翻译混凝土复合型钢组合梁的挠曲强实验性研究

1、混凝土复合型钢组合梁的挠曲强度实验性研究摘要这项研究尝试提出在复合型材梁中使用预制抗弯钢筋的方法来提供抗弯强度。型钢板可以替代模板，并且有效提高抗剪强度和抗弯强度和减少长久绕度变形的发生。作为实验结果，改进的MPB-CB2组件比先前发布的MPB-CB和MPB-LB组件具有更高的强度和延性。 都是基于MPB-CB2系列组件形成的T形截面区与用螺纹钢强化抗弯，MPB-RB系列组件比起MPB-RT系列具有更高的初始刚度、抗弯刚度和延性。MPB-RT系列组件的抗弯强度减弱，可能由于所建立的T形截面底部填充低强度混凝土引起。利用最小屈服强度理论比较理论值和实验值，实验值与理论值的比值一般在0.9或者更高

2、，除了MPB-RB16和MPB-RT16系列组件。它们在相同截面下具有更高的强度，这意味着钢筋混凝土复合型钢组合梁在最小屈服强度理论下，具有更高的可应用性。关键词：组合的，复合型钢，挠曲强度，弯曲钢筋，预制1、 简介除了钢筋以外，每种增强材料被研究为了提高钢筋混凝土两的强度和延度。在这些增强方法中，复合型钢板早先作为垫板被用于楼板，这种复合的概念扩展到梁的研究开始于二十世纪九十年代的澳大利亚。现有的方法包括通过螺栓（Oehlers等人，1997、2000）或者粘合剂（Oehlers等人，2000）在钢筋混凝土梁的两边加上侧向板，并且用FRP（Minglan等人，2004）和CFRP（Kim等人

3、，2004）加固。作为当前关于复合型钢组合梁的研究，Oehlers（1993）进行了一组对比性实验，比较两侧加入复合型钢板梁和普通钢筋混凝土梁的抗弯强度和抗剪强度。并且得出基于在刚体塑性分析理论下的剪切连接率的复合型钢梁抗弯强度的计算公式（Oehlers等人，1994）。Briande Uy等人比较了复合型钢梁和钢筋混凝土梁的弯曲-曲率特征图与通过滑移应变参数理论公式得到的数据进行了对比（1995）。而且，应用理论公式进行各种变化的数值分析（Brian Uy等人，1995）。在先前的研究中（Ahn等人，2007），作者建议侧边和底部的C形和唇形组件，并且对于螺栓连接的参数和张拉钢板的加固进行研

4、究。这样，当前的研究与以往的研究有以下三个区别：首先，引进了永久复合型钢板模板替代当前的临时性模板的想法；这种复合型钢板能够大大提高抗弯和抗剪能力如同临时模板的功能一样，并且增强梁的刚度。其次，当前的SC梁在工厂中统一规格预制而在建筑工地使用，然后组合构件的概念引入到复合型钢梁中，这使得构件能够在所需的尺寸自由成型一次拼装完成。第三，在必要的部位加入一定量的复合型材来增加抗弯刚度。根据这个概念，在研究中，一个加强版的复合型钢板（即MPB)组合梁形成，其应用性得到提升。为了提升构件安全性，MPB被使用而获得必要的抗弯强度。一组对比分析在刚体塑性分析理论与实验数据之间进行。经过这些努力，研究试图通

5、过测量和分析每个部分构件的性质证实复合型钢板组合梁（即MPB-R）的可应用性。2、 MPB-R的挠曲强度根据Oehlers提出的理论方法的方程（1993,1994）分析MPB组件。实验中复合型钢梁的截面形状和分析数据显示在图表一中。MPB-CB2为MPB-CB底部加强组件的样本，被用于先前的实验研究中（Ahn等人，2007）。MPB-RT为利用焊接T形截面强化的样本，MPB-RB为利用螺纹钢筋强化的样本，在理论方程中，强化的强度由Pr表示。图表二a显示图表一中a样本中的组件，图表二中显示图表一中b、c、d样本中的组件。截面形状和T形种类的尺寸和钢筋的强度由表格一表示。2.1 如果组件相对滑移未

6、出现图表三表示混凝土构件的性质。如果加强型混凝土构件受弯并受压，混凝土构件和粘结压力会分别形成受拉部分和受压部分，引起弯矩。考虑力的平衡，混凝土加强组件的压应力和拉应力可以由下列公式表示： （1）这里，Cc是混凝土所受的的压力，Pb是混凝土和复合型材的粘结力，Pr为复合型材的压力。轴心压力Nc可以概括为： （2）图表四表示复合型钢的性质，Np表示中性轴。混凝土与复合型钢整体的力的平衡，只有在粘结应力作用方向在混凝土拉力方向和复合型材的压力方向的条件下成立。这样，力的平衡方程表示为： (3)在这，Pc=复合型钢受压部分的压力 Pt=复合型钢受拉部分的拉力图表四c表示在图表四b的拉力区添加压力，并

7、在拉力fy在复合型材的压力区，这样没有改变力的平衡。当等式三转换为图表四c所示的合力分布，从而得出下面的公式： （4）在这，te为有效厚度，表达为，参照图表一所示，S为复合型材的总长，t表示复合型材的厚度。通过方程4，复合型材的轴心力Np可概括为： （5）MPB-R组件所能承受的弯矩为Mp，如图表一d和图表二d所示，这包含截面上半部分端部产生的弯矩；粘结力所提供的抗弯值为零，因为它们的作用方向相反，并作用在上下两部分的同一位子。 （6） 完全剪切连接完全剪切连接后，滑移为零，导致Nc=Mp。因此，（Pb）fsc，在完全剪切连接情况下，由等式（2）和等式（5）得： （7）在完全剪切连接情况下，可

8、以通过方程（7）的（Pb）fsc带入方程（2）和方程（5）得到Nc和Np，然后将所得的结果带入方程（6）。 部分剪切连接Nc和Np的每个数值，根据剪切连接的角度改变（Pb）fsc值代入得到弯矩值，替代公式（6）中的Mp。例如，如果剪切连接率为50%，（Pb）psc=0.5 x（Pb）fsc。这里的剪切连接率为。 无剪切连接当Pb=0时，没有剪切连接，并且从方程（2）得，从方程（5）中得。通过分离混凝土和复合型钢，弯矩由两个单独的力表示出来。2.2 在组件之间出现滑移 部分剪切连接（psc）如果滑移出现在MPB组件之间，复合型钢和混凝土的应变分布如图表五b和e所示，应力分布如图表五的c和f所示。

9、在这种情况下，通过在无滑移的复合型钢施加相等的压力来获得方向向上的弯矩（Mp）。弯矩的方向朝向强化混凝土的顶部，并且复合型钢承受的弯矩与相应的滑移部分相同。 （8）在这，P（a）：无滑移部分钢板承受的拉力 hc:样本的高度 hm:组件的高度 Mm：每个滑移率对应的组件部分弯矩 Cc：在完全剪切连接条件下，混凝土承受的压力 Pr：复合型材承受的拉力 de：复合型材中心至压力作用边缘的距离 h3:编号为3的组件的中心距例如，如果滑移比率为30%，则复合型钢70%的拉力作用形成整个截面的弯矩，即为P（a），并且30%拉力形成复合型钢自身的弯矩Mm。 无剪切连接（nsc）（Mp）nsc，在混凝土和复合

10、型钢对于MPB-R组件不存在粘结力时，为每个组件和这些的混凝土和内力构件产生的弯矩之和。3、实验步骤3.1 测试样本在这些试验中，对于拉力增强性，增强能力通过条状和平面状两种情况下测定。总共为此实验准备了七个实验样本：MPB-RB 10通过四根直径为十毫米的螺纹钢加强，MPB-RB13样本通过四根直径为十三毫米的螺纹钢加强，MPB-RB16样本通过四根直径为十六毫米的螺纹钢加强；MPB-RT10样本通过钢板强化，其截面积与直径为十毫米的螺纹钢截面积相近，MPB-RT13样本与直径为十三毫米的螺纹钢截面积相近，MPB-RT16样本与直径为十六毫米的螺纹钢截面积相近；而CB2样本未进行强化。组件之

11、间的连接通过直径为八毫米、长度为二十五毫米的螺栓间隔二百毫米布置。对于强化的CB2样本，通过与现存的CB样本就行对比，评估其增强的表现，并且强化构件的对比分析在理论值和实验值之间进行，根据强化的情况去确定刚度和强度的提高程度。3.2 材料实验 混凝土抗压强度试验在这个样本中的混凝土具有二十四兆帕的抗压强度，并且在现场浇筑后养护。使用KSF2403器具制作的样本在与实验相同的环境下养护，筒形混凝土抗压强度在养护二十八后测得的强度为二十六兆帕。 复合型材抗拉强度实验此实验样本使用的复合型钢为Q235号钢和KSD3503冷轧钢板。两个样本以不同的直径和厚度制作。3.3 加载和测量对实验样本进行加载，

12、两个490KN的通用测试器以集中荷载形式作用在样本上，如图表七所示。在梁中心的左右两侧分别放置一个LVDT用来测量梁的位移。钢板应变计粘结在侧边组件的顶部、中间和底部，在梁的顶部和底部。混凝土应变计粘结在梁顶部的中心位置用来检查混凝土在受压方向的应变情况。4、实验结果4.1 破坏形式 MPB-RB和MPB-CB2图表八表示MPB-RB和MPB-CB2的破坏形态。随着最大负荷后的应变增加，在集中荷载作用处的钢板底部出现局部屈曲。随着应变的增加，组件之间的明显分离发生在局部屈曲处的底部，并且侧面钢板屈服如图表八f所示。对比CB2组件，MPB-RB系列样本在两边的尽端顶部屈服而出现裂缝，这表明内部的

13、螺纹钢给混凝土提供了足够的强度。 MPB-RT图表九表示MPB-RT的屈服破坏后的形态。与混凝土在最大荷载作用下受压屈服相比，局部屈服仅出现在集中荷载作用处附近的钢板，钢板屈服后应变不断增加，并且组件之间突然发生分离。对比MPB-RB系列组件，T10样本之间两端的顶部出现少许裂缝，但没有裂缝出现在其他位置因为T形截面不封强化材料为提供足够的承载力。4.2 荷载-位移与荷载-应变曲线 荷载中心的位移图表十表示各样本之间荷载-位移曲线之间的对比。大多数样本显示出足够的位移变形能力。MPB-RT系列强化样本比起未强化样本具有更低极限强度，尽管它们有钢板强化。而经钢筋强化的MPB-RB系列样本，样本B

14、10和B13在极限荷载后没有达到塑性稳定状态，只是承载能力急剧下降。MPB-RT系列组件强度下降最多，由于T形截面的底部填充低强度混凝土并在钢板与混凝土之间产生滑移。 高强度纤维混凝土的荷载-应变曲线图表十一显示高强度混凝土荷载-应变曲线。MPB-CB2系列样本混凝土应变随着荷载的增加而增加，混凝土的应变值可以达到6000；这样，可以认为混凝土对于强度的增加做出了重要贡献。由于在极限荷载作用下出现急剧的增长，MPB-RT系列样本表现出压缩屈服破坏的形态。而MPB-RB系列样本未表现出急剧的应变增长或者超过材料的实验测定的极限应变，这表明在极限荷载作用下具有较好的延性。 底部钢纤维荷载-应变曲线

15、图表十二表示底部构件的荷载-应变曲线。MPB-RT系列组件包括MPB-CB2组件表现出较大的应变能力，因为随着荷载的增加而应变增加，并且更低的组件位置较大程度的影响着弯矩值。相反的，MPB-RB系列样本知道实验结束也没有超过屈服应变值。 强化材料的荷载-应变曲线图表十三表示混凝土强化构件的荷载-应变曲线。对于MPB-RT系列组件，应变测量通过在T形强化材料的顶部粘结应变计来测量，而MPB-RT10样本测量仪在早期就失效。MPB-RT系列强化材料与混凝土在早期均承受拉力，随着与混凝土之间发生滑移分离而承受压力。在极限荷载作用下，强化材料与混凝土完全分离，MPB-RT16系列样本发生压力屈服。在M

16、PB-RB系列中，B10样品表现出较大的应变并且达到屈服，而B13和B16样本应变相当于屈服应变的一半。结果，B10样本，其强化构件屈服，达到极限强度，其数值最接近理论值。4.3 分析和讨论 弯曲强度分析1） CB2系列组件和原始复合型钢梁之间比较，作者为Ahn等（2007）图表十四表示复合型材的截面形状，表格四表示理论和实验的极限荷载值和改进后的CB2和复合型材梁（MPB-CB，MPB-LB）样本的初始截面刚度比。截面积比值等于每个样本的截面积除以CB2样本的截面积。CB2的负荷比值为0.84，这高于CB的0.76与LB的0.8，并且接近单独不均匀截面值0.88。初始刚度与先前的发布样本具有

17、相同的模式。图表十五显示，改善后的CB2样本具有足够的延度和完全塑性稳定阶段出现在荷载超过极限荷载时。这样，可以认为CB2样本具有更好的抗弯性能，比起所有的LB系列样本，其具有足够的刚度不过当荷载超过极限荷载时，承载能力迅速下降。而CB系列样本，没有充分表现出强度。2） MPB-RT系列组件受力分析表格五显示理论极限荷载与实验极限荷载的比较。理论最大荷载以组件之间完全相互连接并且复合型材与混凝土之间完全连接的假设为计算基础。对于CB2样本，Pme/Pmt的值为0.84。利用第二节中所推到的方程对进行CB2的受力分析，在完全连接无滑移情况下，极限荷载值为271KN；在50%的粘结率无滑移情况下，

18、极限荷载值为240KN；在20%的滑移率情况下，极限荷载值为224KN。其中226KN的实验值与组件之间低粘结力无滑移的理论值比较接近。而且，滑移的发生如同图18a所示的复合型材侧向应变的改变，这里可以应用2.2.1章节的理论。在这，滑移比率即为复合型材比率通过复合型材滑移产生的弯矩进行分配。对于MPB-RT系列样本实验值低于理论值。 这个结果只要由在强化构件与混凝土之间失去粘结、低强度混凝土填充在T形强化构件的底部引起。因此，T形强化构件截面对于抵抗玩具能力较差。样本的理论强度由最小屈服压力fy代替实验测定的材料性能去计算Pmt2，并将计算值与实验值比较，比较的数据如表格四表示。在这，型号为

19、SS400钢板fy=235MPa，型号为SD400钢筋fy=400MPa。对比结果表明：除了T16其余实验值与理论值均比较接近。3） MPB-RB的受力分析对比表格六中的理论值与实验值的最大弯矩值。B10系列的样本具有最好的抗弯性能在所有强化样本中，其Pme/Pmt值为0.75。通过第二章节得出的理论方程分析实验结果，在完全连接无滑移的情况下，极限强度为327KN；在50%的连接率无滑移情况下，极限强度为309KN；在35%的滑移率情况下的246KN的实验值与在组件之间作用低压力有滑移存在情况下的理论值比较相似。而且，组件之间滑移发生如图表十八d，侧边复合型材应变的改变量，在这，章节的理论能够

20、得到应用。除了B10样本，B13与B16样本的实验值与理论值的比值分别显示为0.68与0.63的低比例比值。这表明强度值并没有随着低强度的混凝土填充与薄弱环节填充混凝土而对实验产生削减影响。如果受压强度随着在受压区添加钢板，在受压区引进T形截面去协助复合材料延缓发生屈曲现象，更好的MPB可以被研发出来。对于B10，在实验值Pmt2与理论值Pme之间的比值为1.07。对于B13为0.90，对于B16为0.84.在所有强化样本中，只有B10的数值超过1的。 初始刚度样本的初始刚度计算结果如表格七所示。初始刚度定义为：屈服荷载与极限荷载之间的比值；屈服挠度为极限荷载与60%的极限荷载刚度衔接的纽带；

21、并且强度即为屈服强度。MPB-RT系列样本表现出与CB2相似的刚度，强化材料的截面不影响刚度的增长。相反，PMB-RB系列样本比MPB-RT系列与CB2更大的刚度，意味着强化构件的强化影响影响着构件刚度。尤其，T10的初始刚度至少为18.9，这就意味着混凝土未紧密地填充在T形强化材料的底部。 每个样本应变计所在位置的应变分析图表十六表示侧边组件的荷载应变的分布情况。竖向轴上的1至9编号表示应变计的位置，在表格七中表示，水平轴线表示应变。加载被分为四个阶段，每个加载过程应变计位置的分布被表示出来。加载过程一，荷载为极限荷载的20%；加载过程二，荷载为极限荷载的50%；加载过程三，荷载为极限荷载的

22、80%；加载过程四，荷载为极限荷载值。为了更好的理解每个实验过程的应变分布，荷载过程的应编制有一些直线连接起来。编号13表示上部组件，编号46表示中心组件，编号79表示底部构件。在所有样本中，加载过程一和二，当达到荷载极限强度的50%时，在组件之间出现一些滑移现象，并且保持恒定线性状态。加载荷载越大，组件之间的滑移也越大，侧面复合型材未表现出完全塑性现象，这表明实验弯矩强度没有达到完全塑性状态下的理论值。对于CB2，其实验值最接近于完全塑性状态下的理论值，侧面复合型材对于提高强度的缘故为复合型材在拉力方向的应变超过在极限荷载下的屈服应变。对于MPB-RB系列在受压侧的应变，B10完全表现出屈服

23、应变。对于受拉侧，B16样本的底部组件的底部达到屈服。尤其，MPB-RB系列受拉侧的应变普遍小于MPB-RT系列的应变，由于内部钢筋强度分布的影响。5、结论对于改进并强化的MPB材料的弯曲现象的实验与理论分析，可以得出以下结论：l 对于强化的MPB-CB2材料，实验值与理论值之间的比值为0.85，高于现存的MPB-CB的0.76与MPB-LB的0.8，而且在极限荷载后表现出较好的形变能力与塑性平稳阶段。因此，MPB-CB2样本比MPB-LB样本具有更稳定的截面，在极限荷载后具有更大的刚度但承载能力急剧下降。比起其他样本，其表现出更好的抗弯性能。l MPB-RT系列样本T10，T13，T16表现

24、出于MPB-CB2相似的刚度，表明强化材料的截面形状对于刚度的增长不产生作用。然而，MPB-RB系列样本B10，B13和B16表现出比MPB-RT和MPB-CB2更大的刚度，表明强化构件的强化作用对于刚度的影响。l 在所有样本中，在大于极限荷载50%的情况下，在组件之间基本不存在滑移情况，保持持续恒定线性。然后，随着荷载值的增加，组件之间的滑移也增加。超过极限荷载以后，组件之间的分离变得明显。在所有样本中的侧面复合型材没有出现完全塑性现象。l 对于完全连接无滑移情况下，荷载实验值与理论值之间的比值，MPB-RT10的值仅为0.66，而MPB-RT13的值为0.66，MPB-RT16的值为0.5

25、7，MPB-RB10的值为0.75，MPB-B13的值为0.68，MPB-B16的值为0.63。由于低强度混凝土的填充与图层混凝土的面积不足，强度并没有提高。除了MPB-T16和MPB-B16，在所有样本中，使用最小屈服强度fy荷载比超过0.9。MPB强化材料的可以应用最小屈服强度fy。参考文献1、Ahmed, M., Oehlers, D.J. and Bradford, M.A. (2000), “通过锚固型钢板在两侧强化混凝土梁。第一部分：性质与实验”, Struct. Eng. Mech., Int. J ., 10(3), 211-226.2、Brian Uy, and Andrew

26、 Bradford (1995), “复合型钢梁的延性。第二部分：实验研究”, ASCE J. Struct.Eng., 121(5) , 876-882.3、Brian Uy, and Andrew Bradford (1995), “复合型钢梁的延性。第一部分：分析研究”, ASCE J. Struct. Eng. ,121(5) , 883-889.4、Hyung-Joon Ahn, Soo-Hyun Ryu (2007), “复合型钢梁的挠曲强度的试验研究” Steel Compo. Struct. An Int. J ., 7(1) , 71-85.5、Minglan Peng and Zhifei Shi (2004), “利用FRP型钢板强化钢筋混凝土两的界面特点” Struct.Eng. and Mech., An Int. J., 18(3), 315