GB 50010-2010中E.0.4相关内容做对比,结果见表1。
由表1可看出, 公式计算值比规范值偏大,幅度在1%以内,两者基本吻合。 因此,本文公式(1)、 (2)在圆截面钢筋混凝土构件的受弯承载力计算上是合理的。
当公式中的系数 ρs=0时,可作为GFRP筋混凝土受弯构件的承载力计算方法。 将本文公式与CJJ/ T 192-2012 《盾构可切削混凝土配筋技术规程 》中4.2.2相关内容[10]做对比,结果见表2。
由表2可看出,公式计算值与规程值的偏差较小,都在5%以内。 因此,本文也为圆截面GFRP筋混凝土构件的受弯承载力计算提供了一种参考方法。 其中CJJ/T 192-2012规程中的公式是参照了GB 50010-2010中E.0.4的有关公式 , 一些系数的取值来自于对相关试验结果的统计分析,而本公式是根据现有规范和理论推导而出,相关系数均参照GB 50010-2010与JTG D62-2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》, 公式的物理力学意义更加明确。
3试验分析
为验证推导公式的正确性,制作了5组不同截面不同配筋率的纯GFRP筋混凝土梁与2组混合配筋的混凝土梁进行静力抗弯试验。
3.1试验样本
试验所用筋材的主要性能参数见表3。
试件所用混凝土强度等级为C30,7组试验构件长度均为6000mm。
3.2试验方法
试验采用分级加载。 试验前对各构件进行理论分析, 掌握构件的理论开裂荷载和极限破坏荷载。 根据开裂、 极限破坏荷载进行合理的荷载分级,为获得较好的荷载-挠度曲线, 在开裂荷载附近及钢筋屈服(条件屈服)附近,加密荷载分级。
对7组试验梁进行静力抗弯试验,正截面受弯承载力理论计算值与试验实测值的对比见表4。 纤维筋在构件中只作为受拉区主筋, 箍筋采用R235级直径10mm的钢筋。每组构件制作3根,表4中为每组中的典型试件试验结果及相关参数。
3.3试验分析
文献[10]提出用承载力系数S作为受弯构件的性能指标:
式中:Md为设计弯矩。
上述试验梁的破坏形式均为混凝土压碎破坏, 从表4可见,GFRP筋混凝土梁的承载力系数S在1.59~2.43之间。 承载力系数表现的是构件承载能力的储备,反映了构件承受意外超载的能力,试验得到的承载力系数也符合文献[11]建议值的范围,说明理论设计弯矩是合理的。
本试验梁的破坏模式基本类似于钢筋混凝土梁的适筋破坏, 配置纯GFRP筋的构件都是以受压区混凝土的压碎达到最终破坏的状态;混合配筋的构件达到破坏时,受压区混凝土压碎,上缘的受压钢筋和下缘的受拉钢筋都进入屈服状态,GFRP筋的应力基本小于允许应力,此种破坏模式即为本文2.2所提的理想破坏模式。 由于GFRP筋的应力设计值随着直径减小而增大,因此,界限高度 ξb为:
从试验结果看出,承载力系数与截面尺寸有一定关系 ,覫600mm的构件其 承载力系 数S基本在1.98~2.43的范围内 ,覫800mm的构件基本在1.6左右。 因此,推断随着截面增大,承载力储备将会逐渐减小。 对不同截面的构件需作进一步的试验和研究。
4结论
(1)本文借鉴普通钢筋混凝土受弯构件设计理论推导得出了混合配置钢筋和GFRP筋的圆形截面混凝土受弯构件的正截面承载力设计计算公式。
(2)通过与现有规范、规程对比 ,验证了推荐公式在配置纯钢筋或纯GFRP筋的圆形截面混凝土构件的受弯承载力的可行的,可作为相关设计的参考依据。
(3) 通过梁式受弯试验进一步探究了纯配GFRP筋与混合配筋的圆形截面混凝土构件承载力公式的正确性, 得出了此公式的承载力系数S在1.59~ 2.43之间 ,并且混配构件的储备系数也比一般钢筋要高,有良好的承载力储备,故公式的结果作为设计弯矩是合理的。
(4)对于GFRP筋材在基坑工程中的应用,利用其强度高、耐腐蚀等特点,推荐在围护结构排桩中可使用混合配筋的形式。 在抗拔桩中可以使用全配GFRP筋的形式,利用其剪切模量低的特点 ,易于切割破除,在凿除桩头方面有优势。
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素混凝土构件计算 篇6
钢筋混凝土构件在荷载作用下多以弯、剪、扭其中2种或3种组合形式出现[1], 以往人们往往比较重视构件所承受的弯矩和剪力作用, 忽略了其承受的扭矩作用, 事实上, 吊车梁、雨篷梁、现浇框架边梁、螺旋形楼梯板等在很多情况下都承受着扭矩作用, 大量试验也表明, 钢筋混凝土结构的抗弯承载力与抗扭承载力存在相关性。自20世纪80年代, 我国开始研究钢筋混凝土结构的扭转问题, GB50010—2002和GB50010—2010《混凝土结构设计规范》则对混凝土结构抗扭设计方法作了进一步完善和补充。本文主要在阐述钢筋混凝土结构纯扭构件的破坏形式及特征基础上研究了我国规范中关于纯扭构件承载力的计算方法, 结合算例按照公式计算纯扭构件承载力, 并将中国规范与美国规范做对比, 希望为我国钢筋混凝土结构设计规范的修订提供有益参考。
2 钢筋混凝土结构纯扭构件破坏形式及特征
钢筋混凝土纯扭构件开裂后有以下不同的破坏形态[2]。
少筋破坏:脆性破坏, 抗扭钢筋数量过少, 会因混凝土的卸载很快屈服, 使构件突然破坏, 有明显预兆, 类似于素混凝土的破坏特征, 开裂扭矩与破坏扭矩相等。在设计中为防止少筋破坏, 一般需要规定抗扭纵筋和箍筋最小配筋率。
适筋破坏:塑性破坏, 抗扭钢筋数量适当, 构件三面开裂出现45°斜裂缝后与斜裂缝相交的受扭钢筋屈服后还可继续加载, 直至第四面被压碎。从斜裂缝出现到构件破坏要经历较长的阶段, 有明显的破坏预兆, 破坏具有一定延性。
超筋破坏:脆性破坏, 抗扭钢筋数量过多, 斜裂缝间的混凝土被压碎, 而箍筋和纵筋不屈服, 破坏突然, 无明显预兆。在设计中要通过控制最大配筋率或是对截面的最小尺寸进行限制来防止超筋破坏。
部分超筋破坏:介于塑性与脆性破坏之间, 出现在箍筋或纵筋比例失衡时, 破坏时纵筋或箍筋未屈服, 破坏过程有一定延性, 但比适筋破坏差。
3 钢筋混凝土结构纯扭构件承载力计算
3.1 开裂扭矩计算
我国《混凝土结构设计规范》 (GB50010—2010) 规定, 当扭矩≤1/4的开裂扭矩时, 可将扭转效应忽略, 而当扭矩比构件的开裂扭矩大, 则按照相关计算结果对受扭纵筋和箍筋进行适当配置, 否则的话需要按构造要求配置受扭钢筋[3]。要计算钢筋混凝土结构纯扭构件受扭承载力, 首先应得出正确的开裂扭矩。钢筋混凝土结构的开裂荷载一般不受钢筋应力影响或影响较小, 因而在计算开裂扭矩时可将其忽略。矩形截面受扭构件在扭矩作用下截面上的剪应力分布情况见图1。
进入完全塑像状态, 扭矩为:
式中, Tc r为扭矩;Wt为截面受扭塑性抵抗矩;b为截面短边尺寸;h为截面长边尺寸;τmax为截面上最大应力。
混凝土为弹塑性材料, 矩形截面纯扭构件抗裂扭矩主要近似采用理想弹塑性材料的应力分布图形来计算, 并适当降低混凝土抗拉强度, 计算公式为:
式中, ft为混凝土轴心抗拉强度设计值。
3.2 受扭承载力计算
抗扭钢筋由纵筋和箍筋组成, 其对于提高构件抗裂性的作用不大, 但能提高极限抗扭强度和延性, 在钢筋混凝土受扭构件中配置适当的钢筋纵筋和箍筋能提高构件抗扭承载力, 提高的幅度以及构件的破坏状态与纵筋和箍筋数量及两者比例相关[4]。一般来说, 抗扭纵筋应沿截面周边对称均匀布置, 箍筋则沿构件长度均匀布置, 采用封闭箍。纯扭构件抗扭纵筋与抗扭箍筋的配筋强度比:
式中, Astl为全部纵向普通钢筋截面面积;fy为抗扭纵筋抗拉强度设计值;uc o r为截面核芯部分的周长, 取2 (bc o r+hc o r) , bcor, hc o r分别为核芯部分短边尺寸和长边尺寸;fyv为箍筋的抗拉强度设计值;s为抗扭箍筋的间距。
为防止纯扭构件发生部分超筋受扭破坏, 应使配筋强度比ζ在0.6~1.7之间。试验证明, 当ζ=1.2左右时, 钢筋达到屈服最佳值。
规范要求根据变角空间桁架理论, 经过试验统计分析后取用试验数据偏低值给出的, 经过对高强度混凝土纯扭构件的试验验证, 抗扭承载力计算的经验公式仍然适用:
以上公式未考虑混凝土的抗扭作用。在试验研究的基础上, 经过统计和分析得出了实用公式, 提出了由混凝土承担的扭矩Tc和由钢筋承担的扭矩Ts两项相加的计算公式:
纯扭构件强度基本公式:
为防止发生完全超筋破坏, 应满足:
1) 当hw/b≤4时, T≤0.2βcfcWt;
2) 当hw/b=6时, T≤0.16βcfcWt;
3) 当4<hw/b<6时, 按照线性内插法确定。
为防止发生少筋破坏, 应满足:
1) 箍筋:ρsv≥0.28ft/fy;
2) 纵筋:。
3.3 与美国规范的对比
与中国规范相同, 美国ACI318—11规范也是根据钢筋混凝土纯扭构件的开裂扭矩Tcr确定纵筋和箍筋用量的, 通过计算可得到纯扭构件抗扭纵筋配筋率[5], 见公式 (8) :
式中, fc'为混凝土抗压强度规定值;Acp为构件整个混凝土截面面积;Pcp为构件截面周长。
美国规范计算钢筋混凝土构件抗扭承载力时, 也采用了变角空间桁架模型, 其承载力计算式如下:
式中, A0为剪应力流包围的毛面积;At为抗扭箍筋单肢截面面积;fyv为封闭受扭箍筋屈服强度;s为钢筋间距;θ为桁架模型中压杆的角度, 30°≤θ≤60°。
与我国规范比较可发现, 在计算纯扭构件时, 美国规范只考虑了钢筋受扭, 而我国规范则考虑了钢筋和混凝土受扭这两个部分, 美国规范抗扭承载力计算比我国规范安全。对于抗扭纵筋和箍筋的强度比, 美国规范用cotθ表示, 而我国规范则用ζ表示, 两者物理意义相同。
4 算例分析
本文计算对比分析中, 箍筋采用中国所使用的HPB300级和HRB400级钢筋, 见表1。但依照两国规范的不同规定, 中国规范承载力计算时采用抗拉强度设计值, 而美国规范采用抗拉强度标准值。
算例中, 300mm×600mm截面矩形梁, HPB300钢筋, T=25k N·m (保护层厚度30mm, 间距100mm双肢箍) 。根据中国规范中的计算公式, 受扭构件的截面受扭塑性抵抗矩Wt=22.500×106mm3, 截面有效高度h0=570mm, 腹板高度hw=570mm。当hw/b=570/300=1.900≤4时, T=25.000k N·m≤64.350k N·m, 受扭截面符合要求。为确定是否需要配置抗扭钢筋, 经计算, T=25.000k N·m>22.522k N·m, 因而需要按构造配置抗扭钢筋。另经计算, 截面核芯部分面积和周长为129 600mm2和1560mm, 单肢受扭箍筋面积和全部受扭纵筋面积分别为32.72mm2, 383mm2。最小配箍率为0.200%, 满足要求;最小配筋率0.400%, 不满足要求。因而计算面积为最小配筋率×300mm×600mm=720mm2。
按照计算公式只能计算出纯扭构件承载力大小, 无法真实反映受扭承载力, 需要通过试验和可靠度分析来说明公式计算精度。为此, 笔者收集了99根钢筋混凝土矩形截面纯扭构件, 按照中美规范计算各纯扭构件受扭承载力, 得到试验实测值与按照规范公式计算得到的受扭承载力之比Kp的统计参数变异系数和平均值, 见表2。
由表2可以看出, 按两国规范, Kp的变异系数较为接近, 说明规范中受扭承载力计算公式精度比较接近, 按美国规范计算的Kp的平均值略小于1.0, 这是由于计算平均值时cotθ是按照实际纵筋与箍筋单位长度强度比计算得到的。
荷载的统计特性和荷载系数也会影响受扭构件可靠性, 本文采用一次二阶矩阵法对可靠度进行分析, 得到纯扭构件受扭时的可靠指标随可变荷载效应与永久荷载效应比的增加而增加的结论。对于恒荷载加活荷载组合, 中国规范计算的纯扭构件可靠度指标大于美国规范, 按照恒荷载加风荷载组合两国规范计算的可靠度指标较为接近。
4 结论
总之, 钢筋混凝土结构是目前建筑结构中应用最为广泛的结构形式。钢筋混凝土构件不仅承受弯矩和剪力作用, 还承受扭矩作用, 本文就针对钢筋混凝土结构纯扭构件承载力的计算展开了研究, 并对比了中美规范中的相关计算方法。结果表明, 中美规范中纯扭构件抗扭纵筋配筋率随混凝土立方体抗压强度的增大而增大, 美国规范大于中国;对于钢筋混凝土结构纯扭构件, 美国规范只考虑了钢筋受扭, 而我国规范则考虑了钢筋和混凝土受扭这两个部分, 美国规范抗扭承载力计算比我国规范安全;经可靠度分析, 对于恒荷载加活荷载组合, 中国规范计算的纯扭构件可靠度指标大于美国规范, 按照恒荷载加风荷载组合两国规范计算的可靠度指标较为接近。
摘要：介绍了钢筋混凝土结构纯扭构件的破坏形式及特征, 研究了纯扭构件承载力计算方法, 将其与美国规范相关计算方法进行对比, 并给出了计算算例, 进行了可靠度分析。结果表明, 中美规范中纯扭构件抗扭纵筋配筋率随混凝土立方体抗压强度的增大而增大, 美国规范大于中国;对于钢筋混凝土结构纯扭构件, 美国规范只考虑了钢筋受扭, 而我国规范则考虑了钢筋和混凝土受扭这两个部分, 美国规范抗扭承载力计算比我国规范安全;经可靠度分析, 对于恒荷载加活荷载组合, 中国规范计算的纯扭构件可靠度指标大于美国规范, 按照恒荷载加风荷载组合两国规范计算的可靠度指标较为接近。
关键词：钢筋混凝土结构,受扭构件,承载力,可靠度分析
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