第32卷第3期 山
2006年2月文章编号:100926825(2006)0320073203
SHANXI ARCHITECTURE
西建
32No.3筑 Vol.
Feb.
2006
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型钢混凝土临界保护层厚度研究
贺广零 卢晋福 王国玉
摘 要:通过建立拉断破坏模型、剪切破坏模型和基于塑性极限分析的上限定理,经过理论推导得出型钢混凝土的临界
保护层厚度,并将所得结果与试验值、规范规定值进行比较,从而为型钢混凝土的粘结滑移性能的研究提供了重要参考。关键词:型钢混凝土,保护层厚度,拉断破坏,剪切破坏,塑性极限分析中图分类号:TU311.2文献标识码:A
引言
型钢混凝土粘结滑移性能是研究型钢混凝土的关键问题之
一,而型钢混凝土保护层厚度的确定是进行型钢混凝土粘结滑移性能研究的前提,因此,要准确分析型钢混凝土的粘结滑移性能,首先必须确定型钢混凝土的临界保护层厚度。从现有的资料来看,钢筋混凝土保护层厚度的研究已经趋于成熟。然而,型钢混时,受力较为合理,经向和环向杆件轴力都较小。主要原因是在矢高比为0.19的条件下,从中点附近的环向杆件到最边缘的环向杆件都能起到箍的作用,从而使得经向杆件的轴力得到了合理的分布,在矢高比为0.19时,即工况4长短轴的上下弦杆件的轴力值基本都在-100kN～100kN之间。
而其他三种工况基本上最边缘的两三圈环向杆件才能起到箍的作用,因此不但这几圈环向杆件的轴力很大,杆件的轴力分布极不合理,其中工况1大值为700kN,14.m,0.19时,该网壳凝土保护层的研究还处于发展阶段,其力学模型还不完善,下面从拉断破坏模式、剪切破坏模式和塑性极限定理的角度分析,经过理论推导,得出型钢混凝土的临界保护层厚度。
1 基本假设
在试验的基础上,如图1所示的保护层斜向劈裂模型可做如下假定:
自振周期不到1s。在分别考虑两种情况时频率的分布都比较均匀,间隔较小,个别频率存在重叠现象,特别是在低频部分。频率总体呈现连续型台阶式上升分布。
2),,且频率,,1.2623Hz～;,3.2937Hz～,2.5倍左右。因此,在实,。
3)总的来说,前十阶振型里,其中第1,3振型为水平振动,第2,4,5,6,7,9,10振型为竖向振动。很显然,前十阶振型以竖向振动为主。因此,在考虑网壳的地震反应时,应同时考虑水平地震和竖直地震的效应组合,扭转的影响可以忽略不计,按振型分解反应谱法分析该网壳的地震反应时,应至少取前20阶振型。参考文献:
[1]沈祖炎,陈扬骥.网架与网壳[M].上海:同济大学出版社,1998.46248.[2]王 蕾,徐 晓,李红梅,等.局部双层网壳结构的静力特性分析[D].保定:河北农业大学,2002.[3]张 明.K型单层球面网壳结构的静动力性能分析[D].北京:中国建筑技术开发总公司,2002.
[4]杨庆山,孙学东.椭圆平面双曲抛物面索网的自振特性[D].哈尔滨:哈尔滨建筑大学,1997.
[5]曹国峰,陆余年,姚念亮.黄山体育馆屋盖网壳静动力分析[D].上海:上海建筑设计研究院有限公司,2004.
5 动力计算结果
为了详细了解K型双层网壳的自振特性,选取矢高为14.7m的K型双层网壳模型,采用子空间迭代法分别计算了不考虑屋面板重量和考虑屋面板重量两种情况的前40阶振型[4]。
其中考虑屋面板重量为第一种情况,不考虑屋面板重量为第二种情况。第一种情况的第一阶频率为1.2623Hz,第十阶为3.6092Hz,而第二种情况的第一阶频率为3.2937Hz,第十阶频率为9.3925Hz,很明显第一种情况即考虑屋面板重量时频率要小于不考虑时,周期要大于不考虑时。两种情况的周期都较小,都没有超过1s,最大为第一种情况的第一阶振型所对应的周期为0.7922s。
6 动力分析结论
[5]
1)该结构频率的自振频率较小,在考虑第一种情况时,最大
Staticanddynamicanalysisofdouble2layerellipticalreticulatedshell
WANGGuo2gang WEIJian2guo WANGGuo2zheng
Abstract:UsingANSYSanalysisprogram,thestaticanddynamicanalysisofdouble2layerreticulatedshellisdone,accordingtoitsconstruc2tioncharacteristics.Throughstaticanalysisofreticulatedshellwithdifferenthighisdone,andalsodothemodeanalysisofit.Theresultspro2videdthereferenceforthedouble2layerreticulatedshelldesign.Keywords:double2reticulatedshell,ellipticalreticulatedshell,static
收稿日期:2005208202
作者简介:贺广零(19822),男,北京科技大学硕士研究生,北京 100083
卢晋福(19512),男,硕导,副教授,北京科技大学,北京 100083王国玉(19812),男,北京科技大学硕士研究生,北京 100083
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第32卷第3期
山2006年2月
西建筑
当q=τbf时,c取临界值ccr,则:
ccr=
/2
.f3b.645
=bff0t0.855=0.2192
(15)
2.3 基于塑性极限定理推导临界保护层厚度
真实的极限荷载乘子是最小的运动可能荷载乘子m≤m3,3
用机动应力场σij及运动可能速度场vi3写出有间断场的虚功原理[3]:
m3
1)混凝土沿着翼缘肢尖45°方向开裂。根据抗冲切试验可
知,破坏试件都大致沿着翼缘肢尖45°方向开裂;从理论的角度来看,沿着肢尖45°面也是能量释放最快的切面,也就是断裂面。故此假设是有试验和理论依据的。
2)型钢翼缘对连接面处混凝土的挤压应力q是均匀分布的。这与试验是一致的。
3)初步假设保护层斜向劈裂面混凝土的正应力是均匀分布的,考虑到试验中该应力不均匀程度较严重,故须乘以一个应力不均匀因子
。
∫
ST
33εTivi3dS=σij ijdV+
V
∫
3
Γ3
∫
3
τs[vt]dS
(16)
其中,
Tv
∫
i
i
3
dS=qbfu。
因为被冲切的混凝土块体近似地处于均匀应力状态,故:
σε dV∫
ij
3
ij
=0。
τ[v∫
s
t
3
]dS=2τpuc=2τpuc2
(17)
根据式(17)有:
qbfu=2τpuc
(18)(19)(20)
当q=τbf时,c取临界值ccr,则:
0.645
τccr=τbfbf/(2p)=0.2192bfft
用应力不均匀因子
.ccr=0.219
2 临界保护层厚度的确定
2.1 基于拉断破坏模型推导临界保护层厚度
对于拉断破坏模型(见图2),2t(cθ)
当qτbf时,c具有临界值ccr,即:
τccr=
2/3
ft=1.4(f′c/10)
3表furlong[6]
ccr
()=ccr
孙国良[4]
b李红[5]6.25h
(1(2)(3)(4)(5)
特例3c钢骨规程[7]拉断模型剪切模型塑性极限式(15)、式(20)98.01
f′c
3100
梁:100
式(7)
柱:150100
109.9
74.72—
注:3特例指的是混凝土强度为C30,型钢翼缘宽度为300mm的型钢混凝土梁,计算过程中
根据欧洲模式规范CEB2FIPMC90,利用f′c与ft的关系可得:通过变形可得:
f′c=6.037f
3/2t
根据Charles.W.Roeder的试验结果[1],取局部最大粘结应力为:
/2
τ(6
)6.037f3t/2=0.5433f3bf=0.09f′c=0.09×t将式(6)代入式(3)中,则临界保护层厚度为:
3/2τccr=
t(7)
1)从表1可知,孙国良、李红基于试验数据拟合的公式认为,
临界保护层厚度仅与型钢的尺寸有关。显然,临界保护层厚度还与混凝土的强度有关,文中所得公式同时考虑了这两个因素,因而是相对合理的;比较钢骨规程规定值与文中公式所得值可知,在特例情况下,两者吻合较好,但是,文中公式所得临界保护层厚度具有更强的针对性,从工程适用的角度来说,能达到使设计优化的效果。2)利用剪切破坏模型(式(15))和塑性极限分析(式(20))得到的临界保护层厚度是相同的,这样相互验证了对方的正确性。利用拉断破坏模型(式(7))与剪切破坏模型(式(15))得到的临界保护层厚度是不一样的,真实的临界保护层厚度应取两者中的较大者。3)显然,型钢混凝土的保护层厚度不能低于临界保护层厚度,但是型钢混凝土保护层厚度并非越大越好。当混凝土保护层厚度较小时,粘结强度随保护层厚度的增加而增加,型钢混凝土保护层厚度对粘结强度有较大的影响;当混凝土保护层厚度较大时,保护层厚度对粘结强度的影响不明显,此时再增加保护层厚度就很不经济了。孙国良[4]、李红[5]都曾得出相似的结论。4)严格来讲,临界保护层厚度的确定应该综合考虑安全性、适用性和耐久性各方面的因素,在耐久性因素方面的考虑还有欠缺,有待进一步完善。文中的极个别参数还有待试验确定。
尽管确定的临界保护层厚度没有考虑耐久性方面的因素,同时极个别参数还有待进一步试验确定。然而,文中明确提出了型钢混凝土保护层破坏机理,弥补了单纯从试验和经验出发确定临界保护层厚度而破坏力学机理不明确的缺陷,为以后型钢混凝土
2.2 基于剪切破坏模型确定临界保护层厚度
对于剪切破坏模型(见图3),根据受力平衡有:
θθ=2τθθ
c=c1=c2=
(8)(9)(10)(11)
根据过镇海的研究[2],混凝土抗剪强度τp为:
0.57τp=0.38fcu
又根据过镇海的研究[2]可得:
2/3
ft=0.251fcu
(12)即:fcu=(3.984ft)3/2
代入式(10)中,则:
0.57
τ=0.38[(3.984ft)3/2]0.57=1.239f0t.855(13)p=0.38fcu
代入式(9)中则:
c=
(14)
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碳纤维片材加固混凝土结构技术规程应用探讨
尹显南 赵志曼
摘 要:对碳纤维加固混凝土结构技术规程基本计算公式的适用范围进行了进一步的界定,推导出了二次载入的梁处于
Ⅱa阶段以后在不卸载的情况下的计算公式。
关键词:碳纤维片材,钢筋混凝土梁,适用范围,不卸载中图分类号:TU312文献标识码:A
引言
RC梁的加固技术被越来越广泛地应用于土木工程中,以满
凝土之间不发生剥离破坏。5)碳纤维片材的拉应力σcf应取碳纤
ε维片材弹性模量Ecf与其拉应变εcf的乘积Ecfcf。从以上假定可知,碳纤维片材在整个受力过程中处于弹性状
态;εcf与εi都是平均应变,且都满足平截面假定。
足新的荷载需要和改正在设计计算、施工缺陷或薄弱结构等工程
实际上的一系列错误。加固技术也可用来修补因意外的或自然的灾害而严重损伤的结构,特别是因腐蚀而承载力大大削弱的年久的钢筋混凝土结构。因此,加固技术被看作一种现代技术,并取得了很大的成就。众所周知,高强度高模量的碳纤维具有许多重要的优点:自重轻、耐腐蚀和应用便捷等。自重轻可以减少施工时间和工程造价,因为不需要重型机械。应用时,不仅可以一层一层地粘贴使用,还可以以薄板的形式使用。为适应碳纤维加固技术的应用与发展,我国现将CECS146∶2003碳纤维片材加固混凝土结构技术规程推荐给设计、施工、使用单位采用。该规程较全面地给出了碳纤维加固设计的基本公式,很好地满足了工程设计的需要。经过多年的工程实践,进一步界定,以保证工程设计的安全1.2 基本公式
1)当混凝土受压区高度ζcfbh
εM≤fcbx(h0-0.5x)+EcfcfAcf(h-h0)+f′yA′s(h0-αs)(1)
x与εcf按下式确定:
εfcbx=fyAs-f′yA′s+EcfcfAcf
x=
(2)(3)
εεcu+εcf+)b:
fys(h0-5b[cf]Acf(h-h0)
(4)
,;As,A′s为受拉钢
;Acf为受拉面上粘贴的碳纤维片材的截面面积;fy,f′抗压强度设计值;y为受拉钢筋和受压钢筋的抗拉、
fc为混凝土轴心抗压强度设计值;Ecf为碳纤维片材的弹性模量;
x为等效矩形应力图形的混凝土受压区高度;ζcfb为碳纤维片材
1 1.1 基本假设
1)假定[3]。2)达到受弯承载力极限状态时,碳纤维片材的拉应变
εcf根据截面应变保持平面的假定确定,但不应超过碳纤维片材的允许拉应变[ε3)当考虑二次受力影响时,应根据加固时的荷cf]。
载情况,按截面应保持平面的假定计算加固前受拉区边缘混凝土的初始应变ε4)达到受弯承载力极限状态前,碳纤维片材与混i。粘结滑移性能的研究和型钢混凝土规范的制定提供了参考。参考文献:
[1]C.W.Roeder.CompositeandMixedConstruction[M].Published
byASCE,1984.64266.
[2]俞茂宏.混凝土强度理论及其应用[M].北京:高等教育出版社,2002.85287.
[3]孙炳楠.工程弹塑性力学[M].杭州:浙江大学出版社,1999.42244.
达到其允许拉应变与混凝土压坏同时发生时的界限相对受压区
.ε高度,取;εcu为混凝土极限压应变,取0.0033;εi为εcu+[εcf]+εi受拉边缘的初始应变;εcf为碳纤维片材的拉应变;ζb为非加固梁
ε界限破坏时的相对受压区高度,ζ;[εb=cf]为碳纤维片材的εcu+εs
[4]孙国良,王英杰.劲性混凝土柱端部轴力传递性能的试验研究与计算[J].建筑结构学报,1989(6):77279.[5]李 红.型钢与混凝土粘结性能的试验研究(硕士论文)[D].
西安:西安建筑科技大,1995.
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[7]中华人民共和国行业标准(YBJ9029297).钢骨混凝土结构设计规程[M].北京:冶金工业出版社,1998.97299.
TheanalysisofcriticalconcretecoverofSRCstructure
HEGuang2ling LUJin2fu WANGGuo2yu
Abstract:Throughtheconstructionoftensilefailuremodelandshearfailuremodel,basedontheupperboundtheoremoftheplasticlimitanal2ysis,thecriticalconcretecoverisdeducedandcomparedwiththeexperimentalandspecificationregulateddata,thispaperwillbehelpfulforthefurtherexperimentalresearchesandstudiesonthebond2slipbehaviorsofSRCstructures.
Keywords:SRCstructure,concretecover,tensilefailuremodel,shearfailuremodel,plasticlimitanalysis
收稿日期:2005208218
作者简介:尹显南(19752),男,昆明理工大学研究生,云南昆明 650224
赵志曼(19622),女,教授,昆明理工大学,云南昆明 650224