英语原文共 11 页，剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料
无粘结后张预制柱与韧性纤维增强混凝土的循环响应
S. L. Billington1 and J. K. Yoon2
摘要
研究了预制节段混凝土桥墩系统在地震区域的应用。该系统采用无粘结的后张法(UBPT)加入预制段，并可选择在潜在塑性铰区的预制段中使用韧性纤维增强的水泥基复合材料(DRFCC)。利用该系统对悬臂柱进行了小型试验，所述UBPT预计会引起最小残余位移和低量的滞回能量耗散。DFRCC材料预计会增加系统的滞回耗能和损坏公差。这两个主要的变量是在塑料铰链区段所使用的材料和在柱基础上嵌入该段的深度。研究发现，使用DFRCC可以使系统耗散比传统混凝土高3 - 6%的滞后能量。此外，在高循环拉压荷载作用下，DFRCC比钢筋混凝土更能保持其完整性。底部段的埋入深度影响了DFRCC中微裂纹和滞回耗能的程度。这一研究结果表明，该系统可能对地震区域的抗损伤结构领域有一定的应用前景。
DOI:10.1061 /(ASCE)1084 - 0702(2004)9：4(353)
CE数据库主题标题:混凝土，加固;桥梁，码头;列;纤维增强材料;后张法;预应力混凝土;塑料铰链。
介绍
最近发生的大量地震已经对包括预制和现浇的次结构系统在内的结构造成了严重破坏。为了确保地震后的可服务性，我们已经对新材料和现有结构中创新材料的开发和实施进行了研究，以提高其在地震荷载作用下的性能。一种具有较强地震应用潜力的材料是韧性纤维增强水泥基复合材料(DFRCC)，这是一种高性能纤维增强水泥基复合材料(HPFRCC)，它在单轴拉伸过程中表现出应变硬化的特性。DFRCC是由硅酸盐水泥、水、硅灰或粉煤灰、细砂和低百分比(约2%)的随机抽取的聚合纤维制成的。DFRCC由于稳态开裂(Li and Leung 1992)的影响，在加载过程中出现了许多细微的裂缝。DFRCC具有较高的拉伸延性、拉伸(应变)淬火性能和能量耗散能力，而非tradi-混凝土和许多纤维增强的混凝土材料(图1)。本文对DFRCC的微观结构设计进行了回顾，并在1998年进行了研究。其他纤维增强的复合材料，具有延性和应变硬化性。
1Clare Boothe Luce助理教授，土木与环境工程学院，斯坦福大学，斯坦福大学，CA 94305。
2设计工程师，CH2M Hill Canada, vancouver BC,CanadaV5H4N2。
请注意。讨论开始至2004年12月1日。单独的讨论必须提交给单独的文件。为了将截止日期延长一个月，必须向ASCE管理编辑提交书面请求。这篇论文的手稿是在2002年8月20日提交的，供审阅和发表。2004年1月12日批准。本文是2004年7月1日《桥梁工程学报》第9卷第4期。copy;ASCE,ISSN 1084 - 0702/2004/4 - 353 - 363 / 18.00美元。enon的直接张力由Majumdar(1970)、Aveston et al.(1971)、Kelly(1972)、Hannant(1978)、Bal- aguru和Shah(1992)报道。
在本文的研究中,提出了逐段预制混凝土桥墩系统的一部分建议,就是使用垂直无粘结后张和预制DFRCC段在高剪切和弯曲应力区域调查(图2)。这个系统一般是预先研究非地震地区后张混凝土桥墩系统的扩展(Billington et al . 2001年)。将DFRCC段与分段预制混凝土桥墩系统的塑性铰区相结合，可以在DFRCC段的均匀间隔的微裂缝中产生高的能量耗散和大循环位移的高损伤容差。在这里只研究了一个铰链段长度，其高度大致为段的宽度。为了研究DFRCC段对损伤的耐受性，为抵抗系统剪切力的唯一设计是横向钢筋。对混凝土禁闭没有额外的加固措施。
此外，在建议的系统中，没有钢筋穿过预制段接头。预制段不需要在其节点上进行连续的粘结加固，可以减少预制系统现场施工的工作量和时间。然而，在无粘结加固的情况下，系统中存在着非常小的滞回能量损耗。因此,当系统可能使用传统混凝土的部分,本文提供的研究显示使用DFRCC段对塑料铰链区域的柱的潜在影响,通过DFRCC段的显微裂纹以增加系统的滞回能量耗散。
在无粘结系统的情况下，筋可以被设计成在极限载荷下保持弹性，从而在循环加载后保持有效的预应力，并允许最小的剩余位移。
从理论上讲，无粘结后张的系统具有非线性弹性响应，具有较低的滞回能量耗散能力。先前的实验和分析研究表明，无粘结后张的系统实际上保证了一些滞回的能量耗散(通过混凝土的开裂和破碎)，如预期的那样，确实减少了剩余的位移(例如，Priestley and MacRae 1996;Ikeda 1998;Kwan and Billington 2003)。
为了研究桥梁桥墩系统的行为，进行了小型试验试验和数值模拟。本文讨论了实验数据。实验研究的主要目标是比较DFRCC材料特性与传统的钢筋混凝土在循环荷载下,评估DFRCC每-性能比传统的钢筋混凝土,当集成到桥墩列,同时为DFRCC材料模型的促进与合理的提出系统的数值模拟精度的发展提供数据。本研究在本质上是探索性的，侧重于对拟议系统的行为和DFRCC的能力进行研究。
在DFRCC段的任何裂解之前，都建立了小的柱状结构，并对其进行了测试，以评估在DFRCC段中实现塑性铰合和分布裂解所必需的节段关节类型和位置。这里的测试结果是用来校准码头的非线性有限元模型(Billington and Yoon 2003)，并设计和测试一个相关研究项目的大规模实验(Rouse and Billington 2003)。
背景
以前的相关研究包括对使用预应力混凝土墙系统的其他桥墩系统的研究，使用无粘结后张的混凝土墙系统，以及使用纤维增强混凝土(包括DFRCC)的结构上的子结构。Ito等人(1997)研究了在循环荷载作用下，不同数量的垂直轻度钢筋和无粘结后张拉的一组柱。Mander和Cheng(1997)研究了在桥梁桥墩系统中使用无粘结后张拉的方法，以抑制地震荷载作用下的横向位移。Sritharan等人(1999)研究了在桥梁墩顶梁上使用粘结预应力，以减少需要的联合加固，同时保持联合性能。未粘结的后张预制墙系统最近也进行了调查(Perez et al. 2002;Kurama和Shen2004)。此外，在预制混凝土框架系统中，许多研究都在使用无粘结的后张拉应力(例如，Cheok et al. 1993, 1998;Priestley and MacRae1996;Morgen and Kurama 2004)。
本文提出的系统是在无附加横向约束的分段预制桥墩的塑性铰区中使用延性纤维增强复合材料DFRCC。利用其他类型的纤维增强的混凝土的相关研究包括Naaman et al.(1987)和Soubra et al.(1991, 1993)的研究，其中研究了现浇的纤维增强混凝土梁节点连接预制梁和柱元素。Henager(1977)和Ramey(1984)研究了在现浇混凝土框架的联合区域内，不加传统限制钢的钢筋混凝土的使用。Mishra和Li(1995)研究了DFRCC在梁的塑性铰区的使用，这些梁是现浇梁柱节点的一部分。Krstulovic-Opara(1999)也提出了用浆液浸润混凝土(SIFCON)塑性铰区在梁上进行框架组装。这里介绍的研究与以往研究的不同之处在于,桥墩的应用程序,所有的元素预制桥墩的局部,DFRCC材料使用聚合物——fiber,和预制段连接无粘结后张匹配铸件或薄“宽松——适合”(浇)关节,典型的节段施工。
DFRCC在结构上的相关应用研究，包括短跨径DFRCC梁和剪切连接板的循环测试(Kanda et al. 1998)，以及使用DFRCC (Fukuyama et al. 1999)对ohno型剪切梁的循环测试。Parra-Montesinos和Wight(2000)研究了DFRCC在控制约束的混凝土柱-钢梁连接的外部框架节点上的使用。最后，用Fischer和Li(2002,2003)提出了用弱钢筋和纤维增强聚合物(FRP)棒加固悬臂梁的实验。FRP 加强的线性弹性行为使得漂移的剩余位移很小，达到5%。在循环荷载作用下，其弹性范围内的无粘结后张拉是类似的行为。
实验程序
为了测量和观察在循环荷载作用下桥墩系统的行为，进行了实验室试验。设计了大约1/6原型的桥柱。7个固定端悬臂柱标本制作和测试:4个短柱和3根长柱。
每个高度集的一列仅由具体的部分组成，而另一列则包括每个样本的DFRCC段。每一个样本代表一个实际的桥柱高度的一半，它将在横向荷载作用下经历反向弯曲。
实验室测试计划的目标是：
- 了解无粘结后张的矩形混凝土柱的整体响应;
- 为了比较钢筋混凝土DFRCC段铰链区域与钢筋混凝土段铰链区域的整体性能之间的差异，两者都有剪切钢筋，但没有额外的约束钢;
- 研究两方面比率的圆柱的循环响应等等
- 研究铰链段嵌入对迟滞耗能的影响。
试样
在准静态循环侧向载荷作用下，对7个200 - 200毫米截面的试样进行了试验。从固定点到加载点，短而高的标本分别为380和685毫米。图3给出了定义标记符号的试样的示意图。每个高度组都有一个传统的钢筋混凝土试样，以比较传统的混凝土试样与具有DFRCC段的试样的反应。其余的标本表示在桥墩(图2)上的一个上或下铰链区域(图2)，其中DFRCC段位于铰区之上，仅在固定位置之上。各节段之间的接缝，要么是匹配的，要么是充满环氧的或非配对浇注的，并填充环氧灰浆。选择了环氧灌浆来测试松装接头，因为它会增加系统的耐久性。
一个与带有SFrc38的样本，被标记为SFrc38m(图3)，是DFRCC段的顶部联合，而底部的关节松散。这两个标本几乎是一致的，并得出结论，这些位置的关节类型并不是研究纵横比的影响参数(Yoon和Billington 2002)。因此，图3所示的不同样本的不同关节类型不会影响每个高度组内的实验结果。在Yoon和Billington(2002)中给出了SFrc38m样本的结果。
每个高度组中两个DFRCC试件之间的关键变量是该段嵌入到固定物的深度。DFRCC段始终是铰链区段，有152毫米的DFRCC段暴露于循环加载中。在每个高度组中，一个DFRCC标本的底部接口低于固定值(SFrc76和TFrc76) 76 mm。在每个高度组的所有其他标本，底部的接口低于固定值38毫米。固定值是从图3所示的硬角的顶部开始计算的。在实际操作中，这样的埋入将需要在基础帽或墩帽上有一个口袋，在其中，柱段将被灌入(“嵌入”)(图2)。
预计在固定的深度下38毫米的深度不会为该部分的软钢提供足够的深度，从而发展其屈服强度，并促进在DFRCC段上的大量裂解。然而，在固定强度下的76毫米深度预计将提供足够的发展长度，以在段内的纵向温和强化，假设僵硬的角度为发展中钢筋提供了限制。每个标本的柱容量都是相同的，设计是一个大约1/6的圆形桥梁的设计，这也是加利福尼亚圣塔莫尼卡高架桥(Sritharan et al. 1996)的设计。为了简化制作，本研究使用的是矩形柱，而不是圆形柱，如原型。在不考虑DFRCC不同性质的情况下，将这些试样设计成传统的混凝土柱。
每一列有四个无粘结的9.5毫米直径的七线钢绞线和四个6.35毫米直径的轻型钢筋在每个角落。纵向的轻度强化在每个部分的顶部和底部大约25毫米处终止。假定混凝土强度为35 MPa的设计矩量，估计为25.8 kN·m，其计算能力的80%为粘结预应力柱(Nilson 1987)。该柱设计为部分预应力，预应力为156 kN。在预应力中增加了44.5 kN的外轴载荷，表示恒荷载。这一列只是部分预应力，因为预期DFRCC将比传统的混凝土在10.5 kN·m的服务时刻提供更好的控制。采用最小剪力箍筋，不包括附加的反式钢筋混凝土约束等地震细节。研究中的一个问题是，DFRCC材料是否会被充分地限制在它自己的范围内。剪切键是为匹配铸造接口设计的。图4为典型的试件截面的钢筋和剪切关键布置。
本研究使用的DFRCC混合设计在表1中给出，并给出了设计所用的材料性能。
表2和3。本研究采用无细骨料的DFRCC。这种混合物可以用一种替代的，更经济的混合设计，使用粉煤灰、细砂和较少的塑化剂(Kesner et al. 2003)。此外，这里使用的纤维可以用一种聚乙烯醇纤维替代，这种纤维的价格大约是每磅2.00美元。
制造和测试
试验装置的示意图如图5所示。采用刚性支撑角度提供基础固定。固定角度为255毫米，由6个先张拉棒水平连接在一起，在固定段上提供6.2 MPa的压缩。预紧力防止了试件与刚性底角之间的间隙形成。用预紧螺栓将角度固定在基体试验梁上。在Yoon和Billington(2002)中给出了使用这种基体固定性而不是使用混凝土基础块效应的数值研究。
每一列的加载点都连接到与销钉连接的驱动器上。在柱端上的引脚支撑是复制一个拐点的必要条件，因为这些标本代表了一个桥柱的一半，它将经历反向弯曲。
这些试样是在几个步
全文共16343字，剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料
资料编号：[10716]，资料为PDF文档或Word文档，PDF文档可免费转换为Word
以上是毕业论文外文翻译，课题毕业论文、任务书、文献综述、开题报告、程序设计、图纸设计等资料可联系客服协助查找。
