課程（畢業(yè)）論文-鋼筋銹蝕下甁形壓桿受力性能和有效系數

1、鋼筋銹蝕下瓶形壓桿受力性能和有效系數摘要：針對許多鋼筋混凝土、預應力混凝土結構由于除冰鹽的使用遭受不同程度的腐蝕，開展鋼筋銹蝕下 瓶形壓桿受力性能及有效系數試驗研究。設計了2組共6個不同鋼筋銹蝕率的壓桿試件，通過靜載試驗加載 至失效破壞。結果表明：鋼筋銹蝕不僅降低瓶形壓桿的承載力，同時降低了壓桿剛度。壓桿典型的失效模 式是中部高度處突然出現(xiàn)一個垂直裂紋，然后開展為y形，最后附近節(jié)點的混凝土發(fā)生破碎。關鍵詞：瓶形壓桿，鋼筋銹蝕，有效系數分試件xsin<z.配筋銹蝕組編號j bsj情況率a組bss1-10.003710140, 0-0°0%bss1-20.003710 140,0=

2、0°3%bss1-30.003710 140,0=0°6%bbss2-10.004510 140,0=45°0%表1試件基本參數table 1 basic parameters of speciments組 bss2-20.004510 140,0=45°3%bss2-30.004510 140,9=45°6%引言壓桿是拉壓桿模型中重要組成部分，其 作為承壓的構件，本身的應力場很復雜，根 據不同的作用方式和邊界條件表現(xiàn)出不同 的應力場特征，在對稱的集中力作用下的壓 桿的應力場為典型的瓶形狀，國內外陸續(xù)開 展了部分瓶形壓桿受力性能的試驗研允，出

3、現(xiàn)了一定的成果，但試件的尺寸不同、數量 有限，并沒有得出系統(tǒng)的理論成果，且各個 學者之間差異較大。已有相關研究表明，學 者們并沒有考慮鋼筋銹蝕對壓桿受力性能 的影響。因此，本文在前人的基礎上設計并 制作了 6個尺寸相同的馳形壓桿試件，考慮 了不同的鋼筋銹蝕率與配筋形式對瓶形壓 桿受力性能的影響，進行了相關的試驗研究。1.試驗概況1 1試件設計本次試驗的主要目的是探討不同鋼筋 銹蝕率、不同鋼筋配筋角度対瓶形壓桿受力 性能的影響。為此試驗設計了 a、b兩組 壓桿試件，試件幾何尺寸為900mmx900mmx 150mm,基本參數見表1。試件布置單層止 交鋼筋網格,通過將鋼筋網格旋轉45°研

4、究 壓桿鋼筋配筋角度與受壓方向z間的關系， 壓桿示意圖詳見圖lofig.l schematic diagram of bottle-shaped strut1.2材料性能兩組試件所用混凝土為自拌c50,配合 比為水泥：細集料：粗集料：水：減水劑 =1:1.44: 2.55:0.36:0.012,澆筑時在同批混凝 土中制作6個標準立方體試塊，在標準情況 下養(yǎng)護28d,在試件加載前根據混凝土強 度檢測評泄標準相關規(guī)泄測混凝土的實際 抗壓強度，其實測抗壓強度平均值49.59 mpa、標準差0.64,基本達到c50的要求。 壓桿中鋼筋采用hpb300,直徑d=10mm, 屈服強度300mpa,極限強度

5、420mpao 1.3試件加速銹蝕試驗壓桿的銹蝕試驗在河海大學結構試驗 室完成，采用通電加速銹蝕試驗法，試驗用 的電源為鴻寶公司生產的he176015l5a 可調雙路直流穩(wěn)壓電源，試驗示意圖如圖2o 控制鹽水池中的氯化鈉溶液的濃度為3% 5%,壓桿試件浸泡3d后通電銹蝕，試驗通 電設定電流為2a,根據法拉第定律計算每 個試件的通電時間。圖2壓桿試件的鋼筋銹蝕裝置示意荷找心嫂器鋼墊塊壓桿試件反力架fig.2 schematic diagram of the accelerated corrosion test ofthe panels1.4實測鋼筋試件銹蝕率通過測量銹蝕后鋼筋質量損失率來計 算鋼

6、筋銹蝕率。試驗將加載后的每塊試件鋼 筋収出，截収若干根，放入稀釋成6%的稀 鹽酸溶液中浸泡lh后取出，將鋼筋表面鐵 銹清除漂洗后，放入石灰水中浸泡中和鋼筋 表面鹽酸，lh后取出用清水沖洗并烘干， 用電子秤稱量烘干后銹蝕鋼筋試件的重量, 用游標卡尺測量試件的長度，計算確定銹蝕 后鋼筋的質量損失率。鋼筋實測平均銹蝕率 見表2。表2鋼筋實測平均銹蝕率試件編號bss1-2bss1-3bss2-2bss2-3平均銹 蝕率（）3.837.713.666.61table 2 percentage of weight loss1.5試驗裝養(yǎng)及測點布置試驗是在河海大學土木與交通實驗屮 心結構實驗室進行，試驗裝置

7、如圖3.1、如 圖3.2所示，主要由球支座、墊塊、荷載傳 感器、tds-3o3靜態(tài)應變采集儀、可控制反 力架支座以及320t油壓千斤頂組成。圖3. 1 320t液壓千斤頂圖3. 2數據采集系統(tǒng)fig2.1 320t hydraulic jack fig2.2 data acquisition system橡膠支匿鋼墊塊*斤頂圖4試驗加載裝賈圖fig.4 loading device試驗采用靜力加載方式，分為三個階段。 第一階段進行預加載，分三級加載，每級荷 載加載值為100rn,同時檢查加載裝置與數 據采集裝置是否正常工作。第二階段進行正 式加載，開裂前，以每級1 ookn,加載至預 估開裂荷

8、載值的90%時，調整每級為50kn 直至開裂；開裂后，每級1 ookn,加載至承 載力預估值的90%時，調整為50kn,直至 壓桿構件達到力的最大值或有開始下降段。 笫三階段為變形控制，當加載到極限荷載且 有下降趨勢時，采用變形控制，通過加載時 控制豎向千分表的讀數，以每級0.1mm繼 續(xù)加載。達到控制的豎向變形時，靜壓5min, 讓試件充分變形，當試件突然破壞承載力立 即下降至不能繼續(xù)承載時即停止加載，視為 試件破壞。應變片布置分為鋼筋應變片和'混凝土 應變片。鋼筋應變片布置任構造鋼筋骨架上, 主要用于檢測在加載過程中內部鋼筋的內 力變化；混凝土應變片布置在混凝土表面， 通過應變花形

9、式得到瓶形壓桿混凝土表面 對稱軸線上沿高度方向和中間高度沿寬 度方向的混凝土豎向、橫向應變情況。圖5鋼筋應變片測點布置圖fig.5 strain measuring point arrangement圖6混凝上應變片測點布置圖fig.6 measuring point arrangement2試驗結果分析2. 1荷載-混凝土應變關系2. 1. 1各級荷載下沿高度方向豎向應變分析4003002001000-200-300-400-700 -600 -500 -400 -300 -200 -100應變仏i0圖9荷載-高度方向豎向變形關系fig9 load vertical deformation

10、in height direction圖中可以看出，瓶形壓桿在荷載作用下, 初加載時沿高度方向整個截面的壓應變較 小，隨荷載值的增大，沿高度壓應變增大。 在壓桿的頂面和底面局部受壓區(qū)附近應變 增大較快，呈現(xiàn)出頂面和底面壓應變大，中 間高度處壓應變小的現(xiàn)象。這是由于荷載作 用下在頂面和底面局部受壓區(qū)承壓面積小 且有應力集屮現(xiàn)象，而屮間高度處應力擴散, 承受壓應力的面積增大，從而應變小。壓桿 頂血或底血局部受壓區(qū)附近較薄弱的部位， 當荷載值達到混凝土極限壓應變時混凝土 壓碎，此時，瓶形壓桿試件達到極限承載力， 試件無法繼續(xù)承載而破壞，破壞集屮在頂面 或底面局部受壓區(qū)附近。同時可以看出，不 同銹蝕率

11、的壓桿，隨著銹蝕率的增大，壓桿 的壓縮變形增大，沿高度方向豎向應變增大。 2. 2.2各級荷載下沿高度方向橫向應變分析3 2-1400 -1200 -1000 800 -600 400 -2000應變仏(a) bss2-1 _ 00oj00im<十0kn 100kn 200kn 300kn y 400kn 十 500kn 600kn 700kn 800kn +852kn400-300-200-100-0- -100- -200- -300- -400-50050100150200應變仏(b) bss2-2*0kn 100kn亠 200kn 300kn+400kn1 500kn 600kn

12、i 700kni 800kn| * 900knj .*ooooooooo o o o o o o o o 4 3 2 1-1-2-3-4(a) bss2-1300-200-e100-e直0100-200 300*0kn 100kn 亠 200kn 十 300kn y 400kn 亠 500kn 600kn 700kn 750kn* 800kn* 850kn .900kn050100150200250應變仏(b) bss2-2o70o6bo-20z -3變 bo應-4o5000403020ee'sk-40 -20020 40 60 80 100 120 140 160應變/»&

13、#163;o o o o o o o o o o o1 12 3 4 -50050 100 150 200 250 300 350 400距中心軸線距離/mm0-50-100-150- 琉-200- 閏-250-300-350-(c) bss2-3圖10荷載-高度方向橫向變形關系figlo load -lateral deformation in height direction圖屮可以看出，混凝土橫向應變沿高度 方向靠近壓桿頂面和底面的局部受壓區(qū)拉 應變較小甚至出現(xiàn)壓應變，而在壓桿中間高 度軸線上混凝土拉應變最大，這是由于瓶形 壓桿在頂面和底面局部受壓的邊界部位存 在應力集屮，而在壓桿的屮間

14、高度上存在橫 向張力。隨著荷載值增大，沿高度方向拉應 變不斷增大。在加載過程中發(fā)現(xiàn)，每個壓桿 試件接近中間高度處首先出現(xiàn)豎向裂縫，這 是因為在壓桿中間高度處的拉應變最大，當 拉應變值達到混凝土極限拉應變時出現(xiàn)裂 縫。隨著荷載值的進一步增大，沿高度方向 的橫向拉應變繼續(xù)增大，豎向裂縫開始由中 間高度處向頂面和底面局部受壓區(qū)延伸，最 后幾乎在整個截面上貫穿。相同配筋形式, 不同銹蝕率的壓桿，隨著銹蝕率的增大，開 裂前沿高度方向的拉應變增加。2.2.3各級荷載下沿寬度方向豎向應變分析(b) bss2-25050|-100-150»-2000kn 4 500kn 100kn.600kn 20

15、0kn 700kn v 300kn 800kn v 400kn 852kn0100200300400x距屮心軸線距離/mm(a) bss2-12001000-100-200§ -300 歎-400 igj -500-600-700-800-900*0kn 800kn 100kn* 900kn 200kn e 1000kn 300kn 1100kn «400kn 1200kn 500kn 1300kn .600kn 十 1400kn 700kn0100200300400x距中心軸線距離/mm(c) bss2-3圖11荷載-寬度方向豎向變形關系figll load - vert

16、ical deformation in width direction圖12 bss2-1試件邊緣水平裂縫figl2 horizontal crack in specimen edge圖中可以看出，開始加載時瓶形壓桿沿 寬度方向混凝土豎向應變均為負，表明壓桿 在初始荷載作月下沿寬度方向處于全截面 受壓狀態(tài)，且在壓桿豎向刈“稱軸上混凝土壓 應變最大，沿壓桿邊緣應變逐漸減小。隨著 荷載值的增大，壓應變不斷增大。當荷載達 到某一值時靠近壓桿邊緣出現(xiàn)壓應變逐漸 減小，甚-至會出現(xiàn)拉應變。當荷載進一步增 大，邊緣拉應變達到混凝土極限拉應變時, 部分試件側面口間高度處產生水平裂縫，7k平裂縫向壓桿的止面和

17、反面貫穿。如試件 bss2-1達到極限荷載時，水平裂縫可延伸 至距試件邊緣145mm處，見圖12所示。相 同配筋形式，不同銹蝕率的壓桿，隨著銹蝕 率的增大，沿寬度方向的壓應變減小。由于 壓桿混凝土存在銹脹微裂縫，當裂縫出現(xiàn)致 使混凝土表面應力釋放，本應出現(xiàn)較大應變 的部位產生較小的應變。2.2.4各級荷載下沿寬度方向橫向應變分析 120- 100-80- 豈60 怒40-20-20 0kn 00kn 亠 200kn 十 300kn y 400kn+ 500kn 600kn 700kn 800kn 852kn0100200300400距屮心軸線距離/mm(a) bss2-1200-150-

18、74; 5(p0-5050100 150 200 250 300 350 400距中心軸線距離/mm- 0kn 700kn f-100kn * 750kn 亠 200kn * 800kn 300kn 850kn + 400kn - 900kn 亠 500kn950kny- 600kn(b) bss2-212010080-3 “200kn100kn 200kn 300kn 400kn 500kn 600kn 700kn 800kn0-200100200300400距壓桿軸線距離/mm(c) bss2-3圖13荷載-寬度方向橫向變形關系figl3 load lateral deformation

19、in width direction圖中可以看出，開始加載時在中間高度 處沿寬度方向上混凝土均為受拉狀態(tài)，且在 壓桿的豎向対稱軸上受到的拉應變最大，沿壓桿邊緣拉應變逐漸減小，甚至在壓桿邊緣 出現(xiàn)壓應變。隨著荷載值的增大，壓桿橫向 拉應變增大，當豎向對稱軸附近的拉應變達 到混凝土極限拉應變時出現(xiàn)豎向裂縫。因此, 瓶形壓桿中豎向裂縫在豎向對稱軸附近出 現(xiàn)，而在壓桿邊緣不出現(xiàn)豎向裂縫。相同配 筋形式，不同銹蝕率的壓桿，開始加載時壓 桿處于彈性階段，拉應變近似相等；當接近 開裂時，隨著銹蝕率的增大，沿寬度方向的 拉應變減小。2. 3荷載-鋼筋應變關系1400t1200-1000-1#2#3#4#5#-

20、20020040800-3菽 so。" 辺4000200400600800荷載/kn1000 1200 1400(a) bss2-1(b) bss2-2600500400300i200刮100-100-1# 2# 3” 4# v 5#-2000200 400 600 800 1000 1200 1400 1600荷載/kn(c) bss2-3圖14荷載-鋼筋應變關系figl4 load reinforcement strain分析壓桿的荷載斜向鋼筋應變關系時, 只對1#5#鋼筋的應變進行分析，圖14可以 看出，初始加載吋荷載斜向鋼筋應變關系 近似呈線性關系，且斜向鋼筋均受壓作用， 隨

21、著荷載值的增大鋼筋壓應變增大。當達到 試件的開裂荷載，試件出現(xiàn)裂縫，24#斜向 鋼筋出現(xiàn)受拉作用，而1#、5#鋼筋應變依然 為受壓作用，且隨著荷載值的增大，壓應變 增加。在壓桿中間高度上的3#鋼筋應變對應 的鋼筋拉應變最大。當開始加載至開裂時， 鋼筋的最大壓應變?yōu)?00“£，說明開裂前， 斜向鋼筋的受壓作用不大，而當裂縫出現(xiàn)時 鋼筋應變發(fā)生突變。因此，可以得出開裂前 鋼筋對壓桿的承壓作用較小，而開裂后鋼筋 起到了明顯的受拉作用，斜向鋼筋可以有效 抑制壓桿裂縫開展與脆性破壞。隨著銹蝕率 的增大，斜向鋼筋的應變減小，由于鋼筋銹 蝕后產生粘結滑移，銹蝕率越大粘結滑移越 明顯，鋼筋受力作用減

22、小。3破壞機理及破壞模式通過對瓶形壓桿試驗全過程觀察，裂縫 出現(xiàn)、最終破壞形態(tài)等特點分析，可以得出 不同鋼筋銹蝕率的瓶形壓桿破壞模式。初始 裂縫在瓶形壓桿試件正反面中間高度附近 出現(xiàn)，裂縫方向近似平行于豎向對稱軸。隨 著荷載值的增加，屮間高度處的裂縫沿壓桿 的豎向對稱軸向頂血和底血局部受壓區(qū)延 伸，最終成為主裂縫，主裂縫方向幾乎與壓 桿的豎向對稱軸平行。在試件的頂部或底部一端裂縫貫穿，而 另一端接近局部受壓區(qū)的附近薄弱部位，豎 向裂縫不會直接延伸到試件的頂面或底面 局部受壓區(qū)，而是在局部受壓區(qū)附近時改變 了延伸方向，開始往節(jié)點區(qū)擴散，試件的最 終破壞是由于接近壓桿頂面或底面的局部 受壓區(qū)混凝土

23、起皮、剝落，達到混凝土極限 壓應變而壓碎。壓桿的破壞屬于典型的脆性 破壞，試件的開裂與破壞都伴有劇烈的轟鳴 聲，最終破壞模式示意見圖15所示。o至壓桿與節(jié)點界而圖15做形壓桿試件的破壞模式示意figl5 the failure mode of bottle-shaped strut4瓶形壓桿承載力建議計算式根據本文試驗及文獻【】【】研究結果, 考慮瓶形壓桿承載力主要影響因素包括水 平鋼筋配筋率、鋼筋配筋角度、鋼筋銹蝕率、 混凝土強度,在aci318m-08及aashto lrfd-2007規(guī)范經驗公式基礎上提出考慮 鋼筋銹蝕后對壓桿承載力影響的計算式：尺=俠07；人+褊a/）（1）式屮：fns

24、為壓桿極限承載力；0為考慮鋼 筋銹蝕后承載力折減系數；0'為壓桿強度 有效系數，根據壓桿不同的類型和不同的配 筋形式確定取值；©為銹蝕鋼筋壓屈承載 力降低系數，由丁實測的鋼筋銹蝕后屈服強 度與未銹蝕的沒有太大影響，故傷二1.0。選取相關文獻試驗數據5結論通過對三種不同銹蝕率下的瓶形壓桿 受力性能試驗研究，得出了以下結論：1）瓶形壓桿的破壞屬于脆性破壞，隨 著銹蝕率的增大承載力明顯降低，相対于 bss2-l,bss2-2的極限承載力下降了 3.43%, bss2-3的極限承載力下降了 &57%。2）相同配筋形式的瓶形壓桿，隨著銹 蝕率的增大，同一荷載工況下沿高度方向豎 向應變、橫向應變、沿寬度方向豎向應變、 橫向應變均越大。3) 各瓶形壓桿的破壞模式相同。初始 裂縫在試件中i'可高度處豎向對稱軸附近出 現(xiàn)，隨荷載值的增加裂縫向頂面和底面局部 受壓區(qū)延伸，最終成為主裂縫，主裂縫近似 平行于壓桿的豎向對稱軸。在試件的一端豎 向裂縫直接貫穿整個截面，而另一端在局部 受壓區(qū)附近吋裂縫發(fā)展改變了方向，開始往 節(jié)點區(qū)擴散。參考文獻1 vccchio f. j., collins m. p. the modifiedcompressi