在役钢筋混凝土电杆剩余承载能力试验研究.pdf

2 0 1 0 年 第 4 期 (总 第2 4 6 期) Nu mb e r 4 i n 2 0 1 0 ( T o t a l No 2 4 6) 混 凝 土 Co n c r e t e 理论研究 T HEORETI CAL RES EARCH d o i ： 1 0 3 9 6 9 j i s s n 1 0 0 2 3 5 5 0 2 0 1 0 0 4 0 1 6 在役钢筋混凝土电杆剩余承载能力试验研究 刘思远 ，夏开全 ，陈宗平 。 ，苏益声 。 ( 1 中国电力科学研究院，北京 1 0 0 0 5 5 ；2 广西大学，广西 南宁 5 3 0 0 0 4 ) 摘要： 钢筋 昆 凝土电杆由于长时间暴露在大气环境中， 经常受到外界自然环境和内应力的作用， 会出现杆体裂缝 、 钢筋锈蚀等老化现 象 。 这些 老化病害会大大降低 电杆结构 的力学性能 ， 进而影响电力系统安全稳定运行。 通过 3根在役近 5 0年 的钢筋混凝 土电杆试验 ， 揭示 了在役钢筋混凝土电杆的受力机理、 破坏形态、 剩余承载能力等， 为准确掌握钢筋混凝土电杆的力学性能， 保证电力系统安全稳定运行具 有重大现实意义。 关键词 ： 钢筋混凝土；承载能力 ；力学性能 中图分类号 ： T U5 2 8 7 文献标志码 ： A 文章编号： 1 0 0 2 3 5 5 0 ( 2 0 1 0 ) 0 4 0 0 4 8 0 3 St udy on r e si du al c ar r yi ng c a pa c i t y o f ex i s t i n g r ei n f or c e d c onc r e t e p ol e s L1 U S i - y u a n ， XI A Ka i qu a rt ， CHEN Z o n g - pi n g ， S U Yi s h e n g ( 1 C h i n a E l e c t r i c P o we r Re s e a r c hI n s t i tu t e ， Be ij i n g1 0 0 0 5 5 ， C h i n a ； 2 Gu a n g x i Un i v e r s i t y ， Na n n i n g 5 3 0 0 0 4， C h i n a ) Abs t r ac t ： Re i n f o r c e d c o n c r e t e p o l e s we r e e x po s e d a t mo s p h e r e ， a f f e c t e d b y e n t i r o n me n t a n d i n ne r s t r e s s ， wo u l d b e e n g e n d e r e d a g i n g p h e n o me n a t h a t c r a c k s a n d r e inf o r c i n g s t e e l b a r r u s t i n g T he a g i n g d i s e a s e de b a s e d me c h a n i c a l p e r f o r ma n c e o f r e i nf o r c e d c o n c r e t e p o l e s ， t h us i n fl u e n c e d t h e s a f e a nd s t e a d y f u n c t i o n o f e l e c t r i c p o we r s y s t e m T h e a r t i c l e ma d e u s e o f t h r e e r e i n f o r c e d c o n c r e t e p o l e s S t e s t ， o p e n e d o ut me c h an i c a l me c h a - n i s m ， b r e a k a g e s h a pe ， r e s i d u a l c a r r y i n g c a p a c i t y e t c P r e d o mi n a t i n g me c ha n i c a l pe rfo r ma n c e o f r e i n f o r c e d c o nc r e t e p o l e s p o s s e s s g r e a t l y r e a l i s t i c s e ns e f o r t h e s a f e a n d s t e a d y fun c t i o n o f e l e c t r i c p o we r s y s t e m Ke y wor ds ： r e i n f o r c e d c o n c r e t e； c a r r y i n g c a p a c i ty； me c h a ni c a l p e rfo r ma n c e 0 引言 从 1 9 2 4年我国生产出第 1 条方型实心水泥电杆至今 ， 我 国的水泥电杆也有近 8 0年的历史。近 8 O 年来， 我国水泥电杆 的发展一直长盛不衰， 特别是前 4 0年， 经历了一个快速发展的 时期。 目 前 ， 混凝土电杆的应用还是 比较普及 ， 因为它具有较大的 优越性和较好的经济效益。混凝土电杆普遍应用于 0 4 2 2 0 k V 电压等级的送电线路和变电站室外架构中， 由于长期暴露在露 天环境里 ， 受到风吹雨打和环境水 ( 雨水 、 泉水、 地下水、 海水 等) 的侵蚀及各种外力和内应力的作用， 多会出现杆体的横向、 纵向与网状裂缝及 内部 的钢筋锈蚀 ， 电杆表面光滑 的浆面层脱 落 ， 露出砂浆及石子， 有时杆体还会“ 出汗、 冒碱” 。 以上的老化 病害现象都将会大大缩短电杆的使用寿命， 降低电杆结构的力 学性能 ， 从而影响到电力 系统 的安全运行 。因此 ， 研究 在役钢筋 混凝土电杆的剩余承载能力对于准确掌握钢筋混凝土电杆的 力学性能， 保证电力系统安全稳定运行具有重大现实意义。 1 试 验 概 况 通过 3 根使用了近 5 0 年的电杆弯曲试验( 截面尺寸为外直 径 4 0 0 mm、 内直径 3 0 0 mm、 壁厚 5 0 i n i n的空心截面) ， 揭示了 该类钢筋混凝土电杆的受力机理、 破坏形态、 剩余承载能力等。 试件杆长 4 2 I T I ， 采取 4 分点分配梁加载， 分配梁采用强度 和刚度足够的钢梁。由于混凝土电杆为圆形截面， 在分配粱的 收稿 日期 ：2 0 0 9 1 2 - 2 9 48 两端采用半圆环形支座， 半圆环由特制的钢板焊接而成， 在混 凝土电杆的两个端头采用特制的滚动支座， 以保证在试验过程 中， 端头可自由转动。 试验采用荷载控制的加载制度 ， 分级加载， 在混凝土开裂 以前 ， 以9 8 k N( 1 t ) 作为加载步长 ， 为了保证试件的充分变形， 每一加载步长的恒载时间保持在 5 1 0 mi n ， 当荷载接近混凝土电 杆的开裂荷载时( 试验前估算值) ， 加载步长变为 4 9 g N( 0 5 t ) ， 此后按 4 9 k N的步长加载， 直至试件破坏。 为了保证能准确测量试验中荷载、 变形、 内力分布、 裂缝开 展等重要数据。在试验过程中布置了相应的传感仪器， 在液压 千斤顶下放置了荷载传感器， 在试件的跨中及左右两个端头布 置了 3个电子位移计 ， 为了测试混凝土的内力情况， 在跨中和 分配梁右支座下方沿混凝土电杆环向黏贴了应变片， 跨中混凝 土应变片编号 ： 从上到下 为 1 - 5 ， 右分配粱支座处混凝 土应变编 号 ： 从上到下为 6 - 9 。 位移计编号 ： 跨中为 1 ， 左端头为 0 ， 右端头 为 2 ， 具体见图 1 。 2 主要试验结果及分析 2 1 第一根 试件 试验过程描述 ： 预载 2次后 ， 正式开始试验。当荷载加到 5 8 8 k N( 对应的跨中截面弯矩为 2 9 4 k N m) 时， 在跨中下表面 出现几条环向裂缝( 首次开裂) ， 裂缝宽度为 0 0 5 i n l n ， 长度约 2 0 mm； 荷载继续增大， 当荷载增加到 7 8 4 k N( 对应的跨中截面 ! 移 I 计 I 位 宁 l J 1 - t 2 l 1 位 移计 ) 2 _ J 1 一 l 1 0 0 0 I 1 0 0 0 1 0 0 0 l 1 0 0 0 l 1 1 剖 面图 2 - 2 剖 面图 计 ( 应力 片位置 布置 图) (应 力 片位置 布置 图) 图 1 加载装置图( 单位 ： mm) 弯矩为 3 9 2 k N m) 时， 裂缝宽度 O 0 8 1 1 1 I 1 ； 8 3 3 k N( 对应的跨中 截面弯矩为 4 1 6 5 k N m) 时， 裂缝宽度 O 0 9 mi l l ； 8 8 2 k N( 对应 的跨中截面弯矩为 4 4 1 k N m) 时， 裂缝宽度 0 1 n l l l l ； 当荷载增 大到 1 0 7 8 k N( 对应的跨中截面弯矩为 5 3 9 k N 1T I ) 时， 裂缝环 向延伸发展到中间母线位置， 最大裂缝宽度达到 0 2 2 mm， 此最 大环 向裂缝位置距离左支座 3 4 c m。 当荷载增加到 1 8 1 3 k N( 对 应的跨中截面弯矩为 9 0 6 5 k N m) 时， 在众多的环向裂缝中， 形 成几条特别明显的主环裂缝， 主环裂缝长度约为母线下半圆， 在 跨中位置主环裂缝宽度达 2 m m， 距离左支座 3 4 c m的主环裂缝 宽度达 2 4 mE。 此后荷载还能继续增大， 试验继续， 试件的跨中 挠度越来越大 ， 环向裂缝也越来越多， 在剪弯段内也出现环向 裂缝， 当荷载加到 1 9 1 1 k N( 对应的跨中截面弯矩为9 5 5 5 k N m) 时 ， 在距离左支座 3 4 m 的主环裂缝处 发出“ 嘭” 的一声 ， 此处最 底部的一根钢筋被拉断， 荷载急剧下降， 试件的挠度急剧增大 ， 试验结束。裂缝开展图见图 2 。破坏时最大裂缝宽度见图3 。 2 1 0 l f 1】 j 11 1 l 。? 1 、 J I c 1 8 f l I )? I l j 。 J l 1 f ， f 图 2 第一根试件裂缝开展图 图 3第一根试件最大裂缝 宽度 裂缝的出现和发展均在分配梁两支座下方的纯弯段内， 随 着荷载的增大， 底部的环向裂缝不但宽度增大， 同时也沿环向 延伸 ， 并且荷载增大后 ， 环向裂缝的数量越来越多， 相互之问间 距大致相等， 约为 1 1 c m左右， 互相平行。荷载与受拉裂缝宽度 之 间的关系如 图 4所示 。由图可见荷 载与裂缝 的发展呈现 3 个 不同的阶段 ， 5 8 8 k N( 对应的跨中截面弯矩为 2 9 4 k N m) 以前 为未裂阶段 ， 5 8 8 k N( 对应的跨 中截面弯矩为 2 9 4 k N m) 至 1 6 1 7 k N( 对应的跨 中截面弯矩为 8 0 8 5 k N m) 之间的线性阶 段， 1 6 1 7 k N( 对应的跨中截面弯矩为 8 0 8 5 k N 1 1 1 ) 以后为非线 性阶段。线性阶段的裂缝变化范围从 0 0 5 0 4 0 mi l l 变化 ， 根据 我国现行混凝土结构设计规范f 2 _ ， 基于正常使用极限状态的设 荷 载 k N 图 4第一根试件荷载与裂缝宽度关 系 计方法， 裂缝的最大宽度为 0 3 1T I1 T I 落在此阶段 ， 对应的荷载为 1 2 7 4 k N( 对应的跨 中截面弯矩为 6 3 7 k N m) ， 故按此设计方 法， 该混凝土电杆的正常使用极限承载力为 1 2 7 4 k N( 对应的 跨中截面弯矩为 6 3 7 k N n a ) ， 但此时试件远未达到承载能力极 限状态。承载能力极限状态对应的荷载值为 1 9 1 1 k N( 对应的 跨中截面弯矩为 9 5 5 5 k N 1 11 ) ，两种不同极限状态对应的承载 力 比值为 ： N 承载能力 N 正 常使用=9555 6 3 7 =1 5 可见， 按正常使用极限状态设计 ， 距离极限破坏状态具有 1 5的安全 系数 。 2 2 第二根试件 试验过程描述 ： 预载 2次后 ， 正式试验。当荷载加到 5 8 8 k N ( 对应的跨中截面弯矩为 2 9 4 k N 1T I ) 时， 在跨中下表面出现几 条环向裂缝( 首次开裂 ) ， 裂缝宽度为 0 0 4 ra m； 荷载继续增大， 当荷载增加到6 3 7 k N( 对应的跨中截面弯矩为 3 1 8 5 k N m) 时， 裂缝宽度 0 0 8 mm； 6 8 6 k N ( 对应的跨中截面弯矩为 3 4 3 k N- 1 T I ) 时， 裂缝宽度0 0 9 mm； 7 8 4 i N( 对应的跨中截面弯矩为3 9 2 k N m) 时， 裂缝宽度0 1 mm； 1 O 2 9 k N( 对应的跨中截面弯矩为5 1 4 5 k N m) 时， 裂缝宽度 0 1 3 mm； 当荷载增大到 1 2 7 4 k N( 对应的跨中截 面弯矩为 6 3 7 k N m) 时， 在纯弯段内， 裂缝发展到中间母线 ， 间 隔大致均匀分布， 距离 1 1 c m左右， 离中心线 5 0 mm位置处， 形 成几条特别明显的主环裂缝 ，主环裂缝长度约为母线下半圆， 在跨中位置主环裂缝宽度达 0 4 8 mm； 此后荷载还能继续增大， 试验继续， 试件的跨中挠度越来越大， 环向裂缝也越来越多 ， 在 剪弯段也出现环向裂缝， 当荷载加到 1 6 6 6 k N( 对应的跨中截面 弯矩为 8 3 3 k N m) fl ， 裂缝最大宽度 3 mm， 离中心线 6 0 0 mm。 当荷载增大到 1 7 1 5 k N( 对应的跨中截面弯矩为 8 5 7 5 k N m) ff ， 最大裂缝宽度达到 5 m m， 挠度急剧扩大， 荷载下降迅速， 试验 顺利结束。裂缝开展图见图5 。破坏时最大裂缝宽度见图 6 。 0 l 2 I _ f j L h l l H ， I I I ： l ( f I 8 4 6 lI l I ， l f 川 f 1 一 I I 图 5 第二根试件 裂缝开展 图 图 6 第二根试件最大裂缝宽度 49 3 O 74 1 85 2 96 3 O 3 3 22 2 11 l 00 0 sLu ， 巡弑 裂群 荷载与受拉裂缝宽度之间的关系如图 7 所示。由图可见荷 载与裂缝的发展呈现 3个不同的阶段， 5 8 8 k N( 对应的跨中截 面弯矩为 2 9 4 k N m) 以前为未裂阶段 ， 5 8 8 k N( 对应的跨中截 面弯矩为 2 9 4 k N m) 至 1 2 2 5 k N( 对应的跨 中截面弯矩为 6 1 2 5 k N m) 之间的线性阶段， 1 2 2 5 k N( 对应的跨中截面弯矩 为 6 1 2 5 k N m) 以后为非线性阶段。线性 阶段 的裂缝变化范围 从 0 0 5 ,- -0 1 7 mm变化， 根据我国现行混凝土结构设计规范 ， 基 于正常使用极限状态的设计方法 ， 裂缝的最大宽度为 0 _3 IT ff n ， 超出了此范围阶段， 当荷载增加一级达到 1 2 7 4 k N( 对应的跨 中截面弯矩为 6 3 7 k N m) 时， 裂缝迅速开展， 宽度达 0 4 tur n ， 超出了规范正常使用极限状态的 0 _3 mm限值， 故正常使用极限 状态的荷载应取 1 2 2 5 k N( X 的跨中截面弯矩为 6 1 2 5 k N m) ， 但此时试件远未达到承载能力极限状态。承载 能力极限状态对 应的荷载值为 1 7 1 5 k Y( 对应的跨中截面弯矩为 8 5 7 5 k N m) ， 两种不同极限状态对应的承载力比值为： N 承 载能 力 N 正 常 使 用 = 8 5 7 5 6 1 2 5 =1 4 可见 ， 按正常使用极限状态设计， 距离极限破坏具有 1 4的 安全系数 。 ； ：5 联 3 0 0 5 U 2U 40 60 8U l 00 l ZU l 40 I 6 0 l 80 20 0 荷载 k N 图 7 第二根试件荷载与裂缝宽度关系 2 3第三根试件 试验过程描述 ： 预载 2次后 ， 正式试验。 当荷载加到 5 8 8 k N ( 对应的跨中截面弯矩为2 9 4 k N m) 时， 在跨中下表面出现几条 环向裂缝( 首次开裂) ， 裂缝宽度为 O 0 5 m m； 荷载继续增大， 当荷 载增加到 6 8 6k N( 对应的跨中截面弯矩为 3 4 3 k N m) 时， 裂缝 宽度 0 0 8 mm； 7 8 4 l ， N( 对应的跨中截面弯矩为 3 9 2 k N m) 时， 裂 缝宽度 0 0 9 m m； 8 8 2 l ( 对应的跨中截面弯矩为4 4 1 k N m) 时， 裂缝宽度0 1 0 mm， 9 3 1 k N ( 对应的跨中截面弯矩为4 6 5 5 k N m) 时， 裂缝宽度 0 1 2 ram； 9 8 k N( 对应的跨中截面弯矩为 4 9 k N m) 时， 裂缝宽度0 1 4 mm； 1 2 7 4l ， N ( 对应的跨中截面弯矩为 6 3 7 k N m) 时， 最大裂缝宽度达 0 1 8 i r l n l ， 1 3 2 3 k N( 对应的跨中截面弯矩为 6 6 1 5 k N m) 时， 最大裂缝宽度达 0 7 0 mm， 当荷载加到 1 5 6 8 k N ( 对应的跨中截面弯矩为 7 8 4 k N m) 时， 第一条主裂缝处发生 断裂声， 挠度急剧扩大， 无法继续加载， 试验顺利结束。裂缝开 展图见图 8 。破坏时最大裂缝宽度见图9 。 荷载与受拉裂缝宽度之间的关系如 图 1 0所示 。由图可见荷 载与裂缝的发展呈现 3 个不同的阶段， 5 8 8 l ， N( 对应的跨中截面 弯矩为2 9 4 k N m) 以前为未裂阶段， 5 8 8 k N( 对应的跨中截面弯 矩为2 9 4 k N m) 至 1 2 7 4 k N( 对应的跨中截面弯矩为 6 3 7 k N m) 之间的线性阶段， 1 2 7 4 k N( 对应的跨中截面弯矩为 6 3 7 k N m) 以 后为非线性阶段。 线性阶段的裂缝变化范围从 0 0 5 0 1 8 mr f l 变 化， 根据我国现行混凝土结构设计规范2 1 ， 基于正常使用极限状 态的设计方法， 裂缝的最大宽度为 0 3 l -n n l ， 超出了此范围阶段 ， 当荷载增加到 1 3 2 _3 k N( 对应的跨中截面弯矩为 6 6 1 5 k N m) 时， 裂缝迅速开展， 宽度达 O 7 0 n q l n ， 超出了规范正常使用极限状态 的 0 - 3 n 3 _ lT l 限值， 故正常使用极限状态的荷载应取 1 2 7 4 k N( 对 5 0 O 1 2 lIl f y l J J I f J y ， l 图 8 第三根试 件裂缝开展图 g 宕 、 荷 载 k N 图 1 0 第三根试 件荷载与裂缝宽度关系 应的跨中截面弯矩为 6 3 7 k N m) ， 但此时试件远未达到承载能 力极限状态。承载能力极限状态对应的荷载值为 1 5 6 8 k N( 对 应的跨中截面弯矩为 7 8 4 k N m) ， 两种不同极限状态对应的承 载力 比值为 ： 承载能力 N 正常使用=784 6 3 7=1 23 可见， 按正常使用极限状态设计， 距离极限破坏具有 1 2 3 的安全系数。 2 4 试验结果分析 从 3 根试件试验的全过程和最终破坏形态来看， 混凝土电杆 的破坏属于受拉区钢筋拉断破坏 ， 上部受压混凝土均没有出现 纵向的水平裂缝， 没有出现受压区混凝土被压碎而破坏的迹象， 从 试验实测的应变来看， 受压区混凝土也远没达到极限压应变值。 同 时环向裂缝的发展也很有规律， 延伸到中部目前位置之后， 很少再 向上部延伸， 即使破坏是也最大延伸到高度的2 3 位置处。 尽管从截面的混凝土电杆的截面配筋情况看属于适筋构 件， 但由于截面是圆形， 与传统的矩形截面梁有着本质的不同， 即使在相同配筋率情况下 ， 没有出现了传统矩形截面的“ 适筋 梁” 破坏， 而是出现了“ 少筋梁” 破坏， 原因主要是圆形截面的混 凝土电杆 ， 钢筋的配置的沿截面等间距布置， 大部分钢筋分布 在截面的中性轴附近， 距离中性轴较远的底部钢筋只要 l 2根， 对于受弯而言， 大部分的钢筋是不起作用的， 其受力情况等效 于底部配筋极少( 1 2根 ) 的矩形截面少筋梁 ， 故发生了脆性的 “ 少筋梁” 破坏。通过对 3根试件的对比得到如下结论： ( 1 ) 破坏形态一致， 都是表现为受拉破坏 ， 受压区混凝土均 没达到极限压应变值， 没有混凝土压碎破坏迹象， 破坏全过程 属于脆性较大的“ 少筋梁破坏” 。 ( 2 ) 混凝土受拉 裂缝 的开展均呈现 出 3个阶段 ， 未裂 阶段 、 裂缝线性发展阶段和裂缝非线性发展阶段 ； 并且开裂荷载都是 5 8 8 k N( 对应的跨中截面弯矩为 2 9 4 k N m) ， 肉眼可见的初裂 下转第 5 3页 不变的情况下， 材料的孔隙率基本上保持不变， 密实度没有明 显的改善 。 3结 论 ( 1 ) 玄武岩纤维的掺入能在定程度上提高水泥基材料的 抗压和抗折强度。当玄武岩的掺量为 1 2 k g m， 时， 试件的抗折 和抗压强度分别提高 1 6 、 6 O 。 ( 2 ) 玄武岩纤维的掺入会降低拌合物的流动度， 并增加水 泥基材料 的孑 L 隙率 。 ( 3 ) 一定量硅灰的掺人有助于纤维增强水泥基材料密实度 的提高。 ( 4 ) 在不改变水灰 比的情况下， 一定量的减水剂的掺入能 有效改善水泥浆体的流动性， 对水泥基材料的抗折强度的提高 有很大帮助。 参考 文献 ： 1 谢尔盖， 李中郢玄武岩纤维材料的应用前景1 J 】 纤维复合材料， 2 0 0 3 ， 3 1 ( 2 ) ： 4 2 - 46 【 2 胡显奇， 申屠年 连续玄武岩纤维在军工及民用领域的应用f J 高科 技纤维与应用， 2 0 0 5 ， 3 0 ( 6 ) ： 7 - 1 2 3 3 L I U Q， S H AW M T， P A RN A S R s I n v e s t i g a t i o n o f B a s a l t F i b e r C o m- 上接第 5 0页 裂缝宽度 0 0 4m m或 0 0 5mm。 ( 3 ) 按基于正常使用极限状态裂缝宽度 0 3 i n m的设计 ， 钢 筋混凝土电杆的承受的荷载在 1 2 2 5 k N( 对应的跨 中截面弯矩 为 6 1 2 5 k N m) 1 2 7 4 k N( 对应的跨中截面弯矩为 6 3 7 k N m) 之间， 并且距离极限破坏具有 1 2 3 1 5之间的安全系数。 ( 4 ) 3根混凝土电杆的跨中荷载一 挠度曲线形状相似， 转化 成跨中弯矩一 挠度之后 ， 如图 1 1 所示， 由图可见混凝土电杆的 跨中一 挠度曲线具有两个明显的拐点 ， 各曲线的刚度接近 ， 极限 抗弯承载能力大于 7 8 4 k N m， 最大跨中挠度大于 1 5 mm。 昌 Z 、 静 岳 磐 跨 中挠度 mm 图 1 1 跨 中荷载一 挠度关 系曲线 ( 5 ) 3 根混凝土电杆的跨中弯矩一 裂缝宽度曲线如图 1 2所 示， 由图可见， 在跨中弯矩小于 2 9 4k N m以前 ， 混凝土是不存 在可见裂缝 的 ， 在 7 8 4 k N m 以前 ， 裂缝的宽度不超过 0 5 m m， 试件达到极限强度破坏时， 裂缝宽度超过 2 5 m m。 E 巨 毯 拭 跨 中弯矩 ( k N m) 图 1 2 跨中荷载一 裂缝 关系曲线 p o s i t e Me c h a n i c a l P r o p e r t i e s f o r Ap p l i c a t i o n s i n T r a n s p o r t a t i o n J P o l y - me r C o m p o s i t e ， 2 0 0 6 ( 1 0 ) ： 4 1 4 8 4 廉杰， 杨勇新， 杨萌 短切玄武岩纤维增强混凝土力学性能的试验研 究fJ 1 工业建筑， 2 0 0 7 ， 3 7 ( 6 ) ： 8 - 1 0 5 】 吴钊贤 玄武岩纤维混凝土基本力学性能与应用研究【 D 武汉： 武汉 理工大学， 2 0 0 9 【 6 G B T 1 3 4 6 -2 0 0 1 ， 水泥胶砂流动度测定方法 s 】 _ C 京 ： 中国建筑工 业出版社， 2 0 0 1 r 7 J G B T 1 7 6 7 1 -1 9 9 9 ， 水泥胶砂强度检验方法 s 】 E 京： 中国标准出版 杜 ， 1 9 9 9 8 赵碧华 ， 刘永胜， 何松华， 等 玄武岩纤维参数对水泥砂浆流动性的 影0 J 1 武汉理工大学学报， 2 0 0 9 ， 3 1 ( 7 ) ： 5 - 8 9 J 宋军伟， 方坤河 粉煤灰磷渣和硅粉复掺对水泥胶砂强度的影响 J 】 _ 粉煤灰综合利用， 2 0 0 7 ( 3 ) ： 2 1 2 4 1 0 王国建， 魏敬亮j 昆 凝土高效减水剂及其作用机理研究进展【 J j 建筑 材料学报 ， 2 0 0 4 ， 7 ( 2 ) ： 1 作者简介 ： 单位地址 ： 联 系电话 杨帆( 1 9 8 4 一 ) ， 女， 硕士研究生。 武汉市洪山区珞狮路 1 2 2 号 武汉理工大学西院 5 4 8 号信 箱( 4 3 0 0 7 0 ) 1 5 8 2 7 O 3 4 8 6 6 3结论 通过 3 根在役钢筋混凝土电杆的试验， 可以得出以下结论： ( 1 ) 混凝土电杆的破坏表现为“ 少筋梁破坏” ， 脆性明显。 ( 2 ) 混凝土受拉裂缝的开展均呈现出3个阶段 ， 未裂阶段 、 裂缝线性发展阶段和裂缝非线性发展阶段； 并且开裂荷载都是 5 8 8 k N( 对应的跨中截面弯矩为 2 9 4 k N m) ， 肉眼可见的初裂 裂缝宽度为 0 0 4 m m 或 O 0 5 mm。 ( 3 ) 混凝土电杆按裂缝宽度( O 3 n l l n ) 控制的正常使用极限 状态法设计， 距离承载能力极限状态具有 1 2 3 1 5的安全系数。 ( 4 ) 当钢筋混凝土电杆表面的裂缝宽度达到0 5 mm时， 已经 进入了裂缝发展非线洼阶段， 已经接近杆件的极限承载能力状态。 ( 5 ) 3根混凝土电杆杆身的跨中荷载一 挠度曲线形状相似， 转化成跨中弯矩一 挠度之后 ， 各曲线的刚度接近， 极限抗弯承载 能力大于 7 8 4 k N m， 最大跨中挠度大于 1 5 mm。 ( 6 ) 3 根 昆 凝土电杆杆身的跨中弯矩一 裂缝宽度曲线可见 ， 在跨中弯矩小于 2 9 4 k N m 以前， 混凝土是不存在可见裂缝的， 在 7 8 4 k N m以前 ， 裂缝的宽度不超过 0 5 mm， 试件达到承载 能力极限状态时， 裂缝宽度超过 2 5 m l n 。 参考文献 ： 【 1 卜 楠， 周长莒， 李培林， 等钢筋混凝土电杆的老化分析及综合防治明 山东电力技术， 1 9 9 8 ， 1 0 1 ( 3 ) ： 6 3 6 5 【 2 G B 5 0 0 1 0 - - - - 2 0 0 2 ， 混凝土结构设计规范【 s 】 _ E 京： 中国建筑工业出版 社 ， 2 0 0 2 作者简介 单位地址 联系电话 刘思远( 1 9 8 2 一 ) ， 男， 硕士， 工程师， 主要从事输变电工程结 构可靠性研究。 中国电力科学研究院( 1 0 0 0 5 5 ) 0 1 0 5 8 3 8 6 2 3 2 5 3