單折線形體外預(yù)應(yīng)力加固組合梁力學(xué)性能研究

劉 斌，孫 強(qiáng),2，陳信堂，蘇 磊，周 翔

(1.安徽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，安徽 合肥 230601；2．安徽文達(dá)信息工程學(xué)院，安徽 合肥 231201)

20世紀(jì)五六十年代以后，由于經(jīng)濟(jì)條件以及施工技術(shù)的原因，并且磚混結(jié)構(gòu)成本相對(duì)較低，因此，被廣泛用于住宅樓和其他建筑物。隨著時(shí)間的增加，這些老舊的磚混結(jié)構(gòu)需要有效地加固。目前，有兩種方法可以處理這些舊建筑和現(xiàn)有建筑。一種是直接拆除重新建造，另一種是對(duì)原始的建筑進(jìn)行改造和加固，而這種方法是加強(qiáng)原有的建設(shè)和轉(zhuǎn)型。因此，與直接拆除重建相比，這種方式經(jīng)濟(jì)環(huán)保，對(duì)資源的需求小，具有投資小見效快的特點(diǎn)[1]。

加固技術(shù)一般分為兩類：一類是先對(duì)已受損的部分進(jìn)行局部拆除，再進(jìn)行加固和改造。第二類是應(yīng)用托換技術(shù)[2]，而本文提出了一種新型托換技術(shù)，為單折線體外預(yù)應(yīng)力鋼板—磚砌體組合結(jié)構(gòu)，本技術(shù)是將加固結(jié)構(gòu)內(nèi)部插入預(yù)應(yīng)鋼筋，并用鋼板和螺栓固定磚砌結(jié)構(gòu)，使加固結(jié)構(gòu)兼?zhèn)淇箟汉涂估奶攸c(diǎn)。目前，針對(duì)該加固技術(shù)的理論和試驗(yàn)研究都還有許多不足的地方，本文以1根20世紀(jì)老舊的磚混梁為研究對(duì)象，選取單折線形布置的體外預(yù)應(yīng)力加固方案，通過理論分析、試驗(yàn)研究和數(shù)值計(jì)算3種方法，對(duì)單折線體外預(yù)應(yīng)力鋼板—磚砌體組合梁進(jìn)行力學(xué)性能研究。

1 理論計(jì)算分析

目前，針對(duì)鋼磚砌體結(jié)構(gòu)開展的理論計(jì)算相對(duì)較少，因此，抗彎承載力計(jì)算可參照鋼—混凝土組合結(jié)構(gòu)的計(jì)算方法[3-5]。單折線體外預(yù)應(yīng)力梁相比較直線筋式結(jié)構(gòu)有很多不同的地方：第一是力筋在梁的作用部分產(chǎn)生偏心距；第二是由于跨度中有轉(zhuǎn)向點(diǎn)，會(huì)對(duì)力筋產(chǎn)生1個(gè)豎向的分力；第三是預(yù)應(yīng)力筋端部的錨固，也會(huì)有一部分的力距產(chǎn)生[6]，具體的內(nèi)力分析如圖1所示。

圖1 單折線形體外預(yù)應(yīng)力梁內(nèi)力分析

在計(jì)算時(shí)，取梁跨度的一半，對(duì)鉸支座求彎矩，并且忽略偏心力矩的影響，這時(shí)力筋產(chǎn)生的彎矩為

ΔM1=0.5fpsinθ·L-fpcosθ·e1.

(1)

式中：L為梁支座跨度，θ為力筋與水平方向的夾角，e1為截面形心軸到張拉端的距離。

在計(jì)算單折線體外預(yù)應(yīng)力中的彎曲承載能力時(shí)，預(yù)應(yīng)力筋的作用點(diǎn)將使結(jié)構(gòu)的承載力提高，使得梁的中和軸發(fā)生移動(dòng)，但在彈性階段對(duì)鋼-磚砌體的承載力的變化影響很小。但是，在塑性階段時(shí)，梁的受壓區(qū)高度會(huì)變化，需再次計(jì)算[7-8]。圖2為計(jì)算圖。

圖2 體外預(yù)應(yīng)力組合梁承載力計(jì)算

如圖2所示，利用水平方向力學(xué)平方條件，以及對(duì)梁的中和軸求距，可得單折線體外預(yù)應(yīng)力鋼板-磚砌體組合梁正截面抗彎承載力計(jì)算公式為

(2)

式中：θ為預(yù)應(yīng)力筋與水平方向的夾角，計(jì)算公式主要考慮預(yù)應(yīng)力筋的張力對(duì)梁中性軸的影響。對(duì)于單折線形布置形式而言，該力是由轉(zhuǎn)折點(diǎn)和水平面所供應(yīng)的分力產(chǎn)生的。在塑性計(jì)算過程中，單折線體外預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)極限承載力的計(jì)算公式為

Mmax=Mu+ΔM1.

(3)

在單折線體外預(yù)應(yīng)力加固鋼板-磚砌體組合梁的計(jì)算時(shí)，可分為三部分：

1)首先在計(jì)算確認(rèn)預(yù)應(yīng)力值的大小后，需要考慮預(yù)應(yīng)力的損失量，由于砌體結(jié)構(gòu)的彈性收縮對(duì)預(yù)應(yīng)力影響相對(duì)較小，因此，主要考慮張拉錨具變形和預(yù)應(yīng)力鋼筋內(nèi)縮引起的預(yù)應(yīng)力損失、摩擦引起的預(yù)應(yīng)力損失以及力筋松弛引起的預(yù)應(yīng)力損失，即σl1，σl2和σl3，其中，σl1內(nèi)縮值a取5 mm，σl2摩擦系數(shù)取0.25，得到的單折線形力筋體外預(yù)應(yīng)力損失279.55 N/mm2。

2)在計(jì)算預(yù)應(yīng)力增量時(shí)，參考相關(guān)的試驗(yàn)結(jié)果[9]，可知預(yù)應(yīng)力筋的伸長量為3.2 mm，求得預(yù)應(yīng)力增量為165.05 MPa。

3)除去σl1，σl2，σl3和預(yù)應(yīng)力增量對(duì)預(yù)應(yīng)力大小的影響，最后對(duì)體外預(yù)應(yīng)力加固鋼板-磚砌體組合梁的極限承載力進(jìn)行計(jì)算，得出理論承載極限為617.31 kN。

2 組合梁試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)的磚砌體梁的尺寸為3 000 mm×240 mm×370 mm，鋼板規(guī)格為Q235B，厚度為5 mm和15 mm，尺寸為3 000 mm×5 mm×370 mm，采用對(duì)拉螺栓規(guī)格為M16，共17根(排列如圖3所示)，鋼絞線的尺寸為1 mm×7 mm×15.24 mm，標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度等級(jí)為1 860 MPa，采用的高延性纖維混凝土是以水泥、石英砂等為基體的纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，圖3和圖4為試驗(yàn)原型安裝加固示意圖。

圖3 底部鋼板間距及布置形式

圖4 對(duì)拉螺與單折線預(yù)應(yīng)力張拉具體布置

2.2 測點(diǎn)布置與加載制度

2.2.1 測點(diǎn)布置

實(shí)驗(yàn)的過程中在組合梁的跨中底部布置1個(gè)電子位移計(jì)，并在兩端支座位置各布置1個(gè)位移計(jì)用來觀察實(shí)驗(yàn)中組合梁的變形情況。應(yīng)變片的安裝如圖5和圖6所示。

圖5 側(cè)板應(yīng)變片布置

圖6 底板應(yīng)變片布置

2.2.2 加載制度

此測試中，在梁跨度兩側(cè)的1/3點(diǎn)上施加集中載荷，代替測試中所需的均勻載荷。測試中控制載荷為測試梁的中跨彎曲力矩達(dá)到截面的最大設(shè)計(jì)力矩時(shí)的載荷。此時(shí)，支撐部位的最大剪切力與載荷均勻時(shí)的剪切力的設(shè)計(jì)值相同。加載過程如圖7所示。

圖7 試驗(yàn)裝置加載

正式加載前，請(qǐng)按加載值的10%進(jìn)行預(yù)加載，觀察組合梁的整體狀況，檢查儀器是否工作正常并進(jìn)行合理的調(diào)試。在一切正常之后，正式加載開始，并且加載值是估計(jì)值的10%。等待數(shù)據(jù)穩(wěn)定后，收集記錄的數(shù)據(jù)。當(dāng)加載值達(dá)到估算值的80%時(shí)，每次加載的加載值將更改為估算值的5%。數(shù)據(jù)穩(wěn)定后，收集并記錄相關(guān)數(shù)據(jù)，直到發(fā)現(xiàn)試件變形明顯，組合梁受到嚴(yán)重破壞，加載停止[9-11]。

2.3 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果分析

2.3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

在加載的初始階段，組合梁處于良好的應(yīng)力狀態(tài)。直到載荷增加到320 kN為止，有輕微脆性噪聲，并發(fā)現(xiàn)輕微的裂紋，但這并不影響組合梁的整體性能。

在加載到450 kN的過程中，脆性噪聲顯著增加。如圖8(a)所示，在梁的兩端都出現(xiàn)一小段的半掉落現(xiàn)象。

荷載達(dá)到500 kN時(shí)，梁的變形仍然處于發(fā)展階段。沿著梁的寬度方向，在梁底部小鋼板之間的砌體部分出現(xiàn)1條小裂縫。且在磚砌體和上部混凝土層之間的接縫處，梁的左端部出現(xiàn)輕微的小裂縫。

繼續(xù)增加荷載至600 kN時(shí)，在梁的固定鉸支座下部兩側(cè)的鋼板彎曲并變形，如圖8(c)所示。同時(shí)，梁上部混凝土層與磚砌接合處的裂縫滲透到分布梁的左端，如圖8(b)所示。此刻終止加載，觀察梁的變形和裂縫，確定梁已破壞。最后將荷載卸載到0，發(fā)現(xiàn)梁明顯上升現(xiàn)象。

圖8 試件破壞

2.3.2 試驗(yàn)結(jié)論

將1～3號(hào)測點(diǎn)為梁1-1截面(左跨1/3處)，4～8測點(diǎn)為梁的2-2截面(跨中)，9～11測點(diǎn)為梁的3-3截面(右跨1/3處)，3個(gè)截面的荷載-應(yīng)變關(guān)系如圖9所示。

從圖9可知：

圖9 試件的荷載-應(yīng)變曲線

1)試件的截面應(yīng)變沿梁高分布基本符合平截面假定。

2)從荷載-應(yīng)變曲線可以看出，在梁兩側(cè)鋼板破壞之前，梁的荷載-應(yīng)變曲線成線性分布。

3)組合梁試件最終破壞階段的承載能力達(dá)到610 kN?？缰形灰七_(dá)到13.90 mm。

3 有限元分析

為了更好地研究單折線形體外預(yù)應(yīng)力鋼-磚砌體組合梁力學(xué)性能的變化，本文采用ANSYS有限元軟件對(duì)這一形式的組合梁進(jìn)行力學(xué)性能模擬分析。主要針對(duì)組合梁進(jìn)行靜載荷試驗(yàn)?zāi)M，求解組合梁的應(yīng)力、應(yīng)變和撓度的變化。

3.1 模型的建立與處理

本文在對(duì)組合梁進(jìn)行數(shù)值分析過程中，磚砌、鋼板和螺栓采用的均為實(shí)體單元模型[12-15]，具體尺寸和材料參數(shù)與試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗤?。圖10是該模型的示意圖。

圖10 鋼板-磚砌體組合梁模型

3.2 組合梁數(shù)值分析

本試驗(yàn)?zāi)M的組合梁結(jié)構(gòu)為梁中部設(shè)置轉(zhuǎn)向塊的體外預(yù)應(yīng)力梁，在模擬過程中施加208°的溫度荷載。圖11是荷載達(dá)到600 kN(極限荷載)時(shí)，組合梁應(yīng)力、應(yīng)變和位移云圖。

通過圖11可知：

圖11 試驗(yàn)梁應(yīng)力、應(yīng)變及位移云圖

1)對(duì)于單折線體外預(yù)應(yīng)力組合梁的加固技術(shù)而言，其跨中截面的應(yīng)力與應(yīng)變皆滿足平截面假定；

2)組合梁的最大撓度為13.835 mm，發(fā)生在中跨位置，而正常使用極限狀態(tài)下允許的撓度極限值為15 mm，組合梁擾度滿足規(guī)范要求；

3)在應(yīng)力方面，梁的受壓區(qū)最大應(yīng)力約為354 N/mm2，十分接近鋼板的屈服強(qiáng)度值，此時(shí)的荷載值近似達(dá)到極限荷載。

4 結(jié)論對(duì)比分析

為了檢驗(yàn)通過參數(shù)擬合得到的實(shí)際計(jì)算結(jié)果的可靠性，比較理論計(jì)算的撓度值和試驗(yàn)的撓度值以及ANSYS計(jì)算的撓度值，如圖12和表1所示。

圖12 組合梁跨中撓度變化對(duì)比

表1 極限狀態(tài)下試驗(yàn)、理論與數(shù)值分析擾度比較

從表1和圖12可以看出：

1)試驗(yàn)結(jié)果表明，試驗(yàn)的擾度值略大于有限元結(jié)果，驗(yàn)證了單折線形體外預(yù)應(yīng)力加固方案的可行性；

2)在荷載-跨中彎矩曲線中可以明顯看出，有限元曲線與試驗(yàn)曲線大致相同，都趨向于線性增長。隨著外部荷載的不斷增加，兩者都在跨中出現(xiàn)了較大的擾度變形，且擾度值近似相同。

3)試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果之間的差異很小，兩者的理論誤差均在10%以內(nèi)，造成誤差的主要原因有兩個(gè)：一是在組合梁的制作過程中，鋼板和砌塊之間的結(jié)構(gòu)膠沒有涂抹均勻，導(dǎo)致兩者的粘結(jié)力受到影響。二是由于在數(shù)值模擬過程中各構(gòu)件的材料參數(shù)與試驗(yàn)過程中各構(gòu)件的材料參數(shù)有些許誤差，所以造成了計(jì)算誤差。但是總體而言，有限元結(jié)果仍然較為精確地反映試驗(yàn)梁應(yīng)力及位移隨荷載的關(guān)系。

5 結(jié)束語

通過理論分析，本文表明體外預(yù)應(yīng)力這一加固技術(shù)可以有效地提高鋼-磚砌體組合梁的承載能力。在數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較的過程中，分析了組合梁最可能的破壞位置，并驗(yàn)證單折線體外預(yù)應(yīng)力鋼筋加固方案的可行性。

本文只針對(duì)一種工況情況進(jìn)行了研究，還可以進(jìn)一步對(duì)雙折線形體外預(yù)應(yīng)力加固的形式進(jìn)行研究論證。

3)本文的有限元建模沒有考慮形成磚石的磚與砂漿之間的相互作用，并且還需要研究采用分離式模型數(shù)值分析的計(jì)算結(jié)果。