无粘结预应力混凝土梁的非线性分析

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1、无粘结预应力混凝土梁的非线性分析面积、构件跨高比以及荷载形式。大连理工大学的赵国藩和文明秀【17，181(1991)通过对37根无粘结预应力混凝土梁的试验，分别研究了梁的裂缝宽度和极限抗弯强度。Chal【rabani等(1994，1995)给出了33根无粘结预应力梁的试验结果。主要变量为预应力筋和非预应力筋的比例、截面形状、混凝土强度、有效预应力以及跨高比。合肥工业大学的陈晓宝【19】(1994)通过对两批(共29根)无粘结预应力梁的试验，研究了影响梁延性性能的因素，作者认为主要影响因素是截面综合配筋指标。长沙铁道学院的余志武和罗小勇【20~21】(1996)通过在

2、水平低周反复荷载作用下和竖向低周反复荷载作用下的各5榀无粘结预应力混凝土框架的试验研究，结合非线性分析方法，探讨了无粘结预应力框架结构的抗震性能。Tanchan【22】(2001)制作了9根高强混凝土无粘结预应力试验梁，两点同时加载。主要变量为预应力钢绞线面积、有效预应力、跨高比以及非预应力筋面积。试验结果表明．名随非预应力筋或预应力筋用量的增加而降低，跨高比对无粘结预应力筋应力增量无明显影响。大连理工大学的宋永发【23】等(2001)通过15根单调荷载和11根低周重复荷载作用下的无粘结预应力高强混凝土梁的试验，建立了．名的回归计算公式、位移延性比与综合配筋指标的关

3、系式以及重复荷载作用下无粘结部分预应力高强混凝土梁裂缝宽度计算公式，并应用名义拉应力建立了闭合弯矩计算公式。西南交通大学的刘艳辉和赵世春【24】(2003)通过2榀2种类型(梁和柱均配置无粘结预应力钢筋和仅在梁配置无粘结预应力钢筋)无粘结预应力混凝土框架模型在水平低周反复荷载作用下的试验，对其破坏形态、延性、强度、刚度以及能量耗散能力等进行了研究。试验结果表明：能量主要由框架的非预应力构件承担，而且主要集中在框架柱上；对于梁和柱均配置无粘结预应力钢筋的框架，能量大部分集中于框架的中柱。湖南大学的唐昌辉【25】(2003)完成了16根低周反复荷载作用下无粘结部分预应力

4、混凝土梁的试验，研究了低周反复荷载作用下无粘结部分预应力混凝土梁的试验现象与破坏形态；分析了低周反复荷载作用下弯矩一挠度滞回曲线和弯矩一无粘结预应力筋应力增量滞回曲线的特点；对梁的骨架曲线和延性进行了分析。1．2．2理论分析二十世纪四十年代，英国人Bal【er发现在同样配筋的有粘结(BPC)和无粘结(UPC)梁中，无粘结预应力筋的极限应力增量明显低于有粘结预应力筋的极限应力增量，而且结构达到极限荷载时，无粘结预应力筋(UPS)未达到其屈服强度。因此4硕士学位论文Baker建议采用应变协调系数F来折减无粘结预应力筋的应力，即：，预应力筋应变变化‘破坏截面处与预应力筋相

5、邻的混凝土的应变变化(11)无粘结预应力筋的极限应变为：嗥=‰+F(△占bp)(1．2)式中气一无粘结预应力筋的有效预应变F一折减系数△‰一相应的有粘结预应力筋极限应变增量。Baker认为梁承受均布荷载时F值可取0．66，承受跨中集中荷载时F值不小于0．5。随后不久，Baker根据Mattock对于无粘结梁的试验结果，又建议在计算无粘结筋应力设计值时折减系数F取一个偏安全的值O．1。此后，一些研究者根据各自的试验和研究成果建议了F的取值。Gifford(1953，1954)建议F=n，这里刀=岛厶／(o．85Z)，其中o．85Z为混凝土应力块的平均应力。Pannel

6、l(1969)根据试验结果认为Baker建议的F值为0．1过于保守，特别对于跨高比较小的无粘结预应力梁。Pa衄ell把折减系数F定义为“无粘结预应力混凝土梁在极限荷载作用下的无粘结筋应变与其水平处混凝土应变的比值’’。福州大学的房贞政和宗周红(1995)把折减系数归结为：F=FlF2。其中Fl为与综合配筋指标有关的参数，F2为与跨高比有关的参数。作者通过对101根试验梁的回归分析分别建议了Fl和F2的取值L7。。啪arul【(1962)总结了1951年以来所进行的82根跨高比约为13的矩形梁试验的资料，其中包括41根无粘结预应力梁。他认为F％。是s的函数，并与梁的纯

7、弯区段长度以及混凝土压应变分布集中程度有关。如果利用系数Cl和C2分别考虑这两个因素的影响，则可建立下列公式：1l，’oF．矗．=C1．C’．竺(1．3)一‘600式中：Cl一纯弯区段长度／梁的跨度，跨中一点加载时取C1=l／6C2一应变集中系数，黼amk建议取C'=1／2虽然引入F可以解决无粘结梁的强度计算问题，但求解比较繁琐。作为设计公式应用起来不方便。因此，不少学者提出一些简化的经验公式来计算无粘结筋的极限应力，wa朋aruk认为无粘结筋中的极限应力增量与参数岛／Z有关，并提出下列公式：厶=丘+(30000一纬／Z×1010)(psi)式中厶一无粘结筋有效