循环载荷作用下组合楼板的试验研究
循环荷载作用下预制拼装桥墩抗震性能分析
第 ３ 卷第 ７期 ６ ２０ ０８年 ７月
同 济 大 学 学 报（ 然 科 学 版） 自
ＪＵＲ ＬＯ Ｏ Ｇ Ｉ ＮＩＥ Ｓ （ Ａ Ｕ Ａ ｃＥ Ｃ ） Ｏ ＮＡ ＦＴ Ｎ Ｊ Ｕ Ｖ Ｒ ｎ Ｎ Ｔ Ｒ Ｌｓ ＩＮ Ｅ
Ｖｏ ． ６ Ｎｏ． １３ ７
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循环 荷 载 作 用 下预 制拼装 桥 墩 抗震 性 能分 析
葛继 平 ， 红 一 ， 志 强 魏பைடு நூலகம்王
（ 同济大学 桥梁工程 系， 上海 ２０ ９ ） ００ ２
摘要 ： 采用实体有 限元方法分析预制拼装钢管约束混凝土桥墩在循环荷载作 用下 的力学反应 ， 了实体有 限元方 介绍
Ｇ Ｊｐ ｎ ＷＥ， ｎ ｙ ， Ｅ ｉ ｉｇ， Ｈｏ ｇ ｉ ＷＡＮＧ Ｚ ｉｉ ｎ ｈ ｑａ ｇ
（ ｅａｔ ｎ ｆ ｒ ｇ ｎ ｉ ｅｎ ， ｏ ｇ ｉｅｓｙ ｓ ａｇ ａ ２ ０ ９ ， ｈｎ ） Ｄ ｐｒ ｍｅ ｔ ｉ ｅＥ ｇｎ ｒ ｇ Ｔ ｎｉＵｎｖｒｉ ，ｈ ｎｈ ｉ ０ ０ ２ Ｃ ｉ ｏＢ ｄ ｅｉ ｉ ｔ ａ
随着强 调施工工 期短 、 强耐久 性 、 现有 交通 加 对
墩 的研究 ［ 节段 拼 装 桥 墩 按 照力 学 特性 有 下 述 ２ ．
影响尽量小、 不影响当地 的生态环境等方面要求的 提高 ， 桥梁预制节段拼装技术得到越来越广泛 的应 用， 研究人 员也 对采 用 该 方 法施 工 的桥 梁及 其 力 学
Ａ ｓｒｃ： ｏ ｌ ｅｒ３Ｄ ｆ ｉ ｌ ｎ （ Ｅ） ｏ ｅ ｏ ｐ ｓ ｔｎｉ ｅ ｒｃｓ ｃｎｒｔ ｆｌ ｕ ｅｓｇ ｂ ｔ ｔＮ ｎｉ ａ － ｉ ｔ ｅ ｍｅ ｔ Ｆ ｍ ｄ ｌ ｆ ｏｔ ｅ ｓ ｎ ｄ ｐｅａｔ ｏ ｃｅｅ ｉｅ ｔｂ ｅ． ａ ｎ ｎｅ ｅ － ｏ ｌｄ ｍｅ ｔｌ ｒ ｇ ｌ ｔ ｎ ｏ ｄ ｄｓ ａ ｄ ｎ ｅ ｙｌ ａｉｇｉ ｅｔｂｉ ｅ ｎ ｅｋｙａｐｃｓ ｆ ｎａ ｂｉ ｅ ｏｕ ｗｉ ｕ ｂ ｎ ｅ ｔ ｎ ｓｕ ｄ ｒ ｃ ｃｌ ｄｎ ｓａｌ ｈ ｄａ ｄｔ ｅ ｓｅｔ ｏ ｄ ｃ ｍｎ ｈ ｒ ｃ ｉ ｏ ｓ ｓ ｈ
循环荷载作用下核心型钢混凝土梁柱节点的性能研究的开题报告
循环荷载作用下核心型钢混凝土梁柱节点的性能研究的开题报告一、研究背景钢筋混凝土结构在建筑中得到广泛的应用，但受制于其自由变形受限的性质，难以应对重大地震等自然灾害带来的挑战。
因此，研究新型结构材料并相应地设计适应力学特性的结构体系成为当前研究的热点之一。
其中，核心型钢混凝土梁柱节点作为钢筋混凝土结构的重要组成部分，具有抗震性能优异、承载能力强、耐久性好等特点。
然而，对于核心型钢混凝土梁柱节点在循环荷载作用下的性能研究还相对较少，因此有必要对其性能进行深入研究。
二、研究内容与目的本研究主要针对核心型钢混凝土梁柱节点在循环荷载作用下的力学特性进行研究。
具体包括以下内容：1. 对核心型钢混凝土梁柱节点进行结构设计，考虑节点在循环荷载作用下的受力情况。
2.对核心型钢混凝土梁柱节点在不同荷载水平下的耗能性能、韧度、延性等方面进行试验研究。
3.通过试验和理论分析，探究核心型钢混凝土梁柱节点在不同荷载水平下的破坏机制。
4.结合试验和理论分析结果，评估核心型钢混凝土梁柱节点的抗震性能，为其在实际工程中的应用提供依据。
三、研究方法和方案1.结构设计与制作：首先进行核心型钢混凝土梁柱节点的结构设计，确定关键参数并制作梁柱节点模型。
2.循环荷载试验：在实验室内利用万能材料试验机对制作好的核心型钢混凝土梁柱进行循环荷载试验，记录其变形、破坏等情况。
3.理论分析：利用有限元软件和其他理论分析方法，对试验数据进行处理和分析，确定核心型钢混凝土梁柱节点的力学性能。
4.研究成果分析：在顺利完成以上三个环节的基础上，对研究成果进行分析和总结。
四、预期的研究成果及意义本研究将探究核心型钢混凝土梁柱节点在循环荷载下的力学性能，为其在实际工程中的应用提供理论依据。
预期取得的成果主要包括以下几点：1.确定核心型钢混凝土梁柱节点在循环荷载下的耗能性能，韧度以及延性等机械性能参数。
2.分析核心型钢混凝土梁柱节点在不同荷载水平下的破坏机制和受力状态。
循环载荷作用下两类楼板抗震性能的非线性有限元分析
循环载荷作用下两类楼板抗震性能的非线性有限元分析压型钢板—混凝土组合楼板是1种新型的楼盖结构，它具有减轻结构自重、降低基础造价、节省支模工序和模板、缩短工期、增加构件和结构延性等优良特点，经济和社会效益明显.近年来，随着组合楼板在建筑和桥梁结构中的广泛应用，人们对它的研究也越来越深入.目前国内外对组合楼板研究所取得的众多成果[2-4]，多集中于组合楼板静力承载方面，对其在抗震性能方面的研究却少有涉及.研究组合楼板的抗震性能必须以试验数据为依据.单一因素对组合楼板的影响应当建立在大量的试验研究基础上.由于组合楼板试验尤其是足尺的模型试验代价很高，因此试验数量常常受到经济条件的限制.随着有限元理论的发展，计算机技术的进步，有限单元法作为1种有效的数值分析方法，不仅可以很好地模拟结构或构件的力学行为，而且便于研究大规模参数，可节省大量重复试验费用.本文通过有限元分析软件对组合楼板和普通混凝土楼板在循环载荷作用下的受力性能进行数值模拟，在数值计算的基础上比较两类楼板的抗震性能.1 有限元计算模型的建立1.1 实体模型的建立模型几何尺寸以试验试件为依据.组合楼板和普通混凝土楼板的混凝土采用C25强度等级，楼板宽度为900 mm，跨度为3 000 mm.组合楼板板厚为151 mm，混凝土楼板板厚为110 mm.压型钢板板厚为0.90 mm，板顶混凝土厚度为76 mm.计算模型的基本特征参数及材料性能力学指标分别见表1和2.为了后续的比较分析，采用分离式建立有限元模型.压型钢板采用*****1，混凝土单元采用ANSYS中专门的*****，钢筋采用空间杆单元LINK8.由于组合楼板采取抗剪栓钉和抗剪钢筋等构造措施，故在建立模型时按完全抗剪考虑.对于普通混凝土楼板也采用分离式模型，即把混凝土和钢筋作为不同的单元处理.假设混凝土和钢筋之间的黏结很好，利用空间杆单元LINK8建立钢筋模型并与混凝土单元共节点.采用人工控制单元边长的方法控制单元尺寸，对模型进行映射规则网格的划分.混凝土采用六面体单元，压型钢板采用四边形单元，钢筋采用线单元，网格划分后的模型见图1.1.2 本构关系的选取1.2.1 钢材的本构关系钢材的应力—应变曲线主要包括线弹性、非线性弹性、弹塑性、刚塑性、线弹性—线性加工强化及刚性—线性加工强化等6种理想化模型.这里，钢材的应力—应变曲线采用线弹性—线性加工强化模型，假定其强化法则服从随动强化，其强化切线模量取为0.01E[5，6]，且考虑包兴格效应(Bauschinger Effect)，压型钢板应力—应变关系见图2.对于混凝土中钢筋的应力—应变曲线仍采用线弹性—线性加工强化模型，与压型钢板板材不同的是其屈服强度为415 N/mm2.1.2.2 混凝土的本构关系混凝土材料性质复杂，不仅成分多样、硬化后留有孔隙和自由水分，甚至还有未水化的水泥颗粒，并且会形成很多微观裂缝.因此，混凝土的应力—应变关系是高度非线性的，且受到其组成、成型工艺和使用环境的严重影响.特别是在复杂的应力状态和加载历史下，混凝土的本构关系显得更为复杂.在循环载荷作用下，要用数值方法模拟构件的滞回特性，除了混凝土材料自身复杂的非线性本构关系外，在考虑材料的非线性特性后数值计算往往变得困难起来：一是非线性特性的计算难度增加；二是计算常因不收敛而被迫退出(如在ANSYS 8.0中若考虑混凝土的压碎，只要混凝土单元破碎，程序计算就立即停止).因此，为了使数值模拟顺利进行，必须针对混凝土材料所处的不同条件和状态采用合理的简化本构关系.由于文中的两种板件混凝土所受应力基本处于拉压状态，有试验现象和试验数据[7，8]表明，在简单受力状态下的不同重复载荷作用下的混凝土力学反应与1次单调加载作用的反应并无显著差异.故混凝土受压本构关系采用Saenz本构方程，其受拉特性通过混凝土的五参数破坏准则考虑.对于C25混凝土，Saenz公式可按下式计算：这里，混凝土的本构关系采用多线性等向强化模型，其应力—应变曲线见图3.1.3 边界条件和加载制度模型的边界条件应根据实际试验情况并兼顾便于计算(见图4)进行输入.试验构件边界条件模拟计算简图中的两端简支，故楼板有限元模型的边界条件应约束y和z方向位移为0而释放x方向的位移(x，y轴为楼板的面内坐标轴，z轴为楼板的厚度方向坐标轴).由于楼板的几何形状、边界条件和载荷施加皆为轴对称且为双轴对称，故在建立有限元计算模型时取实际构件的1/4模型进行分析，对称轴的位置施加对称约束边界条件.楼板试验时采用两点加载来模拟实际工程中楼板所承受的均布载荷.在有限元模拟计算过程中，考虑到混凝土单元收敛性较差，若采用线载荷再现真实试验加载条件，不仅不利于计算的收敛，而且容易产生应力集中现象，迫使单元过早破坏而不利于后面的分析.故在有限元模型载荷施加时采用面内均布载荷，不仅载荷施加方便而且根据文献的结论，此种等效与试验中构件两点加载吻合良好.为了模拟试验中的循环载荷，在ANSYS软件中采用写载荷步文件的方式施加.具体加载制度见图5.2 两类楼板的非线性有限元计算结果比较2.1 滞回曲线和骨架线为了比较两类板件在循环载荷下的滞回曲线和骨架线，在有限元计算结果中提取跨中同一点的载荷—位移曲线见图6.为便于比较，从曲线中取出特征载荷和特征挠度值见表 3.表中也给出试验载荷作用下的特征值，从中可以看出计算值与试验值吻合较好.从图6和表3可以看出两类楼板都有较好的滞回性能，可承受较多次的载荷循环，抗震性能较好.但组合楼板的承载力更高，这主要是因为在材料用量相同的情况下，压型钢板优良的外形(高低波槽)增加了组合楼板的有效高度，增大受弯截面的力臂，并充分发挥钢材和混凝土材料各自的强度优势，从而使组合楼板获得更高的承载能力.另外，位于波槽内的混凝土处于复杂的应力状态，属于约束混凝土，其强度比普通混凝土楼板也有较大提高.组合楼板的延性较好，其最终位移可以达到78.10 mm，已远远超过相关规范规定的正常使用限值，其最终的塑性残余变形可达到58.97 mm.2.2 应力分布规律两类楼板有限元计算结果中典型载荷步(极限载荷)作用下应力分布情况见图7.由图7可见，混凝土压应力的大小由跨中向支座两端逐渐减小；而压型钢板的应力则首先从受拉下翼缘开始屈服，由跨中逐渐向楼板端部扩展，并沿着腹板方向向上翼缘延伸，达到极限载荷时，压型钢板上翼缘也达到屈服应力.有限元分析结果显示两类楼板的应力分布表现出典型的受弯构件应力分布规律.2.3 应变分布规律在有限元模型上沿着楼板板底向顶部混凝土创建路径，将典型载荷步(极限载荷)作用下组合楼板的应变值映射到该路径上.路径的创建和路径上的应变变化见图8.从图8(b)可见，达到极限载荷时中性轴位于距组合楼板顶面混凝土120 mm距离处.这说明受压区混凝土的高度为30 mm.《混凝土结构设计规范》(GB *****—2002)第7.1.3条规定，可将受弯构件和偏心受力构件正截面受压区混凝土的应力图形简化为等效的矩形应力图.矩形应力图的受压区高度x可按截面应变保持平面的假定所确定的中和轴高度乘以因数β 1.当混凝土强度等级不超过C50时，取β1为0.8；当混凝土强度等级为C80时，取β1为0.74，其间按线性内插法确定.按《高层民用建筑钢结构技术规程》(JGJ 99—1998)的计算可得等效矩形应力图的高度为22.4 mm，依有限元计算分析结果30 mm的0.8算出受压混凝土高度为24 mm，两者吻合很好.在图8(b)中存在3个拐点：第1个拐点(距离板底20 mm)表明受压型钢板影响的范围，使局部混凝土的强度得到加强；第2个拐点(距离板底75 mm)是受组合楼板不规则几何外形影响产生的；第3个拐点(距离板底120 mm)则是因板件力学受力性能影响产生的，造成这一拐点的原因较多，主要包括板件的材料特性、厚度、几何尺寸和外形、加载点位置及载荷大小等因素，这些因素决定中性轴的位置，从而决定拐点出现的位置.普通混凝土楼板的应变变化比组合楼板简单，但从其等效总应变图中仍可判断出中性轴的位置.2.4 两类楼板混凝土裂缝分布特点两类楼板的混凝土裂缝分布见图9.由图9可见，楼板混凝土的开裂从纯弯段开始，然后向楼板的两端扩展；而在截面上的分布情况则是由板底开裂逐渐向板顶扩展，这说明构件发生的是典型的弯曲破坏，其中跨中混凝土的开裂程度最为严重.另外，还可以判断跨中截面中性轴的大体位置，即从受压区混凝土顶面到混凝土裂缝终止处的距离.3 结论通过对组合楼板和普通混凝土楼板的非线性有限元分析对比，可以得到以下结论：(1)两类楼板的滞回曲线比较光滑，表现出由较为扁长的梭形向饱满的平行四边形过渡，但组合楼板的滞回环相对更为饱满.在混凝土开裂前，楼板处于弹性工作状态，其滞回环呈现典型的线弹性变化规律.混凝土开裂后，两种试件刚度出现不同程度的退化，但组合楼板的后继强化能力较普通楼板更强.这表明普通混凝土楼板试件的强度储备和耗能能力不如组合楼板.纵观楼板加卸载曲线，其滞回环形态展现受弯构件所具有的基本特征.(2)在循环载荷作用下，混凝土开裂后任意滞回环加卸载曲线上必有1个共同点.从中可以发现，加载曲线过共同点以后斜率一般会减小，尤其是进入屈服阶段以后，这种趋势更为明显.这表明楼板混凝土纵向裂缝有新的扩展或产生新的裂缝，或者塑性变形有新的发展，损伤积累持续增加，说明在循环载荷作用下楼板的抗震耗能能力逐渐消耗.(3)在材料用料相同的条件下，由于压型钢板能改变楼板的几何外形，充分发挥钢材和混凝土材料的优良特性，故组合楼板较普通楼板具有更高的承载力.有限元计算分析表明，在具有高承载力的前提下，组合楼板还具有良好的抗震性能.(4)本文的有限元计算结果与试验结果吻合良好，说明楼板模型的建立与计算合理可靠，这将有利于开展楼板有限元的参数研究，并节约试验成本.。
循环荷载作用下预制钢_混凝土混合连接件的有限元分析
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();$]*,-$%&*+5*$(6-,36)*$%&J6..&2.(.%-30(K L L M(U Y"K#$ P Y X O P X X摘!要$在持续时间方法中#结构受到逐渐加强的地面加速度影响#并根据其在预定耐力标准中所能承受的最长时间判断其抗震性能%承受时间方法是将损伤指数作为耐力准则%将钢框架非线性时程分析中得到的各种损伤指数的数值#与同样加速度水平下持续时间方法中得到结果相对比%结果显示#可以使用承受时间分析来估计各种损伤指标%同时讨论了这种方法的优势&准确性和局限性%关键词$承受时间方法.损伤指数.钢框架.动态弹塑性分析.抗震设计循环荷载作用下预制钢P混凝土混合连接件的有限元分析!)$)6."&.7.$6#$%&’()(*+:-.3%(6\’<-)4?J6..&5*$3-.6.5*$$.36)*$(8$4.-5’3&)3R*%4)$;+"8*,Y,0_]D"%Y,0&$(R$&1!$,&84--&D9-&16$X(?Z^I B]^$T$60)(9%9.-(%$*$&)$.%-+)$)6..&.7.$6"!"#%$%&?’()(*+0’<-)4?(6..&3*$3-.6.3*$$.36)*$()(9-.(.$6.4=B0.2!"##$%&’(")*+",&’-.//0!0"#1&$-.2#3&-44/钢结构!.//0年第0期第.2卷总第44/期!4.6%)&.4.D 9.-)7.$6%&-.(,&6(*+60.+*,-+,&&?(3%&.0’<-)4?(6..&3*$3-.6.3*$$.36)*$(>)60&)7)6.4(.)(7)34.6%)&)$;0%1.<..$4)(3,((.4)$%4)++.-.$69%9.-=\*>.1.-(4,.6*60.)$0.-.$63*79&.D )6’*+<.%7?3*&,7$Z *)$6(%$460.,?$)F ,.+.%6,-.(*+60.6.(6.4(9.3)7.$((60..D 9.-)7.$6%&(6,4’>%($*63*79-.0.$()1..$*,;0=B 0.-.+*-.()$60)(9%9.-(%$%$%&’6)3%&)$1.(6);%6)*$<%(.4*$60.!"7*4.&(%$4,()$;60.@T #I #(*+6>%-.)(9-.(.$6.4=B 0.!"7*4.&(>.-.1%&)4%6.4,()$;60..D 9.-)7.$6%&-.(,&6(*+60.0’<-)4?(6..&3*$3-.6.3*$$.36)*$(6.(6.4)$I %$’%$;B .30$*&*;)3%&8$)1.-()6’(J )$;%9*-.=B 0.3-)6)3%&9%-%7.6.-()$+&,.$3)$;60.Z *)$6.(<.0%1)*,-((,30%(60.%D )%&&*%4*$3*&,7$(60.3*$$.36)*$9&%6.60)3A $.(((%$460.3*$6)$,%6)*$*+<.%7<*66*7-.)$+*-3.7.$6(%-.1%-).4(%$460.)-.++.36((.(9.?3)%&&’)79&)3%6)*$(*$3*4.(9.3)+)3%6)*$((%-.(6,4).4=5O K U P I [Z $!)$)6..&.7.$6)\’<-)4?(6..&3*$3-.6.):&%$.(6-.((.&.7.$6)5’3&)3&*%4)$;)S .*7.6-)3$*$&)$.%-)6’)\’(6.-.()(&**9(]*,-$%&*+5*$(6-,36)*$%&J 6..&2.(.%-30(K L L M (U Y "K #$P ^L O K L P摘!要$提出一种用于钢P 混凝土混合连接的非线性有限元分析方法%考虑了部分抗震设计的四个足尺钢P 混连接点的详细的试验结果已在另一篇论文中予以讨论%然而#由于梁柱节点和试验构件特性的内在复杂性#试验研究是不够全面的%因此#提出了一种基于有限元模型和W K 939程序的分析方法%有限元模型通过新加坡南洋理工大学钢P 混凝土混合连接的试验结果证实有效%对于影响节点性能的参数#如柱子的轴压力&连接板厚度&梁底部纵筋进行了研究%关键词$有限元.钢P 混凝土混合连接.平面应力元.循环荷载作用.几何非线性.滞回曲线弯剪作用下螺栓角部连接的性能分析/.0%1)*-*+/*&6.4#$;&.5*$$.36)*$(J ,<Z.36.46*5*7<)$.4J 0.%-!*-3.%$4E *7.$6_Y [,0C $03-?(_3$0+,(8$@,0<,&(_*,8=,?,*(0$,&82,B,0T [0,*$3@,0[,&8$(?Z ^I B ]^$T $60)(9%9.-(60..++.36*+>.<%$;&.4)7.$()*$(*$7*7.$6!-*6%6)*$<.0%1)*-*+<*&6.46*9%$4(.%6%$;&.3*$$.36)*$((>)604*,<&.>.<%$;&.()((6,4).4=J .1.-%&N @9%-%7.6-)3+)$)6..&.7.$6"!"#7*4.&(%-.9-.(.$6.4)$60)((6,4’>0*(.;.*7.6-)3%&%$47.30%$)3%&9-*9.-6).(%-.,(.4%(9%-%7.6.-(=T $60.(.7*4.&((%&&*+60.3*$$.36)*$3*7?9*$.$6(((,30%(<.%7(3*&,7$(%$;&.(%$4<*&6(%-.7*4?.&.4,()$;(*&)4.&.7.$6(=B 0..++.36*+)$6.-%36)*$(<.?6>..$3*79*$.$6(((,30%((&)99%;.*+<*&6(%$4+-)36)*$%&+*-3.((%-.7*4.&.4,()$;%(,-+%3.3*$6%36%&;*-)607=B *.1%&,%6.60.<.0%1)*-*+3*$$.36)*$7*-.9-.3)(.&’(<*&69-.6.$()*$)$;+*-3.)(%99&).4*$<*&6(0%$A (%(60.+)-(6&*%43%(.=B 0.-.(,&6(*+60)($,7.-)3%&7*4.&)$;%-.3*79%-.4>)6060.-.(,&6(*+.D 9.-)7.$6%&>*-A (4*$.<’*60.--.?(.%-30.-(%$4;**4%;-..7.$6>%(*<(.-1.4=B *(6,4’60.)$+&,.$3.*+(0.%-+*-3.*$<.0%1)*-*+60.(.3*$$.36)*$(((.1.-%&7*4.&(>.-.%$%&’C .4,()$;4)++.-.$61%&,.(*+(0.%-+*-3.=B 0..++.36*+)79*-6%$69%-%7.6.-((.(9.3)%&&’60..++.36*+>.<%$;&.4)7.$()*$()((6,4).460.$=#$.?F ,%6)*$)(9-*9*(.46*4.6.-7)$.60.-.4,36)*$+%36*-+*-)$?)6)%&-*6%6)*$%&(6)++$.((*+3*$$.36)*$,()$;3*$$.36)*$)$)?6)%&-*6%6)*$%&(6)++$.(((’).&47*7.$6(60..D 9.36.4(0.%-+*-3.%$4>.<%$;&.4)7.$()*$=B 0.9-*9*(.4.F ,%6)*$)(3*79%-.4>)60*60.-.D )(6)$;+*-7,&%6)*$(%$4)6>%(*<?(.-1.460%660.9-*9*(.47*4.&)(%<.66.-.(6)7%6*-*+3*$?$.36)*$<.0%1)*-=5O K U P I [Z $J 6..&(6-,36,-.()/*&6.4%$;&.3*$$.36)*$)!)$)6..&.7.$67*4.&)$;)[.<%$;&.()J 0.%-+*-3.)5*$$.36)*$(6)++$.((]*,-$%&*+5*$(6-,36)*$%&J 6..&2.(.%-30(K L L M (U Y "Y #$Y N U O Y Y U摘!要$研究了腹板角钢尺寸对双腹板顶底角钢的弯曲P 转动性能影响%研究中采用了多个三维有限元模型#以其几何和材料特性作为影响参数%在这些模型中#所有的连接组件#如梁&柱&角钢及螺栓都采用实体单元建模%构件间的相互作用效应#如螺栓滑移和摩擦#采用表面接触算法建模%为更精确地评估连接件的性能#在栓杆上施加预拉力作为第一荷载%建模计算的结果与其他研究人员的试验结果进行对比#得到很好的验证%为研究剪力对连接件的影响#分析了不同剪力作用下的模型%随后分析了其他重要参数#尤其是腹板的影响%提出了利用连接件初始转动刚度&屈服弯矩&目标剪力和腹板尺寸计算其初始转动刚度换算系数的公式#该公式能更好地评估连接件性能%关键词$钢结构.螺栓角钢连接.有限元建模.腹板角钢.剪切力.连接刚度50国际期刊导读。
低周反复荷载下再生混凝土框架抗震性能研究
基金项 目： 安徽省 自然科学基金资助项 目（ ９ ４ ４ ６ ） ０ ０ １ １ ３
作者简介 ： 余
超 （９ ３ ， ， １ ８ 一） 男 安徽合肥人 ， 合肥工业大学硕士生
０ － ０ 。 。
服 点 。屈服 过后 ， 架 曲线 开始 趋 于 平 行 水 平轴 ， 骨 即 荷 载增 量很 小 ， 位 移 量 有 较 大 的增 加 ， 架 刚 度 下 但 框
（）在 同一个控 制 位移 △的三 次加 载循 环 中 ， ３ 加
载峰值依次略有降低 ， 反映出了结构在反复荷载下的
累积产生损伤， 框架 的承载力 、 刚度 随加载循环依次 降低 。在 同一个 控制位 移 △的 三次 加 载循 环 中滞 回
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循环 所 能达 到最 大 峰值 点 的一 条 轨 迹 。骨 架 曲线 是 研究 结构 非 弹性 地震 反 应 的重 要 指标 。试 验框 架 骨 架 曲线见 图 ４所示 。
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图 ３ 框 架 荷 载 一位 移 滞 回 曲线
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由框架 的荷 载 一位移 滞 回曲线 分析 可 以得 出 ：
０ ６ 按 位移 厶 的倍 数进 行循 环加 载 ， ．Ａ。 即加 载工 况 分 别 为 ±１ ±２ －３ ， △、 Ａ、４ Ａ… 每级 位移循 环 ３次 ， － 直至 结 构 承载力 下 降到最 大荷 载 的 ８ ％ 。 ５
反复荷载作用下方钢管混凝土柱的抗震性能试验研究
反复荷载作用下方钢管混凝土柱的抗震性能试验研究一、本文概述本文旨在探讨反复荷载作用下方钢管混凝土柱的抗震性能。
通过系统的试验研究和理论分析，本文深入剖析了方钢管混凝土柱在地震力作用下的受力特性、变形行为以及耗能机制。
文章首先对方钢管混凝土柱的构造特点进行了简要介绍，阐述了其在建筑结构中的重要地位。
随后，通过文献综述的方式，梳理了国内外在方钢管混凝土柱抗震性能研究方面的主要成果和存在的问题。
在此基础上，本文设计并实施了一系列针对方钢管混凝土柱的抗震试验，以获取其在反复荷载作用下的实际表现。
文章还将对试验结果进行详细的数值分析和理论解释，旨在揭示方钢管混凝土柱的抗震性能规律，为实际工程中的抗震设计提供科学依据和技术支持。
文章还将就未来研究方向和应用前景进行展望，以期推动方钢管混凝土柱抗震性能研究的进一步深入和发展。
二、文献综述在过去的几十年里，钢管混凝土柱因其卓越的承载能力和抗震性能在建筑工程中得到了广泛的应用。
特别是在地震频繁的地区，钢管混凝土柱的抗震性能成为了研究的重点。
随着科技的不断进步和研究的深入，大量关于钢管混凝土柱抗震性能的研究成果相继问世。
在文献中，对于钢管混凝土柱在反复荷载作用下的抗震性能进行了大量的实验研究。
这些研究主要关注于钢管混凝土柱的破坏模式、耗能能力、刚度退化以及恢复力模型等方面。
一些研究表明，钢管混凝土柱在反复荷载作用下展现出良好的耗能能力和延性，能够有效地吸收和分散地震能量，减少结构的破坏。
同时，钢管对内部混凝土的约束作用也能够提高混凝土的抗压强度和延性，从而进一步增强钢管混凝土柱的抗震性能。
还有一些研究关注于钢管混凝土柱的节点连接和抗震设计方法。
这些研究旨在提高钢管混凝土柱在地震作用下的整体稳定性和抗震性能。
通过优化节点连接方式和提出新的抗震设计方法，可以进一步提高钢管混凝土柱在地震中的安全性和可靠性。
然而，尽管已经取得了一些研究成果，但关于钢管混凝土柱在反复荷载作用下的抗震性能仍有许多问题需要解决。
循环荷载作用下钢筋混凝土框格单元结构受力性能试验研究
进行 １２比例模型循环加载试验 。分析 了试 件破 坏发 展过程 ， ／ 探讨 了外 围构 件的影 响。结果 表 明， 钢筋混 凝土框格 单元结 构 破坏发展 的先后次序与相对 刚度有关 。增 加对填充砌 体的侧 向约束作 用 ， 结构 的极 限承载能力与 变形 能力 均提高 。随着压 缩变形幅值增大 ， 结构承载能力退化系数趋于减小 。当填充砌体所受压应 力水 平高时 ， 框格单元 结构刚度退化较快。
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四川建 筑科 学研究
２８
Ｓｃ ｕ ｎ Ｂ ｉ ｉ ｇ Ｓ ｉｎ ｅ ｉｈ ａ ｕｌ ｎ ｃ ｅ ｃ ｄ
第３ ３卷 第 ５期 ２０ ０ ７年 １ ０月
循 环荷 载作 用下钢筋混凝 土框格单 元结构 受力性 能试验研 究
喻 磊， 龚安礼 ， 姚谦 峰
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低周反复荷载下新型组合框架结构受力性能的试验
中 图分 类 号 ：Ｕ ９ ． Ｔ ３８２ 文 献 标 识 码 ： Ａ 文 章 编 号 ：０ ８—１３ （０ ６ ０ ０ ５ ０ １０ ９ ３ ２０ ）６— ０ ９— ４
Ｔｈ ｅ ｔ ｏ ｏ ｃ ｄ ｂ ｈａ ｉ ｒ ｏ ｅ ｓ ｙ ｅ ｃ ｍ ｐ ｓｔ ｒ ｍ ｅ ｕ ｄ ｒ ｌ ｗ ｅ ｔ ｓ ｆｆ ｒ ｅ ｅ ｖ ｏ ｓ ｆ ｒ ｎ ｗ ｔ ｌ ｏ ｏ ｉｅ ｆ ａ ｎ ｅ ｏ ｒ ｖ ｒ ｅ ｙ ｌ ｅｌａ ｓ ｅ ｅ ｓ ｄ ｃ ｃｉ ｏ ｄ ｃ
Ｏ 引 言
近 年来 ， 钢一 混凝 土组 合 楼 盖 在 我 国 得 到广 泛 的应用 表 明 ， 不但 满足 了结构 的功 能要 求 ， 其 而且还 有较好 的经 济 效益 。组合 梁 的大 量 采 用 ， 进 了科 促 学研究 工作 的迅 速 发 展 ， 并进 一 步促 进 了组 合 梁设 计 方法 的进 一步 完 善 。但 对 于带组 合 梁的框 架结构 体 系抗 震性 能 ， 内研究成 果较 少 ， 国 并且 还没 有一本 相关设 计 规范 或规 程对带 组合 梁 的组合 框架 结构抗 震设计 做 出 明确 的设 计 与施工 规定 。国 内外 研究成 果表 明 ， 合框 架 的抗 震 性 能 还 存 在 以下 问题 亟 待 组 解决 ： ） 合 梁对组 合框 架抗 震性 能 的影 响 ； ） 合 （组 １ （组 ２
钢_混凝土叠合板组合梁抗震性能的试验研究
清华大学学报(自然科学版)10/33 1998年第38卷Jo urnal of T sing hua U niver sity (Sci &T ech)第10期第35～37页 钢—混凝土叠合板组合梁抗震性能的试验研究*聂建国, 余洲亮, 叶清华清华大学土木工程系,北京100084; 北重建筑工程公司,北京100039 收稿日期:1998-02-25 第一作者:男,1958年生,副教授 *国家教委开放实验室基金项目文 摘 为研究钢—混凝土叠合板组合梁在低周反复荷载作用下的变形和耗能性能,完成了6根钢—混凝土叠合板组合梁在低周反复荷载作用下的试验。
对试验结果进行了讨论和分析。
试验研究结果表明,钢—混凝土叠合板组合梁具有良好的整体性能及抗震性能,文中给出了组合梁的变形延性指标、刚度折减系数等计算公式,结果对于钢—混凝土叠合板组合梁的抗震设计具有较好的参考价值。
关键词 钢—混凝土组合梁;反复荷载;变形性能及刚度折减分类号 T U 312.3 钢—混凝土组合结构正在得到越来越广泛的应用,在地震区采用组合结构,了解其抗震性能是重要的,合理而又经济的结构抗震设计,必须充分利用结构的非弹性变形性能。
如所周知,混凝土的抗震性能相对比较差,而钢梁却具有良好的塑性变形能力,其屈服平台可以达到屈服应变的10倍以上。
因此,如何充分利用钢梁的塑性变形能力以吸收动力作用并且合理地利用这种能力,对于抗震设计是有意义的。
国内外已有不少学者对钢筋混凝土构件抗震性能进行了研究[1],但对钢—混凝土组合结构的抗震性能研究较少[2,3]。
钢—混凝土组合梁属于复合构件,钢梁和混凝土共同工作的能力将直接影响这种构件的性能。
为了研究钢—混凝土组合结构体系节点负弯矩区的抗震性能,通过组合梁在反复荷载作用下的试验来模拟,以考察节点组合梁负弯矩区在反复荷载作用下的性能。
1 试验研究为了模拟钢—混凝土组合结构体系节点负弯矩区的抗震性能,设计了钢—混凝土叠合板组合梁在低周反复荷载作用下的试验,并通过试验考察纵向配筋率的变化以及剪力连接程度对这种组合梁的延性和极限承载力的影响,钢梁塑性铰区长度的发展情况,按照塑性极限状态方法设计了6根钢—混凝土简支叠合板组合梁试件(编号依次为SCB -13,SCB-14,SCB-15,SCB-16,SCB-17,SCB-18)。
循环载荷下箱型梁极限强度性能实验研究
循环载荷下箱型梁极限强度性能实验研究崔虎威1a ,b ,杨平1a ,b ,周杨1b ,高尚2(1a.高性能船舶技术教育部重点实验室(武汉理工大学),武汉430063;1b.武汉理工大学交通学院,武汉430063;2.武汉交通职业学院,武汉430065)摘要:通过系列箱型梁模型实验,研究了箱型梁在极值循环弯曲载荷下的极限承载性能。
分别对四个加筋箱型梁模型进行了循环载荷下的四点纯弯实验,实验分别采取单向及双向循环载荷两种施加方式。
在单向循环弯曲实验中,模型的后续循环的极限强度与前一循环的后极限强度阶段的卸载点接近,但塑性变形有明显增加,极限承载能力下降显著;双向循环弯曲中,反向弯矩虽然抵消了部分塑性变形,但箱型梁的极限承载能力仍有明显下降。
实验表明,实验加载过程中,箱型梁在承受极值循环载荷初期,其构件崩溃速率较缓,而一旦进入后极限阶段,崩溃速率显著加快;箱型梁在极值循环弯曲载荷下的极限承载性能,即后极限强度性能,相比一次性极限强度值逐步下降。
关键词:箱型梁;极限强度;循环载荷;模型实验中图分类号:U661.72文献标识码:A doi:10.3969/j.issn.1007-7294.2018.05.008Experimental research on the ultimate strength behavior of box-girders under cyclic bendingCUI Hu-wei 1a,b ,YANG Ping 1a,b ,ZHOU Yang 1b ,GAO Shang 2(1a.Key Laboratory of High Performance Ship Technology of Ministry of Education (Wuhan University of Technology),Wuhan 430063,China;1b.School of Transportation,Wuhan University of Technology,Wuhan 430063,China;2.Wuhan Technical College of Communications,Wuhan 430065,China)Abstract :The load carrying capacity of box-girders under cyclic bending is studied by a series of tests on box-girders.The specimens are tested under four-point load bending to have a uniform moment occur in the central part of the girder.During the tests,two cyclic loading patterns,namely one-side cyclic loading and two-side cyclic loading,are employed to examine their effect on the load carrying capacity of box-girders.In the one-side cyclic bending test,the ultimate bending strength point of the specimen is nearly approach ⁃ing to the unloading point in previous cyclic process,but plastic deformation increases significantly,ulti ⁃mate capacity of specimen decreases with an increasing number of cycles.In the two-side cyclic bending test,ultimate capacity of specimen decreases obviously even though reversed bending moment offset some plas ⁃tic deformation.The experiment shows that the collapse rate of the structure members is relatively slow in the initial loading stage,while become fast in the post-ultimate stage.Besides,the ultimate bending moment of box-girders under cyclic bending is decreased gradually.Key words:box-girder;ultimate strength;cyclic loads;model experiment文章编号:1007-7294(2018)05-0595-08收稿日期:2018-01-08基金项目:国家自然科学基金面上项目(51279150)作者简介:崔虎威(1986-),男,博士研究生,E-mail :hwcuiwhut@ ;杨平(1955-),男,教授,博士生导师。
循环载荷作用下两类楼板抗震性能的非线性有限元分析
循 环 载荷作 用 下 两类 楼板 抗震 性 能 的 非 线性 有 限元 分 析
宋 杰 周学军。 张其林 ， ，
（ ．同济大学 土木工程学院 ， １ 上海 ２０ ９ ； ．山东建筑大学 科技 处， ００ ２ ２ 济南 ２ ００ ） ５ １ １
摘
要 ：为 比较 组合楼板 和普通 混凝 土楼板 的抗 震 性 能 ， 用 非线 性有 限元 分析 方法研 究 它们在 采
循 环载荷作 用下 的受力行 为 ， 由此得到 两类楼板 的滞 回 曲线 、 并 骨架 曲线及 应 力应 变分 布规律 ．计 算 结果表 明 ， 用可靠构造措 施 的压型钢板 与混凝 土组 合作 用明显 ， 不 失较 高承 载 力的 同 时， 采 在 组
合 楼板仍 具有 良好 的抗震 性能．将计 算结果 与试 验数 据相 比较 ， 验证该 数值 分析方 法的有 效性 ． 关键 词 ： 组合楼 板 ；混凝 土楼 板 ；非线性 有 限元 分析 ； 抗震性 能 ； 环载 荷 ；承载力 循
０ 引 言
压型钢板一 混凝 土组合楼 板是 １ 种新 型的楼 盖
结构， 它具有 减轻 结 构 自重 、 低基 础 造价 、 省 支 降 节
楼板在建筑和桥梁结构 中的广泛应用 ， 人们对它的
研 究也 越来越深 入． 目前 国 内外 对组 合楼 板研 究 所 取得 的众多成暴 Ｊ多集 中于组合楼 板静力 承载方 ， 面， 对其 在抗震 性能方 面 的研究 却少有 涉及． 研 究组合楼 板 的抗 震性能必 须 以试 验数据 为依 据． 单一 因素对组 合 楼板 的影 响应 当 建立 在 大量 的
中图分类 号 ： Ｕ ５ ． ． Ｔ ３ １３ Ｔ ５ ８ ５ ｌ Ｔ ５ ８ １ Ｔ １５ Ｔ ７ ６ ４ ４； Ｕ ｌ ． ； Ｕ ２ ．７ ； Ｕ ２ ． ； Ｂ １ 文献标 志码 ： Ａ
《上海海事大学学报》和《计算机辅助工程》被美国《剑桥科学文摘》收录,《计算机辅助工程》被波兰《哥
州的 Ｂ ｔ ｓａ 已组建 ３ ｅｅ ， ｈｄ ０余年 ， 主要编辑 出版科学技术研究文献的文摘及索引． 包括 ７ ０多个数据库 ， 覆盖的 学科范围包括人文科学 、 社会科学 、 水科学与海洋学 、 计算机科学 、 材料科学 、 环境科学 、 工程科学和生命科学
（ 编辑
廖粤新 ）
《 上海海事大 学学报》 计算机辅助工程》 和《 被美国《 剑桥科学文摘》 收录 ， 《 计算机辅助工程》 被波兰《 白尼索引》 哥 列为来源期刊
《 上海海事大学学报》 计算机辅助工程》 和《 已被美国《 剑桥科学文摘 ： 材料信息》 Ｃ Ａ Ｍ ） （ Ｓ ： Ｉ收录，计算 《
凝 土 纵 向裂缝 有新 的扩 展 或 产 生新 的裂 缝 ， 者 塑 或
３ 结 论
通 过对组 合 楼板 和普通 混凝 土楼 板 的非线性 有 限元分 析对 比 ， 以得 到 以下结 论 ： 可 （） １ 两类 楼 板 的滞 回 曲线 比较 光 滑 ， 现 出 由 表
性变形有新的发展 ， 损伤积累持续增加 ， 说明在循环 载荷 作用下 楼板 的抗震 耗能 能力 逐渐 消耗． （ ） 材料 用 料 相 同 的条 件 下 ， ３在 由于 压 型钢 板 能改变楼板的几何外形 ， 充分发挥钢材和混凝土材 料的优 良特性 ， 故组合楼板较普通楼板具有更高的 承载力． 有限元计算分析表明 ， 在具有高承载力的前 提下 ， 组合楼板还具有良好的抗震性能． （） ４ 本文的有限元计算结果与试验结果吻合 良 好， 说明楼板模型的建立与计算合理可靠 ， 这将有利 于开 展楼 板有 限元 的参数研 究 ， 并节 约试验 成本．
循环载荷混合作用下加筋板格极限强度的研究
［摘 要］通过采用非线性有限元软件 ABAQUS 进行循环载荷作用下加筋板格的极限强度研究，获得循环载荷作用下加筋 板结构中残余应力、侧向荷载、随动强化及循环应变幅混合作用对极限强度的影响规律。数值结果显示：加筋板在 0.16 MPa 侧压、15% 残余压应力、3.2 倍屈服应变幅下，循环 4 次后的极限强度下降达 39%，这表明循环载荷混合作用对极限强度 的影响是不可忽视的。该研究成果对于进一步理解和研究船体梁在循环载荷作用下的递增塑性破坏的机理具有一定的理论 价值和实用价值。 ［关键词］加筋板 ；循环载荷 ；极限强度 ；残余应力 ；侧向荷载 ；随动强化效应 ；非线性有限元 ［中图分类号］ U661.43 ［文献标志码］A ［文章编号］1001-9855（2018）02-0031-08
吴剑国（1963-），男，博士，教授。研究方向 ：船舶结构。 叶 帆（1985-），男，硕士，工程师。研究方向 ：船舶机构。 王凡超（1987-），男，硕士，工程师。研究方向 ：船舶结构。
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和 H. Kusama［1-2］对板材和薄壁箱型梁等结构在 循环加载下的性能进行一系列实验研究，获得结 构平均应力 - 平均应变的滞回曲线。90 年代初期， T. Yao［3］研究了构件在加载 - 卸载 - 反向再加载 这种循环载荷作用下结构发生的屈曲、屈服崩溃 行为。近年来，Shengming Zhang［4-5］运用非线性 有限元方法对加筋板格在残余应力下的极限强度 进行研究。
（4）加筋板格单元的带板受压屈曲 / 屈服和面 板受拉屈服组合破坏导致的失效 ；
Keywords: stiffened plate; cyclic load; ultimate strength; residual stress; lateral load; kinematic hardening effect; nonlinear finite element method (NFEM)
FCP复合墙板在循环荷载下抗剪性能试验
FCP复合墙板在循环荷载下抗剪性能试验周博;刘明;王春刚【摘要】In order to study the mechanical properties of fiber cement pressure composite exterior wall board (referred to as FCP composite exterior wall board) under cyclic loading,full scale model test was carried out for 3 pieces of FCP composite exterior wall board under cyclic horizontal load.The size of specimen was 2 800 mm × 2 400 mm,and the stud spacing and window hole were set as the main parameters in this research.From the test,load-rotation curves,skeleton curves,bearing capacity,ductility factor of rotation,energy dissipation coefficient and shearing rigidity were got.The test results showed that:the failure mode of FCP composite exterior wall board mainly involved the destruction of FCP board at the corner position,the failure of connection between cold-formed steel stud and self-tapping screws,and the local damage of steel studs at the position of the connections on both sides.The ductility coefficient of the specimen was 1.98 ～ 6.56,the energy dissipation coefficient was 0.56 ～ 0.71,and the shear rigidity of the specimen according to the story drift of 1/300 was also obtained.Finally,the influence factors analysis was carried out,and the results showed that:steel stud spacing has little effect on the lateral shear capacity of the specimen,but the window opening weakened the lateral shear capacity of the specimen.%目的研究纤维水泥压力复合外墙板在低周往复荷载下的抗剪力学性能,为其在实际工程中应用提供合理的设计依据.方法通过对3面足尺的FCP复合外墙板进行低周往复试验研究,得到各试件的荷载-转角曲线,承载力骨架曲线,极限承载力,转角延性系数,能量耗散系数,抗剪刚度.结果 FCP复合外墙板试件的破坏模式主要表现为:FCP覆面板角部位置破坏,冷弯薄壁型钢龙骨与自攻螺钉连接失效,两侧边框龙骨节点位置冷弯型钢龙骨连接位置破坏.试件延性系数在1.98～6.56,能量耗散系数在0.56～0.71,并得到了试件在层间位移角达到1/300时,对应的抗剪刚度.结论 FCP 复合墙板满足正常使用状态下承载力要求.整个加载过程中,墙板试件没有从主体结构脱落.钢龙骨间距对试件侧向抗剪承载力影响不大,窗洞口削弱了试件的侧向抗剪承载力.【期刊名称】《沈阳建筑大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2017(033)006【总页数】10页(P994-1003)【关键词】复合墙板;龙骨;循环荷载;抗剪性能;抗震性能【作者】周博;刘明;王春刚【作者单位】大连理工大学建设工程学部,辽宁大连116024;大连理工大学建设工程学部,辽宁大连116024;沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁沈阳110168;沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁沈阳110168【正文语种】中文【中图分类】TU395随着建筑产业化的不断发展，复合外墙板在国内开始生产和使用.大部分复合外墙板以冷弯薄壁型钢作为龙骨，覆面结构板材通常采用石膏板、OSB板等[1].外墙体系处在建筑室内外交界位置，极易受到周围环境的影响，尤其在北方严寒地区，要考虑到其保温性能和耐候性能.同时也要满足抵御平面外风荷载作用，且在平面内也应具有一定的侧向刚度和承载力.国内外已有学者对复合墙板进行了相关研究，李元齐教授[2]对冷弯薄壁型钢龙骨复合墙体进行了试验研究，结果表明复合墙板的破坏主要表现为覆面板与龙骨之间的自攻螺钉失效；周绪红教授[3]对不同自攻螺钉间距的复合墙板试件进行了低周往复荷载试验研究，结果表明自攻螺钉间距对试件承载力影响很大；苏明周、Tian Y S、Fulop L A等[4-12]相继对开展了复合墙体低周往复荷载试验研究，研究结果表明冷弯薄壁龙骨复合墙板的耗能主要是依靠龙骨和覆面板之间的相对变形等，同时不同覆面板材对复合墙体承载力和侧向刚度均有一定影响.以上大部分研究针对承受竖向荷载的墙板，然而对于外围护结构而言，很少有考虑利用复合外挂墙板的侧向承载力及刚度，通常采用柔性连接或滑槽式插接的构造措施来保证外挂墙板随主体结构移动而不承受侧向力.显然如果合理的利用复合外挂墙板的侧向承载力，将对主体结构抗震有利.笔者结合国内外已有研究成果，提出了一种以纤维水泥压力板(Fiber Cement Pressure，FCP板)为覆面结构板材[13]，冷弯薄壁型钢作为龙骨框架，高密度岩棉板做内保温的新型外围护复合外挂墙板.通过分析3面不同参数的FCP复合外挂墙板自身的侧向刚度和承载能力特征值，得到了FCP复合外墙板的各项抗震性能指标，为此类复合墙板围护结构体系节点构造设计和对主体结构抗侧刚度影响提供一定数据支持.1.1 试件设计试件内部构造、龙骨框架布置、节点连接、边框龙骨、窗框龙骨及中间龙骨截面如图1所示.钢龙骨壁厚1.38 mm，切45°角后氩弧焊对接.试件完成长×宽×高为2 800 mm×2 400 mm×140 mm.两侧通过间距300 mm的自攻螺钉将10 mm厚的FCP覆面板与钢龙骨连接.试件上、下两端均布置螺母连接件与钢龙骨内壁焊接，通过M8螺栓及连接件与主体结构相连接.1.2 基本参数根据《建筑幕墙规范》(GB/T21086—2007)及《住宅设计规范》(GB50096—1999)中的规定，建筑外围护结构要留有一定面积的窗洞口以满足通风和采光的要求，故以窗洞口为试验参数具有实际意义.FCP复合外挂墙板主要依靠竖向龙骨抵御风荷载作用，故研究不同的龙骨间距对试件抗震性能的影响就十分必要.本次实验以龙骨间距和窗洞口为主要参数见表1.试件相邻龙骨间距分别为600 mm、800 mm；带窗洞口的试件，洞口尺寸为1 200 mm×1 500 mm.试件的FCP板两侧均为10 mm厚，通过ST3.5自攻螺钉与试件钢龙骨相连，每个自攻螺钉间距为300 mm.1.3 钢材材性墙体试件钢龙骨采用S350，1.38 mm厚钢板冷弯制成.材料力学性能测试试件与FCP复合外墙板内的钢龙骨为同一批钢材，材性试验试件取样根据文献[14]选取，加工时取样均平行于龙骨轧制方向，得到材料力学性能试验结果见表2.1.4 试验装置试验装置见图2.首先将反力架通过地锚杆固定于实验室地面，将箱形梁托架通过螺栓固定在反力架指定位置(见图2(a)).将上部H型钢梁放入箱型托架内，上部H 型钢梁下翼缘与托架间设滑板，一侧预先焊好连接板通过高强螺栓与MTS作动器相连，另一侧水平方向可自由滑动.H型钢与托架重合位置上，下翼缘上焊有20 mm钢板提供接触面，在此钢板与托架之间设置水平滑板及调整垫板.通过托架的两侧攻丝通孔，校紧调整螺栓，带动调整垫板，直至滑板与H型钢梁之间仅有细微间隙为止.定位后，在试件顶部安装压顶滑轮，压在H型钢梁上翼缘.这样通过将上部H型钢梁限制在平面内，将试件限位，又不会造成滑板与H型钢梁间产生过大的摩擦力以影响试验精度.通过螺栓，将试件固定在上部H型钢梁的U型连接件上，U型连接件采用20mm厚钢板，与H型钢梁焊接.下部H型钢梁也设有U型连接件，且两侧伸出试件宽度方向，通过压梁及地锚杆固定于地面，防止在施加水平荷载时试件整体“转动”；在下部H型钢梁靠近反力墙一侧焊接有20mm厚开孔带肋连接板，通过水平锚杆与反力墙上孔洞锚固，以防止施加水平往复荷载时试件整体的滑移，试件安装完成见图2(b).1.5 加载制度水平低周往复荷载由MTS作动器施加，由于试件屈服荷载不易确定，同时，由于加载制度对试验结果几乎没有影响[9]，故采用全程位移控制加载 (见图3).利用有限元软件近似计算试件的屈服位移Δy，按照0.25Δy、0.5Δy、0.75Δy、1Δy每级荷载循环一圈，过Δy后，按照1.25Δy、1.5Δy、1.75Δy、2Δy、3Δy等依次加载，每级荷载反复3次，直到试件承载力下降到其极限荷载的85%以下停止加载.加载制度见图3.1.6 测点布置及数据采集布置位移计测量试件关键点位移，及加载过程中支座位置可能产生的刚体转动，可能产生的水平滑移；图4分别给出了不带窗洞口和带窗洞口试件的位移计及应变片布置.试验荷载通过MTS作动器自动采集，位移和应变通过IMP采集系统采集(见图5).2.1 试件SW-F1在加载初期，试件表面无明显现象，层间位移角达到1/250时，SW-F1墙体试件无破坏、开裂.当位移为1.5Δy第3圈时，出现轻微脆响，自攻螺钉周围FCP板出现粉末；加载至1.75Δy第1圈时，试件角部位置出现斜裂缝，部分自攻螺钉发生较大剪切变形(见图6(a)).加载至1.75Δy第2圈时，上部连接件位置出现斜裂缝(见图6(b))；试验结束后，将试件取下，除去FCP板发现试件两侧边框龙骨螺母连接件已经破坏，钢龙骨被撕开(见图6(c))，中间龙骨节点位置FCP板虽已开裂，但节点位置没有明显破坏，试件始终未脱落.2.2 试件SW-F2加载初期，试件表面无明显现象，层间位移角达到1/250时，SW-F2墙体试件无破坏、开裂.当位移为1Δy第3圈时，FCP板碎裂，自攻螺钉与钢龙骨挤压的轻微脆响，自攻螺钉周围FCP板变大，并出现粉末；当位移为1.75Δy第1圈时，在FCP复合外挂墙板室内侧，角部位置出现斜裂缝，部分自攻螺钉发生较大剪切变形，钉孔变大，粉末增多.加载至4Δy第2圈时，转角位置有少量FCP板碎裂.试验结束后，将试件取下，剖开后，发现试件中间龙骨节点无明显破坏(见图7(a))，两侧边框龙骨节点位置龙骨壁破坏(见图7(b))，但试件始终未与主体结构脱落.2.3 试件SW-H1加载初期，试件表面无明显现象，层间位移角达到1/250时，SW-H1墙体试件无破坏、开裂.当位移为1Δy第1圈时，出现FCP板碎裂的响声，试件在窗洞口转角位置出现第一道斜裂缝，约45°(见图8(a))；当位移为1Δy第2圈时，与第一道裂缝关于墙板中线对称位置出现第二道斜裂缝，周围自攻螺钉已被剪坏；当位移为1.5Δy第2圈时，窗洞口转角位置，自攻螺钉周围少量FCP板碎裂(见图8(b))，沿窗洞口转角向下出现一道斜裂缝，宽度约为2 mm(见图8(c))，试件室内侧，FCP板与钢龙骨剥离(见图8(d))；当位移为2Δy第1圈时裂缝宽度逐渐变宽，板间接缝位置已破坏；随着自攻螺钉被剪坏，伴随着少量FCP板碎片脱落，且与钢龙骨之间间隙变大，试件内部岩棉板可见；加载过程中，虽然FCP板表面破损严重，但由于自攻螺钉的连接，始终没有出现大面积的FCP板脱落，试件始终未脱落.3.1 数据处理3.1.1 摩擦力处理试件侧向承载力较小，若忽略掉摩擦力作用，会造成较大的相对误差.故在每个试件试验结束后，松开下部螺栓，通过MTS作动器对试件进行往复推拉，同步采集荷载数据，即可近似得到水平方向摩擦力.在数据处理时，去掉此部分摩擦力[15-16].3.1.2 位移计处理试验过程中，FCP复合外墙板顶部实测到的位移δ0是由试件水平滑移δ1(由水平拉杆伸长及装置间缝隙产生)，试件转动时顶部产生的位移δ2(加载时，下部钢梁翘起产生)，以及墙体的实际剪切变形δ三部分组成(见图9).墙体的剪切变形δ包括覆面板及钢龙骨的剪切变形.试件实际的剪切变形为δ=δ0-δ1-δ2，由转动而产生的位移δ2和位移计测量值的关系如图10所示，具体可参考文献[4].3.2 荷载-转角曲线图11为三个试件的荷载-转角曲线.加载初期，滞回曲线接近梭形，卸载至零时残余变形较小；随着荷载增加，滞回曲线向反S形发展，出现一定的“捏缩”现象；接近屈服荷载时，试件“捏缩”现象进一步明显，继续加载，出现承载力降低，表现出明显的刚度退化现象；接近破坏时，试件滞回曲线已非常接近Z形.试验中“捏缩”现象是由于以下几个原因造成：①节点位置螺栓将钢龙骨剪坏，孔壁破坏；②低周往复加载过程中，自攻螺钉挤压FCP覆面板而造成的孔壁破坏；③FCP覆面板裂缝与板间接缝的张合引起.3.3 荷载、转角、延性系数及能量耗散系数按照文献[17]规定，采用荷载-位移骨架曲线的能量等效面积法确定屈服荷载Py、屈服位移Δy，具体方法见图12，各试件的骨架曲线见图13.延性是指结构或构件破坏之前，在其承载力无显著降低的条件下经受非弹性变形的能力，通常用位移延性系数和转角延性系数来表示.笔者采用转角延性系数来反映试件的延性.节点的层间位移角θ由式(1)、式(2)计算得到：θ=arctg(Δ/H) ,μθ=θd/θy .式中：μθ为结构的转角延性系数；θd为荷载下降段相应于破坏荷载的转角；θy 为相应于屈服荷载的转角.以能量耗散系数E来衡量试件的能量耗散能力，具体算法参照式(3)及图14.E= .在整个低周往复试验中有多个滞回环，本次试验的能量耗散系数E，选取极限荷载Pmax所在滞回环进行计算.FCP复合外挂墙板耗能主要是通过钢龙骨与覆面板之间的相对变形.根据上述内容，得到FCP复合外挂墙板各特征值结果见表3.由表3可以看出：(1)试件SW-F1比试件SW-F2屈服荷载高7.5%，极限荷载高4.2%，破坏荷载高3%；二者的转角延性系数分别为5.19和1.98，二者承载力指标接近，试件展示了较好的延性.(2)SW-F1的屈服荷载比SW-H1屈服荷载高27.6%，极限荷载高69.1%，破坏荷载高68.5%；SW-F2试件屈服荷载比SW-H1的屈服荷载高18.6%，极限荷载高62.4%，破坏荷载高63.9%；SW-H1的转角延性系数为6.56，延性较好.由以上对比分析可知，竖龙骨间距对试件承载力影响不大；窗洞口削弱了试件的侧向抗剪承载力.这是由于此类墙体的平面内抗剪承载力主要取决于FCP板与龙骨框架间自攻螺钉连接后产生的蒙皮效应.试验中设置1 500 mm×1 200 mm的窗洞口，无FCP板承担侧向承载力，同时也削弱了FCP板对钢龙骨的蒙皮效应，因此其抗剪承载力较低.3.4 抗剪刚度在骨架曲线中，在位移不断增大的情况下，刚度不断减小，出现刚度退化现象.根据文献[18]规定，笔者将多遇地震作用下墙体的水平侧向弹性变形限值取为1/300层高，抗剪刚度为K0=tanθ= P300/(1/300)，各试件抗剪刚度结算结果见表4. (1)FCP复合外墙板在层间位移角达到1/250时，墙体试件无破坏、开裂.在层间位移角达到1/250时，墙体与主体结构连接部位完好；层间位移角达到1/50时，边框龙骨节点位置破坏，FCP复合墙板试件没有从主体结构脱落.(2)FCP复合外墙板试件主要破坏模态：FCP覆面板角部位置破坏，出现斜裂缝；覆面板与自攻螺钉连接失效，钉孔位置出现FCP板粉末，自攻螺钉被剪坏.两侧边框龙骨壁，在螺栓节点位置破坏，带窗洞口的试件沿洞口转角位置出现约45°斜裂缝.FCP覆面板或自攻螺钉的破坏都会导致覆面板对龙骨框架的蒙皮效应减弱，导致试件承载力降低.(3)龙骨间距不同的试件各项荷载特征值接近.带窗洞口的试件承载力较小.由此可见，龙骨间距对试件侧向抗剪承载力影响不大；窗洞口尺寸直接削弱了试件的承载力. (4)试件延性系数在1.98～6.56，能量耗散系数在0.56～0.71，并得到了试件的抗剪刚度，满足抗震使用要求.(5)目前，由于FCP板生产工艺所限，FCP板幅不能超过2 500 mm×1 250 mm，因此在复合墙体制作时，难免产生拼缝.纵向拼缝是复合墙体抗剪承载力的薄弱环节，建议不留或少设板间接缝.【相关文献】[1] RAFFAELE L.Shear behavior of connections between cold-formed steel profile sand wood or gypsum-based panels:an experimental investigation[C].St.Louis Missouri：American Society of Civil Engineers,2006.[2] 李元齐,刘飞,沈祖炎,等.S350冷弯薄壁型钢龙骨式复合墙体抗震性能试验研究[J].土木工程学报,2012,45(12):83-90.(LI Yuanqi,LIU Fei,SHEN Zhuyan,et al.Experimental investigation on seismic behavior ofS350 light-gauge composite framing walls [J].China civil engineeringjournal,2012,45(12):83-90.)[3] 周绪红,石宇,周天华，等.冷弯薄壁型钢结构住宅组合墙体受剪性能研究[J].建筑结构学报,2006,27(3):42-47.(ZHOU Xuhong,SHI Yu,ZHOU Tianhua,et al.Study on shear resistance of cold-formed steel stud walls in residential structures[J].Journal of building structures,2006,27(3):42-47.) [4] 苏明周,黄智光,孙健,等.冷弯薄壁型钢组合墙体循环荷载下抗剪性能试验研究[J].土木工程学报，2011，44( 8):42-51.(SU Mingzhou,HUANG Zhiguang,SUN Jian,et al.Experimental study of the shearing behavior of cold-formed steel wall panels under cyclic load [J].China civil engineering journal,2011,44(8):42-51.)[5] DEMELIO G,GENOVESE K,PAPPALETTERE C.An experimental investigation of static and fatigue behaviour of sandwich composite panels joined by fasteners [J].Composites:part B engineering,2001,32 (4):299-308.[6] FULOP L A,DUBINA D.Performance of wall stud cold-formed shear panels under monotonic and cyclic loading Part I:experimental research [J].Thin-walledstructures,2004,42(2):321-338.[7] FULOP L A,DUBINA D.Performance of wall stud cold-formed shear panels under monotonic and cyclic loading Part II:numerical modeling and performance analysis [J].Thin-walled structures,2004,42(2):339-349.[8] ZEYNALIAN M,RONAGH H R.Seismic performance of cold formed steel walls sheathed by fiber-cement board panels[J].Journal of constructional steel research，2015，107：1-11.[9] GARA F,RAGNI L,ROIA D,et al.Experimental tests and numerical modelling of wall sandwich panels[J].Engineering structures,2012,37:193-204.[10]PAVESE A,BOURNAS D A.Experimental assessment of the seismic performance of a prefabricated concrete structural wall system[J].Engineering structures,2011,33:2049-2062.[11]SERRETTE R L，ENCALADA J M.Static racking behavior of plywood OSB,gypsum and fiberboard walls with metal framing[J].Journal of structural engineering,1997,123(8):1079-1086.[12]SERRETTE R L，LAM I,QI H.Cold-formed steel frame shear walls utilizing structural adhesives[J].Journal of structural engineering,2006,132 (4):591-599.[13]孙晓林,苏幼坡,丁峰.纤维增强多层水泥板结构性能研究的试验方法[J].河北联合大学学报(自然科学版) 2013,35(2):134-139.(SUN Xiaolin,SU Youpo,DING Feng.Fiber reinforced cement board structure properties of multilayer test method[J].Journal of Hebei united university (natural science edition)2013,35(2):134-139.)[14]中国钢铁工业协会.金属材料-室温拉伸试验方法:GB/T 228—2002[S].北京:中国标准出版社,2002.(China Iron and Steel Association.Metallic materials-tensile testing at ambient temperature:GB/T 228—2002 [S].Beijing:Standards Press of China,2002.)[15]郭鹏.冷弯型钢骨架墙体抗剪性能试验与理论研究[D].西安:西安建筑科技大学,2008.(GUO Peng.Experimental and theoretical study on shear performance of cold-formed steel framing walls [D].Xi′an:Xi′an University of Architecture and Technology,2008.)[16]KIM T W,WILCOSKI J,FOUTCH D A,et al.Shakable tests of a cold-formed steel shear panel [J].Engineering structures,2006,28(10):1462-1470.[17]中国建筑科学研究院.建筑抗震试验方法规程:JGJ 101—1996 [S].北京:中国建筑工业出版社,1996.(China Academy of Building Research.Specification of testing methods for earthquake resistant building:JGJ 101—1996 [S].Beijing:China Architecture & Building Press,1996.) [18]中国建筑科学研究院.建筑抗震设计规范:GB50011—2001[S].北京:中国建筑工业出版社,2001. (China Academy of Building Research.Code for seismic design of buildings:GB50011—2001 [S].Beijing:China Architecture & Building Press,2001.)。
循环荷载作用下再生混凝土力学特性试验研究的开题报告
循环荷载作用下再生混凝土力学特性试验研究的开题报告一、研究背景及意义随着现代城市化建设的加速，人们对建筑物、桥梁等基础设施的要求越来越高，这也促进了建筑材料技术的不断进步和发展。
作为建筑材料之一的混凝土，在建筑中具有广泛的应用前景。
再生混凝土作为一种新型建筑材料，具有可再生、环保、经济等特点，因此备受关注。
然而，在应用中发现，再生混凝土存在着力学特性不足等问题，特别是对循环荷载的承载性能表现不够明显。
因此深入研究再生混凝土力学特性是今后研究的重点。
二、研究目的本研究旨在通过试验研究再生混凝土在循环荷载作用下的力学特性，对比分析普通混凝土和再生混凝土在这种情况下的性能表现，并分析再生混凝土中再生骨料使用比例对力学性能的影响，为基于再生混凝土建造的混凝土结构提供参考和指导。
三、研究内容和方案1.确定试验设计方案和试验参数。
2.制备不同配比的再生混凝土试件，并进行力学性能及循环荷载下性能试验。
3.对试验数据进行分析处理，比较不同试件之间的力学性能表现，以及不同再生骨料使用比例对混凝土性能的影响。
四、预期成果1.获得再生混凝土循环荷载下的力学性能数据。
2.研究再生混凝土的力学性能及对比分析。
3.对再生骨料使用比例对混凝土力学性能的影响进行分析。
4.为再生混凝土的应用提供技术参考。
五、研究方法本研究采用实验方法，制备不同配比的再生混凝土试件，进行力学性能和循环荷载下性能试验。
通过对比分析不同配比下的实验结果，探究再生骨料使用比例对力学性能的影响。
并对试验数据进行处理和分析。
六、预期难点和解决方法预期难点：再生混凝土的力学性能测试方法和测试设备的选型问题。
解决方法：通过调研和学习，结合实验需要，选择适合的设备和方法，并在试验前进行充分的准备和测试，确保数据的准确性和可比性。
七、研究进度安排1.确定试验方案和试验参数：1周2.混凝土试件制备：2周3.力学性能及循环荷载下性能试验：4周4.数据处理与分析：2周5.撰写论文和答辩：3周以上进度安排仅供参考，具体实施中还需要根据实际情况进行调整和改变。
带悬臂梁段拼接的梁柱连接循环荷载试验研究
30 32.2
螺栓滑移，翼缘拼接板 30 32!. 反复屈曲，梁柱连接的 加腋及梁翼缘与柱翼缘 间焊缝开裂
带悬臂梁段拼接的梁柱连接在美国和日本的多高 层房屋和工业厂房中应用较多， 我国的《 高层民用建筑
T=U （ 钢结构技术规程》 和《 建筑抗震设计规 #M# @@—@;）
基金项目： 国家自然科学基金资助项目 （ 。 !@@S;9"= ） 作者简介： 李启才 （ =@?@ > 收稿日期： 4994 年 ! 月 ） ， 男， 河南灵宝人， 工学博士。
螺栓滑移梁发生扭转翼缘拼接板反复屈曲螺栓滑移翼缘拼接板反复屈曲梁柱连接的加腋及梁翼缘与柱翼缘间焊缝开裂螺栓滑移翼缘拼接板反复屈曲梁柱连接的加腋及梁翼缘与柱翼缘间焊缝开裂螺栓滑移翼缘拼接板反复屈曲靠近柱端的梁净截面处形成塑性铰后断裂表
第 4" 卷第 " 期 499: 年 ; 月 文章编号： =999 > ?;?@ A 499: B 9" > 99!" > 9?
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、ｏ ． ，１ ２７ Ｎｏ ６ ．
辽宁工程技术大学学报 （ 自然科学版 ）
Ｊ ｕｎ ｌ ｆ ｉｏ ｉｇＴ ｃ ｎ ｃ ｌ ｉｅｓ ｙ （ ｔｒ ｌ ｃｅ ｃ ｏ ｒ ａ ａ ｎｎ ｅ ｈ ｉａ ｖ ｒｉ Ｎａｕ ａ ｉｎ ｅ） ｏＬ Ｕｎ ｔ Ｓ
２０ ０ ８年 １ ２月
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３山 东建 筑 工程 学 院 科 技 处 ， 山东 济 南 ２ ０ ０ ） ． ５ １ １ 摘 要 ： 用 拟 静 力试 验 方 法对 组 合 楼 板 在循 环 载 荷 作用 下 的受 力 性 能进 行 了试验 研 究 ， 由此 得 到组 合 楼 板 的 采 并
滞回 曲线、骨架曲线及载荷和挠度的特征值 。 试验结果表明，采用可靠构造措施的压型钢板和混凝土组合作用效 应 明显，两类材料在载荷作用下 皆能发挥 出 自身的优势 。在不失较高承载力 的同时，组合楼板仍具有 良好 的抗震 性能 。同时还对试验板件进行 了非线性有 限元分析，计算结果与试验数据吻合 良好。此试验方法和计算手段可供
Ｄｅ ． ２ ０８ ｃ ０
文章编 号 ：１０ －５ ２２ ０ ）６０ ５ －３ ０ ８０ ６ （０ ８ —８ ９ ０ ０
循环载荷作用下组合楼板 的试验研究
宋 杰 ， 一 ，周 学军 ，张其 林
（． １ 上海市建筑科学研究院（ 团） 集 有限公司，上海 ２ ０ ３ ：２同济大学 土木工程学院，上海 ２ ０９ ； ００２ ． ００２
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类 ：组合楼板 ：试验研究 ：循环载荷 ；非线性有限元分析
中 图分 类 号 ：Ｔ ９ Ｕ３８ 文 献 标识 码 ：Ａ
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