ISSN 1000-6869 CN 11-1931/TU
通过对8根钢板-混凝土组合受弯加固简支梁（以下简称组合加固梁）的等幅疲劳加载试验，研究了组合加固梁在疲劳荷载作用下的寿命及应变变化规律。试验结果表明：组合加固梁的疲劳破坏是由钢板裂纹从栓钉焊趾处开始缓慢扩展直至贯通导致的，与普通钢筋混凝土梁相比，组合加固梁的疲劳破坏具有较好的延性；钢板应力幅对组合加固梁的疲劳性能影响较大，实际设计时应严格控制钢板的应力幅和应力上限，不宜采用高强钢材和较薄的钢板；加固层预应力可有效提高组合加固梁的疲劳性能；按TB 10002.2—2005《铁路桥梁钢结构设计规范》中规定的焊有栓钉的受拉钢板的S-N关系对钢板-混凝土组合加固梁的钢板进行疲劳设计偏于安全。另外，提出了考虑应力水平影响的组合加固梁疲劳寿命的计算方法。图19表6参12
考虑腐蚀引起钢筋名义概率强度的降低，采用实用概率极限状态设计表达式中的抗力项进行预应力混凝土梁受弯承载力计算，可以获得基于材料强度平均值、标准值、设计值共3级可靠度水平的受弯承载力评估结果。基于试验结果统计，建立了随腐蚀率变化的腐蚀钢绞线名义抗拉强度与名义条件屈服抗拉强度的平均值、标准值以及设计值计算模型。分析表明：受拉钢绞线的计算极限状态（即条件屈服状态）名义应力低于实际极限状态（即极限受拉状态）名义应力，而其他钢筋的计算极限状态名义应力与实际极限状态名义应力相互吻合。最后结合算例阐述了上述方法的具体应用。图4表4参21
超高性能纤维混凝土具有高强度（抗压、抗拉）、高延性和高耐久性的优势，但其抗拉强度仍远低于抗压强度。将端钩型和哑铃型钢纤维按不同比例混合，采取自密实成型和常温标准养护方法，试验研究了配置440MPa纵向钢筋的超高性能纤维混凝土梁。通过12根梁的静载试验，研究了钢纤维体积率为2.0%和2.5%时，不同纤维混合比例的钢筋超高性能纤维混凝土梁的力学性能。试验结果表明：加入钢纤维后梁的极限荷载和延性显著提高；在纤维体积率2.0%时，钢筋超高性能纤维混凝土梁比配筋相同的钢筋混凝土梁承载力提高20%~41%，延性系数提高3.9~6.7倍。钢筋端钩纤维混凝土梁的承载力和延性较钢筋混凝土梁分别提高39%和5.1倍，钢筋哑铃纤维混凝土梁的承载力和延性分别提高20%和3.9倍；钢筋混合纤维混凝土梁的承载力介于钢筋端钩和钢筋哑铃纤维混凝土梁之间。参照现行规范提出了钢筋超高性能纤维混凝土梁正截面极限弯矩的计算方法，计算结果与试验结果吻合较好。图11表6参17
对一榀二跨二层预应力装配式混凝土框架进行了拟动力和拟静力试验，采用不同加速度峰值的El Centro地震波激励加载，并以拟动力试验的屈服位移为加载起点施加低周反复荷载，得到了不同加载工况下框架时程曲线、恢复力-位移滞回曲线。研究了预应力混凝土装配整体式框架的破坏机制、变形性能、刚度退化及耗能能力等抗震性能。研究结果表明：试验框架梁端率先出现塑性铰，节点核心区有着较强的刚性，提高了框架整体抗侧刚度，在层间位移角达到1/42时，框架梁、柱未产生较严重破坏。采用分析程序DRAIN-2DX对模型结构进行弹塑性动力分析，有限元计算位移值略小于实测位移值。图10表3参12
通过对半刚性连接框架-钢板剪力墙结构在水平反复荷载作用下的试验研究，得到了结构的滞回曲线、延性指标、水平刚度、梁柱应变、转角及各关键部位的变形。从耗能能力、刚度退化、承载力、延性等方面分析该种结构的抗震性能和耗能机理；依据应力分布、梁柱转角研究半刚性节点与钢板剪力墙的相互影响效果；分析结构的内力转换和破坏模式。结果表明：该结构具有良好的延性和耗能性能；半刚性节点在反复荷载作用下没有明显变形，节点刚度退化小，框架和钢板剪力墙协同工作良好；梁柱半刚性连接弱化了结构的整体刚度，框架自身承担的水平荷载有限；破坏模式为内填钢板剪力墙局部撕裂，拉力带作用明显，钢框架柱脚及梁柱半刚性连接部位形成塑性铰，框架整体呈弯曲破坏模式。图12表4参10
钢筋锈蚀导致其屈服强度降低、力学行为改变，影响钢筋与混凝土之间的粘结性能，钢筋锈蚀量影响钢筋混凝土的失效模式。为研究锈蚀钢筋混凝土结构的相关性能，需要在较短时间内得到所需的锈蚀构件。通过对4种不同工况下混凝土中钢筋电化学加速锈蚀方法进行对比试验，得到了锈蚀后钢筋表面形态特征，分析了模拟自然环境条件下钢筋锈蚀的适用性。试验表明：全浸泡外加电流加速锈蚀方法使钢筋纵向、径向表面形成均匀锈蚀，而自然环境锈蚀钢筋表面锈蚀相对不均匀，坑蚀更明显，两者差异显著；利用全浸泡外加电流加速锈蚀方法进行锈蚀钢筋与混凝土粘结-滑移本构关系和锈蚀钢筋混凝土构件承载能力等研究不合适；半浸泡和贴面外加电流加速锈蚀方法能较好模拟自然环境锈蚀；加速锈蚀试验方法的理论锈蚀质量高于试验锈蚀质量。图12表1参7
通过对12个Z形推开式试件的试验研究，分析了配筋率、销栓作用和开裂面尺寸对钢筋混凝土开裂面剪力传递性能的影响。在试验范围内剪切面的配筋率、高度和宽度的增加都有助于提高试件的抗剪强度，钢筋的销栓作用对未预裂试件剪切面处的抗剪强度影响不大，对于预裂试件剪切面处的剪力传递性能影响比较明显。试验中量测了预裂和未预裂试件剪切面的剪切滑移和裂缝宽度，并根据试验结果和依据已有文献试验对提出的开裂面受剪强度计算式进行了对比分析。研究表明：Mansur的单曲线和三线段式的计算精度较好。图11表2参10
通过对16个复合砂浆加固砌体试件进行砌体-复合砂浆界面的抗剪试验，得到了界面的破坏形态、抗剪强度和荷载-滑移曲线。试验结果表明：剪切销钉能显著提高粘结面的抗剪强度，并且随剪切销钉植筋面积增加界面抗剪强度也随之增大；剪切销钉能改变界面的破坏模式，增大界面破坏时的滑移变形；剪切销钉植筋深度是影响界面抗剪强度和破坏形式的另一个主要因素，砌体中剪切销钉的最小植筋深度应取10倍销钉直径；水泥基界面剂对界面抗剪强度有负面影响，因此用水泥复合砂浆加固砌体结构时不宜使用水泥基界面剂。在试验研究基础上，拟合了考虑剪切销钉植筋面积的砌体-复合砂浆界面抗剪强度公式。图10表3参10
国内大型输电铁塔中已逐步采用Q420高强度角钢。为研究此类高强度等边角钢轴压杆的整体稳定性能，进行了轴压静力试验研究，试验包括60个试件，截面类型选取了在所有热轧角钢截面中板件宽厚比最大的5种。基于试验结果，研究了Q420高强度等边角钢轴心受压柱的失稳破坏形态和极限承载力，通过计算得到其稳定系数，并与现行钢结构设计规范的柱曲线进行了对比，同时分析了板件宽厚比超限对Q420高强度等边角钢轴压柱失稳破坏形态和稳定承载力的影响。结果表明：该类构件以弯扭失稳为主，根据试验实测得到的稳定系数明显高于现行钢结构设计规范所规定的等边角钢所在的b类截面柱曲线，甚至高于a类截面柱曲线。研究为后续的有限元计算和数值参数分析提供了重要的基础数据，为设计方法提供了参考建议。图11表4参17
进行了20个方钢管约束钢筋混凝土短柱的轴压力学性能试验研究，试验的主要参数为钢管宽厚比(50，70和100)和混凝土强度(C50，C80)。试验结果表明：方钢管约束钢筋混凝土柱中被分隔钢管的高度对其轴压承载力和延性无明显影响。随钢管宽厚比增大和混凝土强度的提高，轴压短柱的延性降低。采用弹塑性应力分析方法对钢管进行了全过程应力分析，分析结果表明，方钢管约束钢筋混凝土轴压短柱的峰值荷载点并不对应钢管的屈服点，钢管在轴压短柱达到峰值荷载后屈服。根据试验结果和钢管的应力分析结果，建立了方钢管约束钢筋混凝土短柱的轴压承载力计算式，试验结果与计算结果吻合良好。并提出了设计建议。图8表2参12
以方钢管宽厚比和加劲肋高厚比为主要变化参数，进行了14个带肋方钢管混凝土轴压短柱试验研究；同时采用有限元软件ABAQUS对带肋方钢管混凝土轴压短柱的荷载-变形关系进行了计算，计算结果与试验结果吻合良好。同时从应力-应变关系、核心混凝土和钢管的纵向应力分布及其相互作用等方面对比分析了无肋、单肋和双肋方钢管混凝土轴压短柱的受力性能。分析结果表明：设置加劲肋不仅提高了核心混凝土的纵向应力，而且明显减小了钢管管壁的拉应力区范围，改善了管壁的稳定性；带肋试件的约束作用主要集中在钢管角部和加劲肋处，随着每边加劲肋数量的增加，角部约束力明显增大。图13表1参11
在钢板中部设置具有约束钢板外凸变形作用的水平拉杆，是改善异形钢管混凝土柱力学性能的有效方法。通过8个带约束拉杆L形钢管混凝土偏压短柱试件的试验研究，分析了不同约束拉杆设置、偏心率以及荷载角下带约束拉杆L形钢管混凝土短柱的偏压性能。试验结果表明：约束拉杆延迟了钢管局部屈曲的发生，有助于L形钢管混凝土偏压短柱的承载力和延性的提高；临近或达到极限承载力后近力侧拉杆和钢管对核心混凝土的约束作用明显；偏心受压下该柱的截面应变符合平截面假定。基于带约束拉杆L形钢管内核心混凝土的等效单轴本构关系，利用纤维模型法对试件偏压极限承载力进行计算，计算结果与试验结果吻合良好。利用该数值方法对带约束拉杆L形钢管混凝土短柱的偏压性能进行参数研究。分析结果表明：钢材屈服强度、含钢率越大，N/Nu-M/Mu相关曲线向内收拢；混凝土强度和拉杆约束系数越大，N/Nu-M/Mu相关曲线向外凸出。图12表4参11
通过集团装药隔土爆炸荷载作用下4块外贴FRP条带加固钢筋混凝土双向板和1块普通板的对比试验，考察了裂缝的产生、开展过程及分布形状，分析了FRP加固板的荷载、位移、加速度、钢筋和混凝土以及FRP应变动力响应时程，研究了FRP加固板的抗爆破坏特征。研究结果表明：外贴FRP条带加固能有效延缓混凝土的开裂，限制裂缝的开展，改善钢筋混凝土板的抗爆性能；外贴FRP条带加固后，RC双向板的跨中位移响应、混凝土和钢筋应变响应明显降低，结构的抗爆炸冲击波能力得到明显提高；外贴FRP条带加固双向板在爆炸冲击荷载作用下的破坏形态有受弯破坏和弯曲屈服后的剪切破坏，外贴FRP条带在极限状态时发生了剥离及断裂破坏。图12表6参10
通过自行研制开发的大型拼装式多功能电力加热炉，按照ISO 834标准曲线升温，对26根无粘结预应力混凝土扁梁试件进行高温下试验研究。试验中观测了试件表面出现的渗水、油脂流淌与混凝土爆裂及外观颜色变化等宏观现象，研究了高温下试件变形、无粘结预应力筋的应力等力学性能的变化规律，分析了不同初始荷载、混凝土净保护层厚度及综合配筋指标等主要因素对其高温下力学性能的影响。试验结果表明：高温下试件发生动态连续变形，升温初期跨中挠度增加较小，温度较高时跨中挠度增长较大；预应力变化比较复杂；在同等升温条件下，试件承受的初始恒载越大，挠度变形也越大；增加混凝土保护层厚度，能延缓其内部钢筋的升温，提高试件的抗火性能；综合配筋指标q0较小的试件抵抗高温变形的能力较差。图21表3参16
隔震橡胶支座的耐火性能通常较差，威胁着隔震结构（特别是层间隔震结构）的火灾安全。在ISO 834标准升温条件下，通过2个采用厚型防火涂料的隔震橡胶支座的明火试验，对比分析了隔震橡胶支座在火灾前、后的力学性能。利用ANSYS软件，分析了试验支座的内部温度场，并与实测结果进行了对比。研究结果表明：对于采用厚度50mm的防火涂料和相应构造措施进行保护处理的隔震橡胶支座，在持续3h的明火试验后，无铅芯橡胶支座和铅芯橡胶支座的表观特征均无明显变化，各项力学性能指标与受火前相比变化幅度均小于8%，水平极限变形能力满足现行规范要求；验证了隔震橡胶支座防火保护措施的有效性。图9表4参14
为研究受压焊接空心球节点火灾下的性能，利用高温试验炉，对不同空心球外径和壁厚、钢管外径和壁厚、钢材屈服强度和荷载比的6种受压焊接空心球节点试件进行了高温作用下的试验研究，得到了其在高温下的温度分布、位移特征和破坏形式，并研究了对其极限耐火时间的影响因素；根据欧洲规范，对受压焊接空心球节点高温作用下的性能进行了非线性有限元数值模拟，分析了节点的温度场分布规律和影响因素。通过分析高温作用下节点的位移变化特征，确定了其破坏模式；试验结果和有限元分析结果进行了对比，二者吻合较好。研究结果表明：增大焊接钢管壁厚和降低焊接空心球节点实际承受的荷载可以有效地延长受压焊接空心球节点的极限耐火时间；钢管根部是高温作用下受压焊接空心球节点的薄弱部位。图13表2参9
试验研究了16组共48根HRBF500细晶粒钢筋在常温和高温冷却作用后（5种温度、3种冷却方式）的力学性能，得到了不同高温冷却作用后细晶粒钢筋的应力-应变关系，分析了屈服强度、抗拉强度、弹性模量、断后伸长率、均匀伸长率、截面收缩率等的变化规律。试验表明：温度作用相对较低时(300℃、400℃、600℃)，细晶粒钢筋力学性能变化不明显；温度作用相对较高时(700℃、900℃)，细晶粒钢筋各项力学指标逐渐退化。根据试验结果，经回归分析建议了高温后细晶粒钢筋屈服强度、抗拉强度、弹性模量、断后伸长率的计算公式。研究成果可作为火灾后采用HRBF500级细晶粒钢筋混凝土结构的损伤评估的依据。图12表6参7
针对新型疏排桩-土钉墙组合支护结构，以疏排桩间抛物线土拱轴线和平面主动滑裂面假设为基础，阐述了疏排桩-土钉墙组合支护原理，对支护结构拱前滑裂土体失稳破坏、土拱自身强度与失稳破坏和结构整体失稳破坏三种破坏模式进行了探讨，推导了土钉墙荷载分担比、局部稳定性和整体稳性计算式。参数分析表明：土钉墙荷载分担比随土体强度的提高而减小，随疏排桩间距与基坑深度比值的增加而增加，支护结构稳定性随疏排桩间距与基坑深度比值的增加而减小，随土钉长度与基坑深度比值的增加而增加。并通过工程实例验证了建议方法的合理性。图12表1参9
为了解GFRP筋地下连续墙的受弯性能，通过GFRP筋混凝土板和钢筋混凝土板的对比受弯试验，分析了两者的受力-变形过程和破坏形态，对比了两者的挠度、开裂荷载、极限荷载以及混凝土应变。结果表明：GFRP筋混凝土板的受力-变形曲线大致可划分为开裂前和开裂后两个阶段，其破坏表现为脆性；混凝土开裂前两种板的截面应变变化规律均基本符合平截面假定，但开裂后GFRP筋混凝土板的挠度增长速率远大于钢筋混凝土板，且该速率基本不变；两种板的开裂荷载较为接近，而GFRP筋混凝土板的极限荷载为钢筋混凝土板的1.2倍。在试验基础上，建立了GFRP筋混凝土板的有限元模型，通过参数分析表明，GFRP筋混凝土板的抗弯刚度在开裂后随配筋率的增大而增大。图13表6参8
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