受拉性能（精选6篇）
受拉性能 篇1
为了探究重载对路面结构受拉性能的影响, 首先应分析在重载作用下沥青路面结构的拉应力、拉应变力学响应规律。本文利用现有的双圆垂直均布荷载模式下的多层弹性体系理论静力学计算方法, 结合重载作用下轴载实际作用模式, 计算并分析半刚性基层沥青路面拉应力、拉应变在路面结构中的分布规律, 研究重载对其影响规律。
1 计算模型与参数
1.1 路面结构和参数
采用当前我国高等级道路上普遍应用的半刚性基层沥青路面结构作为代表性路面结构进行力学分析, 路面结构形式及基本参数如图1所示。
1.2 重载作用图示
沥青路面力学计算的双圆均布荷载, 其主要的计算参数是均布荷载大小和当量圆半径。重载作用下, 汽车的轴载大大增加, 汽车荷载的当量圆半径和均布荷载大小均产生了较大的变化。比利时设计方法认为, 轮胎接地压力、接地面积同时随轴载的变化而变化, 并根据大量的实际调查资料统计出如下比利时公式[1]:
主要道路:
其中, A为轮胎接地面积, cm2;±70为保证率达到95%的离差范围;P为每个轮胎所受的荷载, N。轮胎接地压力p为:
根据我国道路的实际情况, 取保证率50%, 采用如下形式:
2 计算结果
一般认为, 在行车荷载作用下, 路面各结构层层底拉应力、拉应变是使路面产生疲劳破坏的主要原因之一。以下的计算分析中, 以轮隙中心轴线和轮载作用面中轴线两处为计算位置, 来计算不同轮载作用下路面结构不同深度处的水平拉应力和拉应变, 计算结果分别见图2~图5。
根据现有的研究成果, 路面结构层层底拉应力、拉应变是引起结构层疲劳破坏的主要影响因素之一, 因此, 本文研究了路面结构层层底拉应力、拉应变与轮载变化的关系。表1给出了不同轮载下路面各结构层层底拉应力、拉应变数值;图6给出了路面结构层层底的拉应力、拉应变与轴载的关系图。
3 计算结果分析
从图2~图6以及表1计算结果可以看出, 仅考虑竖向荷载时, 半刚性基层沥青路面典型结构水平拉应力、拉应变呈现如下规律:
1) 水平应力随深度变化规律:各轮载作用下, 沥青面层内各深度均处于“水平压应力”状态, 且随着深度的增加压应力迅速减小, 至面层底部仍承受压应力;基层、底基层各深度范围内均处于“拉应力”状态, 随着深度的增加, “拉应力”也增大, 并分别在底面达到最大值, 但底基层顶部“拉应力”值要远小于同一深度处的基层底部“拉应力”值。
2) 水平应变随深度变化规律:不同轮载作用下, 沥青面层上部处于“水平压应变”状态, 且随着深度的增加压应变逐渐减小到0, 随后在面层中下部出现拉应变, 随着深度的增加而增大。基层、底基层内各深度在水平方向上均处于“拉应变”状态, 且随着深度的增加明显增大, 到底基层底面达到最大值。
3) 水平应力随轴载变化规律:随着轮载的增大, 面层内各点水平压应力明显增加;基层、底基层层底拉应力也显著增加, 且影响变化情况较为一致。
4) 水平应变随轴载变化规律:轮载增大对于各结构层层底拉应变的影响程度不同, 面层层底拉应变随轴载增加幅度不大, 尤其在轮载中心处;基层底部和底基层底部拉应变随轴载的增加明显增大, 底基层拉应变受轴载增大的影响程度大于对基层拉应变的影响。
4 结语
重载作用下, 沥青面层仍和普通轴载作用下受力状态一致, 同样承受水平压应力, 沥青面层上部也仍处于“水平压应变”状态, 虽然在面层中下部出现拉应变并随着深度的增加而逐渐增大, 但轴载的增加对面层层底拉应变增加幅度影响不大。
而在不同轴载作用下, 基层、底基层均承受拉应力, 处于“拉应变”状态, 并分别在基层底面和底基层底面达到最大值。重载作用下, 基层、底基层层底的拉应力, 拉应变均显著增加。
综合上述分析, 对于重载作用下的半刚性基层沥青路面结构, 半刚性基层、底基层的拉应力、拉应变疲劳破坏仍然是其典型的破坏形式。
参考文献
[1]黄文元, 王旭东, 孙立军.公路超载特征及重载沥青路面交通量参数[J].公路, 2003 (5) :65-70.
受拉角焊缝的弹性应力分析 篇2
过去,由于技术手段的限制,角焊缝的连接计算并不像钢构件那样具有全面和深入的分析研究。角焊缝设计计算大多是在假设的基础上进行的,这样的设计计算与实际状况往往存在偏差。目前,随着有限元数值方法的日益成熟,使得许多采用传统方法所不能解决的问题得以解决。本文通过有限元软件ANSYS,对角焊缝在轴心拉力作用下的情况进行了应力方面的分析。
1 受拉角焊缝连接设计中存在的问题
角焊缝根据其受力方向的不同,分为正面角焊缝(端缝)、侧面角焊缝(侧缝)、斜焊缝以及由它们组成的围焊缝。侧面角焊缝的强度最低,正面角焊缝强度最高,斜焊缝的强度介于两者之间,在计算中采用强度增大系数βf来表示端缝的强度增大效应。根据GB 50017—2003《钢结构设计规范》的规定,对承受静力荷载和间接承受动力荷载的结构,正面角焊缝的强度设计值增大系数βf=1.22;对直接承受动力荷载的结构,正面角焊缝的强度设计值增大系数βf=1.0。怎样考虑端缝的强度增大效应,应根据焊缝的受力情况和焊缝的组合情况具体分析,否则在设计中可能出现承载能力不足的问题。以下通过一个角焊缝设计实例来进行说明。
如图1所示,拟采用三面围焊设计角焊缝连接。已知钢板截面为400 mm×14 mm,承受轴力设计值N=920 kN,钢材为Q 235,焊条为E43系列,采用手工焊。
根据与母材等强度原则,取2-360 mm×8 mm盖板,钢材Q 235,根据构造要求,取焊脚尺寸hf=6 mm。
正面角焊缝承受的轴心力为:
侧面角焊缝承受余下轴心力所需的实际长度为:
取130 mm。
以下采用本例中所设计的角焊缝连接,反过来验算角焊缝的强度是否满足要求。
在轴心力作用下,无论是正面角焊缝还是侧面角焊缝,其有效截面上的应力分布是均匀的,则正面角焊缝和侧面角焊缝的应力为:
将上式带入规范中的正面角焊缝和侧面角焊缝的强度计算公式,分别有:
σf<βfffw,满足要求。式中:σf=176.7 N/mm2,βfffw=1.22×160=195.2(N/mm2)。
τf>ffw,不满足要求。式中:τf=176.7 N/mm2,ffw=160 N/mm2。
按设计考虑,正面角焊缝的焊缝长度是确定的,先按其极限强度承受荷载,余下荷载再由两条侧面角焊缝承受,进而计算出侧面角焊缝所需的长度,3条角焊缝显然满足承载能力的要求。在验算分析中,轴力作用下,3条角焊缝在有效截面上的应力应该平均分布,将正面角焊缝强度增大部分承受的荷载按3条角焊缝的有效截面来平均承受,使得两条侧面角焊缝不满足承载能力的要求。问题出在了哪里?哪一种分析是正确的呢?要解决这个问题,关键要分析在轴力作用下,3条焊缝组成的焊缝群在有效截面上的应力是如何分布的。
2 三面围焊焊缝的弹性应力分析
角焊缝的应力分布非常复杂,很难有解析解,采用有限元方法进行数值计算较为理想。本文采用ANSYS程序,对图1所示的三面围焊进行了角焊缝的弹性应力分析。
选择焊缝有效截面的形心连线作为代表路径,图2给出了该路径上平均应力的变化曲线。
由图2可知,焊缝应力分布是极不均匀的,正面角焊缝呈中间大,两端小;侧面角焊缝在远离正面角焊缝处应力大,而靠近处应力小,侧面角焊缝的应力也不均匀。规范规定,有效焊缝长度为实际焊缝长度减去起落弧的影响长度,这种处理方法很合理。缝长平均应力应为:σv端=174.43 N/mm2,τv端=176.89 N/mm2。
即侧面角焊缝的平均应力是端面角焊缝的1.014倍,说明在弹性阶段,角焊缝有效截面上的应力分布应是平均的。
3 结语
经ANSYS程序分析,可以认为,图1中的三面围焊角焊缝设计与焊缝受力的实际情况是不相符的,在轴力作用下,无论是正面角焊缝或侧面角焊缝,其有效截面上的应力呈均匀分布。
综上所述,不只是三面围焊连接,只要是由正面角焊缝和侧面角焊缝组成的焊缝群,应力在有效截面都应是均匀的,在角焊缝设计中应给予重视。
正面角焊缝强度略大于侧面角焊缝的强度,但并未达到1.22倍。根据有关试验,对正面角焊缝在其破坏面上的应力分析,正面角焊缝强度为侧面角焊缝强度的1.132倍。按规范规定,在直接动力荷载的作用下,βf=1.0,考虑到在正面与侧面组合角焊缝的情况下,正面角焊缝的强度增大部分并不一定能得到发挥,为保证设计安全和计算简便,笔者认为,在角焊缝的设计计算中,无论是动荷载作用或是静荷载作用,均不宜考虑正面角焊缝的强度增大效应。建议角焊缝强度按(1)式计算:
参考文献
[1]沈祖炎,陈扬骥,陈以一.钢结构基本原理[M].北京:中国建筑工业出版社,2000.
[2]彭兴黔.钢结构连接和压弯构件的几个问题[J].钢结构,2003,18(5):16-18.
[3]吴长太,王丹龙,李化强.焊缝尺寸计算公式的研究及应用[J].煤矿机械,2002,(9):42-43.
[4]戴国欣,李继华,夏正中.钢结构角焊缝的极限强度及抗力分项系数[J].建筑结构学报,1993,14(6):25-32.
受拉性能 篇3
钢筋混凝土迭合结构是在预制构件上加浇一层现浇混凝土而形成的一种装配整体式结构。这种结构具有整体刚度好、抗震性能好、节约三材、施工简便且能缩短工期等优点。因此, 在各国工程建设上的应用数量逐年增加, 应用范围不断扩大。大力研究与发展迭合结构是当前国际上的重要趋势。
钢筋混凝土迭合梁由两部分构成:预制部分和后浇部分。因此, 受力可分为两个阶段:预制构件受力阶段和迭合构件受力阶段。钢筋混凝土迭合梁以预制部分的钢筋混凝土承受施工荷载, 待其现浇混凝土达到设计强度后, 再由整体迭合截面承受使用荷载。一方面, 钢筋混凝土迭合梁相对预制装配结构, 采用钢筋混凝土迭合梁可提高结构的整体刚度和抗震性能;同时在施工上, 采用钢筋混凝土迭合梁还可解决施工现场大型预制构件吊装能力不足的问题, 这样既方便施工, 又可降低工程造价。另一方面, 钢筋混凝土迭合梁相对现浇整体结构, 采用钢筋混凝土迭合梁可减轻支模工作量 (尤其是在高空或困难条件下) , 提高施工效率, 节约模板材料, 经济效益显著。因此近几年来, 钢筋混凝土迭合梁在建筑工程、道路与桥梁、港工和水工混凝土结构中得到了日益广泛的应用。
结构设计包括:承载力极限状态计算和正常使用极限状态验算。正常使用极限状态是指对应于结构或结构构件达到正常使用或耐久性能的某项规定的限值。包括: (1) 影响正常使用或外观的变形; (2) 影响正常使用或耐久性的局部破坏 (包括裂缝) ; (3) 影响正常使用的振动; (4) 影响正常使用的其它特定状态。按正常使用极限状态设计时, 应验算结构构件的变形、抗裂度或裂缝宽度。钢筋混凝土迭合受弯构件的正常使用极限状态的计算包括使用阶段受拉钢筋应力控制、裂缝宽度验算和挠度验算。本文就谈谈钢筋混凝土迭合梁在正常使用状态下受拉钢筋的应力计算和控制。
2 迭合梁的受力特点
对于二阶段受力迭合梁, 由于第一阶段荷载的作用, 在预制构件内将产生应力, 而迭合层没有。为方便起见, 称其为荷载预应力和荷载预应变。正是这种局部荷载预应力使迭合梁具有不同于整浇梁或一阶段受力迭合受弯构件 (施工阶段在预制下设有可靠支撑, 能保证施工阶段作用的荷载不是预制构件而直接传入支撑) 的受力性能。
迭合梁在施加第二阶段荷载后, 由于预应变的存在, 整个截面实际应变与整浇梁有较大区别, 它等于荷载预应变与第二阶段荷载引起的应变增量之和。从试验结果和有限元分析计算可知:迭合梁内的应变, 可较好地近似为双线性, 在迭合面, 应变发生突变, 迭合层上部混凝土受压, 下部受拉;预制梁混凝土上部受压, 下部受拉;纵向钢筋受拉。这种以迭合面为分界面、预制构件和迭合层具有不同的应变变化规律的特性, 将一直持续到裂缝穿过迭合面时为止。
对整浇梁或一阶段受力迭合梁, 在荷载作用下产生的截面弯矩, 由整个截面的混凝土和钢筋承担, 而对二阶段受力的迭合梁, 第一阶段荷载产生的弯矩仅由预制构件截面的混凝土和钢筋承担, 这样, 在施加与整浇梁荷载相同的第二阶段荷载时, 势必造成迭合梁钢筋受拉应力大于整浇梁钢筋受拉应力, 二者的差值称为受拉钢筋应力超前值。
根据试验资料和有限元分析结果, 在第二阶段荷载作用下, 随着荷载的增大, 裂缝高度的增加, 第二阶段荷载引起的钢筋应力σs1值是发生变化的, 但是在钢筋屈服前的相当长一段时间内, 应力σs1值变化不大, 用σs1的最大值来表示具有较好的近似性, 若认为平截面假设在加载过程中均成立, 则钢筋应力σs1值为一常量。
对迭合梁, 第一阶段荷载引起的截面弯矩M1仅作用于预制构件截面, 后浇混凝土应变为零。而对整浇梁, 同样的M1, 由于作用在整个截面上, 使截面上部的混凝土产生压应变。与整浇梁相比, 迭合层受压区的混凝土应变滞后。
迭合层混凝土的受压应变滞后, 使得迭合梁在受拉钢筋达到屈服后, 受压区混凝土还有较大的承载能力。相对整浇梁来说, 在受拉钢筋屈服后, 迭合梁还可以施加较大的荷载才能使受压区混凝土达到极限压应变。若钢筋屈服后, 具有强化段, 则显然迭合梁极限承载力将高于整浇梁, 若钢筋屈服后, 进入流动, 则其极限承载力也不低于整浇梁。
总之, 钢筋混凝土迭合梁的受力特点是:钢筋应力应变超前, 而受压区的混凝土应变滞后。
3 受拉钢筋应力的计算及其控制
由于迭合构件二次受力的特点, 其纵向受力钢筋应力超前, 不但会引起迭合梁裂缝宽度、挠度较大, 而且会使纵向受拉钢筋较早地达到屈服强度。试验表明, 一些在第一阶段加载稍大的迭合梁, 在标准弯矩下, 钢筋应力有可能达到甚至超过钢筋的标准强度, 这就是造成“少筋硬化”和“少筋拉断”状态的根本原因。如果能控制迭合梁的“应力超前”现象, 使迭和梁在使用状态下的应力和整浇梁基本一致, 就没有必要再建立迭合梁的“少筋限值”了。因此设计时必须计算和控制使用阶段纵向受力钢筋应力。只有这样, 才能保证迭合梁的正常使用。
3.1 受拉钢筋应力的计算
所谓受力钢筋的应力控制, 主要是指裂缝出现后迭合梁裂缝截面钢筋应力的控制。迭合梁的特点是迭合前和迭合后二次受力, 迭合前和迭合后两个阶段的应力和应变图分别计算受力钢筋的应力, 然后相加, 得到总的外弯矩作用下的钢筋应力。
分解迭合前和迭合后两个阶段的应力图如图1所示。在进行受拉钢筋应力计算时特做出如下五点假定:
⑴变形的平截面假设成立。
⑵第一阶段荷载引起的钢筋应力最大值σs1不变。
⑶受压区混凝土处于弹性状态, 应力与应变成比例。
⑷裂缝出现后, 受拉区混凝土不参加工作。
⑸迭合前后两个阶段梁均已开裂。
在使用阶段, 在标准弯矩Mk=M1Gk+M2k作用下, 二阶段受力迭合构件受拉钢筋应力σs可按迭加方法计算, 即
式中:
σs1———标准弯矩作用于预制构件截面上所产生的纵向受拉钢筋应力;
σs2———标准弯矩作用于迭合构件截面上所产生的纵向受拉钢筋应力增量。
σs1可按下述方法计算:
式中:
h01———预制构件截面的有效高度;
η1———在标准弯矩M1Gk作用下预制构件裂缝截面的内力臂系数。
当取η1=0.87时, 则
在弯矩M2k作用下, σs2可按下述方法计算:
据图1, 根据力的平衡条件可得:
式中:
η2———在标准弯矩M2k作用下迭合构件裂缝截面的内力臂系数。
当取η2=0.87时, 则
3.2 受拉钢筋应力控制
如果把相应的整体梁的破坏状态作为迭合梁的破坏标准, 限制迭合梁在使用荷载下的钢筋应力, 使之与相应的整体梁在使用荷载下的钢筋的应力具有相同的安全储备, 这样就消除了二阶段受力迭合梁的“应力超前”的现象。为此, 就必须确定受拉钢筋应力限制值[σs], GBJ10-89取[σs]=0.9fy
由于二阶段受力迭合构件存在着应力超前的现象, 因此, 与整浇梁相比, 迭合梁的受拉钢筋应力将较早地达到屈服强度。为了防止二阶段受力钢筋混凝土迭合构件在使用阶段受拉钢筋应力过大, GBJ10-89规定, 对于二阶段受力迭合构件在使用阶段的受拉钢筋应力σs, 即 (σs1+σs2) , 必须满足下式要求:
这样处理, 既可避免迭合梁“少筋硬化”和“少筋拉断”状态的出现, 同时也给迭合梁裂缝宽度和挠度的验算创造了有利的条件。但式7并不能代替迭合梁的裂缝宽度和挠度验算。用式7来控制二阶段受力迭合构件的受拉钢筋的应力, 还可以在一定程度上改善钢筋混凝土迭合构件的受力性能, 使迭合构件受力更合理。
4 结论
前面已经分析了混凝土迭合结构相对于预制装配式结构和整浇式结构有较大的优点。可以说, 混凝土迭合结构是取预制装配式结构和整体结构各自的优点, 取长补短而发展起来的一种装配整体式结构型式, 因此, 混凝土迭合结构有其自身的特点。迭合梁由于二次受力, 产生“应力超前现象”, 与相应的整浇梁对比, 虽然极限承载能力没有降低, 但在使用阶段挠度和裂缝宽度限制的可靠度则大为减少。试验结果表明, 部分一次加载较大的梁, 在标准弯矩作用下, 其受拉纵筋的应力已接近甚至超过屈服强度。这给迭合梁使用阶段和超过标准荷载后的性能带来非常不利的影响。因此, 为满足正常使用, 必须对迭合受弯构件的“应力超前现象”加以控制。上述“应力超前现象”的控制和计算, 只是改善迭合受弯构件的使用性能, 并不意味着迭合受弯构件在任何加载情况下都能满足规范对裂缝宽度和挠度限制的要求。为此, 迭合受弯构件还必须进行裂缝宽度和挠度的验算。
随着混凝土迭合结构在国内和国际上日益广泛的应用, 大力研究与发展混凝土迭合结构是目前一个重要的趋势。
参考文献
[1]中华人民共和国国家标准.GBJ10-89混凝土结构设计规范[S].
[2]蓝宗建.钢筋混凝土结构[M].江苏科技出版社, 1988.
[3]蓝宗建.课堂笔记.2001.
[4]周旺华.现代混凝土叠合结构[M].中国建筑工业出版社, 1998.
[5]蓝宗件.混凝土结构[M].东南大学出版社, 1998.
[6]李树摇, 等.钢筋混凝土迭合梁受力试验研究[J].水力发电学报, 1994, 3.
[7]裘进荪, 等.钢筋混凝土迭合梁的试验研究[J].浙江大学学报, 1991, 1.
受拉性能 篇4
1 试验情况概述
本试验选用的膨胀型锚栓规格有4种,分别为M8,M10,M12,M16。其中源于国内A厂家的锚栓设定为Ⅰ型,每种规格10根;源于国内B厂家的锚栓设定为Ⅱ型,M8,M10,M12每种规格5根。设计的锚固用混凝土基材是厚度为200mm、边长为2m的混凝土板,混凝土材料强度等级两种,分别为C30和C50。在进行试验设计时,锚栓的锚固间距设定为足够大,以保证每根锚栓周围不会因混凝土面积不足引起锚栓拉伸极限荷载降低。单根锚栓受拉状态,如图1所示。
通过拉伸试验,测定锚栓在轴向拉力作用下的力-位移(P-⊿)变化关系曲线,测定锚栓失效时拉伸极限荷载值及破坏形态,测定发生混凝土锥体破坏时的锥体半径及锥体高度。为消除位移量测偏差,对称安装两个机电百分表分别读数,取两个位移平均值作为实测位移。锚栓拉力用量程为100kN的拉压型力传感器测定。为自动记录力-位移变化关系全过程曲线,将力传感器和机电百分表通过电阻应变仪与X-Y函数记录仪相连(力设在Y通道,位移设在X通道)进行记录。
2 锚栓在轴向拉力作用下的力-位移(P-⊿)曲线测定
本次试验利用X-Y函数记录仪,自动记录了45根膨胀型锚栓受轴向拉力作用时的力一位移(P-⊿)关系的全过程曲线,其形状如图2所示。通过分析可将该曲线大致划分为三个阶段。
第一阶段:弹性阶段,单根锚栓受力初期,锚栓及受力区域的混凝土共同变形基本上是弹性的,该段P-⊿曲线基本呈线性的变化情况。此段的最高荷载为弹性极限荷载,用P表示。
第二阶段:弹塑性阶段,在锚栓受力增长不大的情况下,锚栓及其周围混凝土的共同变形增长较大,单根锚栓在轴向拉力作用下的P-⊿曲线有明显的偏折现象,此时荷载增加的同时位移增长较快,直至达到极限荷载,用P表示。
第三阶段:破坏阶段,P-⊿曲线达到极限荷载后,荷载值减小,而位移增长迅速,发生锚固失效,发生破坏。
通过对单根锚栓受轴向拉力作用时的P-⊿全过程曲线分析可以看出,锚固破坏时具有一定的塑性性能,破坏前有一定的预兆。
3 影响锚栓拉伸极限荷载的因素分析
3.1 埋深对单根锚栓的伸极限荷载的影响
埋深即锚栓的埋置深度,是指基材的表面(不包括抹灰层厚度)至膨胀套截面底部的距离,用h表示,是影响锚栓拉伸极限荷载的一个重要因素。锚栓在混凝土中的埋深不同,其拉伸极限荷载值也不同,而且不同的埋置深度将产生不同的破坏形态。埋深较浅时,锚栓在轴向拉力作用下可能由孔中滑出,应避免出现这种情况;锚栓埋置到一定深度时,则拔出1个混凝土锥体;如埋深足够大,将会将锚栓拉断。表1为I型锚栓埋置于C30混凝土(实测立方体抗压强度值fcu=35.2MPa),在埋深不同情况下,拉伸极限荷载实测值。
由表1可以看出,拉伸极限荷载实测值随锚栓埋深的增加而增大,且锚栓埋深对拉伸极限荷载影响较大比较显著。锚栓的拉伸极限荷载随着埋深h变化曲线可以表示为:
锚栓拉伸极限荷载随着埋深增加而增大,是由于埋深增加时混凝土锥体破裂面面积增加引起的。但拉伸极限荷载的最大值受到锚栓本身材料性能的限制,因此不能无限度增大。可以根据锚栓本身材料强度和锚杆截面面积计算出锚杆拉断时的极限荷载。
3.2 混凝土强度对单根锚栓拉伸极限荷载的影响
混凝土强度也是影响锚栓拉伸极限荷载的一个重要因素,表2给出了相同规格、相同埋深条件下,I型锚栓锚固于不同强度混凝土基材上的拉伸极限荷载实测值。
表2可以看出,混凝土基材的强度越高,单根锚栓拉伸极限荷载也越大。
3.3 锚栓规格对单根锚栓拉伸极限荷载的影响
在锚固基材混凝土强度相同(混凝土强度等级C30,混凝土立方体抗压强度实测值),锚栓埋深相同(h=45mm)的条件下,同种型号、不同规格的锚栓(锚杆及膨胀套管直径不m同),拉伸极限荷载有所不同。锚栓拉伸极限荷载实测值,见表3。
由表3可看出,在埋深相同的条件下(埋深不能过小),锚栓的锚杆直径越大(膨胀套管外径也越大),拉伸极限荷载值越高。极限荷载Pu随锚栓的锚杆直径d的变化关系可以表示为:
有国外资料认为,膨胀型锚栓的拉伸极限荷载与锚栓直径无关,然而对国产的Ⅰ、Ⅱ型锚栓进行的试验表明:极限荷载随锚杆直径的增加而增加,这可能是由于不同规格(锚杆和膨胀套管直径不同)锚栓的锚杆锥度不同引起的。
3.4 间距和边距对单根锚栓拉伸极限荷载的影响
大量的试验结果表明,混凝土锥体的半径大体在锚栓埋深的2倍左右,由此推断当埋置锚栓时,若间距不小于埋深的4倍,而边距不小于埋深的2倍,就不会影响锚栓的拉伸极限荷载。但如果小于上述界限即每个锚固点周围的混凝土面积不够大,每根锚栓下的混凝土锥体形成均受到阻碍,双点锚固拉伸极限荷载较两根单锚栓拉伸极限荷载小,切随着间距和边距的减小而减小,因此应避免出现此类状况,或在锚固设计时降低锚栓承载力取值。
4 结束语
由单根锚栓拉伸极限荷载实测结果分析可看出,拉伸极限荷载的影响因素主要有锚栓埋深、直径及锚固混凝土基材强度、锚栓间距、边距影响。表现在:埋深越大、直径越大、混凝土强度越高,单根锚栓的拉伸极限荷载越大。在锚栓间距小于4倍埋深、边距小于2倍埋深时,间距、边距增大锚栓拉伸极限荷载增加。对锚栓受拉失效时的破坏形式起决定作用的是埋深。在埋深较小时,锚栓将由混凝土孔中拔出,埋深在一定范围内将发生混凝土锥体破坏,当埋深达到临界深度后,则以锚杆拉断为主要破坏形式。
摘要：埋置于混凝土中锚栓的工作状态通常是承受轴向拉力,对混凝土用锚栓进行了受拉性能试验,得到埋置在混凝土中的锚栓受拉时的力-位移变化关系曲线。分析了锚栓失效时拉伸极限荷载的主要影响因素,研究了锚栓在不同锚杆直径、不同埋置深度、不同混凝土材料强度等条件下,锚栓受拉极限荷载的变化情况及变化规律。
关键词：混凝土,锚栓,拉伸极限荷载
参考文献
[1]Keun-Hyeok Y,Ashraf F A.Mechanism Analysis for Concrete Breakout Capacity of Single Anchors in Tension.ACI Structural Journal[J].2008,105(5):609-616.
[2]张曙光,邹超英.混凝土用建筑锚栓(膨胀型)拉伸性能分析[.『].哈尔滨建筑大学学报,2000(5):67.71.
[3]张曙光.土木工程结构试验[M].武汉:武汉理工大学出版社,2014.
受拉性能 篇5
关键词：钢结构,设计规范,可靠度,评价
1 基本理论
《建筑结构可靠度设计统一标准》 (GB50068-2001) 将结构在规定的时间内, 在规定的条件下, 完成预定功能的能力称为可靠性。可靠度是对结构可靠性的定量描述, 即结构在规定的时间内, 在规定的条件下, 完成预定功能的概率。
在结构可靠度分析中, 首先应建立结构的功能函数, 进而确定结构构件的极限状态方程。
如果用随机变量X= (X1, X2, X3, …, Xn) , 表示结构的基本随机变量, 包括各种荷载、材料性能、几何参数、计算公式精确性等因素的影响。并设定一个描述结构工作状态的函数g (x) , 称为结构功能函数。则结构的工作状态可以用下式表示:
Z=g (X1, X2, …, Xn) (1)
当Z>0时, 结构处于可靠状态;
当Z=0时, 结构处于极限状态;
当Z<0时, 结构处于失效状态。
故极限状态方程为:Z=g (X1, X2, …, Xn) =0 (2)
一般来说, 描述结构状态的基本变量Xl、X2、…Xn, 按其属性, 可归纳为两类基本变量:以R表示结构的抗力即结构的承载力或允许变形;以S表示结构的作用效应即由结构上的作用所引起的各种内力、变形、位移等, 则判断结构是否可靠的功能函数为:
Z=g (R, S) =R-S (3)
极限状态方程为:Z=R-S=0 (4)
结构可靠度可以用失效概率Pf来描述和定量, 但可靠指标β是以基本变量的统计参数直接表达的, 概念上比较清楚, 计算简单, 加之它是一个无量纲的正数, 所以《建筑结构可靠度设计统一标准》 (GB50068-2001) 规定以可靠指标代替失效概率来度量结构的可靠度。
可靠指标β的计算公式是在基本变量R及S均服从正态分布的条件下得出的, 但这并不影响它的适用性。由于工程中的R和S一般都是以基本变量的和或积的形式组合而成的函数, 根据概率论的“中心极限”定理, 当R、S为非正态分布时, 可用相应的正态分布或对数正态分布作为它们的渐近正态分布, 即将随机变量进行当量正态化, 假设Z近似的服从正态分布。这时, 失效概率Pf与可靠指标β已不再具有精确关系, 只是一种近似关系。
不论R、S是否服从正态分布, 若能计算出结构功能函数Z=g (R, S) 的均值μZ和标准差σZ, 则结构的可靠指标β为:
如果将结构功能函数随机变量线性变换为一个标准正态随机变量, 则在新的概率密度曲线坐标中, 可靠指标为坐标原点到极限状态曲面的距离。将这一几何概念进行推广, 可将可靠指标定义为标准正态空间内 (随机变量满足平均值μxi=0, 标准差σxi=1) 坐标原点到极限状态曲面的最短距离, 原点向曲面垂线的垂足为验算点。极限状态曲面为结构功能函数等于0的曲面, 这样坐标原点到极限状态曲面的最短距离只有一个, 因此据此定义的结构可靠指标是唯一的。
一次二阶矩方法是结构可靠度分析的基本方法, 它用可靠指标来描述结构的可靠性。从物理意义讲, 可靠指标与在验算点处线性化的极限状态方程有着精确的对应关系;从几何意义讲, 可靠指标为标准正态坐标系中, 原点到极限状态曲面的最短距离。一次二阶矩方法包括中心点法、验算点法 (JC法) 、映射变换法、实用分析法等。JC法是目前进行可靠度分析最常用的方法。
根据可靠指标的几何意义, 可以把求解可靠度问题转化为求解有约束条件的极小值问题, 现已有许多文献利用Matlab优化工具箱来实现此计算, 既简化了计算过程, 又提高了计算效率, 且计算精度相当。而本文是采用一种较Matlab更为简单、易掌握的软件Lingo, 来求解结构构件的可靠指标。
2 可靠指标的计算
2.1 设计表达式
《建筑结构可靠度设计统一标准》 (GB50068-2001) 和《建筑结构荷载规范》 (GB5009-2001) 对于考虑承载能力极限状态的结构构件, 在基本组合条件下采用式 (6) 和 (7) 的设计表达中的不利值计算。
对于一般排架、框架结构, 采用式 (8) 的简化极限状态设计表达式:
式中:γ0—结构重要性系数, 对安全等级为一级或设计使用年限为100年及以上的结构构件, 不应小于1.1;对安全等级为二级或设计使用年限为50年的结构构件, 不应小于1.0;对安全等级为三级或设计使用年限为5年的结构构件, 不应小于0.9;对设计使用年限为25年的结构构件, 不应小于0.95;
γG—永久荷载的分项系数, 一般情况下对式 (6) 和 (8) 取1.2;对式 (7) 取1.35;当永久荷载对结构承载能力有利时不应大于1.0;
γQ1、γQi—第一个和第i个可变荷载分项系数, 一般情况下采用1.4;当可变荷载对结构承载力有利时取0;
SGK、SQ1K、SQiK—永久荷载、第一个可变荷载、第i个可变荷载标准值的荷载效应;
ψCi—第i个可变荷载的组合值系数, 对风荷载取0.6, 对其它可变荷载分别取0.7、0.9、0.95、1.0等, 但都大于0.6而不超过1.0;
R (·) —结构构件的抗力函数;
γR—结构构件抗力分项系数, 其值应符合各类材料结构设计规范的规定;
fK—材料性能的标准值;
αK—几何参数的标准值, 当几何参数的变异性对结构构件性能有明显影响时, 可另增减一个附加值Δα考虑其不利影响。
2.2 荷载效应组合
本文对Q235钢和Q345钢钢结构轴心受拉构件的可靠指标进行计算时, 采用的荷载效应组合为:永久荷载+楼面活荷载, 即:S=γGSGK+γQSLK和S=γGSGK+ψciγQSLK分别表为:
S1=1.2SGK+1.4SLK (9)
S2=1.35SGK+0.7×1.4SLK (10)
按上述荷载效应组合进行计算时, 荷载的统计参数见表1, 轴心受拉构件抗力统计参数见表2。
荷载效应比ρ取为0.25、0.5、1.0、2.0, 其中:
ρ=SLK/SGK (11)
2.3 极限状态方程
基于承载能力的极限状态表达式, 钢结构轴心受拉构件的极限状态方程可以表示为:
RK-γRγ0 (1.2SGK+1.4ψSLK) =0 (12)
RK-γRγ0 (1.35SGK+1.4ψSLK) =0 (13)
式中:γR—结构构件抗力分项系数, 根据《钢结构设计规范》 (GB50017-2003) , 对Q235钢取1.087、Q345钢取1.111;
γ0—结构重要性系数, 根据《钢结构设计规范》 (GB50017-2003) , 一般工业与民用建筑钢结构的安全等级应取为二级, 因此本文中结构重要性系数γ0取为1.0。
极限状态方程可进一步简化为:
R-SG-SL=0 (14)
其中:R—结构抗力, R=RK/γR;
SG—恒载效应, SG=1.2γ0SGK或SG=1.35γ0SGK;
SL—可变荷载效应, SL=1.4γ0ψSLK。
2.4 计算结果
确定了结构的极限状态方程、随机变量的统计参数及分布类型, 就可以求出结构构件的可靠指标了。在构件可靠度计算中, 本文采用前文所提到的也是目前进行可靠度分析最常用的方法JC法进行计算, 从可靠指标的几何意义出发, 将求解可靠度问题转化为求解有约束条件的极小值问题, 通过非线性规划软件Lingo来实现对可靠指标的计算。
3 结论
本文计算了钢结构设计规范中轴心受拉构件的可靠指标, 从而考察我国钢结构设计规范中轴心受拉构件可靠度的设置水平。考虑的是永久荷载+楼面活荷载的效应组合, 应用了非线性规划软件Lingo来实现对可靠指标的计算, 根据表3和表4的计算结果得出:可靠指标β随荷载效应比ρ的变化存在极值, 轴心受拉构件可靠指标的平均值大于3.2。
参考文献
[1]杨伟军, 赵传智.土木工程结构可靠度理论与设计[M].北京:人民交通出版社, 1999.1.
[2]贡金鑫, 仲伟秋, 赵国藩.结构可靠指标的通用计算方法[J].计算力学学报, 2003, (2) :12-18.
[3]白国良, 刘明.荷载与结构设计方法[M].北京:高等教育出版社, 2003.8.
[4]张建仁, 刘扬, 许福友编著.结构可靠度理论及其在桥梁工程中的应用[M].北京:人民交通出版社, 2003.
[5]熊刚.钢结构设计规范 (GB50017-2003) 总体安全度分析[D].重庆:重庆大学, 2003.10.
[6]戴国新, 夏正中.建筑钢结构适用性分析[J].建筑结构学报, 2000, (6) :36-40.
[7]周小平, 郑怡, 等.可靠指标约束条件下的混凝土结构优化设计[J].中国水运, 2008, (3) :122-123.
[8]贡金鑫, 魏巍巍.工程结构可靠性设计原理.[M].北京:机械工业出版社, 2007.6.
受拉性能 篇6
关键词：埋深,边距,间距,群锚效应,承载力
0引言
植筋锚固作为后锚固技术的一种,在加固改造工程中有着重要而广泛的用途。植筋锚固技术在国外起步较早,如美国、日本、德国等,植筋锚固技术的应用较广,研究也较为深入,形成一套较为成熟的规范和理论。相较之下,我国植筋锚固技术的应用时间还不是很长,2006年新出台的《混凝土结构加固规范》仅给出了植筋锚固技术的一些基本要求,适用于单根锚栓或钢筋的计算。对于实际工程中常见的群筋锚固受力,规范并没有给出相应的要求,若按照单根钢筋承载力的简单叠加来计算群筋锚固承载力,不考虑钢筋之间的相互作用,会使得设计值偏大,不安全。为此,通过两组植筋群试件的锚固拉拔试验及有限元分析,研究埋深、间距、边距对植筋群受拉承载力的影响。
1试验介绍
1.1 试验设计
试验设计两种试件,一种植筋深度为10d(约160 mm),另一种为15d(约240 mm)。除植筋深度不同外,两种试件其他条件均相同。每种试件设计3个,每个试件上植筋4根,同种深度的试件锚固在同一块基材上。试件详图见图1。钢筋及混凝土材性测量结果见表1。植筋胶采用Hilti HIT-RE500[1]。
1.2 试验结果
埋深10d的3个试件平均极限抗拉承载力为425 kN,钢筋屈服时的平均荷载为187 kN;埋深15d的试件平均极限抗拉承载力为443 kN,较10d时提高4.3%;钢筋屈服时的平均荷载为220 kN,较10d时提高17.6%,可见随着埋深的增加,钢筋屈服荷载有明显提高,按实测钢筋抗拉强度与扣除开槽后实际钢筋受力面积计算出理想状态下的极限受拉承载力为453 kN,埋深15d时极限荷载为443 kN,10d时为425 kN,可以说埋深15d时基本可以保证达到钢筋极限强度,而埋深10d时承载力则约为钢筋极限承载力的90%。总体看来,增大埋深对提高极限承载力影响不大。
埋深10d的3个试件破坏时钢筋均已屈服,但具体破坏形式尚有不同,两边的试件ST1,ST3表现为基材表面混凝土开裂严重,锚板下大片混凝土被拉起,局部露出基材钢筋。钢筋周围的裂缝约以45°向四周延伸,且裂缝延伸至基材边缘后继续向基材厚度方向发展,钢筋之间有明显的劈裂裂缝。中间试件ST2破坏形式为钢筋颈缩拉断(见图2),混凝土破坏锥体无论是直径还是深度均较小,且钢筋周围只有少量细小裂缝。
需要说明,试件ST2是最先进行试验的,由于处于基材中央基本上没有边距的影响,其极限承载力相对于ST1和ST3要略高。试件ST1和ST3则分别位于基材两侧,而且ST2受拉后可能引起混凝土内部开裂,造成在随后进行的试验中基材承载力已有所降低,说明边距和基材混凝土的内部开裂对群锚的承载力和破坏形式有一定的影响。
埋深15d的试件破坏时均表现为钢筋拉断或发生明显颈缩,混凝土表面开裂情况不如埋深10d显著,说明埋深的增加还可以显著改变基材混凝土表面破坏形态,减少劈裂裂缝的数量和宽度。与埋深10d的情况相似,中间试件ST5与边试件ST6破坏形式也略有不同:ST5钢筋周围是小的混凝土破坏锥体,无明显的斜向裂缝和劈裂裂缝,而ST6除混凝土小锥体外,还有较多的斜向45°裂缝,钢筋之间混凝土还有明显的劈裂裂缝(见表2)。
2结语
1)10d和15d两种埋深下,试件破坏前钢筋均达到屈服强度,均发生钢筋破坏,延性较好。随着埋深的增加,钢筋屈服荷载有明显提高,而极限承载力则提高不大。但埋深的增加,有助于钢筋延性的发展,受力、变形更加均匀,受力性能较好。
2)植筋群的破坏形态与单根植筋相似,针对工程中较常见的植筋埋深10d～15d的情况,15d可基本保证达到极限承载力,10d可达到极限承载力的90%左右,二者之间可按差值计算。对于其他受力情况下的准确计算与分析尚有待今后进一步的研究。
参考文献
[1]GB 50152-92,混凝土结构试验方法标准[S].