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Dec 06, 2023

Biegeverhalten verstärkter beschädigter Stahlträger mit Kohlenstofffasern

Wissenschaftliche Berichte Band 12,

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 10134 (2022) Diesen Artikel zitieren

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In diesem Artikel werden die Test- und Finite-Elemente-Analyseergebnisse einer Studie zum Biegeverhalten beschädigter Stahlträger vorgestellt, die mit kohlenstofffaserverstärkten Polymerplatten (CFK) verstärkt sind. Die Testergebnisse zeigten, dass die Streckgrenze, Endlast und elastische Steifigkeit der Stahlträger mit 100 % Spannungsverlust am Flansch um 68,3 %, 73,8 % bzw. 13,5 % größer waren als die Streckgrenze, Endlast und elastische Steifigkeit des Stahlträgers mit 28 % Bahnverlust nach statischer Belastung. Die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit des Stahlträgers nach Überlastung waren 8,7 % bzw. 24,5 % größer als die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit des Stahlträgers ohne Überlastung. Das Schadensniveau hatte einen erheblichen Einfluss auf die Streckgrenze, die Tragfähigkeit und die elastische Steifigkeit der Stahlträger, unabhängig davon, ob die Stahlträger einer statischen Belastung oder einer Überlastung ausgesetzt waren. Der beschädigte Stahlträger könnte durch CFK-Platten repariert werden, die erhöhten Schichten aus CFK-Platten könnten die Streckgrenze, die Tragfähigkeit und die elastische Steifigkeit der Stahlträger verbessern und die Belastungen der CFK-Platten würden aufgrund von Überlastung abnehmen. Die Ergebnisse der numerischen Analyse zeigten, dass im Vergleich zum Stahlträger ohne Überlastung die Durchbiegung und Dehnung des Stahlträgers nach Überlastung viel geringer waren. Die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit nahmen mit zunehmender Überlastamplitude zu, und die Erhöhung der Überlastzahl könnte die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit verringern. Alle Streckgrenzen der Stahlträger nach Überlastung waren größer als die Streckgrenzen der Stahlträger ohne Überlastung, die endgültigen Tragfähigkeiten waren jedoch geringer.

Eine der größten Herausforderungen für den Bauingenieurwesen ist heute die Verlängerung der Lebensdauer beschädigter Stahlkonstruktionen. Der Ersatz beschädigter Strukturen ist oft nicht möglich, und ihre Reparatur mit herkömmlichen Materialien ist im Hinblick auf Kosten, soziale und ökologische Auswirkungen und Haltbarkeit ineffizient. Einige Bauwerke werden immer unter Überlastung eingesetzt, wobei die Betriebslast mehr als 70 % der Traglast des Bauwerks beträgt. Eine neue Methode zur Reparatur beschädigter Stahlkonstruktionen ist in den letzten Jahren die Verwendung von kohlenstofffaserverstärkten Polymerplatten (CFK). CFK-Platten verfügen über einzigartige Material- und mechanische Eigenschaften wie geringes Eigengewicht, hohe Festigkeit und Steifigkeit sowie gute Haltbarkeit. Die CFK-Platten können mit Epoxidharz auf die Spannungsfläche der beschädigten Bauteile geklebt werden, um die endgültige Tragfähigkeit der Stahlbauteile wiederherzustellen oder zu verbessern. In den letzten Jahren gab es zahlreiche Studien zur Reparatur und Nachrüstung von Stahlbauteilen mit epoxidgebundenen faserverstärkten Polymermaterialien (FRP). Colombi und Poggi1 untersuchten ein experimentelles und numerisches Programm zur Charakterisierung des statischen Verhaltens der Stahlträgerverstärkung durch pultrudierte CFK-Streifen. Das Hauptziel des Versuchsprogramms war die Bewertung des Kraftübertragungsmechanismus, die Erhöhung der Lasttragfähigkeit und der Biegesteifigkeit. Mithilfe der pultrudierten CFK-Streifen konnten wir außerdem verschiedene analytische und numerische Modelle für die statische Analyse von verstärkten Trägern validieren. Bocciarelli2 präsentierte einen einfachen Ansatz zur Bewertung der Reaktion von statisch bestimmten Stahlträgern, die durch kohlenstofffaserverstärkte Polymerplatten im elastisch-plastischen Bereich verstärkt sind. Die vorgeschlagene Lösung war nur in einem bestimmten Abstand von den Bewehrungsenden gültig, wo die Reaktion der Struktur nicht durch lokale Effekte aufgrund des abrupten Endes der Bewehrung beeinflusst wurde. Sugiura et al.3 stellten die Anwendbarkeit der CFK-Haftung für die Reparatur korrodierter Stahlbauteile vor. Das Schälverhalten von CFK wurde experimentell in Zug- und Biegeversuchen an Stahlbauteilen mit aufgeklebtem CFK untersucht. Basierend auf den experimentellen Ergebnissen wurde die Entwurfsmethode zur Bestimmung des erforderlichen Volumens und der Bindungslänge von CFK sowie zur Überprüfung der Ablösung von CFK von Stahl angegeben. Wu et al.4 untersuchten das Ermüdungsverhalten von künstlich gekerbten Stahlträgern, die mit vier verschiedenen Materialtypen verstärkt wurden und bei gleicher Zugsteifigkeit getestet wurden. Die Testergebnisse zeigten, dass der Einsatz einer faserverstärkten Verbundplatte nicht nur die Rissbildung verzögern, die Risswachstumsrate verringern und die Ermüdungslebensdauer verlängern, sondern auch den Steifigkeitsabfall und die Restdurchbiegung verringern konnte. Yu et al.5 untersuchten die Wirksamkeit von CFK-Platten bei der Verlängerung der Ermüdungslebensdauer von Stahlkonstruktionen. Die experimentellen Ergebnisse zeigten, dass die CFRP-Patches das Risswachstum effektiv verlangsamen und die Ermüdungslebensdauer verlängern konnten und dass eine späte Verstärkung bei einem größeren Schadensniveau tendenziell zu einer deutlicheren Verlängerung der verbleibenden Ermüdungslebensdauer führte. Bocciarelli und Colombi6 stellten einen einfachen Ansatz zur Berechnung der elastoplastischen Reaktion eines mit einer CFK-Schicht verstärkten Stahlträgers vor. Die wichtigste Schlussfolgerung war, dass ein verstärkter Abschnitt eine große Krümmung erreichen muss, um seine endgültige Biegemomentfestigkeit zu entwickeln. Aus diesem Grund war es notwendig, Versteifungen zu verwenden, um lokale Instabilitätsprobleme sowohl im Steg als auch in den Flanschen zu vermeiden. Hmidan et al.7 berichteten über das Rissspitzenverhalten von Breitflansch-W4 × 13-Stahlträgern, die mit CFK-Platten verstärkt waren. Die Ergebnisse zeigten, dass die CFRP-Eigenschaften, wie die Anzahl der Schichten und der Modul, die Rissspitzenplastizität der verstärkten Träger beeinflussten. Colombi et al.8 führten Ermüdungstests an gerissenen Stahlplatten (Einzelkantenproben) durch, die durch einseitig geklebte Streifen verstärkt waren. Die Ergebnisse zeigten, dass CFK-Materialien, die um den Spitzenbereich herum gebunden waren, die Ermüdungslebensdauer der beschädigten Stahlelemente um etwa den Faktor 3 verlängerten. Ghafoori und Motavalli9 untersuchten experimentell und numerisch das Biegedrillknicken (LTB) von Stahlträgern, die durch Normalmodul verstärkt wurden ( NM) CFK-Laminate. Es zeigte sich, dass die Erhöhung der Vorspannung im CFK-Laminat nicht immer zu einer Erhöhung der Knickfestigkeit nachgerüsteter schlanker Stahlträger führte. Wang et al.10 verwendeten CFK-Platten und vorgespannte CFK-Platten zur Reparatur von Stahl-Beton-Verbundträgern. Die Ergebnisse zeigten, dass CFK-Platten keinen signifikanten Einfluss auf die Streckgrenzen von verstärkten Verbundträgern, jedoch einen signifikanten Einfluss auf die Bruchlasten hatten. Colombi und Fava11 untersuchten neun CFK-verstärkte gerissene Stahlträger unter Ermüdungsbelastung. Experimentelle Ergebnisse zeigten das Vorhandensein eines gelösten Bereichs zwischen der Bewehrung und dem Stahlsubstrat an der Rissstelle. Die Ablösung hatte eindeutig einen nachteiligen Einfluss auf die Wirksamkeit der Verstärkung. Gholami et al.12 bewerteten die Leistung von I-Profil-Stahlträgern, die mit pultrudierten CFK-Platten am unteren Flansch verstärkt waren, nachdem sie verschiedenen Bedingungen ausgesetzt wurden, darunter natürliches tropisches Klima, Nass-/Trockenzyklen, klares Wasser, Salzwasser und saure Lösungen. Die Studie ergab, dass die Klebeschicht der entscheidende Teil war und die Leistung des Systems direkt mit dem Verhalten und der Duktilität aller verstärkten Träger zusammenhängt, die nach der Einwirkung zunimmt. Aljabar et al.13 erweiterten das aktuelle Wissen über die CFK-Verstärkung von Stahlelementen bei Ermüdungszugbelastung auf den Fall gemischter Zug- und Scherbelastung. Zur Beschreibung des Einflusses des gemischten Modus auf die Rissausbreitung wurde ein Verschiebungsphänomen identifiziert. Um die Ermüdungslebensdauer von CFK-verstärkten Stahlplatten mit geneigten Anfangsrissen abzuschätzen, wurde ein Mixed-Mode-Modifikationsfaktor entwickelt. Hu et al.14 schlugen Leitfäden und Programme zur Ermüdungskonstruktion für CFK-verstärkte Stahlkonstruktionen vor. CFK hat sich als wirksam zur Verstärkung von Stahlkonstruktionen unter Ermüdung erwiesen. CFRP könnte die Ermüdungslebensdauer unter einer bestimmten Belastungsbedingung verlängern oder den zulässigen Spannungsbereich erhöhen, wenn eine bestimmte Ermüdungslebensdauer gewünscht wäre. Yousefi et al.15 präsentierten die Ergebnisse experimenteller und numerischer Untersuchungen zur Fehleranalyse und zum Strukturverhalten von gekerbten I-Trägern aus Stahl, die durch verbundene CFK-Platten unter statischer Belastung verstärkt wurden. Die Ergebnisse zeigten, dass die CFRP-Versagensarten bei der Verstärkung mangelhafter I-Träger aus Stahl Endablösung, Ablösung unter Punktlast, Spaltung und Delaminierung umfassten. Bocciarelli et al.16 schlugen analytische und numerische Modelle elastospröder Klebstoffe vor, um die Spannungs- und Dehnungsverteilung in der Bewehrung bei einer gegebenen Risslänge zu bewerten. Die experimentellen Ergebnisse wurden zur Validierung der vorgeschlagenen numerischen und analytischen Techniken herangezogen. Die berechneten Ergebnisse stimmten gut mit den experimentellen Ergebnissen überein. Martinelli et al.17 untersuchten das Bindungsverhalten von Verbundwerkstoffen aus faserverstärktem Polymer (FRP), die auf Stahlsubstrate geklebt wurden, durch experimentelle und numerische Simulationen. Die Ergebnisse zeigten, dass die im vorgeschlagenen numerischen Modell berücksichtigte Bindung-Schlupf-Beziehung einen erheblichen Einfluss auf die numerischen Ergebnisse hatte. Daher war es wichtig, die realistischen Bindungs-Schlupf-Beziehungen mit verschiedenen Klebstofftypen und Aushärtungsbedingungen zu ermitteln (durch die Durchführung experimenteller Tests). Zhang et al.18 untersuchten das Biegeverhalten von korrodierten Stahlträgern, die durch CFK-Platten verstärkt wurden. Es wurden die Auswirkungen von Korrosion und Vorspannkraftniveaus auf die Biegekapazität, Versagensarten und Grenzflächenspannung untersucht. Die Ergebnisse zeigten, dass der Versagensmodus der korrodierten Balken der Bruch der CFRP-Platte nach dem Scherversagen der Grenzfläche in der Mitte der Spannweite war und die Bruchstelle der CFRP-Platte größtenteils am Belastungspunkt lag. Die raue Oberfläche von korrodiertem Stahl kann die Effizienz der Spannungsübertragung an der Grenzfläche verbessern und dadurch die effektive Bindungslänge der Grenzfläche verbessern. Die Scherspannung konzentrierte sich hauptsächlich auf das CFK-Plattenende und der Spitzenwert trat am Belastungspunkt auf. Im Vergleich zum Referenzträger stieg die maximale Biegekapazität des korrodierten Trägers, der durch die CFK-Platte mit einem Vorspannungsniveau von 15 % verstärkt wurde, um 21 %, und der Nutzungsgrad der CFK-Platten betrug bis zu 71,59 %. Hu und Feng19 stellten eine Entwurfsmethode für CFK-verstärkte beschädigte Stahlkonstruktionen vor und entwickelten ein Entwurfsprogramm. Die Ergebnisse zeigten, dass eine CFK-Verstärkung die Nutzungsdauer unter einem bestimmten Belastungsbereich und den zulässigen Belastungsbereich unter der Voraussetzung, dass die angestrebte Nutzungsdauer erreicht wird, verbessern kann. Deng et al.20 untersuchten das Biegeermüdungsverhalten beschädigter Stahlträger, die durch kohlenstofffaserverstärkte Bragg-Gitterplatten aus Kunststoff und optischen Fasern (CFRP-OFBG) verstärkt wurden. Die Testergebnisse zeigten, dass die CFRP-OFBG-Plattenverstärkung die Ermüdungsrisswachstumsrate beschädigter Stahlträger wirksam reduzierte und die Ermüdungslebensdauer beschädigter Stahlträger um 22,46 % erhöhte. Die Analyse- und Testergebnisse zeigten, dass der minimale Fehler zwischen dem berechneten Wert des Lebensvorhersagemodells und dem Testwert –24,13 % und der maximale Fehler –5,61 % betrug.

In einigen Studien wurde jedoch die Verwendung von epoxidgebundenen Platten oder Blechen zur Verstärkung von Stahlträgern diskutiert, die einen Spannungsflansch- oder Stegdefekt wie eine Kerbe aufweisen, insbesondere bei Überlastung dieser Stahlträger. In dieser Arbeit wurde der Spannungsflansch oder -steg teilweise in der Mitte der Spannweite der Stahlträger beobachtet. Um die Tragfähigkeit und die elastische Steifigkeit wiederherzustellen, wurden CFK-Platten auf die Unterseite des Flansches von Stahlträgern geklebt und anschließend die statische Belastung bzw. Überlastung auf diese Stahlträger aufgebracht. Untersucht wurden die Auswirkungen der CFK-Blechschichten, der Schadensgrad des Stahlträgers und die Überlastzahl.

Insgesamt wurden sieben künstlich beschädigte Stahlträger hergestellt. Die Stahlträger bestanden aus typischem China-Standard-Stahl I20A, dessen Tiefe 200 mm, die Breite des Flansches 100 mm, die Dicke des Flansches und des Stegs 11,4 mm bzw. 7 mm betrug und die Fläche des Der Querschnitt betrug 3550 mm2. Die Stahlabschnitte wurden in 1,9 m lange Träger geschnitten, und vier verschiedene Schadensstufen: 100 % Spannungsverlust im Flansch und 15 %, 28 % und 40 % Spannungsverlust im Steg wurden in der Mitte der Stahlträger geschnitten, wie in gezeigt Abb. 1a. Es wurde ein Zugversuch an I-förmigem Stahl durchgeführt. Die Streckgrenze und Zugfestigkeit des I-förmigen Stahls betrugen 265 MPa bzw. 442 MPa. Als äußerlich verklebte Verstärkungssysteme wurden für diesen Test hochfeste CFK-Platten ausgewählt. Die Dicke der CFK-Platten betrug 0,167 mm, die Breite 60 mm und die Länge 1.500 mm. Ein Zugtest an CFRP-Platten wurde wie in Referenz21 dokumentiert durchgeführt und die durchschnittliche Zugfestigkeit betrug 3456 MPa; der Elastizitätsmodul betrug 258 GPa. Der zum Kleben der CFRP-Platte verwendete Harzklebstoff war auf die CFRP-Platte abgestimmt und hatte eine Scherfestigkeit von 19,4. Die CFRP-Platte wurde auf die gleiche Weise geklebt, wie in Referenz 21 dokumentiert. Auf die Unterseite des Spannflansches wurden CFK-Platten geklebt, und dann wurden am Ende der CFK-Platten U-förmige Ringe aufgeklebt, um sicherzustellen, dass die CFK-Platten an den Stahlträgern verankert werden konnten, wie in Abb. 1b dargestellt. Die detaillierten Parameter der Stahlträger sind in Tabelle 1 angegeben.

Die Vorbereitung von Proben.

Die Stahlträger wurden in Vierpunktbiegung mit einem Abstand von 500 mm zwischen zwei konzentrierten Punktlasten und mit zwei gleichen Schubweiten von 650 mm belastet, wie in Abb. 2 dargestellt. An den Stützen kamen Gummilager zum Einsatz. Die Belastung erfolgte über die gesamte Breite des oberen Flansches des Stahlträgers durch einen Spreizbalken, der zwischen den Gummilagern oben auf dem Stahlträger platziert war. Vierpunkt-Biegetests wurden mit hydraulischen Hebern durchgeführt, wie in Abb. 2a dargestellt. Der Überlastvorgang erfordert die Einstellung der Mindestlast (Pmin), der Höchstlast (Pmax) und der Anzahl der Überlastungen. Dann würden die Stahlträger in diesem Bereich getaktet. Der Zeitraum eines Zyklus betrug etwa 6 Minuten, wie in Abb. 3 dargestellt. Nach der Überlastung wurden die Stahlträger einer Belastung ausgesetzt, bis sie zerstört wurden. Um das Verhalten der untersuchten Stahlträger zu beobachten, wurden die Dehnungen, Belastungen und Durchbiegungen an den gewünschten Stellen gemessen. Die Dehnungen wurden mit elektrischen Widerstandsdehnungsmessstreifen gemessen, die oben auf dem oberen Flansch, dem unteren Flansch oder dem Steg in der Nähe der Kerbe und der Mittelspannweite der CFK-Platten angebracht wurden, wie in Abb. 2b dargestellt. Am Ende und in der Mitte der Träger wurden fünf Verschiebungsmesser montiert, mit denen die vertikale Durchbiegung gemessen wurde, wie in Abb. 2a dargestellt.

Schematische Darstellung der Positionen der Verschiebungsmesser und Dehnungsmessstreifen am Träger.

Überlastungsprozess.

Wie bereits erwähnt, könnten die mit geklebten CFK-Platten verstärkten Stahlträger vier verschiedene Versagensarten aufweisen: der untere Flansch ist verkrüppelt; Bruch der CFK-Platte mit Verkrüppelung der Bahn; Ablösung der CFK-Platte, wobei die Bahn verkrüppelt wird; und es kam zum Bruch der CFK-Platte, wobei der untere Flansch verkrüppelt wurde.

CFK-Bruch mit Stegverkrüppelung war die vorherrschende Versagensart bei den Stahlträgern ohne Überlastung. Der Bruch der CFRP-Platten erfolgte plötzlich und es gab keine Anzeichen eines Verbindungsversagens zwischen der CFRP-Platte und dem Stahlflansch bei den Proben FSB1 und FSB4. Da das Schadensniveau bei der Probe FSB4 gering war, war nur der untere Flansch verkrüppelt. Der Fehlermodus von SB0 bestand darin, dass der untere Flansch verkrüppelt war, weil keine CFK-Platte verklebt war.

Die Versagensarten der Stahlträger bei Überlastung waren der Bruch der CFK-Platte, wobei der Steg beschädigt wurde, und die Ablösung der CFK-Platte, wobei der Steg beschädigt wurde. Bei den Proben FSB2 und FSB3 trat eine CFK-Ablösung auf. Bei den Proben FSB5 und FSB6 traten CFK-Brüche auf. Alle Stege der Stahlträger wurden verkrüppelt, als sich die CFK-Platten lösten oder brachen.

Die experimentellen Ergebnisse zeigten, dass das endgültige Versagen normalerweise mit einer großen Durchbiegung einherging und dass der Steg oder der untere Flansch verkrüppelt war. Sowohl der Steg als auch die Flansche der Stahlträger gaben nach, wie in Abb. 4 dargestellt.

Versagensarten von Prüflingen.

Abbildung 5 zeigt die Last-Weg-Kurven im zyklischen Stadium. Beim Entladevorgang von FSB2, FSB3, FSB5 und FSB6 nach 100 Zyklen fielen die Kurven nicht direkt entsprechend den Originalkurven ab. Dieser Zustand zeigte, dass die Überlastamplitude den kritischen Wert des elastischen Zustands des Stahlträgers überschritt und sich alle Stahlträger im elastisch-plastischen Zustand befanden. Die Last-Durchbiegungskurven von FSB2 und FSB3 waren aufgrund der großen Kerben von FSB5 und FSB6 glatter als die Last-Durchbiegungskurven von FSB5 und FSB6. Die Wiederherstellungskapazität von FSB5 und FSB6 war verringert, was zu einer ungleichmäßigen Kurve führte.

Last-Durchbiegungs-Beziehung von Proben mit 100 Zyklen.

Abbildung 6a zeigt die Last-Durchbiegungs-Kurve der Stahlträger bei 100 % Flanschschaden. SB0 war der Stahlträger, der nicht verstärkt war, und FSB4 war der Stahlträger, der mit einer Schicht CFK-Blech verstärkt war. Beide Proben wurden nur statisch belastet. Die Streckgrenze von FSB4 betrug 137 kN und war damit 10 % höher als die Streckgrenze von SB0, und die elastische Steifigkeit war 14,5 % höher als die elastische Steifigkeit von SB0. Die Höchstlast von FSB4 betrug 195,46 kN und war damit 10,3 % höher als die Höchstlast von SB0. Die Ergebnisse zeigen, dass die epoxidgebundene CFK-Platte die Streckgrenze, die Tragfähigkeit und die elastische Steifigkeit des Stahlträgers deutlich erhöhte.

Last-Durchbiegungskurven verstärkter Stahlträger.

Abbildung 6b zeigt die Last-Durchbiegungs-Kurve der Stahlträger mit unterschiedlichem Schadensgrad, die beide mit einer Lage CFK-Platte verstärkt wurden. Die Schadenswerte von 100 % Spannungsverlust am Flansch und 28 % Stegverlust wurden jeweils in der Mitte der Stahlträger in FSB4 und FSB1 ermittelt. Beide Proben wurden nur statisch belastet. Als die Belastung 65 % Pu nicht erreichte, war die elastische Steifigkeit der beiden Stahlträger gleich. Die Streckgrenze und Höchstlast von FSB4 waren 68,3 % bzw. 73,8 % größer als die Streckgrenze und Höchstlast von FSB1, und die elastische Steifigkeit war 13,5 % größer als die elastische Steifigkeit von FSB1. Durch die Schadenshöhe veränderten sich offensichtlich die Streckgrenze und die Traglast. Verglichen mit der Streckgrenze und der Grenzlast hatte das Schädigungsniveau keinen signifikanten Einfluss auf die elastische Steifigkeit.

Abbildung 6c zeigt die Last-Durchbiegungs-Kurve der Stahlträger mit 100 % Flanschschaden nach Überlastung. FSB4 war der Stahlträger mit nur statischer Belastung. FSB2 war der Stahlträger mit 100-facher Überlastung von 0,7 Pu und einer vollständig statischen Belastung. Als die Belastung 60 kN nicht erreichte, war die elastische Steifigkeit der beiden Stahlträger gleich. Die Streckgrenze von FSB2 betrug 148,9 kN und war damit 8,7 % höher als die Streckgrenze von FSB4, und die elastische Steifigkeit war 24,5 % höher als die elastische Steifigkeit von FSB4. Die Höchstlast von FSB2 betrug 185,08 kN und war damit 5,3 % kleiner als die Höchstlast von FSB4. Die Ergebnisse zeigen, dass eine Überlastung die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit beeinflussen kann. Die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit nehmen mit der Anzahl der Überlastungen aufgrund der Kaltverfestigung des Stahls zu, die Bruchlast nimmt jedoch ab.

Abbildung 6d zeigt die Last-Durchbiegungs-Kurve der Stahlträger mit unterschiedlichem Schadensgrad nach Überlastung. Die Schadenswerte von 100 % Spannungsverlust am Flansch und 15 % Stegverlust wurden in der Mitte der Stahlträger in FSB2 bzw. FSB3 ermittelt. Die Stahlträger wurden einer 100-fachen Überlastung von 0,7 Pu und einer völlig statischen Belastung ausgesetzt. Als die Belastung 75 % Pu nicht erreichte, war die elastische Steifigkeit der beiden Stahlträger gleich. Die Ertragslast von FSB2 war 24,1 % höher als die Ertragslast von FSB3. Die Grenzlast von FSB2 war 32 % höher als die Grenzlast von FSB3. Es hat sich gezeigt, dass sich die Streckgrenze und die Grenztragfähigkeit von verstärkten Stahlträgern aufgrund des Schadensniveaus nach einer Überlastung ändern.

Abbildung 6e zeigt die Last-Durchbiegungs-Kurve der Stahlträger mit 40 % Stegschaden, verstärkt durch unterschiedlich viele Lagen CFK-Platten nach Überlastung. FSB5 wurde mit einer Schicht CFK-Platte repariert, und FSB6 wurde mit zwei Schichten CFK-Platten repariert. Die Stahlträger wurden einer 100-fachen Überlastung von 0,7 Pu und einer völlig statischen Belastung ausgesetzt. Die Streckgrenze von FSB6 betrug 78,6 kN, was 38,4 % höher war als die Streckgrenze von FSB5, und die elastische Steifigkeit war 36,9 % höher als die elastische Steifigkeit von FSB5. Die Höchstlast von FSB6 betrug 94,32 kN und war damit 24,9 % höher als die Höchstlast von FSB5. Die Ergebnisse zeigen, dass die Erhöhung der CFK-Blechschichten die Streckgrenze, die elastische Steifigkeit und die Tragfähigkeit der Stahlträger nach Überlastung verbessern könnte.

Abbildung 7 zeigt die Last-Durchbiegungskurven der ersten und letzten Belastung von FSB2, FSB3, FSB5 und FSB6. Nach Überlastung nahm die elastische Steifigkeit aller Stahlträger zu. Die elastische Steifigkeit von FSB2, FSB3, FSB5 und FSB6 der letzten Belastung war 31,1 %, 23,2 %, 14 % bzw. 15 % größer als die elastische Steifigkeit der ersten Belastung. Die elastische Steifigkeit der Stahlträger mit großen Schadensniveaus nahm weniger zu als die elastische Steifigkeit der Stahlträger mit kleinen Schadensniveaus. Es zeigte sich, dass die elastische Steifigkeit der Stahlträger nach Überlastung durch die Kaltverfestigung des Stahls erhöht werden kann. Allerdings nahm die Auswirkung der Kaltverfestigung auf den Stahlträger mit zunehmendem Schadensgrad des Stahlträgers ab.

Last-Durchbiegungs-Kurve von verstärkten Stahlträgern unter Belastung.

Zu Beginn des Versuchs waren die Last-Dehnungs-Kurven der verstärkten Stahlträger linear, wie in Abb. 8 dargestellt. Die Linien stellen die Dehnungen im Zugbereich von Stahlträgern, im Druckbereich von Stahlträgern und in den CFK-Platten dar . Der Zugbereich der Stahlträger begann bei etwa 30 bis 35 % der Grenzlast nachzugeben. Aufgrund des Effekts der Kalthärtung gab die FSB2-Probe jedoch bei 58 % der Grenzlast nach. Nach dem Fließen war die Wirksamkeit der CFK-Platten deutlich besser. Die Dehnungen im Zugbereich der verstärkten Stahlträger gingen deutlich zurück. Bei gleichem Lastniveau waren die Dehnungen des Stahlträgers mit einem großen Schadensniveau größer als die Dehnungen der anderen Stahlträger. Als die Belastung etwa 70 bis 85 % der Endlast erreichte, begann der Druckbereich der Stahlträger nachzugeben. Dann wurden die Druckspannungen im Druckbereich der Stahlträger nichtlinear. Die Dehnungen der CFK-Platten betrugen nach statischer Belastung etwa 10.000 με und nach Überlastung etwa 7.500 με. Die Ergebnisse zeigen, dass das Schadensniveau von Stahlträgern die Belastungen der verstärkten Stahlträger beeinflussen könnte. Nach der Überlastung erhöhte sich die Streckgrenze des Stahlträgers, die Überlastung hatte jedoch keine nennenswerten Auswirkungen auf die Stahlträger und verursachte große Schäden. Die Anzahl der CFK-Plattenlagen könnte einen Einfluss auf die Streckgrenze und die endgültige Tragfähigkeit haben. Durch die Überlastung würden die Belastungen der CFK-Platten abnehmen.

Last-Dehnungs-Kurven verstärkter Stahlträger.

Die FE-Analyse wurde mit ABAQUS durchgeführt. Alle Stahlträger wurden modelliert. Die Geometrie und Belastungsanordnungen des Modells wurden entsprechend den getesteten Trägern übernommen. Die Endstütze wurde mithilfe einer Rollenstütze modelliert, die die vertikale Bewegung des Balkens einschränkte. Die Längsverschiebung des Balkens war zulässig. Für die Verbindungen zwischen dem Stahlträger und der CFK-Platte wurde eine Verbindungsbeschränkung angewendet, da die Grenzflächenverschiebung in diesem Modell nicht berücksichtigt wurde.

Der Stahlträger wurde als C3D8R-Finite-Element (achtknotige feste Finite-Elemente mit reduzierter Integration) modelliert. Die CFK-Platte wurde als SR4-Finite-Element (Vier-Knoten-Schalen-Finite-Elemente mit reduzierter Integration) modelliert. Die Elementgrößen wurden basierend auf der Netzdiskretisierungsstudie übernommen. Das für die Analyse verwendete Finite-Elemente-Netz ist in Abb. 9 dargestellt. In der Finite-Elemente-Analyse gab es 4 Schadensmodelle, wie in Abb. 10 dargestellt.

Mesh-Generierung.

Schadensmodell.

Es wurde angenommen, dass es sich bei dem Stahl um ein elastoplastisches Material mit Härtung und Sättigung handelte und die Spannung und Kompression identisch waren, wie in Abb. 11a dargestellt. Die Spannungs-Dehnungs-Beziehung für Stahl ist in Gl. dargestellt. (1). Für den Stahlträger wurde eine Poissonzahl von 0,3 verwendet, wie in Tabelle 2 gezeigt.

wobei \(A = \frac{{{0}{\text{.2}}f_{{{\text{ty}}}} }}{{(\varepsilon_{{{\text{te1}}}} - \varepsilon )^{{2}} }}\), \(B = 2A\varepsilon_{{{\text{te1}}}}\), \(C = 0.8f_{{{\text{ty} }}} + A\left( {\varepsilon_{{{\text{te}}}} } \right)^{{2}} - B\varepsilon_{{{\text{te}}}}\), \(\varepsilon_{{{\text{te}}}} = 0,8f_{{{\text{ty}}}} /E_{{\text{t}}}\),\(\varepsilon_{{{ \text{te1}}}} = {1}.{5}\varepsilon_{{{\text{te}}}}\), \(\varepsilon_{{{\text{te2}}}} = {10 }\varepsilon_{{{\text{te}}}}\, \(\varepsilon_{{{\text{te3}}}} = {100}\varepsilon_{{{\text{te}}}}\ ), \(E_{{\text{t}}}\) ist der Elastizitätsmodul von Stahl, \(f_{{{\text{ty}}}}\) ist die Streckgrenze von Stahl und \(f_ {{{\text{tu}}}}\) ist die ultimative Festigkeit von Stahl.

Stress-Dehnungs-Beziehung.

Das CFK wurde als linear elastisches orthotropes Material modelliert, wie in Abb. 11b dargestellt, und die Beziehung zwischen Spannung und Dehnung war:

Dabei ist \(\varepsilon_{cf}\) die Dehnung der CFK-Platte, \(\sigma_{cf}\) die Spannung der CFK-Platte und \(\varepsilon_{cfu}\) die zulässige Grenzdehnung von der CFK-Platte und \(E_{cf}\) ist der Elastizitätsmodul der CFK-Platte.

Die Spannungsbilder des Stahlträgers und der CFK-Platte sind in den Abbildungen dargestellt. 12, 13 und 14. Nach der Überlastung trat die Spannungskonzentration in der Kerbe des Stahlträgers und in der Mitte der CFK-Platte auf. Im Vergleich zum Stahlträger ohne Überlastung waren die Dehnungen des Stahlträgers und der CFK-Platte geringer. Es hat sich gezeigt, dass eine Überlastung die endgültige Dehnung des Stahlträgers beeinflussen kann und eine Überlastung die Ausnutzung der CFK-Platte verringern würde.

Stressbilder nach Überlastung.

Spannungsvergleich von Stahlträgern mit oder ohne Überlastung.

Spannungsvergleich von CFK-Platten mit oder ohne Überlastung.

Die Abbildungen 15 und 16 zeigen die Durchbiegungsbilder des Stahlträgers mit und ohne Überlastung. Nach Überlastung kam es zu einer Restdurchbiegung des Stahlträgers. Der Wert der Restauslenkung hing mit der Überlastzahl und der Überlastamplitude zusammen. Die Durchbiegung des Stahlträgers nach Überlastung war kleiner als die Durchbiegung des Stahlträgers nach statischer Belastung.

Restdurchbiegung nach Überlastung.

Durchbiegungsvergleich von Stahlträgern mit oder ohne Überlastung.

Die Abbildungen 17 und 18 zeigen einen Vergleich zwischen den Testergebnissen und den Ergebnissen der Finite-Elemente-Berechnung. Die Ergebnisse der Finite-Elemente-Berechnung stimmten gut mit den Testergebnissen überein, was darauf hindeutet, dass das Berechnungsmodell der beschädigten, mit CFK-Platten verstärkten Stahlträger korrekt war.

Vergleich zwischen Test und Finite-Elemente-Berechnung von Last-Durchbiegungskurven.

Vergleich zwischen Test und Finite-Elemente-Berechnung von Last-Dehnungs-Kurven (Druckdehnung).

Abbildung 19 zeigt die Last-Durchbiegungs-Kurven der Stahlträger mit 100 % Flanschschaden bei unterschiedlichen Überlastzahlen. Die elastische Steifigkeit von Stahlträgern war bei 100–1000 Überlastzyklen deutlich größer als die elastische Steifigkeit von Stahlträgern bei ausschließlich statischen Belastungszyklen. Allerdings gab es bei allen kaum Veränderungen. Die Streckgrenzen von Stahlträgern mit 100–1000 Überlastzyklen waren um 13,5 %, 12,6 %, 11,2 %, 10,1 %, 9 %, 7,9 %, 7 % und 6 % höher als die Streckgrenzen von Stahlträgern mit nur statischer Belastung. Die Bruchlasten von Stahlträgern mit 100–1000 Überlastzeiten waren allesamt kleiner als die Bruchlasten von Stahlträgern mit rein statischer Belastung. Die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit nehmen mit zunehmender Anzahl der Überlastungen aufgrund der Kaltverfestigung des Stahls zu. Allerdings nimmt die Verbesserung mit zunehmender Überlastungszahl ab. Durch die Kalthärtung des Stahls würde die Bruchlast reduziert. Die Überlastzahl beeinflusste die Endlast der Überlastbalken.

Auswirkung der Überlastung der Zahl.

Abbildung 20 zeigt die Last-Durchbiegungs-Kurve der Stahlträger mit 100 % Flanschschaden bei unterschiedlichen Überlastamplituden. Die elastische Steifigkeit von Stahlträgern mit einer Überlastamplitude von 0,6 Pu-0,76 Pu war um 6,2 %, 6,5 %, 8,6 %, 11,2 %, 14,1 %, 15,8 %, 16,5 %, 18,4 % bzw. 19,8 % größer als die elastische Steifigkeit von Stahl Träger mit nur statischer Belastung, und die Streckgrenzen waren jeweils 15,8 %, 17,9 %, 21,1 %, 22,8 %, 25 %, 26,8 %, 27 %, 28,9 %, 30,5 % größer als die Streckgrenzen von Stahlträgern mit nur statischer Belastung Wird geladen. Die Bruchlasten waren 1,9 %, 2,3 %, 2,9 %, 3,2 %, 4 %, 4,7 %, 5,7 %, 6,8 % und 7,7 % kleiner als die Bruchlasten des Stahlträgers bei nur statischer Belastung. Die Überlastamplitude erhöhte sich pro 0,02 Pu und die Strecklast erhöhte sich um ca. 2 kN, die Bruchlast verringerte sich jedoch um ca. 1 kN. Als die Überlastungsamplitude 0,77 Pu erreichte, brach der verstärkte Stahlträger in der Überlastungsphase.

Auswirkung der Überlastamplitude.

Die Ergebnisse dieser Studie zeigten, dass geklebte CFK-Platten effektiv zur Verstärkung beschädigter Stahlträger eingesetzt werden können und dass Überlastungen die Streckgrenze und elastische Steifigkeit der Stahlträger beeinträchtigen können. Die folgenden Schlussfolgerungen wurden gezogen.

Alle Stahlträger könnten nach einer Überlastung aufgrund der Kaltverfestigung des Stahls nach einer Überlastung die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit erhöhen. Je größer jedoch das Schadensniveau des Stahlträgers war, desto geringer war die Erhöhung der Streckgrenze und der elastischen Steifigkeit. Die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit des Stahlträgers nach Überlastung waren 8,7 % bzw. 24,5 % größer als die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit des Stahlträgers ohne Überlastung. Die Bruchlast des Stahlträgers nach Überlastung war 5,3 % kleiner als die Bruchlast des Stahlträgers ohne Überlastung.

Die Streckgrenze, die Bruchlast und die elastische Steifigkeit der Stahlträger waren bei 100 % Spannungsverlust am Flansch um 68,3 %, 73,8 % bzw. 13,5 % höher als beim Stahlträger mit 28 % Stegverlust nach statischer Belastung. Die Streckgrenze und Bruchlast des Stahlträgers mit 100 % Spannungsverlust am Flansch waren 24,1 % bzw. 32 % größer als die des Stahlträgers mit 15 % Stegverlust nach Überlastung. Unabhängig von statischer Belastung oder Überlastung hatte das Schadensniveau erhebliche Auswirkungen auf die Streckgrenze und die Tragfähigkeit der Stahlträger.

Der mit CFK-Platten verstärkte Stahlträger konnte die Streckgrenze, die Bruchlast und die elastische Steifigkeit im Vergleich zum Stahlträger ohne Verstärkung nach statischer Belastung um 10 %, 10,3 % bzw. 14,5 % erhöhen. Der mit zwei Lagen CFK-Platten verstärkte Stahlträger erhöhte die Streckgrenze, die Bruchlast und die elastische Steifigkeit um 38,4 %, 24,9 % bzw. 36,9 % im Vergleich zu dem mit einer Lage CFK-Platten verstärkten Stahlträger nach Überlastung. Der beschädigte Stahlträger konnte nachweislich durch CFK-Bleche verstärkt werden, und die erhöhten Lagen an CFK-Blättern konnten nachweislich die Streckgrenze, die Tragfähigkeit und die elastische Steifigkeit der Stahlträger verbessern.

Die CFK-Dehnungen der durch CFK-Platten verstärkten Stahlträger betrugen nach statischer Belastung etwa 10.000 με und nach Überlastung etwa 7.500 με. Es zeigte sich, dass die Dehnungen der CFK-Platten aufgrund der Überlastung abnahmen.

Verglichen mit dem verstärkten Stahlträger ohne Überlastung waren die Durchbiegung und Dehnungen des verstärkten Stahlträgers mit Überlastung viel geringer. Aufgrund der Kalthärtung von Stahl nahmen die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit mit der Zunahme der Überlastamplitude zu, und die Zunahme der Überlastzahl könnte die Streckgrenze und die elastische Steifigkeit verringern, aber die Endlast würde sinken.

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Liangguang Wang

Changchun Universität für Architektur und Bauingenieurwesen, Changchun, China

Di Shi

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WH hat den Hauptmanuskripttest geschrieben. LW hat den Test und die Datenanalyse durchgeführt. DS hat die numerische Analyse durchgeführt.

Korrespondenz mit Liangguang Wang.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Hou, W., Wang, L. & Shi, D. Biegeverhalten verstärkter beschädigter Stahlträger unter Verwendung kohlenstofffaserverstärkter Polymerplatten. Sci Rep 12, 10134 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-14471-9

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Eingegangen: 28. Februar 2022

Angenommen: 07. Juni 2022

Veröffentlicht: 16. Juni 2022

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

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