纤维增强塑料筋混凝土板的变形研究.pdf
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1、第 3 0卷 第 9期 2 0 1 3年 9月 长 江科学 院 院 报 J o u r n a l o f Y a n g t z e R i v e r S c i e n t i fi c Re s e a r c h I n s ti t u t e V0 1 3O No 9 S e p 2 0 1 3 D OI : 1 0 3 9 6 9 j i s s n 1 0 0 1 5 4 8 5 2 0 1 3 0 9 0 2 1 2 0 1 3 , 3 0 ( 0 9 ) : 1 0 61 0 9 纤维增强塑料筋混凝土板的变形研究 张亚坤 。 侯黎黎 ( 1 黄河水利职业技术学院, 河南
2、开封4 7 5 0 0 4 ; 2 小流域水利河南省高校工程技术研究中心, 河南 开封4 7 5 0 0 4) 摘要: 通过纤维增强塑料筋混凝土四边简支双向板的冲切性能试验, 得到试验双向板的荷载 一挠度曲线以及挠度 分布图。试验表明, 在冲切破坏发生之前, 试验双向板的变形主要是弯曲变形; 冲切纤维增强塑料筋混凝土双向板 荷载 一 挠度曲线的主要影响因素的分析成果, 为纤维增强塑料筋加强混凝土结构在工程中的应用和对混凝土板冲 切问题的深入研究可提供试验依据。 关键词 : 双向板; 变形 ; 冲切 中图分类号 : T U 3 7 5 文献标志码: A 文章编号: 1 0 0 1 5 4 8 5
3、 ( 2 0 1 3 ) 0 90 1 0 6 0 4 混凝土双向板 的荷载 一挠度曲线 ( P一 曲线 ) 反映了结构构件在承载能力 、 变形 、 延性、 能量吸收等 方面的性能 , 因此, 研究混凝土双向板 的 P一 曲 线具有重要意义。集中荷载下混凝土双向板板面的 变形不仅关系到冲切破坏机理的解释, 而且涉及到冲 切破坏模式的建立, 然而在以往混凝土双向板冲切性 能的研究中, 往往忽略了对冲切板变形的专 门研究 , 尤其是偏置荷载下纤维增 强塑料 ( F i b e r R e i n f o r c e d P o l y me r , 文中称 F R P ) 筋混凝土双向板方面的研究
4、更 为罕见。本文首次对偏置荷载下 F R P筋混凝土双向 板的变形及其与荷载的关系曲线进行了分析。 l 8 0 0 mm l 8 0 0 mi l l 1 5 0 m m 的方形板 , 支承采 用 四边简支, 净跨为 1 5 0 0 m m, 施加偏置集中荷载 , 加 载面积为 1 5 0 m m1 5 0 m m 的 正 方 形 , 加 载 位 置 见 图 1 , 应变测点布置见图2 , 试件设计参数如表 1 所示。 图 1 试验双 向板示意图 2 试 验 双 向 板 荷F i g 1 S k e t c h o f t w o - 载 一 挠度曲线 嗍 m “ 鹳 试 验 设 计 过 程
5、嚣 是 臻 lI自 试验设计是单面配置玄武岩 F R P筋的混凝土双 坏。当荷载较小时, 混凝土板基本上处于弹性工作阶 向板构件 , 试件设 计如 图 1所示 , 共计 8块 尺寸为 段 , 荷载与挠度呈线性增长; 自第 1 条裂缝出现之后, 表 1 双向板构件基本参数 Ta bl e 1 Bas i c par ame t e r s of t wo wa y s l a bs 板号 mm m m 蚴 m m 一 m m 度 纵 向受力筋 F R P筋 ( (Pl O ) 配筋 根 配筋率 钢筋 ( 1 6 ) 配筋 根 配筋率 1 3 0 97 4 0 3 0 0 2 9 0 2 9 0
6、5 5 0 4 2 0 4 2 0 4 2 0 4 2 注 : 钢筋 、 F R P筋均采用钢筋 网及 F R P筋 网下层布置 , 保护层厚度 1 5 m m。 收稿 日期: 2 0 1 3一 O l一1 3 ; 修 回日期: 2 0 1 3一 o 8 0 3 作 者 简 介 : 亚 母 ( ? 3 一 ) ,男 , 河 南 宝 丰 人 , 助 教 , 硕 士 , 从 事 水 工 新 材 料 及 其 结 构 性 能 方 面 的 研 究 , ( 电 话 ) 1 8 2 3 7 8 3 2 7 8 2 ( 电 子 信 箱 ) h a n g y k yi 3 t i e duC n 如 加 5
7、5 5 5 5 5 5 5 如 如 如 如 如 如 如 8 8 8 8 8 8 第9期 张亚坤 等 纤维增强塑料筋混凝土板的变形研究 _ , I 】 2 r一 1 寸 ,3 加 载位置 L 一 J I 】4 5 】 6 l - 2 j 3 加载位置 , 4 5 , 6 7 ( a ) 双偏置 ( b ) 单偏置 图2板面应变测点布置 H g 2 La y o u t o f s t r a i n m e a s u r e m e n t p o i n t s o n t h e s l a b P W曲线的曲率有所减小, 曲线逐渐偏离荷载轴, 但 曲线仍然近似呈线性变化 ; 至破坏荷载的
8、 8 0 左右 , P W曲线开始弯向挠度轴 ; 达到极限荷载时, 冲切锥 形成 , 试验双向板 的承载力大幅度下降; 之后荷载逐 渐稳定在破坏荷载的 1 0 3 0 , 此时试验双向板加 载中心的挠度约为破坏时的 3 4倍 ; 试验双向板的 变形在残余荷载的作用下继续不断发展, 直到构件最 终失去承载能力 J 。 P W曲线的形状、 最高点、 斜率等特征随混凝土 强度等级、 F R P筋配筋率、 荷载作用位置, 以及钢筋、 F R P筋用置量的变化而变化 , 如图 3所示。 3 0 o 2 5 O 2 0 0 藿 l 5 o l 0 o 5 0 w mm ( a ) 混凝土强度影响 w mm
9、 ( c ) 荷载作用位置影响 4 00 3 5 0 3 0 0 l 0 O 5 0 w mm ( b ) F R P 筋配筋率影响 0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 w mm ( d 】 钢筋、F E P 筋用量影响 图 3 P一 I, 曲线 F i g 3 P w c u r v e s 从图 3 ( a ) 不难看出, 混凝土强度等级越高, 在相 同荷载作用下的挠度 w越小 , 但是破坏时的承载力越 高。这是 由于其它条件相同的情况下混凝土强度 等 级越高的构件其刚度越大 ; 混凝土强度从 C 2 0变化到 C 3 0, C 4 0, 对应的试验板冲切极 限承载力分别提高了
10、 3 7 , 3 9 。P W曲线与挠度轴所包围的面积代表 试验双向板发生冲切破坏的整个过程中构件吸收能 量的能力 J 。由图 3 ( a ) 可知, 随着混凝土强度等 级的提高, F R P筋混凝土双向板破坏时的耗能能力不 断增强。 如图 3 ( b ) 所示, I 筋配筋率越高的双 向板 , 在 相同荷载作用下的挠度越小, 但是破坏时的承载力越 高; 随着 F R P筋配筋率的增大, 试验双向板的冲切极 限承载力有增大趋势。而且增 幅较大 , 近似线性增 加 。F H P筋配筋率从0 2 9 变化 到0 4 2 , 0 5 5 , 对应的试验板 冲切极 限承 载力分 别提 高 了 4 5
11、, 6 8 。根据图3 ( b ) 中每条 P一 曲线与挠度轴所包 围面积的大小可知: F R P筋配筋率越高的试验板 s 发生冲切破坏时的耗能能力不及 F H P筋配筋率较低 的试验板 S 。 从图 3 ( c ) 可以看 出, 单偏置荷载作用下的双向 板 , 在相同荷载作用下的挠度较双偏置荷载作用下的 双向板小, 而且破坏时的承载力较小。从 图 3 ( c ) 中 不同荷载位置下的P一 曲线下的面积可知: F R P筋 混凝土双向板在偏置荷载作用下荷载作用位置与构 件的变形耗能能力关系不大。 从图3 ( d ) 可以看出: F R P筋取代部分钢筋时, F R P筋配筋率越高的双向板 ,
12、在相同荷载作用下的挠 度越大 , 但是破坏时的承载力越低。从图 3 ( d ) 中每 条P W曲线下的面积可以看出, 钢筋混凝土双向板 发生冲切破坏过程 中的耗 能能力最差 , 而随着 F R P 取代钢筋数量的增加 , 试验双向板发生冲切破坏过程 中的变形及耗能能力不断增强。 3 试验双 向板板面变形分布 试验双 向板在冲切破坏发生之前, 板的变形为弯 曲变形 , 板底受拉面在冲切锥附近没有明显的相对转 动 , 也没有明显 的相对错动 3 卜 引。试验双 向板实测 板面变形情况如图4所示。 试验双向板 S , S , S 的混凝土设计强度分别为 C 2 0 , C 3 0 , C A O ,
13、 其它参数均相同。根据试验 中测得的 挠度数据得知 , 双向板 S 发生 冲切破坏时的最大挠 度值 分 别 比双 向板 S , S 的 最 大 挠 度 值 减 小 了 5 5 7 和5 2 7 , 见图4 ( e ) , 图 4 ( g ) 和图 4( h ) 。因 为当混凝土强度处于较低水平的时候 , 在集中荷载作 用下, F R P筋混凝土双向板荷载作用中心及其附近的 局部在多向应力状态作用下的拉应变极易超过混凝 土的极限应变 , 从而产生以加载中心为交叉点的十字 裂缝 。随着荷载继续增加 , 裂缝继续发展 , 冲切承载 力主要由 F R P筋 混凝 土双 向板 中的混凝土部分提 供, 而
14、混凝土强度较低, 试验板便在荷载不是很大的 情况下发生冲切破坏, 由于荷载不大, 故试验板的挠 度来不及在足够大的荷载下充分发展, 致使试验板加 载中心的最大挠度较小。而从混凝土强度为 C 3 0的 s 到混凝土强度为 C 4 0的 S 。 , 试验双向板的最大挠 长江科 学院院报 2 0 1 3年 2 3测 鼍 5 6 1 2 3滑 点 4 5 6 图 4实测板 面变形分布情况 Fi g 4 M e as ur e d d i s pl a c e me nt di s t r i b ut i on o n t he s ur f ac e oft e s t s l a b s 度值却减
15、小了1 9 1 。这是因为较高强度等级 的混 凝土其脆性也越大的缘故 , 从而使双向板 s 的破坏 来得较 S 更为突然 , 因此 , 发生冲切破坏时的最大挠 度值 s 较 s 有所减小。 试验双 向板 S , , S , S 的 F l I P筋配筋率分别为 0 2 9 , 0 4 2 , 0 5 5 , 其它参数 均相 同, 根据试验 实测数据可知 , F R P筋配筋率为O 2 9 的试验板 s 发生冲切破坏时的最大挠度值分别 比 F R P筋配筋率 为0 4 2 , 0 5 5 的试验板 s , s 的最大挠度值减小 了7 6 8 和2 9 2 3 , 见图 4 ( O ) 、 图 4
16、 ( d ) 和 图4( e ) 。 这说明随着试验双向板中F R P筋配筋率的增大, F R P 筋混凝土双向板发生冲切破坏时的挠度有较小的趋 势。因为随着 F R P筋混凝土双向板中的 F R P筋数量 的增多, 试验双向板的刚度增大, 从而使试验双向板 在集中荷载荷载下的变形能力减弱。 试验板 s 为仅配置钢筋的双向板、 s 为仅配置 F R P筋的双 向板 、 S 为使用部分钢筋取代部分 F R P 筋的双向板。从试验结果 可以看 出, 随着试验板 中 F l I P筋取代钢筋数量的增加 , 试验板 S , S 发生冲切 破坏 时 的 挠 度 值 分 别 较 S 的最 大 挠 度 增
17、加 了 6 7 6 6 和1 6 5 9 1 。可见, F R P筋混凝土双 向板变 形能力远较钢筋混凝土双向板的变形能力强, 钢筋的 弹性模量较 F R P筋的弹性模量大, 在其它条件相 同 的情况下的 F R P混凝土构件的刚度要远远小于钢筋 混凝土构件的刚度, 因此在混凝土双 向板 中, F I L 1 ) 筋 的加入可以使混凝土双向板发生冲切破坏时的变形 性能得到很大程度的改善。 如图 7可知 , 试验双向板在偏置集中荷载作用下 的板面挠度在加载中心处最大, 而且板面挠度 自加载 中心向板边递减 , 靠近加载中心( 测点 3 ) 的测点 2 、 测 点 4的挠度值相对较大 , 而距离加
18、载 中心较远的测点 1的挠度值相对较小。由此不难判断 : 试验 F l I P筋混 凝土双向板在偏置集 中荷载作用下的破坏属于局部 破坏, 破坏发生在集中荷载作用中心及其附近区域 。 随着荷载级数的增加 , 各个测点的挠度值均呈增 加的趋势 , 试验双 向板开裂之前 , 各测点挠度 的增加 幅度较小 , 开裂之后各测点挠度大幅度增 大, 直到试 验双向板发生冲切破坏。 试验双向板的弯 曲变形主要 由集 中荷载作用面 积边缘处裂缝开展 , 各个刚性板块绕着集 中荷载作用 面积及其附近转动引起。通过试验现场观察证实 , 在 试验双向板的整个受力过程中, 集中荷载附近的环状 裂缝的开展以及裂缝 的宽
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