抗剪计算

2024-08-23

抗剪计算（通用7篇）

抗剪计算篇1

1 桩基的震害特点

地震震害主要发生在两个部位: (1) 是桩与承台连接处及承台下的桩身上部, 由压、拉、剪压等导致破坏。在未对土层内的桩身破坏重视之前, 此破坏为主要的桩基震害表现。常见现象有地震引起地面水平和竖向错动, 在建筑物与地面之间形成缝隙, 暴露出桩, 桩基在桩头处剪切破坏。调查分析表明, 地震作用下桩头处的弯矩、剪力值都很大, 几乎处于同一量级。还有压力 (很可能是偏压) , 三者共同作用使桩头部位处于危险状态。 (2) 是液化土层内及软硬层交界面处, 桩截面弯矩、剪力值很大, 与桩头处的值不相上下。液化土层中桩基震害最严重。由于地震作用, 液化土层产生较大的位移, 土推桩, 在某段桩身截面产生较大的剪切应力, 同时伴随较大的弯曲变形, 当达到一定程度, 桩身弯剪破坏。

2 预应力高强度混凝土管桩设计施工中存在的问题

PHC管桩是一种预制桩, 其技术要求包括:原材料、混凝土强度、构造要求、接头技术要求、外观质量、尺寸允许偏差和抗弯性能。出厂检验项目里明确规定了对抗裂性能的检验;型式检验项目里明确规定对抗弯性能的检验。根据各项检验项目, 划分成优等品、一等品和合格品三种质量等级。从设计环节可看出, 质量合格的产品, 在抗压、抗弯和抗裂性能上都有一定的保证率, 但未明确规定抗剪性能的验算, 存在一定的安全隐患。对于管桩的抗剪性能, 目前国内很多单位在设计中不予考虑, 有较少单位借鉴日本标准来进行抗剪设计。

预应力高强度混凝土管桩管桩是一种挤土桩, 施工中常见的问题主要有: (1) 桩体上浮 (上浮桩或整体完整上浮, 或在桩身断裂) ; (2) 桩弯斜导致桩身断裂 (可能在打桩时或施工结束后土体滑移引起) ; (3) 地质条件差 (有孤石等) 导致桩头开裂。在施工环节出问题, 同样带来管桩使用过程中及遭遇地震等偶然灾害时的安全隐患。

3 桩基地震作用下的抗剪计算方法

地震作用下, 预应力高强度混凝土管桩管桩的抗剪性能主要通过抗剪设计和箍筋构造来保证。国内外关于管桩设计的标准主要有:日本标准、中国国家标准、中国地方及行业标准。相关规定有一定的差异。

3.1 国外标准及行业规定

日本工业标准JISA5337—1993中介绍的公式:

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式中, Q——抗剪强度, N;t——管桩壁厚, mm;I——混凝土截面相对中心轴的惯性矩, mm4;r0——管桩外半径, mm;r——管桩内半径, mm;S0——相对中心轴以上截面中心截面静矩, S0=1/12 (rundefined-r3) , mm3;τ产生斜拉裂缝时剪切应力 (N/mm) ;σce——有效预压应力 (N/mm2) ;ϕ——系数取值0.5;σce——混凝土抗拉强度, 预应力高强度混凝土管桩取5.39 (N/mm2) 。

日本标准JISA5337—1995的编制说明中的公式:

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式中, t—有效截面高度, 取理论值厚度减5cm计算;σpc有效预压应力 (N/mm2) 。

式 (1) 、 (2) 一致, 但式 (2) 管壁厚t值取有效厚度, 在数值上比式 (1) 取值减小, 增加安全储备。

美国PCI报告中明确规定了地震区管桩的螺旋配筋要求, 即加强螺旋配筋, 提高对桩芯混凝土的侧向限制, 从而提高桩的变形性能, 具体规定条文是:

①低中级地震地区螺旋配筋抗震设计

螺旋配筋的尺寸和螺距必须依地震时预计的曲率提供必要的韧性。在对于决定特定位置曲率的数值, 缺乏分析的情况下, 螺旋筋配筋量可以通过经验方法进行估算。在塑性区螺旋配筋最小体积比建议取0.007。螺旋配筋量也不得低于按下列公式计算所得的值:

Ps=0.12f′c/fyh (3)

式中, Ps——螺旋配筋指数, 等于螺旋筋体积/芯部混凝土体积;f′c——标准圆柱试件28d抗压强度, PCI取41.1MPa;fyh——螺旋配筋屈服强度, PCI取≤586MPa。

②严重地震地区螺旋配筋抗震设计

横向配筋采用圆形螺旋筋, 塑性区横向螺旋的体积比将遵循下式:

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且不小于

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式中:Ps——螺旋配筋指数;Ag——桩横截面面积;Ach——螺旋筋外径界定的混凝土芯面积;P——桩的轴向荷载。

3.2 国内标准及行业规定

国内在桩身抗剪设计时基本上借用日本标准, 有学者刘纯康在第三届全国建筑振动学术会议交流会论文集 (2000年) 《桩的抗剪刚度计算方法》一文中提出:

假定桩是埋在土内无限长的竖向地基梁, 桩周表面与土紧密接触, 桩周土是由无限薄层组成的线弹性体。

单根桩的抗剪刚度KPX:

KPX=4EIβ3 (6)

整个桩基的刚度是由桩本身的抗剪刚度和桩基承台下地基土的抗剪刚度并联组成, 计算公式为:

KPX=4npEIβ3+CXA (7)

式中:KPX——桩基抗剪刚度 (kN/m) ;np——桩数;CX——桩基承台下地基土的抗剪刚度系数, 按“动规”第3.3.2条选用 (kN/m) ;A——桩基承台的底面积 (m2) 。

式 (7) 中未考虑箍筋的作用, 针对此, 学者谈维汉在《浅谈预应力高强度混凝土管桩管桩的力学性能计算》一文中, 提出圆形截面的抗剪公式:

V=1.97ftk (rundefined-rundefined) +0.05σpcAo+fyvπd2pr1/s (8)

式中, ftk——混凝土轴拉标准值, (N/mm2) ;s——箍筋间距 (mm) ;fyv——箍筋抗拉设计值 (N/mm2) ;dp——箍筋直径 (mm) 。

式 (8) 中将箍筋的作用考虑了进去, 较日本规范中仅考虑预压应力和混凝土抗拉强度从形式上, 更符合实际情况。

对箍筋构造要求, 采用螺旋筋, 直径不应小于3mm, 最大螺距不超过110mm, 管桩两端应密缠, 螺距范围在40～60mm之间。较美国PCI报告中的规定更偏经验。

4 结语

预应力高强混凝土管桩在广泛应用的同时, 存在的从施工设计到地震考验中的大量影响整体结构安全的问题, 必须得到进一步的解决, 总之, 应从震害实例入手, 加强理论研究, 得到从保证施工质量, 足够的承载力水平, 充分考虑桩——土——结构相互作用的抗震设计方法, 以及可靠的抗震构造措施, 确保桩基在地震作用下的力学性能得到恰当的发挥。

摘要：目前, 我国对预应力高强度混凝土管桩在地震情况下抗剪的研究比较少。文章主要对预应力高强度混凝土管桩抗剪计算方法进行论述。

关键词：预应力高强度混凝土管桩,抗剪,计算方法

参考文献

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[4]王春盛.PHC管桩单桩竖向承载力试验研究[J].岩土工程界.2005 (12) .

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[6]施峰.PHC管桩荷载传递的试验研究[J].岩土工程学报.2004 (01) .

[7]王传星, 谢剑, 杨建江.超低温环境下混凝土的性能[J].低温建筑技术.2009 (09) .

[8]王兰, 董桂林, 余贵华.浅谈混凝土徐变的影响因素[J].山西建筑.2008 (08) .

[9]邢有红, 蒋林华, 肖玉明.石屑混凝土及其外加剂试验研究[J].江苏建材.2004 (01) .

[10]栗静静, 叶建雄, 石拥军.磷渣掺合料对混凝土性能影响的试验研究[J].粉煤灰综合利用.2007 (06) .

[11]宁博, 欧阳东, 徐畏婷, 鲁刘磊.垃圾焚烧飞灰混凝土试验研究[J].混凝土与水泥制品.2011 (09) .

抗剪计算篇2

型钢混凝土(SRC)结构是由钢筋混凝土和其内置型钢骨架组成的一种新型结构,作为钢—混凝土组合结构的一种主要形式,其内置的型钢骨架可以是工字钢、十字型钢、角钢等。与我们熟悉的传统钢筋混凝土结构相比,承载能力高,刚度大,抗震性能好是型钢混凝土组合结构的主要优点,同时可有效减少构件截面、增加建筑使用空间、改善钢筋混凝土的脆性剪切破坏,加快施工进度;与钢结构相比,可以节约钢材(可比采用纯钢结构节约50%以上[1,2]),增大刚度,有效阻止型钢的屈曲,提高结构的抗火性能和耐久性。目前,国内已有很多学者对型钢混凝土结构进行了研究,然而对梁柱节点的研究却不多见。连接建筑中重要部位梁和柱的节点承受着弯压剪复杂的应力状态,国家标准建筑抗震设计规范中提出的“强柱弱梁,强节点强锚固”的设计意识正体现了节点在结构设计中的重要地位[2]。目前,我国国内在梁柱节点受力方面的研究很少,限制了该结构体系的发展和应用[1],所以需要加强对型钢混凝土梁柱节点的理论研究。

1 型钢混凝土梁柱节点形式

型钢混凝土梁柱节点的形式根据结构形式的不同主要有以下5种[1,14]:

1)RC梁—SRC柱节点;

2)SRC梁—SRC柱节点;

3)S梁—SRC柱节点;

4)SRC梁—RC柱节点;

5)SRC梁—S柱节点。

针对钢筋混凝土造价低的特点,在国内外许多工程上广泛采用的是型钢混凝土柱和钢筋混凝土梁结合使用,不仅受力合理,经济上也有很大优势,基于这个原因,国内许多学者针对以梁中纵筋在节点区的锚固连接上的RC梁—SRC柱节点所做的试验研究较多。RC梁—SRC柱的节点构造形式主要有以下几种:

1)钢筋混凝土梁中设置的纵筋在型钢混凝土柱的两侧断开,并与型钢柱的翼缘进行可靠的焊接,并根据规范在相应部位设置加劲肋[2]。

2)在型钢混凝土柱内型钢上类似厂房柱那样布置“工字钢”形式的牛腿,钢筋混凝土梁中的部分主筋连续穿过型钢混凝土柱,其他部分梁内的主筋在柱两侧截断与设置的“工字钢”牛腿进行焊接连接[15,16]。

3)在文献[1]中采用梁纵筋贯通的形式,削弱的柱翼缘由角钢进行补强,角钢与钢板的组合形成牛腿,试验表明此种构造方法是正确的,破坏为典型的梁受弯破坏,满足了“强柱弱梁,强节点强锚固”的设计原则。

柱钢骨在SRC梁—SRC柱和S梁—SRC柱的节点连接中一般连续设置,而将型钢柱两侧的梁中的型钢断开并与柱型钢翼缘用焊接或螺栓连接的方式进行可靠连接,在S梁—SRC柱的连接节点中应采用刚性连接。梁中型钢在SRC梁—RC柱的连接节点中可不截断连续通过节点,型钢混凝土梁中主筋也保持连续贯通,而钢筋混凝土柱中主筋则在梁钢翼缘两侧及翼缘中通过,且在节点中可配置交叉斜筋(利用柱边的中间两三根竖向钢筋在节点内向对边的对应位置弯折而成),节点内水平箍筋的体积配箍率不应小于0.3%。而在SRC梁—S柱的连接节点中,梁型钢在柱两侧断开,但应与翼缘可靠地连接[3,4]。

2 型钢混凝土梁柱节点的抗震性能

研究证明,型钢混凝土梁柱节点在水平低周反复荷载作用下表现出良好的抗震性能:

1)抗剪承载力。由于内部含有型钢,其抗剪承载力比普通钢筋混凝土梁柱节点要高很多。影响因素主要有型钢含钢率、箍筋的配箍率、混凝土的强度等级、轴压比、型钢的形式以及节点核心部位的混凝土所受到的约束程度等[11]。

2)延性和耗能性能。试验证实,型钢混凝土节点具有很好的延性和耗能性能优势,钢筋混凝土节点的滞回环有所谓的“捏缩”现象,延性系数仅为2.0左右;型钢混凝土节点在达到极限荷载后承载力并不是急速下降而是缓慢下降,滞回环呈现出丰满的梭型,延性系数均大于4.0,具有良好的延性和耗能能力[9]。在文献[2]中,试验结果分析发现,当型钢混凝土节点在最大荷载时,等效粘滞阻尼系数达0.3左右,大约是钢筋混凝土节点的3倍。

3)节点核心区的刚度退化和剪切变形。试验表明,按GB 50010-2002混凝土结构设计规范最小配箍率的要求设计的型钢混凝土节点,其节点的剪切变形要比相同条件下的普通钢筋混凝土节点要小很多,节点刚度退化缓慢。型钢混凝土梁柱节点核心区的约束程度和梁中纵筋在节点区的锚固连接状况是影响节点刚度退化的主要因素[7]。

3 节点抗剪承载力计算方法分析

对于钢筋混凝土结构,一般有以下几种受力机理:1)斜压杆机理;2)桁架机理;3)剪摩机理;4)组合块体形式下的抗剪机理。由于型钢混凝土节点中的混凝土与钢筋混凝土节点中的混凝土破坏现象较为相似,可以采用斜压杆机理建立型钢混凝土结构节点的抗剪承载能力计算公式。

文献[9]给出节点抗剪承载力公式为:

$V_{j} = k_{w} V_{w} + γ b_{j} h_{j} f_{c} + f_{y v} \frac{A_{s v}}{s} (h_{0} - a_{s^{'}})$ (1)

其中,fc为混凝土轴心抗压强度;kw对于内节点为0.8,对于边节点取0.9,其承载力主要由混凝土、钢骨腹板及箍筋共同承担。但是该公式要在各种框架节点形式下求出γ,并且未能考虑柱轴压比和梁内纵筋的影响。

文献[10]给出节点的抗震承载力公式为:

Vu=Vwh+Vih+Voh+Vcs (2)

其中,Vwh为型钢腹板抗剪承载力, $V_{w h} = \frac{1}{\sqrt{3}} Κ_{w} \times f_{y} \times t_{w} \times h_{c} ‚ Κ_{w} = 0.9$ (内节点),Kw=0.8(边节点);Vih为混凝土内压杆抗剪承载力,Vih=κiα1fc(1.13-0.004 8fc)hc(bf-tw);Voh为混凝土外压杆抗剪承载力,Voh=κoα1fc(1.13-0.004 8fc)h0b0;Vcs为环向箍筋抗剪承载力,Vcs=0.9fyvAsv(d0-αs′-αs)/s;κi,κo均为混凝土抗剪承载力系数,计算表明该公式比较稳定,计算值普遍低于试验值4.7%～8.6%。

文献[15]建议的地震作用组合下型钢混凝土梁柱节点的受剪承载能力计算公式为:

$V_{j} \leq \frac{1}{γ_{R E}} (0.1 δ_{j} f_{c} b_{j} h_{j} + f_{y v} \frac{A_{s v}}{s} h_{j} + f_{s s v} t_{w} h_{w} + 0.1 Ν_{c}^{r c})$ (3)

其中,δj为节点形式系数,为考虑梁柱对节点核心区混凝土约束程度,采用节点形式系数,对于十字节点取3.0,T字形节点取2.0,L形节点取1.0,其系数是根据日本有关试验结果给出的。

文献[16]给出在地震作用组合下节点的受剪承载力计算公式:

一级抗震等级:

$V_{j} \leq \frac{1}{γ_{R E}} {α ϕ_{j} η_{j} f_{c} b_{j} h_{j} + f_{y v} \frac{A_{s v}}{s} (h_{0} - α_{s^{'}}) + β \frac{f_{a}}{\sqrt{3}} t_{w} h_{w}}$ (4)

二级抗震等级:

$V_{j} \leq \frac{1}{γ_{R E}} {(α + 0.05 \frac{Ν}{f_{c} b_{c} h_{c}}) ϕ_{j} η_{j} f_{c} b_{j} h_{j} + f_{y v} \frac{A_{s v}}{s} (h_{0} - a_{s^{'}}) + β \frac{f_{a}}{\sqrt{3}} t_{w} h_{w}}$ (5)

当为型钢混凝土柱与型钢混凝土梁连接的节点时α=0.3,β=1.0;SRC柱—RC梁节点时α=0.14,β=0.35,SRC柱—S梁节点时α=0.25,β=1.0。

其中,ϕj为梁柱节点的位置影响系数,对中柱节点可以取系数1.0,边柱节点和顶层中间节点取系数0.7,顶层边节点取系数0.4;ηj为梁对节点的约束影响系数,一般情况下取1.0;hj为节点关键核心部位水平截面的高度,hj=hc;bj为节点关键核心部位水平截面的宽度,当梁截面宽度bb≥bc/2时,取bj=bc,当bb<bc/2时,取bj=bb+0.5hc和bj=bc二者中的较小值。

式(5)未给出其SRC梁—RC柱的连接和SRC梁—S柱的连接节点的α,β系数,而且只考虑其抗震等级为一、二级时的抗剪承载力,当三、四级时,未给出公式计算。

文献[19]给出节点抗剪承载能力计算公式:

$V_{j} \leq \frac{1}{γ_{R E}} {ϕ ψ (0.3 + 0.1 η) f_{c} b_{j} h_{j} + f_{y v} \frac{A_{s v}}{s} (h_{0} - a_{s^{'}}) + \frac{f_{a}}{\sqrt{3}} t_{w} h_{w} + \frac{b_{f} h_{f}^{2}}{h_{b w}} f_{a}}$ (6)

其中,ϕ为节点位置影响系数,对中节点取1,边节点取0.8,当ω≥0.25时,ψ=1+1.7(ω-0.25),当ω<0.25时,ψ=1,其中ω=A/(hcbc),表示约束梁截面在节点范围内的面积覆盖率;η为折算截面轴压比, $η = \frac{Ν}{(A_{s} + α_{E} A_{s s}) f_{c}}$ ;bf为节点区型钢翼缘的宽度,计算方法为 $b_{f} = (b_{b f} + b_{c f}) / 2 ‚ h_{f} = \sqrt{h_{c f}^{2} + h_{b f}^{2}}$ ,其中hcf和hbf分别为梁中的型钢与柱中的型钢翼缘厚度;hbw为梁中的型钢腹板截面的高度。

4 型钢混凝土梁柱节点研究中存在的问题

1)针对节点方面的系统性试验研究较少,目前型钢混凝土梁柱节点的试验研究大都集中在SRC柱—RC梁的连接构造和节点承载力上,缺乏系统性;SRC柱—SRC梁的连接节点试验进行较多的是节点的破坏形态和承载力方面的科学研究,其对梁柱节点的连接构造和受力机理的研究还不够深入;SRC柱—S梁连接节点的试验研究则较少,限制了其在超高层、大跨建筑中的应用和发展;另外,关于型钢高强混凝土组合结构节点的试验研究资料很少,研究主要是针对具体工程进行的试证性试验研究,缺乏系统性。而且还加强对装配整体式型钢混凝土框架节点和型钢混凝土转换节点等试验研究,以增加工程上的应用。

2)对节点的内力传递机理不明确。由于上文提到型钢节点主要有五种节点形式,而且节点处于压弯剪复合受力状态,内力传递机理较复杂。国内规程中大都参考日本的规定,但是日本主要采用SRC柱—S梁,而我国大部分采用SRC柱—RC梁,因此有必要对此规定进行合理性的研究。

3)节点承载力计算公式还有待进一步改进和完善,主要是如何考虑如梁柱的约束、轴压比、箍筋对混凝土约束等因素对混凝土抗剪能力的影响,还有对装配整体式型钢混凝土框架节点和型钢混凝土转换节点公式进行验证和推导,使型钢混凝土有更广阔的前景。

总之,目前国内急需进行系统的关于型钢混凝土节点的设计方法,受力机理和抗震性能的研究,主要有轴压比的影响(文献[2]指出,节点开裂剪力与极限剪力随轴压比的增大而提高,但该文献是在轴压比小于0.5的情况下得出的,在大于0.5时未给出结论,而且该结论是对SRC柱—SRC梁节点,对于其他形式的节点还有待于研究,还有轴压比在什么范围内会由剪切破坏转化为受压破坏)、骨架曲线及滞回曲线特征、刚度退化及计算方法等,以期为型钢混凝土节点分析和设计提供参考,从而为其推广应用打下坚实的基础。

摘要：介绍和分析了当前常用的型钢混凝土梁柱节点构造形式,以及国内关于型钢混凝土梁柱节点的抗剪承载力计算公式和节点受力机理,并对其节点的抗震性能和设计研究中存在的主要问题进行分析,以期为型钢混凝土梁柱节点设计提供指导。

抗剪计算篇3

关键词：盖梁计算,斜截面抗剪,注意事项

1工程概况

慈城大桥跨萧甬铁路的第95~97孔, 上部为间距为2.45m的7片50m T梁, 下部为悬臂式盖梁, 下为三柱, 间距6m。

2盖梁抗剪计算的讨论

2.1剪跨比较小的盖梁断面的斜截面抗剪承载力验算。 (1) 如图1, 当柱边的盖梁断面A-A的剪跨比较小时, m=Md/ (h0*Vd) =2429.9/ (1.73*5307.5) =0.264, 其中, 剪力为5307.5k N, 弯矩为2429.9k Nm, 盖梁h0=1.73m。此时梁若破坏, 只能是斜压破坏。 (2) 根据04规范8.2.5条公式 (一般盖梁都为深受弯构件, 若盖梁为浅梁, 则用5.2.9条公式) , Vd<Vd上限= (L/h+10.3) /30/1000*√ (fcu, k) *b*h0=6931.9k Nm, 保证了此截面只能发生剪压破坏, 不能发生斜压破坏。由 (1) (2) 联立, 可得出结论:断面A-A斜截面抗剪承载力满足。即, 在盖梁尺寸满足抗剪上限要求的情况下, 当盖梁断面剪跨比较小时, 可以直接认为此断面抗剪承载力满足要求。在具体做设计时, 假如忽略了“剪跨比很小 (<1) 时, 梁的破坏形式是斜压破坏”的这个由试验得出的结论, 还用04规范8.2.6条或5.2.7条进行斜截面抗剪计算, 则会发现抗剪承载力有可能通不过, 造成盖梁尺寸选取过大, 产生浪费。

砼砌体空心抗剪强度篇4

混凝土, 简称为“砼”:是指由胶凝材料将集料胶结成整体的工程复合材料的统称。通常讲的混凝土一词是指用水泥作胶凝材料, 砂、石作集料;与水 (加或不加外加剂和掺合料) 按一定比例配合, 经搅拌、成型、养护而得的水泥混凝土, 也称普通混凝土, 它广泛应用于土木工程。

砌体工程主要指普通粘土砖而粘土是极耗能源与土地的建材, 而我国建设事业数量规模庞大, 因此用混凝土代替粘土来做砌体是大势所趋。国外对这方面的研究已先于我国多年, 不过国内也做了这方面的大量实验。

砼做空心砌体具有和易性强, 耐久性高, 抗腐蚀强, 节能环保, 质量轻, 强度高的特性。

砌体主要的三类破坏形态是剪磨、剪压、斜压破坏。该文将展示三类破坏曲线, 与三类破坏综合作用曲线, 以及空心砌体抗破坏能力。国内有关教授在大量实验数据上, 基于剪压复合受力影响关系, 用两段曲线模拟砌体剪压双重作用下的动力和静力破坏, 且已被纳入《砌体结构设计规范》。而通过总结归纳实验结果得出了剪压复合作用下砌体抗剪强度设计公式。

【剪压复合作用下砼砌体空心的抗剪强度全曲线】

根据剪压实验表明, 混凝土砌体空心中的水平裂缝存在于明显剪压区, 竖向斜位移裂缝也存在于剪压区, 同时在国际上对剪磨、剪压、斜压也尚未有明确的划分, 尤其是剪摩与剪压。

由此, 砌体的剪压破坏区常采用复合法对待, 随着0.05图1-1独立原则应用实例42 0-0.025的递增, 交叉影响, 划分为两个破坏阶段:剪摩剪压破坏区和剪压斜压破坏区。第一阶段采用库伦的理论公式的结论值与材料力学中主拉应力理论公式计算值并按权重理论分配份额, 叠加结合试验得出。第二阶段也可结合库伦的理论公式结论值与材料力学中主拉应力理论公式计算值并按权重理论分配份额同理得出。综合推导可得出剪压复合受力下砌体全曲线公式。

m, n, l分别为试验统计结果, 混凝土砌体空心的抗剪峰值设计值折减系数为86.67%, 简化混凝土砌体空心抗剪强度设计值为:

由于公式本身是一条光滑曲线, 且连续无波动振幅, 只是力求接近实际情况, 但还需更多试验来支持该公式。

【混凝土空心砌体的抗剪强度在复合作用下的平均值】

根据国内试验相关数学特性, 对 (a) 中的参数n、m、l进行演算:

并参考国内常用的60块不同高度尺寸加载方式的空心混凝土企图的结构实验结果;同时参考相关文献研究成果, 对复合作用下的砼砌体空心抗剪强度曲线参数得出数据并带入 (a) 公式即可得到砼砌体空心的抗剪强度均值公式:

再次对比国内实验数据得出简易的贴近实际的公式:

【混凝土砌体空心抗剪强度设计值与标准值公式】

与试验得出的均值不同的是现行的砌体在国家规范中已经明确给出了剪压的取值范围, 再次根据砌体规范中的列出的砼砌块与砌体类型, 课将r的范围确定在0.013至0.045之间, 均值为0.024, 因此r的值可大致认为在0.024上下波动, 便取0.024, 经过大量实验得出, r的值在0.024附近幅度小于0.002的概率为90%。于是近似的认为r=0.024。

r为砌体结构的材料性能平均分项系数, 通常情况下, 应该按照施工的等级考虑, 即B级取到1.5;s为砌体材料强度的变异系数, 变异系数即是指的, 材料在受到综合三向力时变形的能力系数, 更具工程的性质, 通常情况下取值0.18。

推导过程较为显然, 就不在此处作赘述了, 最终得到了砼砌体空心的抗剪强度设计公式:

经过试验数据计算结果表明了该文提出的砼砌体空心抗剪强度公式, 通常会低于当今国家建筑规定的砼砌体砌块的静力与动力抗剪强度设计值, 实际上是提高了砼砌体空心的抗剪值和抗震值。

砼砌体砌块按照计算公式的抗剪与抗震的强度基本在剪压为f时趋近于0, 简言之, 就是实现了对砼砌体的剪压曲线中的复合破坏形态的再现, 可以有效的避免如今还在使用的规范中抗剪强度不断提高而产生的不安全和不合理。

【结论】

首先砼砌体在复合受剪磨剪压斜压的作用下而产生的破坏区的理论基础上, 利用了重庆教授的动静力双曲线得出了基本公式。再结合了历年来的国内常用建材即60块空心砌体材构试验结果, 完善了公式的系数。与传统的经验法来解决砼砌体空心抗剪强度相比, 该方法科学有依据并且误差小, 复合统计学的观念。而传统的方式无下降段, 该方法有下降段, 并且光滑连续, 无振幅, 无断点。

经过对曲线的断点按f=0.24 fm进行折算已经在始点和末点的处理可得出有意义的设计值公式, 本文推算出来的具有相应的可靠度保证, 成就了砼砌体空心抗剪抗震强度设计值的公式。并且本文提出的砼砌体空心抗震抗剪强度公式是即具有下降段, 并较好的完成了对砌体的剪压综合受力相关曲线中破坏方式给了阶段性公式, 可模拟该状况下的破坏。该公式能直接运用在底层和高层的砌体设计结构中, 有效的避免了国家规范中对抗剪强度的不断增加的不安全和不合理情况。本文成果或结论仅可供研究与设计时参考。

摘要：本文基于力学理论实验结果分析砼砌块空心的抗剪能力, 其中引用了国内的已有60片空心砼砌块的剪压受力实验结果。提出了具有砼砌体空心抗剪强度平均值曲线及公式, 剪压复合作用下的全曲线公式。并根据破坏形态破坏原因如剪摩、剪压、斜压, 提出了合理调整方案。

关键词：混凝土,砌体空心,抗剪,三向破坏

参考文献

[1]李乔主编, 混凝土结构设计原理第三版, 中国铁道出版社, 2013.

[2]李晓文, 王庆玲等.无筋墙体抗剪计算[A], 北京:中国建筑工业出版社, 2000.

[3]GB50003-2001.砌体结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2001.

沥青路面高温抗剪性能研究综述篇5

1 抗剪性能的国内外研究概况

在国外进行沥青混合料的抗剪研究美国居多。Norman W.Mcleod详细阐述了已有试验方法和设计方法中存在的不足,指出利用马歇尔方法中的稳定度从严格意义上讲只是一种经验的方法,不足以描述路面的实际受力状态如剪切强度和其他的基本物理性能,也不能表明道路实际的使用性能。在后来的研究中他还给出了基于曲线包络线时的路面抗剪的设计方法。为了消除重载对道路产生的破坏,尤其是剪切破坏,他后来还提出了一种新的轮胎样式,改进的轮胎可以随着车辆轴重的增大,其相应的接地面积也增大,进而使路面产生的剪应力降低到可承受的水平。

V.A.Endersby提出了如何制备在三轴试验条件下的沥青混凝土试件和具体的试验方法,利用弹性理论的方法系统全面的阐述了道路的剪切受力状态,分别给出了三轴试验方法所采用的类型,加载速度和温度对试件的抗剪能力的影响。W.S.Housel,利用三轴试验方法对沥青混合料进行了力学方面的解释,指出了粒料的真实受力特性其实是一种拱联效应,力的传递就是通过拱联效应进行传递的,并给出了相应的剪切计算公式。

BH.Subbaraju,为了研究应力在道路中的分布规律,制作了试件并在其中埋入了传感器,同时施加荷载进行剪应力的测试和分析,并给出了具体的力学计算公式。Edward S.Barber,给出了路面在水平剪应力和垂直力同时作用条件下道路的受力状态,并且指出,道路设计中必须考虑水平剪应力的作用,在水平力和垂直力共同作用下,道路中产生的剪应力大大增加。

我国沥青路面的初期损坏现象日益严重,已经成为影响我国交通事业进一步发展的瓶颈,沥青混合料的抗剪性能研究引起了越来越多的关注。已有研究包括:1996年西安公路大学的延西利、吕篙巍等人通过简单的拉压试验对沥青混合料的内在参数C、φ值的研究[1];近年同济大学的毕玉峰的博士论文中采用单轴贯入法进行了沥青混合料的抗剪研究[2];长沙理工大学的谢泽华在她的硕士论文中运用三轴试验评价沥青混合料的高温稳定性,通过三轴试验对沥青混合料抗剪指标C、Φ值的影响因素进行分析[3]。

综上所述,目前沥青混合料的高温抗剪特性在我国乃至其他大部分国家沥青混合料和路面结构的设计方法中很少涉及。因此通过对高温条件重载作用下各种路面结构的力学分析,进行沥青混合料高温抗剪性能研究,更好地分析材料的组成结构和力学性能,这对沥青混合料的设计和沥青路面损坏防治措施的研究具有重要的指导意义和实用价值。

2 评价沥青混合料抗剪性能的方法

目前常用的评价沥青混合料抗剪能力的指标有以下几种。

(1)三轴压缩试验。

三轴试验假定沥青混合料近似为各向同性均质体,采用摩尔-库仑理论来解释混合料的抗剪性能,即认为材料的破坏是由于颗粒间产生了剪切滑移。试验结果可以获得材料在极限平衡状态时的一族应力圆,由该应力圆族构成的包络线以表示材料符合材料库仑方程的抗剪强度规律,进而求得材料的抗剪参数粘结力c和内摩擦角[3]。该试验方法操作比较复杂,因此在工程中应用较少。

(2)单轴蠕变试验。

采用圆柱试件,施加一定的荷载σ,则试件将产生压缩变形,以变形随时间变化速率来评价沥青混合料抵抗流动变形的能力。

(3)轮辙试验。

模拟实际路面的受力状态,采用轮碾成型的方形试件,其上施加可以以一定速率行走的车轮,其接触压力为0.7MPa,试件变形1mm车轮走行的次数即动稳定度值评价沥青混合料抗永久变形的能力。这种方法虽然是目前沥青混合料高温稳定性的评价方法和沥青混合料设计过程中的控制指标,但是,这一方法在评价沥青混合料抗剪强度方面有一定的局限性,并不能反映路面实际的抗剪能力。

另外,国内同济大学提出了一种简易剪切方法,即单轴贯入剪切[4],单轴贯入试验是一种全新的试验方法,类似于土工试验方法中的CBR试验。其原理就是在试件上使用小于试件直径的钢压头进行加载,通过这个试验来模拟路面中的实际受力状态,然后通过力学公式的推导,从而求出混合料的抗剪性能。这是一种区别与以往三轴试验的、更简单易行的、更能反映沥青路面实际受力情况的试验方法。

为评价高温对沥青混合料变形特性的影响,SHRP项目推荐采用三轴重复蠕变试验,对试件施加半正弦脉冲荷载,每次作用时间0.1s,停歇时间0.9s,持续时间3h或重复作用10000次,由标志第三阶段起点的作用次数作为出现剪切变形的流动指数Fn,能更好模拟实际路面材料受力状态和行车荷载特性。NCHRP的研究表明:对于有侧限的重复荷载蠕变试验,流变次数Fn与混合料的高温性能相关性最好,Fn越大,混合料劲度越大,高温性能越好。

3 结语

(1)沥青混合料是一种粘弹性材料,其力学性能与温度和荷载密切相关。高温重载是影响沥青路面产生车辙的重要因素,因而,研究高温重载对沥青混合料剪切流动变形的影响十分必要。

(2)高温对于沥青路面的影响本质上是对于沥青混合料模量的影响,沥青面层模量降低会使结构剪应变迅速增加,只有提高整个面层结构的模量,才能够控制高温时沥青面层的剪切变形。

摘要：为评价高温条件对沥青路面结构的影响,总结了国内外对沥青路面高温抗剪性能的研究成果,提出降低沥青面层剪应力的措施,并推荐了评价抗剪性能的方法。

关键词：沥青路面,高温,抗剪性能

参考文献

[1]延西利,等.沥青混合料内在参数的实验研究[J].西安公路交通大学学报, 1997,9:35-39.

[2]毕玉峰.沥青混合料抗剪试验方法及抗剪参数研究[D].同济大学博士学位论文,2004.

[3]谢泽华.沥青混合料高温稳定性三轴试验研究[D].长沙理工大学硕士学位论文,2006,5.

钢筋混凝土梁抗剪模型研究篇6

1 钢筋混凝土梁抗剪模型发展

1.1 定角桁架模型(古典桁架模型)

Ritter(1899年),M⌀rsch (1922年)[1]忽略了开裂混凝土的抗拉能力,假设剪力由与纵筋成45°角的混凝土压杆承担。箍筋屈服后,得到梁的极限抗剪承载力:

$v = \frac{A_{v} f_{y}}{b_{w} s} = ρ_{v f}_{y}$ (1)

古典桁架模型能很好的模拟混凝土梁开裂后内力的分布,但将斜压角定为45°与实际受力不符。模型对腹筋之间的剪力分布、纵筋和压区混凝土的抗剪作用没有明确表达,并且不满足变形协调条件。

1.2 变角桁架模型[2]

在古典桁架模型基础上考虑斜压角的变化,得到了变角桁架模型,平衡条件如图1所示。

隔离体上混凝土斜压杆的主压应力:

$f_{2} = \frac{V}{b_{w} z} (\tan θ + \cot θ)$ (2)

纵筋拉力: Nv=Vcotθ (3)

箍筋应力: $\frac{A_{v} f_{y}}{s} = \frac{V}{z} \tan θ$ (4)

在变角桁架模型中,混凝土的压应力要采用小于圆柱体抗压强度的有效压应力。定角桁架模型仍然没有考虑变形的协调条件。

1.3 斜压场及修正斜压场理论(Compression Field Theory)

假设混凝土开裂后不再承担拉应力,剪力由开裂混凝土组成的斜压场承担。在平均意义上,从莫尔应力圆可以得到应变的协调条件,从而可以计算斜压场的倾角:

$\tan^{2} θ = \frac{ε_{x} - ε_{2}}{ε_{y} - ε_{2}}$ (5)

利用式(2)～式(5)及本构关系即可求解。Vecchio和Collins[3]利用纯剪混凝土板试验结果,回归出了开裂混凝土的本构关系。

斜压场理论没有考虑开裂混凝土抵抗的拉应力,使计算的结果过高估计了变形而低估了强度。同时,没有考虑斜裂缝上实际会产生的相对滑移。

修正斜压场理论考虑了开裂混凝土的拉应力。由莫尔应力圆可得混凝土主压应力和平衡条件:

fc2=v(tanθ+cotθ)-fc1 (6)

ρyfsy=fcy=vtanθ-fc1 (7)

ρxfsx=fcx=vcotθ-fc1 (8)

实际中,可能在一条临界斜裂缝上,腹筋屈服,单元(或梁腹)已不能承担剪力,但在平均应力和平均应变意义上仍然满足条件。所以需要考察开裂面上传递剪力的情况。如图2所示,裂缝上的剪应力减小了竖向钢筋的应力,增大了水平钢筋应力,平衡关系为:

ρyfsycr=vtanθ-vcitanθ (9)

ρxfsxcr=vcotθ+vcicotθ (10)

vci的最大值与裂缝宽度w和骨料最大粒径a有关,可利用CEB-FIP的模式计算。

$v_{c i} \leq 0.18 \sqrt{f^{'}_{c}} / (0.3 + \frac{24 w}{a + 16})$ (11)

在荷载较大时,竖向钢筋平均应变εy也达到屈服应变,由式(7),式(9),式(11)可得混凝土主拉应力的上限值,是考虑裂缝上传递剪力vci的结果:

$f_{1} \leq 0.18 \sqrt{f^{'}_{c}} \tan θ / (0.3 + \frac{24 w}{a + 16})$ (12)

变形协调条件采用式(5),钢筋的本构关系采用两折线性,不考虑强化。混凝土的受压本构关系考虑了开裂混凝土的主拉应力。

修正斜压场理论把斜裂缝理想化为相互平行且间距相等并与水平纵筋成θ角,考虑了混凝土对抗剪的有利作用,并且这种贡献是随θ的变化而变化的,符合实际的受力情况。另外,修正斜压场理论最大的贡献是考虑了变形协调条件,从而可以得到较准确的结果。但同时,Vecchio[4]等指出,由于为得到混凝土受压软化本构关系而进行的平板纯剪试验的配筋率较大,斜裂缝上的相对剪切滑移较小而没有考虑。基于此,Vecchio等提出了扰动应力场模型理论。

1.4 扰动应力场模型(Disturbed Stress Field Model)

扰动应力场模型(DSFM)和斜压场理论相比,主要在变形协调条件和混凝土的本构关系上有所变化。

变形协调条件:

该模型的变形协调条件考虑了开裂面上的剪切滑移。单元的总应变为:εx,εy,γxy,由连续混凝土(弥散裂缝)的应变εcx,εcy,γcxy和开裂面上剪切滑移应变ε $_{x}^{s}$ ,ε $_{y}^{s}$ ,γ $_{x y}^{s}$ 组成。

εx=εcx+ε $_{x}^{s}$ (13)

εy=εcy+ε $_{y}^{s}$ (14)

γxy=γcxy+γ $_{x y}^{s}$ (15)

由滑移的莫尔应变圆可得开裂面上剪切滑移应变。

单元总的主应变角为:

$θ_{ε} = \frac{1}{2} \tan^{- 1} [\frac{γ_{x y}}{ε_{x} - ε_{y}}]$ (16)

不考虑裂缝滑移应变的混凝土连续体单元的主应变角和假设的主应力角一致,则:

$θ_{σ} = θ = \frac{1}{2} \tan^{- 1} [\frac{γ_{c x y}}{ε_{c x} - ε_{c y}}]$ (17)

则总主应变角和连续混凝土主应力角的偏差为:

Δθ=θε-θσ (18)

其中钢筋的应变和单元总应变一致。

因为DSFM考虑了混凝土开裂面上剪切滑移的影响,另外,对开裂混凝土的本构关系也进行了修正,所以计算结果与实际比较接近,但计算过程非常复杂,不利于手算和估算。

2 结语[5]

1)DSFM采用的是弥散裂缝模型,模拟极限状态时无法模拟到临界斜裂缝以及与临界斜裂缝相交的纵筋应力。2)对出现一条或两条临界斜裂缝而导致剪切破坏的梁,利用DSFM模拟裂缝开展方法有待改进。3)影响钢筋混凝土梁抗剪强度的因素非常复杂,在模型的研究中要逐步考虑尺寸效应、支座形式、纵筋率等因素。4)应进一步研究既能较好的符合钢筋混凝土梁实际受剪状态,又适合手算与估算的模型,以便能够改变目前以经验公式为主的局面。

摘要：对一个世纪以来钢筋混凝土梁的主要抗剪模型进行了分析,论述了这些模型的公式基础及优缺点,指出了较为精确的抗剪模型与工程实际仍然存在的差距,为抗剪模型进一步完善打下基础。

关键词：钢筋混凝土梁,抗剪,模型

参考文献

[1]ASCE-ACI Committee 445(1998).Recent approaches to sheardesign of structural concrete[J].Journal of Structural Engineer-ing,1998,124(12):1375-1417.

[2]M.P.Collins,D.Mitchell,P.Adebar,etc..A General Shear De-sign Method[J].ACI Structural Journal,1996,93(1):56-58.

[3]F.J.Vecchio,M.P.Collins.The Modified Compression-FieldTheory for Reinforced Concrete Elements Subjected to Shear[J].ACI Structural Journal,1986,83(2):11-12.

[4]Vecchio,F.J.,Lai,D.,Shim,W.,etc..Disturbed Stress FieldModel for Reinforced Concrete:Validation ASCE[J].StructEngrg,2001,127(4):350-358.

[5]张百胜.钢筋混凝土深受弯梁基于DSFM的非线形有限元分析[D].重庆:重庆大学硕士学位论文,2005.

论多孔砖砌体抗剪强度原位检测篇7

1 原位双剪法检测的方法与特点

国家标准《砌体工程现场检测技术标准》[2]推荐了两种砌体抗剪强度检测方法:原位单剪法和原位单砖双剪法。原位单剪法检测结果的可靠性较好, 但测点必须布置在窗台位置;因荷载对中要求较高, 需现场浇筑混凝土传力件且养护, 检测周期很长;另外, 检测结果受割槽时振动影响较大, 故对现场检测的适用性较差。对于原位单砖双剪法, 由于实际工程中竖向灰缝饱满度差异很大, 检测结果的精度大受影响;试件尺寸仅为标准试件的1/3, 尺寸效应的影响较大;虽然该方法测点布置的范围较大, 但试件上部不通过开槽等方法卸荷时, 检测结果受垂直压应力的影响很大, 对低强度砂浆特别如此, 故原位单砖双剪法的检测结果可靠性相对较差, 砂浆强度低于5MPa时误差较大, 且该方法仅适用于检测普通砖砌体的抗剪强度。

原位双砖双剪仪是专为研究多孔砖砌体抗剪强度原位检测技术设计的实验仪器, 已获得了国家专利 (ZL200320109749.7) [3]。原位双砖双剪仪为液压便携式结构, 其主机为一个附有活动承压钢板的“小型千斤顶”, 主要技术指标:额定负荷为75k N;最大行程为25mm;测力允许误差为±3%, 适用于240mm厚的多孔砖墙体抗剪强度现场原位检测。试验前首先在墙体上和测点水平相邻处开凿出一砖的位置孔洞, 清除孔洞四周灰缝, 并且掏空测点另一端的竖向灰缝。开凿清理过程中应尽量避免扰动试件。原位双砖双剪仪主机放入孔洞中, 应使其承压板与试件砖块的受压面重合, 且其轴线与砖墙的中轴线吻合。

试验加载时, 首先进行试加载试验, 试加载取值为预估破坏荷载的10%, 用来测试加载系统的灵活性和可靠性, 以及原位双砖双剪仪的承压板和试件砌体受压面接触是否紧密。经试加荷载测试系统正常后卸载, 开始正式测试。正式测试时, 匀速连续施加水平荷载, 直至试件和上下砌块之间产生相对位移, 试件达到破坏状态, 测得极限抗剪强度。加荷的全过程宜为1~3min。整个试验中的加载方法, 完全按照现行标准《砌体工程现场检测技术标准》进行, 以求得到标准试验条件下的试验结果。砌体标准抗剪试件的抗剪强度试验在压力机上进行。

2 抗剪强度原位检测试验现象描述[4]

试验加载开始后, 能够听到原位双砖双剪仪承压板与砌块受压面之间, 以及原位双砖双剪仪后面的木垫块由于受压变形后发出的声音。随着荷载均匀稳定地增加, 油压表指针稳步增加, 当荷载达到极限荷载时, 听到嘣的一声, 被推试件砌块与相邻砌块之间沿砂浆面有明显错位移动, 此时油压表指针几乎完全回落, 说明完全卸载。破坏发生前没有明显的预兆, 几乎是突然发生的。

3 分析

在抗剪测试点上部均压σ0为零时, 原位检测试件的抗剪强度试验实测数据比较离散, 反映出抗剪强度受施工工艺影响的自身特性。分别求平均值可以看出, M5和M10等级砂浆的原位抗剪强度未有较大的差异, 取两者的平均值为0.316MPa。M5和M10等级砂浆砌筑的标准抗剪试件检测的数据比较接近, 取两者的平均值为0.217MPa。

原位抗剪试验结果与标准试件抗剪试验结果进行对比, 原位双剪试件的抗剪强度高于标准试件的抗剪强度[5]。这可归结为尺寸效应的影响, 实际上标准试件的剪切面积为240mm×370mm, 在受剪面上需通过一条竖缝传递剪应力, 由于竖缝往往不密实, 剪切面上的剪应力分布趋于更不均匀。原位剪切时的剪切面积为240mm×240mm, 两个顺砖上下剪切面上的剪力无需竖缝传递, 剪应力相对均匀, 这是双砖双剪抗剪强度高于标准试件抗剪强度的原因。

砌体的剪切强度与测试点上部均压Σ0有关, 本次试验试图在σ0不全为零的情况下进行, 但由于多孔砖端面的局部承压强度不能满足千斤顶的压力而破坏, 使得在有σ0的作用下抗剪极限强度的准确值很难真实测到。建立试验墙体抗剪有限元模型, 通过对整个加载历程的分析, 可以得到在不同荷载子步下剪切面上的应力分布。由于标准试件和原位试验中的试件剪应力分布不同, 使得两者有不同的剪切强度, 无论是标准试件剪切还是原位抗剪试验中试件剪切, 剪应力在试件两端远大于试件中部, 由于标准试件在中部大范围内的剪应力很小, 而原位剪切试验试件在中部大范围内的剪应力很大, 因此原位剪切试验试件的剪切强度高于标准试件的剪切强度。标准试件和原位剪切破坏面上的剪应力分别对其作用面进行积分, 然后将它们相比较, 得到标准试件剪切强度和原位剪切强度的比值为0.691, 与其试验的统计值0.687比较接近。

4 结论

均压σ0为零情况下的原位双砖双剪的抗剪强度试验, 破坏面沿着砂浆面错动, 破坏突然发生, 没有明显的预兆, 由于剪力的传递路线相对于标准试件抗剪强度试验单一, 其剪应力分布较均匀, 抗剪强度高于标准试件的抗剪强度。σ0不为零时的原位抗剪试验, 由于σ0的影响, 抗剪试件的破坏强度大于多孔砖端面的局部承压力, 使得多孔砖端面的局部承压强度不能满足千斤顶的压力而破坏, 使得在有σ0的作用下抗剪极限强度的准确值很难真实测到。本次抗剪试验给出σ0为零情况下的试验值和标准抗剪试验值之间的对比值为0.687。而σ0对于抗剪强度的影响在没有充分试验数据情况下, 仍采用现行砌体工程现场检测技术标准的给定值0.7, 则砌体原位双砖双剪的抗剪强度与标准试件的抗剪强度两者之间的换算公式为:

考虑在σ0较大时砖端面的局压破坏先于砌体灰缝的抗剪破坏, 可采用释放σ0的方案, 则两者之间的换算公式为:

式中:fvi为标准试件的抗剪强度 (MPa) ;Vi为墙体抗剪实测值 (N) ;Avi为墙体单面抗剪面积 (mm2) ;σ0为抗剪测试点上部均压 (MPa) 。

在原位试件抗剪强度试验及标准试件抗剪强度试验的有限元模拟计算中, 两者都是沿砂浆面的剪切滑移破坏, 但是滑移面上的剪应力分布不同, 相比较而言标准试件在中部大范围内剪应力很小, 而原位剪切试验在中部大范围内剪应力很大, 使得原位剪切强度高于标准试件剪切强度。砌体的抗剪强度性能是进行结构可靠性及抗震性能鉴定的重要力学参数, 若采用测试砂浆强度进而推算抗剪强度的检测方法, 难以计入施工质量的因素, 因而采用现场原位直接在砌体上检测抗剪强度的方法更为准确、可靠。原位双砖双剪检测方法填补了我国测定多空砖砌体抗剪强度方法的空白, 已作为科研成果通过评审鉴定为国内领先水平, 并将作为《砌体工程现场检测技术标准》 (GB/T50315-2000) 的补充条文。它与现行所采用的原位单砖双剪检测方法相比, 排除了竖向灰缝的干扰, 使测量结果更符合实际情况, 且因剪切面积为240mm×240mm, 更好地消除了尺寸效应。该检测方法在数十项工程上进行了砌体抗剪强度的实测工作, 表明能综合反映材料性能及工程砌筑质量, 具有结果直观可靠, 适用性强和易于推广的优点, 无论在已有建筑物的质量鉴定或工程质量事故处理上, 以及新建工程的施工质量验收方面都将具有较好的应用前景。

原位双剪法适用范围广泛, 是一种检测砌体抗剪强度的可靠方法, 检测的试件约束条件明显好于标准砌体抗剪试件, 故其检测的抗剪强度也明显高于砌体抗剪强度标准试验结果。原位双剪法克服了原位单剪法及原位单砖双剪法的一些缺点, 其检测结果的可靠性甚至可超过砌体抗剪强度标准试验结果。

参考文献

[1]蔡安江, 郭师虹, 曲睿.多孔砖砌体抗剪强度原位检测的试验研究[J].实验力学, 2006, 5 (21) :91-95.

[2]GB/T50315-2000砌体工程现场检测技术标准.

[3]魏志刚, 韩黎虹, 吕元光.砖混住宅多孔砖承重墙原位单砖双剪试验研究[J].兰州交通大学学报, 2002年第03期:122-124.

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