炭素繊維を用いた強化損傷鋼梁の曲げ挙動

Aug 23, 2023

Scientific Reports volume 12、記事番号: 10134 (2022) この記事を引用

951 アクセス

2 引用

1 オルトメトリック

メトリクスの詳細

この論文では、炭素繊維強化ポリマー (CFRP) シートで強化された損傷した鋼製梁の曲げ挙動に関する研究の試験および有限要素解析の結果を紹介します。 試験結果は、引張フランジを100%損失した鋼製梁の降伏荷重、極限荷重および弾性剛性が、引張フランジを100%損失した鋼製梁の降伏荷重、極限荷重および弾性剛性よりも68.3%、73.8%および13.5%大きいことを示しました。静的荷重後のウェブの 28% の損失。 過負荷後の鋼製梁の降伏荷重と弾性剛性は、過負荷なしの鋼製梁の降伏荷重と弾性剛性よりも 8.7% および 24.5% 大きかった。 損傷レベルは、鋼製梁に静荷重がかかっているか過荷重がかかっているかに関係なく、鋼製梁の降伏荷重、極限支持力、および弾性剛性に大きな影響を与えました。 損傷した鉄骨梁は CFRP シートで修復でき、CFRP シートの層を増やすことで降伏荷重、最大耐力、鉄骨梁の弾性剛性が向上し、過負荷による CFRP シートのひずみが減少します。 数値解析の結果、過負荷のない鋼製梁と比較して、過負荷後の鋼製梁のたわみとひずみが大幅に小さいことがわかりました。 降伏荷重と弾性剛性は過負荷振幅の増加とともに増加し、過負荷数の増加により降伏荷重と弾性剛性が減少する可能性があります。 過負荷後の鋼製梁のすべての降伏荷重は、過負荷なしの鋼製梁の降伏荷重よりも大きくなりましたが、極限支持力は小さくなりました。

今日、土木工学界が直面している大きな課題の 1 つは、劣化した鋼構造物の耐用年数を延ばすことです。 劣化した構造物の交換は多くの場合実行不可能であり、従来の材料を使用して構造物を修復することは、コスト、社会的および環境への影響、耐久性の観点から非効率的です。 一部の構造物は常に過負荷状態で使用され、使用負荷が構造物の最終負荷の 70% を超えます。 近年、損傷した鉄骨構造物を修復するための新しい方法として、炭素繊維強化ポリマー（CFRP）シートを使用する方法が採用されています。 CFRP シートは、自重が低く、強度と剛性が高く、耐久性に優れているなど、独特の材料特性と機械的特性を備えています。 CFRP シートを損傷した部材の張力面にエポキシ接着して、鋼部材の最終的な支持能力を回復または強化することができます。 過去数年間、エポキシ接着された繊維強化ポリマー (FRP) 材料を使用した鋼部材の修理と改修に関する多くの研究が行われてきました。 Colombi と Poggi1 は、引抜成形された CFRP ストリップによる鋼梁補強の静的挙動を特徴付けるための実験的および数値的プログラムを研究しました。 実験プログラムの主な目的は、力伝達機構、耐荷重能力の増加、および曲げ剛性の評価でした。 引抜成形された CFRP ストリップを使用することで、強化梁の静的解析のためのさまざまな解析モデルと数値モデルを検証することもできました。 Bocciarelli2 は、弾塑性領域における炭素繊維強化ポリマー プレートで強化された静的に決定された鋼梁の応答を評価するための簡単なアプローチを提示しました。 提案された解決策は、構造の応答が補強の突然の終了による局所的な効果の影響を受けない、補強の端から一定の距離でのみ有効でした。 杉浦ら 3 は、腐食した鋼部材の補修への CFRP 接着の適用可能性を発表しました。 CFRPを接着した鋼部材の引張・曲げ試験において、CFRPの剥離挙動を実験的に調査した。 実験結果に基づいて,CFRPの必要な体積と接着長さを決定し,鋼からのCFRPの剥離をチェックするための設計方法を与えた。 Wu et al.4 は、4 つの異なる種類の材料で強化された人工的にノッチが付けられた鋼梁の疲労挙動を同等の引張剛性の下で試験して調査しました。 テスト結果は、繊維強化複合プレートを適用すると、亀裂の発生を遅らせ、亀裂の成長速度を低下させ、疲労寿命を延長できるだけでなく、剛性の低下と残留たわみも軽減できることを示しました。 Yu ら 5 は、鋼構造物の疲労寿命を延長する際の CFRP プレートの有効性を調査しました。 実験結果は、CFRP パッチが亀裂の成長を効果的に遅らせ、疲労寿命を延長し、より大きな損傷レベルでの後期強化により、残りの疲労寿命がより大幅に延長される傾向があることを示しました。 Bocciarelli と Colombi6 は、CFRP 薄層で強化された鋼梁の弾塑性応答を計算する簡単なアプローチを発表しました。 主な結論は、最終的な曲げモーメント耐性を高めるには、強化されたセクションが大きな曲率に達する必要があり、このため、ウェブとフランジの両方で局所的な不安定性の問題を回避するために補強材を使用する必要があるということでした。 Hmidan et al.7 は、CFRP シートで強化されたワイドフランジ W4 × 13 鋼梁の亀裂先端挙動を報告しています。 その結果、層数や弾性率などの CFRP の特性が、強化された梁の亀裂先端の塑性性に影響を与えることがわかりました。 Colombi et al.8 は、片面にストリップを接着して補強したひび割れ鋼板 (片面試験片) の疲労試験を実行しました。 結果は、先端領域の周囲に接着された CFRP 材料が損傷した鋼要素の疲労寿命を約 3 倍延長することを示しました。Ghafoori と Motavalli9 は、垂直弾性率 ( NM) CFRP ラミネート。 CFRP ラミネートのプレストレスを増加しても、改造された細長い鋼梁の座屈強度が必ずしも増加するとは限らないことが示されています。 Wang et al.10 は、鋼コンクリート複合桁の補修に CFRP シートとプレストレスト CFRP シートを使用しました。 その結果、CFRP シートは強化複合桁の降伏荷重には大​​きな影響を及ぼさないが、終局荷重には大​​きな影響を与えることがわかりました。 Colombi と Fava11 は、疲労荷重下で 9 つの CFRP 強化ひび割れ鋼梁を調査しました。 実験の結果、亀裂の位置で補強材と鋼基材の間に剥離領域が存在することが明らかになりました。 剥離は明らかに補強効果に悪影響を及ぼしました。 Gholami et al.12 は、熱帯の自然気候、乾湿サイクル、淡水、塩水、酸性溶液などのさまざまな条件にさらした後、下部フランジを引抜成形 CFRP プレートで強化した I 形鋼梁の性能を評価しました。 この研究では、接着層が重要な部分であり、システムの性能が暴露後に増加するすべての強化梁の挙動と延性に直接関係していることが判明しました。 Aljabar et al.13 は、引張疲労荷重における鋼要素の CFRP 強化に関する現在の知識を、引張荷重とせん断荷重が混合した場合に拡張しました。 亀裂の伝播に関する混合モードの影響を説明するために、シフト現象が確認されました。 傾斜初期亀裂を有するCFRP強化鋼板の疲労寿命を推定するために、混合モード修正係数を開発しました。 Hu ら 14 は、CFRP 強化鋼構造の疲労設計ガイドとプログラムを提案しました。 CFRP は疲労下での鋼構造の強化に効果的であることが示されています。 CFRP は、特定の荷重条件下で疲労寿命を延長したり、特定の疲労寿命が必要な場合に許容応力範囲を拡大したりできます。 Yousefi et al.15 は、静荷重下で接着された CFRP プレートによって強化されたノッチ付き鋼製 I ビームの破損解析と構造挙動に関する実験的および数値的研究の結果を発表しました。 結果は、欠陥のある鋼製 I ビームの強化における CFRP の破損モードには、端部剥離、点下荷重剥離、割れ、層間剥離が含まれることを示しました。 Bocciarelli ら 16 は、特定の亀裂長さにおける補強材の応力とひずみの分布を評価するために、弾性脆性接着剤の解析モデルと数値モデルを提案しました。 実験結果は、提案された数値的および分析的手法を検証するものと考えられました。 計算結果は実験結果と良く一致した。 Martinelli ら 17 は、実験および数値シミュレーションによって、鋼基板に接着された繊維強化ポリマー (FRP) 複合材料の結合挙動を研究しました。 結果は、提案された数値モデルに組み込まれた結合滑り関係が数値結果に重大な影響を与えることを示しました。 したがって、さまざまな接着剤の種類と硬化条件での現実的な接着と滑りの関係を（実験テストを実施することにより）特定することが重要でした。 Zhang et al.18 は、CFRP プレートで強化された腐食した鋼梁の曲げ挙動を調査しました。 曲げ能力、破損モード、界面応力に対する腐食とプレストレス力レベルの影響を調査しました。 その結果、腐食した梁の破壊モードは中間径間界面のせん断破壊後のCFRP板の破壊であり、CFRP板の破壊位置は主に荷重点であることがわかった。 腐食した鋼の表面が粗いと、界面での応力伝達効率が向上し、それによって界面の有効結合長が向上します。 せん断応力は主にCFRP板端部に集中し、荷重点でピーク値が現れた。 参照梁と比較して、プレストレスレベル15%のCFRP板で強化した腐食梁の極限曲げ耐力は21%増加し、CFRP板の利用率は71.59%に達した。 Hu と Feng19 は、CFRP 強化損傷鋼構造の設計方法を提示し、設計プログラムを開発しました。 その結果、目標耐用年数の達成を前提として、一定の応力範囲および許容応力範囲においてCFRP強化により耐用年数を向上させることができることがわかりました。 Deng ら 20 は、炭素繊維強化プラスチック - 光ファイバー ブラッグ グレーティング (CFRP-OFBG) プレートで強化された損傷した鋼梁の曲げ疲労性能を研究しました。 試験結果は、CFRP-OFBG プレート補強が損傷した鉄骨梁の疲労亀裂成長速度を効果的に低減し、損傷した鉄骨梁の疲労寿命を 22.46% 延長することを示しました。 解析と試験の結果、寿命予測モデルの計算値と試験値の最小誤差は-24.13%、最大誤差は-5.61%でした。

しかし、いくつかの研究では、引張りフランジやノッチなどのウェブ欠陥がある鋼梁、特にこれらの鋼梁に過負荷が加わった場合に、エポキシで接着されたプレートまたはシートを強化するために使用することが議論されています。 この論文では、鋼製梁の中間スパンでテンション フランジまたはウェブが部分的に観察されました。 鉄骨梁のフランジ下面にCFRPシートを接着し、支持力と弾性剛性を回復させ、静荷重または過荷重を鉄骨梁に加えます。 CFRPシート層の影響、鉄骨梁の損傷レベル、過負荷回数などを調査した。

人工的に損傷した鉄骨梁は合計7本製作された。 鋼製梁は典型的な中国標準鋼 I20A で作られ、その深さは 200 mm、フランジの幅は 100 mm、フランジとウェブの厚さはそれぞれ 11.4 mm と 7 mm、断面は3550 mm2でした。 鋼材セクションは長さ 1.9 m の梁に切断され、図に示すように、張力フランジの 100% 損失と張力ウェブの 15%、28%、40% の損失の 4 つの異なる損傷レベルが鋼製梁の中間スパンで切断されました。図1a。 I形鋼の引張試験を実施しました。 Ｉ形鋼の降伏強さは２６５ＭＰａ、引張強さは４４２ＭＰａであった。 このテストのために選択された外部結合強化システムは、高強度 CFRP シートでした。 CFRPシートの厚みは0.167mm、幅は60mm、長さは1,500mmであった。 参考文献 21 に記載されているように CFRP シートの引張試験を実施したところ、平均引張強度は 3456 MPa でした。 弾性率は２５８ＧＰａであった。 CFRP シートの貼り付けに使用した樹脂接着剤は CFRP シートに合わせたもので、せん断強度は 19.4 でした。CFRP シートの貼り付け方法は参考文献 21 と同様です。 図1bに示すように、テンションフランジの底部にCFRPシートを貼り付け、その後、CFRPシートを鉄骨梁に確実に固定できるように、CFRPシートの端にU字型のフープを貼り付けました。 鋼製梁の詳細パラメータを表 1 に示します。

標本の準備。

図 2 に示すように、鋼製梁には、2 つの集中点荷重間の間隔 500 mm、および 650 mm の 2 つの等しいせん断スパンで 4 点曲げで荷重がかけられました。サポートにはゴム ベアリングが使用されました。 鋼製梁の上部のゴム製ベアリングの間に配置されたスプレッダー ビームによって、鋼製梁の上部フランジの全幅にわたって荷重が加えられました。 図2aに示すように、油圧ジャッキを使用して4点曲げ試験を実行しました。 過負荷プロセスでは、最小負荷 (Pmin)、最大負荷 (Pmax)、および過負荷の数を設定する必要があります。 次に、鉄骨梁はこの範囲で循環されます。 図 3 に示すように、1 サイクルの時間は約 6 分でした。過負荷後、鋼製梁は破壊されるまで負荷を受けました。 調査対象の鉄骨梁の挙動を観察するために、必要な場所でひずみ、荷重、たわみが測定されました。 ひずみは、図2bに示すように、CFRPシートのノッチおよびミッドスパン近くの上部フランジ、底部フランジ、またはウェブの上部に配置された電気抵抗ひずみゲージによって測定されました。 図2aに示すように、5つの変位計が梁の端部と中間スパンに取り付けられ、それらの計器を使用して垂直たわみが測定されました。

梁における変位計とひずみゲージの配置の概略図。

過負荷プロセス。

前に示したように、接着された CFRP シートで強化された鉄骨梁は 4 つの異なる破損モードを示す可能性があります。 CFRP シートが破断し、ウェブが機能不全に陥ります。 CFRP シートの剥離とウェブの損傷。 CFRP シートが破断し、下部フランジが破損しました。

過負荷がかかっていない鉄骨梁では、ウェブの破損を伴う CFRP の破断が主な破壊モードでした。 CFRP シートの破断は突然であり、供試体 FSB1 および FSB4 では CFRP シートと鋼製フランジとの間に接着破壊の兆候はありませんでした。 供試体 FSB4 では損傷レベルが小さかったため、下フランジのみが破損しました。 SB0 の故障モードは、CFRP シートが接着されていなかったため、底部フランジが破損したことでした。

過負荷時の鉄骨梁の破壊モードは、ウェブが破損してCFRPシートが破断する場合と、ウェブが破損してCFRPシートが剥離する場合でした。 試験片 FSB2 および FSB3 では CFRP の剥離が発生しました。 CFRP の破断は試験片 FSB5 および FSB6 に発生しました。 CFRP シートが剥離または破断すると、鉄骨梁のすべてのウェブが破損しました。

実験結果から、最終的な破壊には通常大きなたわみが伴い、ウェブまたは底部フランジが破損することが明らかになりました。 図4に示すように、鋼製梁のウェブとフランジの両方が降伏しました。

試験片の故障モード。

図 5 は、周期段階での荷重 - たわみ曲線を示しています。 100 サイクル後の FSB2、FSB3、FSB5、および FSB6 の除荷プロセスでは、曲線は元の曲線に従って直接低下しませんでした。 この条件は、過負荷振幅が鉄骨梁の弾性段階の臨界値を超え、すべての鉄骨梁が弾塑性段階にあることを示しています。 FSB5 と FSB6 のノッチが大きいため、FSB2 と FSB3 の荷重 - たわみ曲線は、FSB5 と FSB6 の荷重 - たわみ曲線よりも滑らかでした。 FSB5とFSB6の回復能力が低下し、不均一なカーブが発生しました。

100サイクルの試験片の荷重とたわみの関係。

図 6a は、フランジが 100% 損傷した場合の鋼製梁の荷重 - たわみ曲線を示しています。 SB0 は無強化の鉄骨梁、FSB4 は CFRP シート 1 層で強化した鉄骨梁です。 両方の試験片には静的荷重のみが加えられました。 FSB4 の降伏荷重は 137 kN で、SB0 の降伏荷重より 10% 大きく、弾性剛性は SB0 の弾性剛性より 14.5% 大きかった。 FSB4 の極限荷重は 195.46 kN で、SB0 の極限荷重よりも 10.3% 大きくなりました。 結果は、エポキシで接着された CFRP シートが鋼製梁の降伏荷重、究極の支持力、および弾性剛性を大幅に向上させたことを示しています。

強化鋼梁の荷重 - たわみ曲線。

図 6b は、さまざまな損傷レベルの鋼製梁の荷重 - たわみ曲線を示しています。両方とも 1 層の CFRP シートで強化されています。 FSB4 と FSB1 では、鋼梁の中間スパンで、テンション フランジの 100% 損失とウェブの 28% 損失の損傷レベルがそれぞれ切断されました。 両方の試験片には静的荷重のみが加えられました。 荷重が 65% Pu に達しない場合、2 つの鋼梁の弾性剛性は同じでした。 FSB4 の降伏荷重と極限荷重は、FSB1 の降伏荷重と極限荷重よりも 68.3% および 73.8% 大きく、弾性剛性は FSB1 の弾性剛性より 13.5% 大きかった。 降伏荷重と終局荷重は、損傷レベルの結果として明らかに変化しました。 降伏荷重と終局荷重と比較すると、損傷レベルは弾性剛性に大きな影響を与えませんでした。

図 6c は、過負荷後の 100% フランジ損傷を伴う鋼製梁の荷重 - たわみ曲線を示しています。 FSB4は静荷重のみの鋼製梁でした。 FSB2 は、0.7 Pu 過荷重を 100 回加え、完全に静的荷重を加えた鋼製梁でした。 荷重が 60 kN に達しない場合、2 つの鋼梁の弾性剛性は同じでした。 FSB2 の降伏荷重は 148.9 kN で、FSB4 の降伏荷重より 8.7% 大きく、弾性剛性は FSB4 の弾性剛性より 24.5% 大きかった。 FSB2 の極限荷重は 185.08 kN で、FSB4 の極限荷重より 5.3% 小さくなりました。 結果は、過負荷が降伏荷重と弾性剛性に影響を与える可能性があることを示しています。 降伏荷重と弾性剛性は、鋼の冷間硬化により過負荷の回数が増加するにつれて増加しましたが、最終的な荷重は減少します。

図 6d は、過負荷後のさまざまな損傷レベルでの鋼製梁の荷重 - たわみ曲線を示しています。 FSB2 と FSB3 では、鋼梁の中間スパンで、テンション フランジの 100% 損失とウェブの 15% 損失の損傷レベルがそれぞれ切断されました。 鋼製梁には、0.7 Pu の過負荷と完全な静的負荷が 100 回加えられました。 荷重が 75% Pu に達しない場合、2 つの鋼梁の弾性剛性は同じでした。 FSB2 の降伏荷重は、FSB3 の降伏荷重より 24.1% 大きかった。 FSB2 の極限荷重は、FSB3 の極限荷重より 32% 大きかった。強化鋼製ビームの降伏荷重と極限支持力は、過負荷後の損傷レベルの結果として変化することが示されています。

図6eは、過負荷後のさまざまな層のCFRPシートによって強化された40％のウェブ損傷を伴う鋼製梁の荷重-たわみ曲線を示しています。 FSB5はCFRPシート1層で補修、FSB6はCFRPシート2層で補修しました。 鋼製梁には、0.7 Pu の過負荷と完全な静的負荷が 100 回加えられました。 FSB6 の降伏荷重は 78.6 kN で、FSB5 の降伏荷重より 38.4% 大きく、弾性剛性は FSB5 の弾性剛性より 36.9% 大きかった。 FSB6 の極限荷重は 94.32 kN で、FSB5 の極限荷重より 24.9% 大きくなりました。 結果は、CFRP シート層の増加により、過負荷後の鋼製梁の降伏荷重、弾性剛性、極限支持力が向上する可能性があることを示しています。

図 7 は、FSB2、FSB3、FSB5、および FSB6 の最初と最後の荷重の荷重 - たわみ曲線を示しています。 過負荷後、すべての鋼製梁の弾性剛性が増加しました。 最後の荷重の FSB2、FSB3、FSB5、および FSB6 の弾性剛性は、最初の荷重の弾性剛性よりそれぞれ 31.1%、23.2%、14%、および 15% 大きかった。 損傷レベルが大きい鉄骨梁の弾性剛性は、損傷レベルが小さい鉄骨梁の弾性剛性よりも増加しませんでした。 鋼ビームの弾性剛性は、鋼の冷間硬化により、過負荷後に増加できることが示されました。 しかし、鋼製梁に対する冷間硬化の影響は、鋼製梁の損傷レベルが増加するにつれて減少しました。

荷重を受けた強化鋼梁の荷重-たわみ曲線。

試験開始時、強化鋼製梁の荷重-ひずみ曲線は、図8に示すように直線でした。線は、鉄骨梁の引張領域、鉄骨梁およびCFRPシートの圧縮領域のひずみを表しています。 。 鋼製梁の引張領域は、極限荷重の約 30 ～ 35% で降伏し始めました。 ただし、冷間硬化の影響により、FSB2 試験片は極限荷重の 58% で降伏しました。 降伏後の CFRP シートの有効性は大幅に向上しました。 強化鋼梁の引張領域のひずみは大幅に減少しました。 同じ荷重レベルでは、損傷レベルが大きい鉄骨梁のひずみが他の鉄骨梁のひずみよりも大きかった。 荷重が最終荷重の約 70 ～ 85% に達すると、鋼製梁の圧縮領域が降伏し始めました。 すると、鉄骨梁の圧縮領域の圧縮ひずみは非線形になった。 CFRP シートのひずみは、静的荷重後は約 10,000 με、過荷重後は約 7500 με でした。 結果は、鉄骨梁の損傷レベルが強化鋼梁のひずみに影響を与える可能性があることを示しています。 過荷重後、鉄骨梁の降伏荷重は増加しましたが、損傷レベルが大きい鉄骨梁には過荷重による大きな影響はありませんでした。 CFRP シート層の数は、降伏荷重と極限支持力に影響を与える可能性があります。 過負荷により CFRP シートのひずみは減少します。

強化鋼梁の荷重-ひずみ曲線。

FE 解析は ABAQUS を使用して実行されました。 鉄骨梁は全て模型化しました。 モデルの形状と荷重配置は、テストされた梁に従って採用されました。 エンドサポートは、ビームの垂直方向の動きを抑制するローラーサポートを使用してモデル化されました。 ビームの縦方向の並進は許可されました。 このモデルでは界面滑りが考慮されていないため、鉄骨梁と CFRP シート間の接合にはタイ拘束が採用されました。

鉄骨梁は、C3D8R 有限要素 (統合が削減された 8 ノードのソリッド有限要素) としてモデル化されました。 CFRP シートは SR4 有限要素 (統合が削減された 4 ノード シェル有限要素) としてモデル化されました。 要素サイズはメッシュ離散化研究に基づいて採用されました。 解析に使用した有限要素メッシュを図 9 に示します。有限要素解析では、図 10 に示すように 4 つの損傷モデルがありました。

メッシュの生成。

ダメージモデル。

図11aに示すように、鋼は硬化および飽和材料を含む弾塑性物質であり、引張と圧縮が同一であると仮定されました。 鋼の応力とひずみの関係は式1に示されています。 (1)。 表 2 に示すように、鉄骨梁には 0.3 のポアソン比が使用されました。

ここで \(A = \frac{{{0}{\text{.2}}f_{{{\text{ty}}}} }}{{(\varepsilon_{{{\text{te1}}}} - \varepsilon )^{{2}} }}\)、\(B = 2A\varepsilon_{{{\text{te1}}}}\)、\(C = 0.8f_{{{\text{ty} }}} + A\left( {\varepsilon_{{{\text{te}}}} } \right)^{{2}} - B\varepsilon_{{{\text{te}}}}\), \(\varepsilon_{{{\text{te}}}} = 0.8f_{{{\text{ty}}}} /E_{{\text{t}}}\),\(\varepsilon_{{{ \text{te1}}}} = {1}.{5}\varepsilon_{{{\text{te}}}}\), \(\varepsilon_{{{\text{te2}}}} = {10 }\varepsilon_{{{\text{te}}}}\), \(\varepsilon_{{{\text{te3}}}} = {100}\varepsilon_{{{\text{te}}}}\ )、\(E_{{\text{t}}}\) は鋼の弾性率、\(f_{{{\text{ty}}}\) は鋼の降伏強さ、\(f_ {{{\text{tu}}}\) は鋼の究極の強度です。

ストレスと歪みの関係。

図 11b に示すように、CFRP は線形弾性直交異方性材料としてモデル化されており、応力とひずみの関係は次のとおりです。

ここで、 \(\varepsilon_{cf}\) は CFRP シートのひずみ、 \(\sigma_{cf}\) は CFRP シートの応力、 \(\varepsilon_{cfu}\) は CFRP シートの許容極限ひずみです。 \(E_{cf}\) は CFRP シートの弾性率です。

鉄骨梁とCFRPシートの応力画像を図1〜3に示します。 過負荷後は鋼製梁の切欠き部とCFRPシートの中間部に応力集中が発生した。 過荷重を加えていない鉄骨梁と比較して、鉄骨梁、CFRPシートのひずみはともに小さくなりました。 過負荷は鉄骨梁の最終ひずみに影響を与える可能性があることが示されており、過負荷は CFRP シートの利用率を低下させる可能性があります。

過負荷後のストレス画像。

過負荷がある場合とない場合の鉄骨梁の応力比較。

過負荷の有無によるCFRPシートの応力比較。

図 15 および 16 は、過負荷がある場合とない場合の鉄骨梁のたわみ画像を示しています。 過負荷後、鋼製ビームに残留たわみが発生しました。 残留たわみの値は、過負荷数および過負荷振幅に関連していました。 過負荷後の鋼製梁のたわみは、静的荷重後の鋼製梁のたわみよりも小さかった。

過負荷後の残留たわみ。

過負荷の有無による鉄骨梁のたわみの比較。

図 17 および図 18 に、テスト結果と有限要素計算結果の比較を示します。 有限要素法による計算結果は試験結果とよく一致しており、CFRPシートで強化した損傷した鉄骨梁の計算モデルが正しかったことが示された。

荷重たわみ曲線のテストと有限要素計算の比較。

荷重-ひずみ曲線(圧縮ひずみ)の試験と有限要素法計算の比較。

図 19 は、さまざまな過負荷数の下で 100% のフランジ損傷を伴う鋼製梁の荷重 - たわみ曲線を示しています。 100 ～ 1000 回の過負荷サイクルを加えた鉄骨梁の弾性剛性は、静的荷重サイクルのみを加えた鉄骨梁の弾性剛性よりもはるかに大きくなりました。 ただし、いずれもほとんど変化はありませんでした。 100 ～ 1000 回の過負荷サイクルを行った鋼製梁の降伏荷重は、静的荷重のみを加えた鋼製梁の降伏荷重よりも 13.5%、12.6%、11.2%、10.1%、9%、7.9%、7%、および 6% 大きかった。 100 ～ 1000 回の過荷重を加えた鉄骨梁の極限荷重は、静荷重のみを加えた鉄骨梁の極限荷重よりもすべて小さくなりました。 降伏荷重と弾性剛性は、鋼の冷間硬化により、過負荷の回数が増加するにつれて増加しました。 ただし、過負荷の数が増加するにつれて改善は減少します。 鋼の冷間硬化により最終荷重は減少します。 過負荷数は、過負荷ビームの最終荷重に影響を与えました。

数値の過負荷による影響。

図 20 は、さまざまな過負荷振幅の下で 100% のフランジ損傷を伴う鋼製梁の荷重 - たわみ曲線を示しています。 0.6 Pu ～ 0.76 Pu 過負荷振幅の鋼梁の弾性剛性は、鋼の弾性剛性よりそれぞれ 6.2%、6.5%、8.6%、11.2%、14.1%、15.8%、16.5%、18.4%、19.8% 大きかった。静荷重のみの鋼製梁の降伏荷重よりも、降伏荷重はそれぞれ 15.8%、17.9%、21.1%、22.8%、25%、26.8%、27%、28.9%、30.5%大きくなりました。ロード中。 終局荷重は、静荷重のみの鋼製梁の終局荷重よりも 1.9%、2.3%、2.9%、3.2%、4%、4.7%、5.7%、6.8%、7.7% 小さくなりました。 過負荷振幅は 0.02 Pu ごとに増加し、降伏荷重は約 2 kN 増加しましたが、極限荷重は約 1 kN 減少しました。 過負荷振幅が 0.77 Pu に達すると、強化鋼梁は過負荷段階で破損しました。

過負荷振幅の影響。

この研究の結果は、接着された CFRP シートが損傷した鉄骨梁の強化に効果的に使用できること、および過負荷が鉄骨梁の降伏荷重と弾性剛性に影響を与える可能性があることを示しました。 以下の結論が導かれた。

過負荷後の鋼の冷間硬化により、過負荷後のすべての鋼製梁は降伏荷重と弾性剛性を増加させる可能性があります。 ただし、鉄骨梁の損傷レベルが大きくなるほど、降伏荷重と弾性剛性の増加は小さくなります。 過負荷後の鋼製梁の降伏荷重と弾性剛性は、過負荷なしの鋼製梁の降伏荷重と弾性剛性よりも 8.7% および 24.5% 大きかった。 過負荷後の鋼製梁の極限荷重は、過荷重なしの鋼製梁の極限荷重よりも5.3%小さくなりました。

張力フランジを 100% 損失した鋼製ビームの降伏荷重、極限荷重および弾性剛性は、静的荷重後にウェブが 28% 損失した鋼製ビームよりも 68.3%、73.8%、および 13.5% 大きくなりました。 張力フランジが 100% 損失した鋼製ビームの降伏荷重と終局荷重は、過負荷後にウェブが 15% 損失した鋼製ビームよりも 24.1% および 32% 大きくなりました。 静的荷重か過荷重かに関係なく、損傷レベルは鋼製梁の降伏荷重と極限支持力に大きな影響を与えました。

CFRP シートで強化された鋼梁は、静的荷重後に強化されていない鋼梁と比較して、降伏荷重、終局荷重、および弾性剛性をそれぞれ 10%、10.3%、および 14.5% 増加させることができました。 2層のCFRPシートで強化した鉄骨梁は、過負荷後の1層のCFRPシートで強化した鉄骨梁と比較して、降伏荷重、終局荷重、弾性剛性がそれぞれ38.4%、24.9%、36.9%増加しました。 損傷した鉄骨梁は CFRP シートで強化できることが示され、CFRP シートの層を増やすことで降伏荷重、極限支持力、および鉄骨梁の弾性剛性を改善できることが示されました。

CFRP シートで強化した鉄骨梁の CFRP ひずみは、静的荷重後は約 10,000 με、過荷重後は約 7,500 με でした。 CFRP シートのひずみは、過負荷により減少することが示されました。

過負荷のない強化鋼梁と比較して、過負荷のある強化鋼梁のたわみとひずみははるかに小さくなりました。 鋼の冷間硬化により、過負荷振幅の増加とともに降伏荷重と弾性剛性が増加し、過負荷数の増加により降伏荷重と弾性剛性は減少しますが、最終荷重は減少します。

Colombi, P. & Poggi, C. 引抜成形された CFRP ストリップによって補強された鋼梁の静的挙動に関する実験的、分析的、および数値的研究。 コンポ。 パート B 37(1)、64–73 (2006)。

記事 Google Scholar

Bocciarelli, M. 弾塑性領域における CFRP プレートで補強された静的に決定された鋼梁の応答。 工学構造体。 31、956–967 (2009)。

記事 Google Scholar

杉浦 洋、稲葉 直、小林 明、大垣 和人、永井 正治：鋼部材補修時における炭素繊維シートの剥離挙動に関する実験的研究。 鋼構造工学 16(63)、87–98 (2009)。

Google スカラー

ウー、G.ら。 さまざまな繊維強化複合板で強化された鋼梁の疲労挙動に関する実験的研究。 J.コンポス。 構造 16(2)、127–137 (2012)。

記事 CAS Google Scholar

Yu, QQ, Chen, T., Gu, XL, Zhao, XL & Xiao, ZG 損傷の程度を変えたCFRP強化鋼板の疲労挙動。 薄壁構造。 69、10–17 (2013)。

記事 Google Scholar

Bocciarelli, M. & Colombi, P. 接着された CFRP 層によって補強された連続鋼梁の弾塑性挙動について。 工学構造体。 49、756–766 (2013)。

記事 Google Scholar

Hmidan, A.、Kim, YJ & Yazdani, S. さまざまな亀裂構成を持つ CFRP 強化ワイドフランジ鋼梁の応力強度の補正係数。 構造建てる。 メーター。 70、522–530 (2014)。

記事 Google Scholar

Colombi, P.、Fava, G.、Poggi, C. & Sonzogni, L. CFRP 材料による鋼要素の疲労強化: 実験的証拠、解析モデルおよび数値シミュレーション。 手順工学 74、384–387 (2014)。

記事 CAS Google Scholar

Ghafoori, E. & Motavalli, M. 異なるプレストレス レベルの接着および非接着 CFRP ラミネートによって改修された鋼製 I ビームの横方向のねじれ座屈: 実験および数値研究。 構造建てる。 メーター。 76、194–206 (2015)。

記事 Google Scholar

Wang, L.、Hou, W.、Han, H. & Huo, J. CFRP シートを使用したフランジ損傷の鋼コンクリート複合桁の修復。 構造体。 工学メカ。 55(3)、511–523 (2015)。

記事 Google Scholar

Colombi, P. & Fava, G. CFRP プレートで修復されたひび割れた鋼梁の疲労挙動に関する実験研究。 工学フラクト。 メカ。 145、128–142 (2015)。

記事 Google Scholar

Gholami, M.、Mohd Sam, AR、Marsono, AK、Tahir, MM、Faridmehr, I. さまざまな暴露下で引抜成形された CFRP プレートで強化された鋼製梁の性能。 スチールコンポジット構造体。 20(5)、999–1022 (2016)。

記事 Google Scholar

ニュージャージー州アルジャバール、XL チャオ、R. アルマハイディ、E. ガフーリ、M. パワーズ・モタヴァリ。 CFRP強化鋼板の疲労挙動に及ぼす亀裂方向の影響。 コンポ。 構造体。 152、295–305 (2016)。

記事 Google Scholar

Hu, L.、Feng, P.、Zhao, X.-L. CFRP強化鋼部材の疲労設計。 薄壁構造。 119、482–498 (2017)。

記事 Google Scholar

Yousefi, O.、Narmashiri, K.、Ghaemdoust, MR CFRP ストリップを使用して強化されたノッチ付き鋼梁の構造挙動。 スチールコンポジット構造体。 25(1)、35–43 (2017)。

Google スカラー

Bocciarelli, M.、Colombi, P.、D'Antino, T. & Fava, G. 疲労荷重下で CFRP プレートで補強された鋼梁の中間亀裂誘発剥離。 工学構造体。 171、883–893 (2018)。

記事 Google Scholar

Martinelli, E.、Hosseini, A.、Ghafoori, E. & Motavalli, M. 鋼基板に接着されたプレストレスト CFRP プレートの挙動: 数値モデリングと実験的検証。 コンポ。 構造体。 207、974–984 (2019)。

記事 Google Scholar

Zhang, Z.、Xu, S.、Mu, L. & Peng, S. CFRP プレートで強化された腐食した鋼梁の曲げ挙動に関する実験的および理論的研究。 構造体。 工学 24(7)、2160–2172 (2020)。

Google スカラー

Hu, L. & Feng, P. CFRP 強化損傷鋼構造の疲労挙動設計法およびプログラム。 鋼構造 33、1491–1502 (2021)。

Google スカラー

デン、L.ら。 CFRP-OFBG板補強損傷鋼梁の曲げ疲労性能に関する研究。 構造体。 工学 25(12)、4686–4697 (2021)。

Google スカラー

Hou, W.、Wang, F. & Wang, L. プレストレスト CFRP シートで強化された損傷した鋼製梁のテストと数値解析。 上級文明工学 2021 年 1 ～ 19 日 (2021 年)。

Google スカラー

リファレンスをダウンロードする

瀋陽建柱大学交通地球工学部、瀋陽、110168、中国

侯文宇

吉林建築技術大学、長春、中国

王梁光

長春建築土木大学、長春、中国

ディシー

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

WHはメインの原稿テストを書きました。 LW はテストとデータ分析を行いました。 DS が数値解析を行いました。

王梁光氏への対応。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

シュプリンガー ネイチャーは、発行された地図および所属機関における管轄権の主張に関して中立を保ちます。

オープン アクセス この記事はクリエイティブ コモンズ表示 4.0 国際ライセンスに基づいてライセンスされており、元の著者と情報源に適切なクレジットを表示する限り、あらゆる媒体または形式での使用、共有、翻案、配布、複製が許可されます。クリエイティブ コモンズ ライセンスへのリンクを提供し、変更が加えられたかどうかを示します。 この記事内の画像またはその他のサードパーティ素材は、素材のクレジットラインに別段の記載がない限り、記事のクリエイティブ コモンズ ライセンスに含まれています。 素材が記事のクリエイティブ コモンズ ライセンスに含まれておらず、意図した使用が法的規制で許可されていない場合、または許可されている使用を超えている場合は、著作権所有者から直接許可を得る必要があります。 このライセンスのコピーを表示するには、http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/ にアクセスしてください。

転載と許可

Hou, W.、Wang, L. & Shi, D. 炭素繊維強化ポリマーシートを使用して強化された損傷した鋼製梁の曲げ挙動。 Sci Rep 12、10134 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-14471-9

引用をダウンロード

受信日: 2022 年 2 月 28 日

受理日: 2022 年 6 月 7 日

公開日: 2022 年 6 月 16 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-14471-9

次のリンクを共有すると、誰でもこのコンテンツを読むことができます。

申し訳ございませんが、現在この記事の共有リンクは利用できません。

Springer Nature SharedIt コンテンツ共有イニシアチブによって提供

科学レポート (2022)

コメントを送信すると、利用規約とコミュニティ ガイドラインに従うことに同意したことになります。 虐待的なもの、または当社の規約やガイドラインに準拠していないものを見つけた場合は、不適切としてフラグを立ててください。