Schnittstellenschlupf aus Stahl

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 22375 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Unter der Kriechwirkung von Verbundträgern aus Stahl und Beton, die mit einer Platte aus kohlenstofffaserverstärktem Polymer (CFK) verstärkt sind, erzeugen die Flächen der CFK-Platte, des Stahlträgers und des Betonplattenträgers einen relativen Schlupf. Dieser Schlupf beeinflusst die Grenzflächeninteraktion, verringert die Tragfähigkeit und Steifigkeit der Bauteile und erhöht die Verformung. In dieser Arbeit werden elastische und energetische Methoden verwendet, um die Grenzflächenkräfte zwischen Stahlträgern und durch CFK-Platten verstärkten Betonplatten unter der Wirkung des Betonkriechens zu analysieren. Die Berechnungsformeln für Grenzflächenschlupf, Axialkraft und inkrementelle Verformung werden festgelegt. Der Einfluss von Designparametern auf die mechanischen Eigenschaften der Schnittstelle wird analysiert. Die Ergebnisse zeigen, dass die Zuwächse bei Grenzflächenschlupf, Axialkraft und Verformung am 28. Tag Null sind. Mit zunehmendem Alter nimmt der Anstieg des Grenzflächenschlupfes, der Axialkraft und der Verformung allmählich zu, und der Anstieg ist in den ersten 100 Tagen groß; er bleibt im Zeitintervall von 100 bis 1028 Tagen grundsätzlich unverändert. Wenn die Belastung um 5 N/mm (5 kN) zunimmt, erhöhen sich die Schlupfschritte um ca. 0,004 mm, 0,002 mm und 0,002 mm. Die Zuwächse der Axialkraft betragen etwa 19,4 kN, 15,9 kN und 16,1 kN. Die Verformungsschritte erhöhen sich um ca. 1,7 mm, 1,1 mm und 0,6 mm.

Stahlkonstruktionen werden aufgrund ihrer praktischen Konstruktion und hohen Praktikabilität häufig in Industrie- und Zivilgebäuden sowie im Brückenbau eingesetzt1,2. Aufgrund des Einflusses verschiedener Faktoren wie Nutzung und Umgebung treten in der Stahlkonstruktion verschiedene Mängel und Schäden auf3,4, insbesondere wenn die Stahlkonstruktion überlastet ist. Mit anderen Worten: Die Betriebslast des Bauwerks ist viel größer als die zulässige Betriebslast des Bauwerks5; Diese Situation beschleunigt die Alterung des Bauwerks und verringert seine Lebensdauer, insbesondere wenn das Bauwerk selbst geringfügige baubedingte Schäden aufweist. Durch Überlastung wird die Struktur stärker geschädigt, und die mikroskopischen Defekte dehnen sich allmählich aus und konvergieren, was zu einer Verschlechterung der makroskopischen mechanischen Eigenschaften des Materials führt. es verursacht sogar technische Unfälle. Daher war die Untersuchung von Möglichkeiten zur Verstärkung und Reparatur der Stahlkonstruktion schon immer ein wichtiges Unterfangen im Bauingenieurwesen. Daten zeigen, dass Sanierungsprojekte im Vergleich zu Neubauten etwa 40 % der Investitionen einsparen und die Bauzeit um etwa 50 % verkürzen können6,7. Die Suche nach einer kostengünstigen Verstärkungs- und Reparaturtechnologie für Stahlkonstruktionen ist nicht nur ein zu lösendes technisches Problem, sondern auch ein soziales Problem im Zusammenhang mit einer nachhaltigen Entwicklung.

Zu den traditionellen Methoden zur Verstärkung von Stahlkonstruktionen gehören die Erhöhung der Anzahl der Stahlbauteilabschnitte, das Hinzufügen zusätzlicher Stäbe und Stützen sowie die Vorspannungsbewehrung. Unter anderem umfasst die Erhöhung der Anzahl der Abschnitte des Stahlbauteils das Verbinden der neuen und ursprünglichen Stahlbauteile durch Schweißen, Nieten, Schrauben oder Kleben von Stahlplatten8,9. Die Struktur verändert sich von einer Ebene zu einem Raum10,11, und die vorgespannte Bewehrung wird an geeigneten Stellen der Stahlkonstruktion auf vorgespannte Zugstangen gesetzt, um eine Spannung zu erzeugen, die der Last in der Struktur entgegengesetzt ist12,13,14. Bis zu einem gewissen Grad vergrößern diese Verfahren die Querschnittsgröße der Bauteile, wodurch das Gewicht der Bauteile zunimmt und sich die Steifigkeit verändert. Dies führt zu einer Umverteilung der inneren Kräfte der Struktur, unbequemen Transport und Installation, komplizierter Konstruktion und hohen Wartungskosten. In den letzten Jahren hat sich die Verwendung von faserverstärkten Polymerplatten (FRP) zur Verstärkung von Stahlträgern im In- und Ausland als neue Verstärkungsmethode herausgestellt. Bei dieser Verstärkungsmethode werden GFK-Platten auf Stahlträger geklebt oder verankert. Die hohe Festigkeit des FRP-Materials wird genutzt, um die Tragfähigkeit und Steifigkeit des Trägers zu verbessern und so den Effekt der Verstärkung zu erzielen.

Derzeit haben sowohl inländische als auch internationale Experten und Wissenschaftler die Grenzflächeninteraktion zwischen Stahlträgern und CFK-Platten untersucht15,16,17,18,19,20,21,22,23,24,25,26,27,28,29, 30,31,32,33,34,35,36 und zwischen Stahlträgern und Betonplatten, aber Studien zur Grenzflächenschlupfanalyse unter dem Einfluss des Kriecheffekts sind rar. Basierend auf früheren Untersuchungen werden daher die Methoden der elastischen und energetischen Variation verwendet, um das Inkrement, die Achse und die Achse des Grenzflächenschlupfes der mit CFK-Blech verstärkten Stahl-Beton-Verbundträger unter der Einwirkung von Betonkriechen zu ermitteln. Die Berechnungsformeln für die Kraft- und Verformungszuwächse des Verbundträgers werden ebenso besprochen wie der Einfluss der Entwurfsparameter.

Da in38 der Temperatureffekt des Stahlträgers und der Kriecheffekt des CFK-Gewebes angegeben wurden, wird hier nur der Kriecheffekt des Betons berücksichtigt, d. h. nur die Grenzflächenkraft zwischen der Betonplatte und dem Stahlträger. Es werden mehrere Annahmen über die Eigenschaften von mit CFK-Platten verstärkten Stahl-Beton-Verbundträgerkonstruktionen getroffen39,42. Bei normalem Gebrauch ist der Verbundträger ein idealer elastischer Körper. Die Schubverbindung zwischen Stahlträger und Beton bildet eine gleichmäßige und kontinuierliche Anordnung entlang der Trägerlänge. Betonplatten, Stahlträger und CFK-Platten haben vor und nach der Verformung die gleiche Biegekrümmung, unabhängig vom vertikalen Auftrieb zwischen ihnen. Der Querschnitt entspricht der Annahme eines flachen Querschnitts. Die Kraft des Gerätekörpers ist in Abb. 1 dargestellt.

Kraftdiagramm des Gerätekörpers.

Die Dehnungszuwächse auf der Oberseite des Stahlträgers und der Unterseite der Betonplatte zum Zeitpunkt \(t\) werden im Folgenden beschrieben:

wobei \(y_{s} \left( t \right)\)-t der Abstand von der neutralen Achse des Strahls zur Oberseite des Strahls zum Zeitpunkt t ist; \(y_{c} \left( t \right)\) – t der Abstand von der neutralen Achse der Platte zum Boden der Platte zum Zeitpunkt t; \(E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)\) – effektiver Elastizitätsmodul der Platte, angepasst an das Alter zum Zeitpunkt \(t\), der ausgedrückt werden kann als \(E_ {c} \left( {t,t_{0} } \right) = \frac{{E_{c} }}{{1 + \chi \left( {t,t_{0} } \right)\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}\); \(\chi \left( {t,t_{0} } \right)\) – der Betonalterungskoeffizient der Platte, berechnet aus der Belastungszeit t0 bis zum Zeitpunkt t, der normalerweise zwischen 0,6 und 0,9 variiert und beträgt angenommen als 0,8243; \(\Delta N_{sc} \left( t \right)\) – Summe der virtuellen Kräfte jeder Bewehrungsschicht entsprechend der Anfangsdehnung der Betonplatte, \(\Delta N_{sc} \left( t \right) = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\left( {\varepsilon_{o } + y_{si} \varphi } \right)} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \ rechts)\left\{ { - \frac{N}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{y_{si} \left[ {M - N\overline{y}} \right] }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c} }}} \right\}} = \alpha_{1} M - \beta_{1} N\); \(\alpha_{1} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\frac{{ y_{si} }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c} }}}\); \(\beta_{1} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\left[ { \frac{1}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{\overline{y}y_{si} }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{ c} }}} \right]}\); \(\phi \left( {t,t_{0} } \right)\) – Betonkriechkoeffizient der Platte40, \(\phi \left( {t,t_{0} } \right) = \phi_{ 0} \beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right)\); \(\phi_{0} = \phi_{RH} \beta \left( {f_{cm} } \right)\beta \left( {t_{0} } \right)\); \(\phi_{RH} = 1 + \frac{{1 - RH/RH_{0} }}{{0,46\left( {h/h_{0} } \right)^{\frac{1}{3 }} }}\); \(\beta \left( {f_{cm} } \right) = \frac{5.3}{{\left( {f_{cm} /f_{cm0} } \right)^{0.5} }}\); \(\beta \left( {t_{0} } \right) = \frac{1}{{0,1 + \left( {t_{0} /t_{1} } \right)^{0,2} }}\ ); \(\beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right) = \left[ {\frac{{\left( {t - t_{0} } \right)/t_{1} } }{{\beta_{H} + \left( {t - t_{0} } \right)/t_{1} }}} \right]^{0.3}\); \(\beta_{H} = 150\left[ {1 + \left( {1.2\frac{RH}{{RH_{0} }}} \right)^{18} } \right]\frac{h} {{h_{0} }} + 250 \le 1500\); \(\varphi_{0}\) – nominaler Kriechkoeffizient; \(f_{cm}\) – durchschnittliche kubische Druckfestigkeit von Beton im Alter von 28 Tagen, \(f_{cm} = 0,8f_{cu,k} + 8\); \(f_{cu,k}\) – Standardwert der Druckfestigkeit des Betonwürfels mit 95 % Garantierate im Alter von 28 Tagen; \(\beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right)\) – Entwicklungskoeffizient des Kriechens mit der Zeit nach der Belastung; \(h\) – theoretische Dicke des Elements, wobei \(h = 2A/u\); \(A\) – Querschnittsfläche des Elements; \(u\) – Umfang der Kontaktfläche zwischen der Komponente und der Atmosphäre; \(RH\) – jährliche durchschnittliche relative Luftfeuchtigkeit der Umgebung; \(RH_{0}\) = 100 %; \(h_{0}\) = 100 mm; \(t_{1}\) = 1 Tag; \(f_{cmo}\) = 10 MPa; \(y_{si}\) und \(y_{si} \left( t \right)\) – jeweils der vertikale Abstand von der i-ten Schicht aus Stahlstäben in der Bramme zum Schwerpunkt der Bramme umgerechnet Abschnitt zur Zeit \(t_{0}\) und zur Zeit \(t\); \(\overline{y}\) – vertikaler Abstand zwischen dem Schwerpunkt des Balkens und der Platte im Moment von \(t_{0}\); \(\varepsilon_{o}\) – Anfangsdehnung im Schwerpunkt der Platte im Moment von \(t_{0}\); \(\varphi\) – anfängliche Krümmung des zusammengesetzten Strahls zum Zeitpunkt \(t_{0}\); \(E_{s}\) und \(E_{c}\) – anfängliche Elastizitätsmodule zum Zeitpunkt \(t_{0}\) des Balkens bzw. der Platte; \(A_{s}\) und \(A_{c}\) – Querschnittsflächen bei \(t_{0}\) der anfänglichen Balken- bzw. Plattenabschnitte; \(I_{s}\) und \(I_{c}\) – Trägheitsmomente bei \(t_{0}\) des Anfangsabschnitts von Balken bzw. Platte; \(E_{si}\) – der Elastizitätsmodul der i-der Schicht aus Stahlstäben in der Platte; \(A_{si}\) – Querschnittsfläche der i-ten Schicht aus Stahlstäben in der Bramme; \(n\) – Anzahl der Bewehrungsschichten in der Platte.

Da sich die inneren und äußeren Lasten während der Zeitspanne t0 − t in Kombination mit der Kraft auf den Abschnitt nicht ändern, kann die Differentialgleichung des Schlupfinkrements ermittelt werden.

Die Differentialgleichung des Grenzflächenscherkraftzuwachses kann dann entsprechend der Beziehung zwischen der Grenzflächenscherkraft und dem Schlupf ermittelt werden.

In der Formel ist \(\lambda^{2} = \frac{{k_{L} y\left( t \right)^{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \ right)I\left( t \right)}} + \frac{{k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)A\left( t \right)}} \); \(\mu_{1} = - \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \ left( t \right) - \alpha_{1} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} - \frac{{ \alpha_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{2} = \delta + \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c } \left( t \right) - \beta_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} + \frac {{\beta_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{s1} = - \frac{{k_{L} y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_ {c} \left( t \right) - \alpha_{1} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} - \frac{{k_{L} \alpha_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\) ; \(\mu_{s2} = k_{L} \delta + \frac{{k_{L} y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0 } } \right)I_{c} \left( t \right) - \beta_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} + \frac{{k_{L} \beta_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \ Rechts)}}\); \(\gamma = \frac{{\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}{EI}\); \(\delta = \frac{{\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}{{E_{c} A_{c} }}\); \(\beta_{2} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} y_{si} \left( t \right)\phi \left( {t,t_ {0} } \right)\left[ {\frac{1}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{\overline{y}y_{si} }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c} }}} \right]}\); \(n\) – die Anzahl der Schichten von Stahlstäben in der Platte; \(k_{L}\) – Steifigkeit des Verbindungsstücks, \(k_{L} = k/m\); \(k\) – Steifigkeit eines einzelnen Verbindungsstücks; \(m\) – der Längsabstand des Verbindungsstücks.

Die Berechnungsformel des Grenzflächenschlupfzuwachses unter verschiedenen Belastungen kann entsprechend den Randbedingungen ermittelt werden.

In der Formel ist \(\alpha^{2} = \frac{{k_{L} }}{EA} + \frac{{k_{L} y^{2} }}{EI}\); \(\beta = \frac{{k_{L} y}}{EI}\).

Biegesegment:

Reine Biegung:

Links von der Ladestelle:

Rechts vom Ladepunkt:

Basierend auf der Theorie der Energievariationsmethode44 wird davon ausgegangen, dass zwischen dem Stahlträger und der CFK-Platte kein Schlupf auftritt. Die Verschiebung des Stahlträgers beträgt \(U_{s1}\), die Verschiebung des Betons beträgt \(U_{c1}\), die Verformung des Balkens beträgt \(W_{1}\) und die Verschiebung bei das Gelenk ist \(\Delta_{L1} = U_{s1} - U_{c1} { + }y\left( t \right)W_{1}^{{\prime}}\).

Daher sind die potentiellen Energien des Struktursystems zum t-Moment unten dargestellt:

Dehnungsenergie des Stahlträgers:

Verformungsenergie von Beton:

Dehnungsenergie am Gelenk:

Der gesamte potenzielle Energiezuwachs des Strahls ist in Gleichung dargestellt. (13):

Nach dem Prinzip der minimalen potentiellen Energie ist die Variation von Gl. (13) wird Schritt für Schritt weiter integriert, um Folgendes zu erhalten:

Darüber hinaus sind \(\delta U_{s1}^{{}}\), \(\delta U_{c1}^{{}}\), \(\delta W\) unabhängige Größen, daher ist Gl. (14) wird durch Division integriert und reduziert.

Aus dem Gleichgewicht der Schnittgrößen lässt sich dann die maßgebende Differentialgleichung des Schlupfes ermitteln.

Die Verteilungskurve des Schlupfzuwachses mit dem Alter unter verschiedenen Belastungen ist in Abb. 2 dargestellt. Der Schlupfzuwachs an der Grenzfläche zwischen dem Stahlträger und der Betonplatte zeigt eine nichtlineare Verteilung mit dem Alter. Die Zuwächse des Schnittstellenschlupfes nach 28 Tagen sind alle Null. Mit zunehmendem Alter nehmen die Schlupfzuwächse allmählich zu. Der Anstieg ist innerhalb von 100 Tagen größer und die Schlupfzuwächse bleiben im Wesentlichen von 100 auf 1028 Tage unverändert. Mit steigender Belastung nimmt die Grenzflächenschlupfzunahme zu. Je größer die Belastung, desto steiler ist die Schlupfzuwachskurve. Wenn die Belastung um 5 N/mm (5 kN) zunimmt, erhöht sich die Schlupfzunahme um etwa 0,004 mm, 0,002 mm und 0,002 mm.

Einfluss der Belastung unter Kriechen auf die Zunahme der Grenzflächenschlupfbelastung bei konzentrierter Belastung.

Die Verteilungskurven der Schlupfzuwächse mit dem Alter bei verschiedenen Steifigkeiten sind in Abb. 3 dargestellt. Der Grenzflächenschlupfzuwachs nimmt mit zunehmender Steifigkeit ab. Je größer die Steifigkeit, desto glatter ist die Schlupfzunahmekurve. Das Ausmaß der Änderung des Grenzflächenschlupfinkrements nimmt mit jedem Anstieg der Steifigkeit allmählich ab.

Einfluss der Kopplungssteifigkeit beim Kriechen auf die Zunahme des Grenzflächenschlupfes.

Die Differentialgleichung des Axialkraftinkrements ergibt sich aus der Beziehung \(\frac{{{\text{d}}\Delta N\left( t \right)}}{{{\text{d}}x} } = \Delta \tau_{s} \left( t \right) = k_{L} \Delta s\left( t \right)\) zwischen dem Axialkraftinkrement und dem Schlupfinkrement.

wobei \(\lambda^{2} = \frac{{k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)A\left( t \right)}} + \frac {{k_{L} y^{2} \left( t \right)}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\); \(\mu_{1} = - \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \ left( t \right) - \alpha_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} - \frac{{ \alpha_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{2} = \delta + \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma y\left( {t_{0} } \right)E_{c} \left( { t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right) - \beta_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right) I\left( t \right)}} + \frac{{\beta_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \Rechts)}}\).

Die Berechnungsformel des Axialkraftzuwachses bei unterschiedlichen Belastungen kann entsprechend den Randbedingungen ermittelt werden.

Biegesegment:

Reine Biegung:

Links von der Ladestelle:

Rechts vom Ladepunkt:

Die Verteilungskurve des Axialkraftzuwachses mit dem Alter unter verschiedenen Belastungen ist in Abb. 4 dargestellt. Die Axialkraftzuwächse nach 28 Tagen sind alle Null. Mit zunehmendem Alter nimmt der Axialkraftzuwachs innerhalb von 100 Tagen allmählich zu. Von 100 auf 1028 Tage ist der Anstieg größer und der Axialkraftzuwachs bleibt im Wesentlichen unverändert; Der Anstieg der Axialkraft nimmt mit zunehmender Belastung zu, und je größer die Belastung, desto steiler ist die Kurve des Anstiegs der Axialkraft. Alle 5 N/mm (5 kN) erhöhen sich die Axialkrafterhöhungen um etwa 19,4 kN, 15,9 kN und 16,1 kN.

Einfluss der Kriechbelastung auf den Axialkraftzuwachs.

Die Verteilungskurve des Axialkraftzuwachses mit dem Alter bei verschiedenen Steifigkeitswerten ist in Abb. 5 dargestellt. Der Axialkraftzuwachs nimmt mit zunehmender Verbindungssteifigkeit zu. Je größer die Belastung, desto steiler ist die Änderung der Kurve des Axialkraftinkrements. Ebenso gilt: Je stärker die Verbindungssteifigkeit zunimmt, desto geringer ist der Anstieg des Axialkraftinkrements.

Kopplungseinfluss der Steifigkeit beim Kriechen auf den Axialkraftzuwachs.

Gemäß der Beziehung zwischen Verformung und Krümmung kann in Kombination mit der Differentialgleichung des Schlupfinkrements die Differentialgleichung des Verformungsinkrements erhalten werden.

wobei \(\lambda^{2} = \frac{{k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)A\left( t \right)}} + \ frac{{k_{L} y\left( t \right)^{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\) ; \(\mu_{1}^{{}} = \frac{{k_{L} }}{{E^{2} \left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \ right)A\left( t \right)}}\left[ {E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right)\gamma - \alpha_ {2} } \right] - \frac{{k_{L} y\left( t \right)}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right )}}\frac{{\alpha_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{2}^{{}} = - \frac{{k_{L} }}{{E^{2} \left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)A\left( t \right)}}\left[ {E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right)\gamma y - \beta_{2} } \right] + \frac{{y\left( t \right)k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\left[ {\delta + \frac{{\beta_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}} \right]\);\(\mu_{3}^{{}} = - \frac{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_ {c} \left( t \right)\gamma - \alpha_{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\); \(\mu_{4}^{{}} = \frac{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right)\gamma y - \beta_{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\).

Entsprechend den Randbedingungen kann die Berechnungsformel des Verformungszuwachses unter verschiedenen Belastungen ermittelt werden.

Biegesegment:

Reine Biegung:

Links von der Ladestelle:

Rechts vom Ladepunkt:

Die Verteilungskurve des Verformungszuwachses mit dem Alter bei unterschiedlichen Belastungen ergibt sich durch eine Berechnung, wie in Abb. 6 dargestellt. Die Verformungszuwächse sind nichtlinear verteilt. Die Verformungszuwächse für 28 Tage sind alle Null. Mit zunehmendem Alter nehmen die Deformationszuwächse allmählich zu. Der Anstieg ist innerhalb von 100 Tagen größer und die Verformungszuwächse bleiben im Wesentlichen unverändert von 100 bis 1028 Tagen. Der Verformungszuwachs nimmt mit zunehmender Belastung zu. Je größer die Belastung, desto steiler die Verformungszunahmekurve; Mit jedem Anstieg der Last um 5 N/mm (5 kN) erhöht sich der Verformungszuwachs um etwa 1,7 mm, 1,1 mm und 0,6 mm.

Einfluss der Kriechbelastung auf die Verschiebungszunahme.

Die Verteilungskurve des Verformungszuwachses mit dem Alter unter verschiedenen Steifigkeitsbedingungen ist in Abb. 7 dargestellt. Im Allgemeinen nimmt der Verformungszuwachs mit zunehmender Verbindungssteifigkeit ab, das Ausmaß der Abnahme ist jedoch minimal, was darauf hindeutet, dass die Verbindungssteifigkeit sehr wichtig ist der Verformungszuwachs des Bauteils. Dieser Einfluss ist nicht offensichtlich.

Kopplungseinfluss der Steifigkeit beim Kriechen auf die Verschiebungszunahme.

In dieser Studie werden elastische und energetische Methoden verwendet, um den Grenzflächenschlupf, die Axialkraft und den Verformungszuwachs in Stahl- und Betonverbundträgern zu berechnen, die durch CFK-Folien unter Kriechen verstärkt werden. Die Schlussfolgerungen lassen sich wie folgt zusammenfassen:

Der Einfluss der Designparameter auf die mechanischen Eigenschaften der Schnittstelle wurde analysiert. Die Berechnungsergebnisse zeigen, dass die Formel korrekt ist und zur Berechnung des Grenzflächenschlupfes zwischen dem Stahlträger und der mit CFK-Platten verstärkten Betonplatte unter Einwirkung des Betonkriechens verwendet werden kann. Basierend auf den richtigen Berechnungsformeln werden die Berechnungsformeln für Grenzflächenschlupf, Axialkraft und Verformungsinkrement abgeleitet.

Unter der Einwirkung des Betonkriechens erhöhen sich mit zunehmender Belastung der Schlupfbetrag, die Axialkraft und der Verformungszuwachs zwischen dem Stahlträger und der durch CFK-Platten verstärkten Betonplatte. Je stärker die Verbindungssteifigkeit zunimmt, desto geringer ist der Anstieg des Axialkraftinkrements.

Die Berechnungsergebnisse zeigen, dass die Zunahme von Grenzflächenschlupf, Axialkraft und Verformung am 28. Tag Null beträgt. Mit zunehmendem Alter nehmen der Grenzflächenschlupf, die Axialkraft und die Verformung allmählich zu; Der Anstieg ist in den ersten 100 Tagen groß und im Wesentlichen unverändert von 100 auf 1028 Tage.

Die Berechnungsergebnisse zeigen auch, dass bei einer Erhöhung der Last um 5 N/mm (5 kN) die Schlupfzunahme um etwa 0,004 mm, 0,002 mm und 0,002 mm und die Axialkraftzunahme um etwa 19,4 kN bzw. 15,9 kN zunimmt und 16,1 kN. Der Verformungszuwachs erhöht sich um ca. 1,7 mm, 1,1 mm und 0,6 mm.

Wenn die Steifigkeit um einen Schritt zunimmt, nimmt die Änderung des Schlupfinkrements allmählich ab und die Axialkraft nimmt mit zunehmender Verbindungssteifigkeit zu. Je größer der Anstieg der Verbindungssteifigkeit ist, desto geringer ist der Anstieg des Axialkraftinkrements; Die Änderung des Verformungsinkrements mit zunehmender Verbindungssteifigkeit ist minimal.

Die theoretische Ableitungsformel in dieser Studie basiert auf einer Reihe von Annahmen und ignoriert den Einfluss einiger Faktoren. Bei der weiteren Forschung sollten verschiedene Faktoren berücksichtigt werden.

Einige oder alle Daten, Modelle oder Codes, die während der Studie generiert oder verwendet wurden, sind auf Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

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Diese Arbeit wurde vom Bildungsministerium der Provinz Liaoning, Youth Science and Technology Talent Seedling Project (Nr. LJ2020QNL006), dem Wissenschaftlichen Forschungsfonds der Bildungsabteilung der Provinz Liaoning (Nr. LJ2019JL002) und dem General Project der Natural Science Foundation der Provinz Liaoning (Nr. 2022-) unterstützt. MS-399). Wir möchten Editage für die Bearbeitung in englischer Sprache danken.

Fakultät für Bauingenieurwesen, Technische Universität Liaoning, Fuxin, 123000, China

Xiangyang Jian, Ni Zhang, Haiqing Liu und Zhongwei Zhao

China Construction Fifth Engineering Division Corp., Ltd, Changsha, 410004, China

Ming Lei & Zimu Chen

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XJ hat den Haupttext geschrieben; NZ lieferte Konzeption, Methodik, Aufsicht und Redaktion; HL übte Schreibkritik aus; ZZ sorgte für die Datenverarbeitung; ML führte eine formale Analyse durch; ZC stellte experimentelle Materialressourcen und Vorschläge zur Verfügung. Alle Autoren haben das Manuskript überprüft.

Korrespondenz mit Ni Zhang.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Jian, X., Zhang, N., Liu, H. et al. Grenzflächenschlupf von mit CFK-Platten verstärkten Stahl-Beton-Verbundträgern unter Kriecheffekt. Sci Rep 12, 22375 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-27023-y

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Eingegangen: 19. Juli 2022

Angenommen: 23. Dezember 2022

Veröffentlicht: 26. Dezember 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-27023-y

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