南京工业大学钢结构

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冷弯薄壁卷边槽钢屈曲荷载有限元分析

Ｏ引言
冷弯薄壁型钢是用较薄的钢板或带钢经过冷轧或冲压等加工手段形成的，由于成型方便，构件截面形式多样，可适应不同条件的需要。图１为近年来国外常用的截面形式。同时冷弯薄壁型钢截面板件在压力作用下容易出现局部屈曲，截面畸变屈曲和整体弯曲屈曲三种模式，如图２。随着构件材料屈服强度的不断提高，截面板件变得越来越薄，且
ＬＹａｇＵｎ
（ｅｅｒｈＩｓｔｅｏＳｅｌｔｃｒｓＮｉｇＵｉｒｔｏｅｈｏｇ，肌ｊｇ１０９Ｃｉ）Ｒｓａｃｔｕｆｔｒｔｅ，肌ｊｎｖｓｙｆｃｎｌｙＮｉ００，ｈａｎｉｔｅＳｕｕｎｅｉＴｏｎ２ｎ
ｌａｓｒｖｄｄ，ｗｈｃａｅｒｆｒｎｅｏｅｉｎ．ｏｄＷａｐｉｅｏｉｈＣｂｅｅｃｄｆｒｄｓｇｎｅＫｅｒｓｃｌ — ｏｅｉ — ｌｅｉｅｄｃａｎｌｄｓｏｔｎｌｂｃｌｇ；ｃａｏｒｙｗｏｄ：ｏｄ— ｆｒｄｔｎ— ｗａｌｄｌｍｈｐｐｈｎｅ；ｉｔｒｉａｕｋｉｏｎｌｐｂａｄ
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２Ｏ年第３总第１期）Ｏ８期（２３

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部分包覆钢-混凝土组合梁在负弯矩作用下的刚度分析

钢结构(中英文),38(6),51-60(2023)DOI :10.13206/j.gjgS 23030201ISSN 2096-6865CN 10-1609/TF部分包覆钢-混凝土组合梁在负弯矩作用下的刚度分析∗龚树红1㊀陈㊀刚2㊀顾明明1㊀胡夏闽1(1.南京工业大学土木工程学院,南京㊀211816;2.中建八局第三建设有限公司,南京㊀210046)摘㊀要:随着理论研究和工程应用的不断发展,人们发现与普通钢-混凝土组合梁相比,部分包覆钢-混凝土组合梁(PEC 梁)不仅具有良好的抗火性能,其承载力㊁刚度和抗屈曲能力均有大幅度提高㊂为研究PEC 梁在负弯矩作用下的受力性能和刚度计算方法,对3根不同力比的PEC 梁和1根钢-混凝土组合梁进行静力弯曲试验,并探讨了部分包覆组合梁在负弯矩作用下其钢梁腹部钢筋混凝土对截面刚度的影响㊂试验结果表明:在负弯矩作用下,PEC 梁的受弯承载力与刚度相较钢-混凝土组合梁分别提高40%和25%,极限承载力随力比的增大而增大;PEC 梁的翼板混凝土裂缝宽度要明显小于普通组合梁,PEC 梁的翼板混凝土和腹部混凝土的裂缝宽度随着其配置的纵向钢筋截面面积的增大而减小;负弯矩作用下混凝土受拉开裂导致组合梁截面刚度逐渐减小,腹部混凝土随着裂缝的延伸其作用逐渐减弱,但是腹部混凝土受到钢梁制约其裂缝并未贯通,因此对PEC 梁的刚度仍有贡献;当荷载趋近极限承载力时,荷载-挠度曲线逐渐趋于平缓,表明PEC 梁具有良好的延性;组合梁早期均满足平截面假定,后期随着荷载增大,混凝土板与钢梁间的相对滑移逐渐增加,导致连接界面处混凝土应变与钢梁应变差逐渐增大㊂在试验研究的基础上,考虑钢梁腹部混凝土及钢梁与混凝土板连接界面相对滑移对组合梁刚度的影响,提出了适合PEC 梁在负弯矩作用下的截面刚度计算公式,试验结果验证了所提计算方法的准确性㊂关键词:部分包覆钢-混凝土组合梁(PEC 梁);截面刚度;负弯矩作用;静力弯曲试验;滑移效应∗江苏省建设系统科技项目(2022ZD10)㊂第一作者:龚树红,男,1997年出生,博士研究生,gong-shuhong@㊂通信作者:胡夏闽,男,1958年出生,教授,verbundbau@㊂收稿日期:2023-03-020㊀引㊀言部分包覆钢-混凝土组合梁(Partially encasedsteel-concrete composite beam,简称PEC 梁)是在钢-混凝土组合梁的基础上发展起来的一种新型组合梁,其主要由H 型钢或工字钢及其上下翼缘所形成区域内配置的钢筋混凝土㊁钢筋混凝土翼板及剪力连接件组成[1]㊂常见的截面形式如图1所示㊂20世纪70年代,为了提高钢结构的抗火性能,德国的工地上出现了PEC 梁㊂20世纪80年代,文献[2-3]对PEC 梁进行了介绍和研究,指出在钢梁腹部浇筑混凝土可以有效防止火灾下钢材温度的急剧升高㊂随着理论研究和工程应用的发展,人们逐渐认识到,与普通组合梁相比,PEC 梁除了良好的抗火性能外,其承载力㊁刚度和抗屈曲能力均有大幅度提高㊂1991年,Kindmann 等[4]通过12根PEC 梁的静力弯曲试验,发现腹部混凝土能够明显提高PEC 梁的刚度和承载力,作者认为PEC 梁在计算刚度与强度时不考虑腹部混凝土的作用过于保守,其研究成果为欧洲规范4的修订提供了重要参考,推动了PEC 梁的理论研究和工程应用㊂Hanawa 等[5]和江雨辰等[6]分别在试验研究的基础上,采用有限元软件分析了钢梁及其腹部混凝土对部分包覆钢梁承载力所做的贡献,结果表明:钢梁腹部混凝土具有重要作用,提高腹部纵向钢筋配筋率也能够显著提高梁的受弯承载力㊂Goralski [7]㊁龚树红,等/钢结构(中英文),38(6),51-60,2023图1㊀典型的PEC梁截面Fig.1㊀Typical cross-section of PEC beam胡夏闽等[8-10]通过试验研究了PEC梁的腹部混凝土与钢梁的黏结滑移关系和受剪性能,并提出了相应的函数关系式㊂胡夏闽等[11]和陈以一等[12]分别就栓钉和系杆对钢梁腹部混凝土的约束性能进行了研究,结果发现这两者方法均能有效抑制腹部混凝土裂缝的发展㊂Hegger等[13]通过研究发现,与普通组合梁相比,PEC梁在正弯矩作用下和负弯矩作用下的受弯承载力分别提高了35%和47%;胡夏闽等[10,14]通过PEC简支梁和连续梁的试验研究发现:PEC梁在正弯矩和负弯矩作用下的受弯承载力和刚度明显高于普通组合梁,并推导了PEC梁塑性受弯承载力的计算公式㊂同时,通过试验观察到腹部混凝土有助于推迟负弯矩区钢梁下翼缘的屈服,PEC连续梁截面可以提供足够的转动能力,实现弯矩重分布㊂施悦等[15]和肖锦等[16]各自提出了PEC梁在正弯矩作用下的刚度计算方法㊂赵必大等[17]对PEC梁滞回性能的研究结果显示:钢梁腹部配置钢筋混凝土能有效提高钢梁腹板和翼缘的抗屈曲能力;试验中构件滞回曲线饱满,表明PEC梁抗震性能较好㊂目前,关于PEC梁在负弯矩作用下的受力性能研究报道很少㊂Goralski[7]等和秦凯等[18]只关注了负弯矩作用下剪力连接对PEC梁受弯承载力和混凝土裂缝发展的影响,然而,对PEC梁在负弯矩作用下的抗弯刚度还没有研究㊂本文通过对3根不同力比的PEC梁和1根钢-混凝土组合梁在负弯矩作用下的静力弯曲试验研究,分析和探讨了钢梁腹部混凝土㊁混凝土翼板和钢梁界面相对滑移对组合梁刚度的影响,提出了负弯矩作用下PEC梁的截面刚度计算公式㊂1㊀试验研究1.1㊀试件设计为了研究PEC梁的受力性能和负弯矩作用下的刚度计算方法,本文设计了3根不同力比的PEC梁(PCEB5㊁PECB6和PECB7)和1根普通钢-混凝土组合梁(SCCB2),其跨度和弯剪段分别为3800mm和1500mm,剪力连接件均采用纵向双排栓钉㊂3根PEC梁在钢梁腹部同时采用了闭合箍筋以及栓钉,并浇筑了混凝土㊂PECB5~PECB7的综合力比R p分别为0.256㊁0.370和0.484,R p= A r1f y1/(A s f y+A r2f y2),其中A r1㊁A r2和A s分别表示翼板钢筋㊁腹部钢筋和钢梁的截面面积;f r1㊁f r2和f y分别表示翼板钢筋㊁腹部钢筋和钢梁的屈服强度㊂钢-混凝土组合梁SCCB2作为对比梁,其钢梁腹部没有设置栓钉和浇筑钢筋混凝土,但在钢梁腹部焊接14mm厚横向加劲肋以防止加载中出现局压破坏,其余参数与PECB5保持一致㊂组合梁均采用C30混凝土浇筑,混凝土立方体抗压强度实测值见表1(试件尺寸150mmˑ150mmˑ150mm);钢梁采用型号为HM294ˑ200ˑ8ˑ12的H型钢,钢材材料性能参数见表2㊂试件尺寸㊁横向钢筋㊁纵向钢筋的布置如图2,试件栓钉的布置如图3所示㊂表1㊀混凝土立方体抗压强度Table1㊀Compressive strength of concrete cubesMPa 参考试件对应位置抗压强度SCCB2PECB5PECB6PECB7混凝土板23.1腹部先浇侧25.4腹部后浇侧23.3混凝土板25.1腹部先浇侧24.1腹部后浇侧27.6混凝土板26.6腹部先浇侧26.6腹部后浇侧29.5混凝土板26.2腹部先浇侧27.2腹部后浇侧27.1表2㊀钢材材料性能参数Table2㊀Material properties of steel MPa 材料型号屈服强度极限强度型钢Q235270447钢筋ϕ8463502ϕ104205281443353918364539栓钉ϕ19ˑ80460515部分包覆钢-混凝土组合梁在负弯矩作用下的刚度分析a SCCB 2;b PECB 5;c PECB 6;d PECB 7㊂图2㊀组合梁钢筋布置㊀mmFig.2㊀Reinforcement arrangements of compositebeamsa SCCB 2;b PECB 5~7(左侧);c PECB 5~7(右侧)㊂图3㊀组合梁栓钉布置㊀mmFig.3㊀Studs arrangements of composite beams1.2㊀加载方案组合梁两端简支,采用两点对称分级加载㊂由一台100t 的千斤顶加载,荷载通过与千斤顶相连的压力传感器测量,千斤顶施加的荷载由分配梁直接作用在混凝土翼板上的两根垫梁上㊂本次试验数据采集系统为DH3816静态应变测试仪,利用裂缝测宽仪测量裂缝宽度㊂试验装置见图4,加载现场照片见图5㊂试件的应变片布置如图6~8所示,位移计布置如图9所示㊂图中:C i 表示混凝土应变片;S i 表示钢梁应变片;R i 表示混凝土板上层纵向钢筋应变片;r i 表示混凝土板下层纵向钢筋应变片;H i 表示混凝土板上层横向钢筋应变片;D i 表示腹部纵向钢筋应变片;L i 表示位移计㊂图4㊀试验加载装置示意Fig.4㊀Test loading device for compositebeam图5㊀试验加载装置现场Fig.5㊀Test loading picture of composite beam1.3㊀试验结果本次共对3根PEC 梁和1根钢-混凝土组合梁龚树红,等/钢结构(中英文),38(6),51-60,2023图6㊀混凝土板应变片布置㊀mmFig.6㊀Strain gauges arrangements for concreteslab图7㊀组合梁跨中截面应变片布置㊀mm Fig.7㊀Strain gauges arrangements in the mid-spansection of composite beam㊀㊀㊀进行了静载试验研究,主要试验结果见表3所列㊂图8㊀PEC 梁跨中腹部纵筋应变片布置㊀mm Fig.8㊀Strain gauges arrangements for web longitudinalreinforcement in the mid-span of PECbeams图9㊀组合梁位移计布置㊀mmFig.9㊀Layout of displacement meters of composite beam表3㊀组合梁的主要试验结果Table 3㊀Primary test results of composite beams试件名称M cr 1/(kN ㊃m )M cr 2/(kN ㊃m )M y /(kN ㊃m )M u /(kN ㊃m )f e /mm f u /mm P 0.2/kN P 0.3/kN M y M u f u f e SCCB 246.50 213.56294.507.4347.471902700.72 6.39PECB 554.25124.00327.63410.7510.7348.352703700.79 4.51PECB 662.00139.50357.03457.2510.3344.763304900.78 4.33PECB 762.00201.50380.78531.7510.2043.864805200.714.30㊀㊀注:M cr 1为组合梁混凝土翼缘板出现裂缝时的弯矩值;M cr 2为PEC 梁腹部混凝土出现裂缝时的弯矩值;M y 为组合梁中钢梁翼缘屈服时的弯矩值;M u 为组合梁达到极限荷载时的弯矩值;f e 为组合梁达到屈服荷载时的挠度值;f u 为组合梁达到极限荷载时的挠度值;P 0.2为翼缘裂缝宽度为0.2mm 时的承载力;P 0.3为翼缘裂缝宽度为0.3mm 时的承载力㊂㊀㊀钢-混凝土组合梁SCCB 2与部分包覆钢-混凝土组合梁PECB 5的荷载-挠度曲线的比较如图10a 所示㊂对比发现:PEC 梁的受弯承载力和刚度都要明显高于钢-混凝土组合梁的受弯承载力和刚度,PEC 梁的受弯承载力与刚度相较钢-混凝土组合梁分别可以提高40%和25%㊂图11为PEC 梁极限承载力P u 和综合力比R p 的关系曲线㊂结果表明,增大综合力比能够显著提高PEC 梁的极限承载力㊂值得关注的是,在PEC 连续梁中,根据试验和分析的结果,当综合力比R p >0.5时,组合梁负弯矩区转动能力下降明显,不能实现充分的内力重分布[14]㊂PEC 梁跨中的荷载-挠度曲线和荷载-混凝土裂缝宽度曲线分布如图10b 和图12所示㊂从试验结果可以看出,PEC 梁的荷载-挠度曲线可以近似分为3个阶段,即弹性阶段㊁弹塑性阶段以及塑性阶段㊂图10㊀试件的荷载-挠度曲线Fig.10㊀Load-deflection curves of specimens部分包覆钢-混凝土组合梁在负弯矩作用下的刚度分析图11㊀极限承载力P u 和综合力比R p 的关系Fig.11㊀Relation of ultimate bearing capacity P u and force ratio Rpa 翼板混凝土;b 腹部混凝土㊂图12㊀试件的荷载-混凝土裂缝宽度曲线Fig.12㊀Load-crack width curves of concrete of specimens㊀㊀1)弹性阶段:在开裂初期,由于施加荷载小于开裂荷载,PEC 梁翼板混凝土未产生横向裂缝,整个截面参与工作,翼板混凝土顶面的拉应力小于混凝土的抗拉强度㊂此阶段PEC 梁处于弹性工作状态,荷载-挠度曲线近似直线,呈线性关系㊂2)弹塑性阶段:随着荷载的增加,当翼板混凝土顶面的拉应变达到极限拉应变时,翼板混凝土开裂,刚度出现突变,荷载-挠度曲线出现拐点;继续加载,腹部混凝土也出现裂缝,但刚度变化不明显,随着腹部混凝土裂缝的不断发展,腹部混凝土的作用逐渐减弱㊂PEC 梁刚度随荷载的增大而减小,荷载-挠度之间呈明显的非线性关系㊂3)塑性阶段:当荷载达到屈服荷载时,钢梁㊁腹部受压钢筋和翼缘板受拉钢筋先后屈服,塑性铰形成;横向裂缝贯穿混凝土翼板,腹部混凝土裂缝延伸至塑性中和轴附近(图13),但受到钢梁制约其裂缝尚未贯通,表明腹部混凝土对组合梁刚度仍有贡献㊂随着荷载逐渐趋近极限承载力,荷载-挠度曲线逐渐趋于平缓,这表明PEC 梁具有良好的延性㊂图13㊀PECB 6的腹部混凝土裂缝分布Fig.13㊀Crack distribution of concrete between the flanges of PECB 6图12a 中的荷载-混凝土裂缝宽度曲线显示,PEC 梁的翼板混凝土裂缝宽度明显小于普通组合梁,表明在钢梁腹部配置钢筋混凝土能够减小组合梁混凝土板的裂缝宽度,且其裂缝宽度随着混凝土板中配置的纵向钢筋截面面积的增大而逐渐减小㊂PEC 梁腹部混凝土裂缝宽度也呈现出随纵向钢筋截面面积的增大而逐渐减小的规律,如图12b 所示,但腹部混凝土的裂缝宽度相较翼板混凝土裂缝宽度数值更小㊁发展更加稳定,钢梁对其腹部混凝土的制约明显减缓了裂缝发展㊂图14为组合梁跨中截面应变沿高度方向的分布,结果显示本文试验中的组合梁早期均满足平截面假定,后期随着荷载增大,混凝土与钢梁之间的滑移逐渐增加,导致连接界面处混凝土应变与钢梁应变差逐渐增大㊂a SCCB 2;b PECB 5㊂图14㊀试件的跨中截面应变分布Fig.14㊀Strain distribution at mid-span section of specimens2㊀PEC 梁负弯矩作用下截面刚度计算2.1㊀计算方法推导在负弯矩作用下,翼缘板混凝土受拉开裂导致龚树红,等/钢结构(中英文),38(6),51-60,2023梁截面刚度逐渐减小,混凝土板所起的作用逐渐减弱直至完全退出工作㊂尽管腹部混凝土随着裂缝的不断发展其作用逐渐减弱,但由于受到钢梁的制约,腹部混凝土对PEC 梁刚度是有贡献的㊂除此之外,即使采用完全剪力连接,连接件在传递钢梁与混凝土界面的剪力时也会发生变形,从而使截面曲率增大,刚度减小㊂因此计算组合梁截面刚度时还需考虑钢梁与翼缘板和混凝土与钢筋之间的相对滑移效应[19]㊂根据PEC 梁试验结果分析,正常使用荷载下负弯矩区的钢梁翼缘和钢筋均未发生屈服,仍旧处于弹性工作阶段㊂因此为简化计算,在分析滑移效应对刚度的影响时,近似地将PEC 梁作为弹性体来考虑,并作如下5点基本假设:1)钢梁与翼板混凝土连接界面的水平剪力与相对滑移成正比;2)剪力连接件提供的水平剪力沿组合梁跨度方向连续分布;3)钢梁和混凝土连接单元具有相同的转角和曲率,并分别保持平截面假定,变形后截面仍旧垂直于梁的轴线;4)钢筋不承担竖向剪力;5)忽略混凝土翼板对截面刚度的有利影响,腹部混凝土按未开裂和全开裂的平均值进行考虑㊂负弯矩作用下PEC 梁任意位置的微段模型如图15所示,其中开裂混凝土由图中的虚线单元表示;PEC 梁截面刚度的计算模型见图16㊂图15㊀负弯矩作用下组合梁微段变形示意Fig.15㊀Infinitesimal element deformation of PECbeam subjected to hogging bendingmoment图16㊀组合梁计算截面Fig.16㊀Cross section diagram of PEC beam由假设1和假设2得:gv =Ks(1)其中㊀K =K 1K 2/(K 1+K 2)㊀K 1=0.66N s V u ㊀K 2=5.24gD r N r f c式中:g 为连接件的间距;v 为连接界面单位长度上的剪力;s 为翼板钢筋和钢梁上翼缘间的相对滑移;K 为滑移总刚度[20];N s 为同一个截面的栓钉个数;V u 为单个栓钉的极限受剪承载力,按GB 500172017‘钢结构设计标准“中的公式计算[21];D r 为纵向受力钢筋的直径;N r 为钢筋的数目;f c 为混凝土的轴心抗压强度㊂由微单元水平方向上内力的平衡关系ΣF x =0得:d T d x =d Cd x =-v (2)㊀㊀由假设3)得:ϕ=M sE s I eh =M cE s I es =M s +M cE s I eh +E s I es(3)式中:ϕ为组合截面的曲率;E s 为钢梁的弹性模量;I es 和I eh 分别为翼板和包覆梁的换算截面惯性矩㊂对包覆梁右侧形心处取矩得:d M s +V d x -vy s d x =0(4a)㊀㊀对翼板右侧形心处取矩得:d M c -vy c d x =0(4b)式中:y c 和y s 分别为翼板和包覆梁换算截面形心到连接界面的距离㊂㊀㊀由式(4a)+式(4b)得:d M s +d M c +V d x -v (y s +y c )d x =0(5)㊀㊀令Y =y s +y c ,由式(3)和式(5)得:d ϕd x =1E s I eh +E s I es d M s d x +d M c d x()=vY -VE s I eh +E s I es (6)㊀㊀翼板底部应变:εc =TE s A es -M c E s I es y c(7a)㊀㊀钢梁顶部应变:εs =M sE s I ehy s -C E s A eh(7b)式中:A es 和A eh 分别为翼板和包覆梁的换算截面面积㊂由平衡关系T =C ,以及式(7a)和式(7b)可得翼板和钢梁连接界面的相对滑移:部分包覆钢-混凝土组合梁在负弯矩作用下的刚度分析ε=sᶄ=εs -εc =M s +M cE s I eh +E s I esY -1E s A es +1E s A eh()T (8a)s"=d εd x =vY 2-VYE s I eh +E s I es+v 1E s A es +1E s A eh ()=Y 2E s I eh +E s I es +1E s A es +1E s A eh()v -VYE s I eh +E s I es=α2s -βV(8b)其中α2=K g Y 2E s I eh +E s I es +1E s A es +1E s A eh()β=YE s I eh+E s I es㊀㊀由于界面滑移效应会引起截面应变重分布,由此得到滑移应变ε引起的附加曲率为:Δϕ=εh =sᶄh(9)其中㊀h =h s +h c式中:h 为组合梁截面总高度㊂当不考虑滑移效应时,组合梁任意截面的曲率为:ϕf =M (x )E s I 0(10)式中:E s I 0为翼板和包覆梁完全作用时的抗弯刚度;M (x )为梁x 位置处的弯矩㊂当考虑滑移效应时,组合梁任意截面的曲率为:ϕx =ϕf +Δϕ(11a)ωᵡ=M (x )B (x )=M (x )E s I 0+sᶄh(11b)B (x )=M (x )M (x )E s I 0+sᶄh (11c)式中:B (x )为组合梁x 位置处考虑滑移效应的抗弯刚度㊂下面以简支梁两点对称荷载工况为例进行讨论,以跨中为原点,水平向右为x 轴正方向,竖直向下为y 轴正方向建立坐标系(图17)㊂令组合梁纯弯段和弯剪段的相对滑移分别为s 1和s 2;依据边界条件s 1(x =0)=0,sᶄ2x =L2()=0;x =b 时,s 1=s 2和sᶄ1=sᶄ2,可得:s 1=βP sinh(αx )2(1+e αL )α2(eαL -αb-e αb)x ɪ[-b ,b ](12a)图17㊀两点对称荷载下简支梁挠度计算图Fig.17㊀Deflection calculation diagram for simply supportedbeam subjected to two points symmetric loads 2=-βP cosh(αb )2(1+e αL )α2(e αx +e αL -αx)+βP2α2㊀㊀㊀x ɪ-L 2,-b éëêêùûúúɣb ,L 2éëêêùûúú(12b)㊀㊀进而计算出两点对称荷载下组合梁的抗弯刚度㊂纯弯段:B (x )=L -2bL -2b E s I 0+2β(e αL -αb -e αb )cosh(αx )αh (1+e αL )x ɪ[-b ,b ](13a)㊀㊀弯剪段:B (x )=L -2xL -2x E s I 0+2β(e αL -αx -e αx )cosh(αb )αh (1+e αL )㊀㊀㊀㊀x ɪ-L 2,-b éëêêùûúúɣb ,L 2éëêêùûúú(13b)㊀㊀图18为其他荷载工况下PEC 梁抗弯刚度B (x )的计算图㊂a 简支梁跨中集中荷载;b 简支梁均布荷载;c 悬臂梁端部集中荷载;d 悬臂梁均布荷载㊂图18㊀不同荷载工况下的PEC 梁挠度计算图Fig.18㊀Deflection calculation diagram for PECbeams subjected to different loads不同荷载工况下的PEC 梁度抗弯刚度B (x )计算公式为:简支梁跨中集中荷载:B (x )=L -2xL -2x E s I 0+2(e αL -e 2αx )βe -αx αh (1+e αL )㊀x ɪ-L 2,L 2éëêêùûúú(14a)龚树红,等/钢结构(中英文),38(6),51-60,2023㊀㊀简支梁均布荷载:B (x )=ql 2-4qx 2ql 2-4qx 2E s I 0-16βq cosh(αx )(1+e αL )hα2+8βqhα2x ɪ-L 2,L 2éëêêùûúú(14b)㊀㊀悬臂梁端部集中荷载:B (x )=L -xL -x E s I 0+2βcosh(αx )αh (1+e -2αL)-βe αxαh ㊀x ɪ[0,L ](14c)㊀㊀悬臂梁均布荷载:B (x )=(L -x )2(L -x )2E s I 0+βhα2[(1+αL e αL )㊃cosh(αx )sech(αL )-2αL e αx +2]㊀㊀㊀㊀x ɪ[0,L ](14d)㊀㊀为提高计算的安全性和简便性,可以采用B (x )的极值作为组合梁的不变抗弯刚度㊂本文建议简支梁单点跨中荷载和均布荷载工况下可以采用跨中抗弯刚度B (x =0)进行挠度计算;两点对称荷载工况下可以采用加载点抗弯刚度B (x =b )进行挠度计算;悬臂梁端部集中荷载和均布荷载工况下可以采用支承端抗弯刚度B (x =0)进行挠度计算㊂2.2㊀计算方法验证首先计算钢梁腹部混凝土未开裂的抗弯刚度B 1和钢梁腹部混凝土全开裂的抗弯刚度B 2,取平均值作为适合PEC 梁的截面抗弯刚度B :B =B 1+B 22(15)㊀㊀构件的短期使用荷载P t 按照式(16)确定:P t =P u γ=P u γ1γ2(16)式中:γ1为荷载分项系数,取1.4;γ2为构件材料强度试验值与设计值间差异的影响系数,取1.43[20]㊂表4为挠度计算值与实测值的比较,经过对比发现计算值与试验结果吻合较好㊂表4㊀PEC 梁挠度实测值与计算值的比较Table 4㊀Comparison of experimental and theoretic value of deflection of PEC beams数据来源试件名称P t /kN P u /kN P t P u 试验值f /mm 计算值/mm f 1f 2f f 1f f 2本文试验PECB 52705300.518.15 6.717.95 1.21 1.03PECB 62905800.508.10 6.347.85 1.28 1.03PECB 73206400.508.206.298.07 1.30 1.02文献[7]H 1142028330.5021.2417.9821.76 1.180.98H 385018610.5135.0128.6935.06 1.22 1.00平均值 1.24 1.01标准差0.040.02变异系数0.040.02㊀㊀注:表中f 1为欧洲规范4[22]计算方法得到的挠度计算值;f 2为本文附加曲率法得到的挠度计算值㊂3㊀结㊀论本文对3根不同力比的PEC 梁和1根钢-混凝土组合梁进行了反向加载弯曲试验,并建立了PEC 梁在负弯矩作用下的挠度计算模型,主要研究结论如下:1)PEC 梁的受弯承载力和刚度都要明显高于钢-混凝土组合梁,PEC 梁的受弯承载力与刚度相较钢-混凝土组合梁分别可以提高40%和25%,其极限承载力随力比的增大而增大㊂PEC 梁的翼板混凝土裂缝宽度要明显小于普通组合梁㊂PEC 梁的翼板混凝土和腹部混凝土的裂缝宽度随着其配置的纵向钢筋截面面积的增大而减小㊂2)PEC 梁的荷载-挠度曲线可以近似分为3个阶段:弹性阶段㊁弹塑性阶段以及塑性阶段㊂负弯矩作用下翼板混凝土受拉开裂导致梁截面刚度逐渐减小,混凝土板所起的作用逐渐减小直至退出工作㊂尽管腹部混凝土随着裂缝的延伸其作用逐渐减弱,但腹部混凝土由于受到钢梁制约其裂缝尚未贯通,因此对PEC 梁的刚度仍有贡献㊂3)当PEC 梁的荷载逐渐接近其极限承载力,挠度仍然有较大发展,荷载-挠度曲线趋于平缓,这表明PEC 梁具有良好的延性㊂组合梁早期均满足平截面假定,后期随着荷载增大,混凝土与钢梁之间的相对滑移逐渐增加,导致连接界面处混凝土应变与钢梁应变差逐渐增大㊂4)通过考虑钢梁腹部混凝土对PEC 梁截面刚部分包覆钢-混凝土组合梁在负弯矩作用下的刚度分析度的贡献和钢-混凝土组合梁界面相对滑移对PEC 梁刚度的影响,推导了负弯矩作用下PEC梁截面抗弯刚度计算公式,计算理论值与试验结果吻合较好㊂参考文献[1]㊀胡夏闽,高华杰.组合结构在欧洲的新进展[J].工业建筑,2002,22(5):75-76,80.[2]㊀Elnashai A S,Broderick B M.Seismic resistance of compositebeam-columns in multi-storey structures.part1:experimental studies[J].Journal of Constructional Steel Research,1994,30(3):201-229.[3]㊀De Andrade S A L,Vellasco P C G,Mergulhao A J R.Structuralassessment of cold-formed composite structures[J].Steel&Com-posite Structures,2002,2(5):397-410.[4]㊀Kindmann R,Bergmann R,Cajot L G,et al.Effect of reinforcedconcrete between the flanges of the steel profile of partially encased composite beams[J].Journal of Constructional Steel Research, 1993,27(1/2/3):107-122.[5]㊀Hanawa Y,Bergmann R.Analytical study on the shearing forceshare of I-shaped beam with reinforced concrete between the flan-ges(Analytische Untersuchung zur Querkraftverteilung bei I-Pro-filen mit ausbetonierten Kammern)[J].Stahlbau,2000,69(3): 184-190.[6]㊀江雨辰,胡夏闽,王建林.部分外包钢梁受力性能试验研究及有限元分析[J].建筑结构学报,2015,36(增刊1):343-348.[7]㊀Goralski C.Zusammenwirken von beton und stahlprofil bei kam-merbetonierten verbundtra gern[D].Aachen:Techn.Hochsch.Diss.,2006.[8]㊀郑浩,胡夏闽,刘加荣,等.部分外包型钢混凝土黏结滑移性能的试验研究[J].工业建筑,2015,45(12):183-188. [9]㊀胡夏闽,张婧,张冰,等.H型钢腹板焊接栓钉的部分外包混凝土组合构件纵向受剪性能试验研究[J].建筑结构学报,2018, 39(3):158-166.[10]张婧,胡夏闽,张冰,等.拉力作用下部分外包钢-混凝土组合构件受剪性能试验研究[J].建筑结构学报,2017,38(增刊1):349-354.[11]胡夏闽,江雨辰,施悦,等.部分外包混凝土简支组合梁受弯性能试验研究[J].建筑结构学报,2015,36(9):37-44. [12]李炜,陈以一.不同系杆形式的部分组合钢-混凝土受弯构件试验研究[J].建筑钢结构进展,2015,17(3):1-6. [13]Hegger J,Goralski C.Structural behavior of partially concrete en-cased composite sections with high strength concrete[G]//Com-posite Construction in Steel and Concrete V.2006:346-355.[14]Jiang Y C,Hu X M,Hong W,et al.Experimental study and the-oretical analysis of partially encased continuous composite beams [J].Journal of Constructional Steel Research,2016,117:152-160.[15]施悦,胡夏闽,江敏.部分外包组合梁的挠度计算和分析[C]//中国钢协钢-混凝土组合结构分会第十一次年会论文集.2007:325-328.[16]肖锦,李杰,陈以一.T形截面部分包覆钢-混凝土组合梁抗弯刚度及承载力试验研究[J].结构工程师,2020,36(2):149-156.[17]赵必大,龚大程,李瑞锋,等.部分包覆钢-混凝土组合梁的滞回性能试验研究[J].工业建筑,2023,53(1):144-150,8. [18]秦凯,胡夏闽,江雨辰,等.部分外包混凝土组合梁负弯矩区翼缘板裂缝试验研究[J].建筑钢结构进展,2018,20(5):31-38,46.[19]罗如登,叶梅新.负弯矩作用下结合梁挠度计算方法研究[J].中国铁道科学,2001(5):64-67.[20]聂建国,樊健生.组合梁在负弯矩作用下的刚度分析[J].工程力学,2002(4):33-36,28.[21]中华人民共和国住房和城乡建设部.钢结构设计标准:GB50017 2017[S].北京:中国建筑工业出版社,2018. [22]European Committee for Standardisation(ECS).Eurocode4:de-sign of composite steel and concrete sstructures.part1.1:general rules and rules for buildings:EN1994-1-1[S].Brussels: ECS,2004.Stiffness Analysis for Partially Encased Steel-Concrete Composite BeamsSubjected to Hogging Bending MomentShuhong Gong1㊀Gang Chen2㊀Mingming Gu1㊀Xiamin Hu1(1.College of Civil Engineering,Nanjing Tech University,Nanjing211816,China;2.The Third ConstructionCo.,Ltd.,of China Construction Eighth Engineering Division,Nanjing210046,China)Abstract:As theoretical research and engineering applications continue to advance,partially encased steel-concrete composite beams(PEC beams)have been shown to exhibit not only superior fire resistance but also significantly enhanced load-bearing capacity,stiffness,and resistance to buckling when compared to traditional steel-concrete composite beams.In order to study the mechanical performance and stiffness calculation methods of PEC beams subjected to hogging bending moment,static bending tests on three PEC beams with different force ratios and one steel-concrete composite beam were conducted.In addition,the effect of reinforced concrete between the flanges of steel beam on the bending stiffness under negative bending moment was also analyzed.The experimental results suggest that龚树红,等/钢结构(中英文),38(6),51-60,2023the flexural capacity and stiffness of PEC beams subjected to hogging bending moment compared with steel-concrete composite beam are increased by40%and25%,respectively.The ultimate bearing capacity of PEC beams increases with the increase of the force ratio. The width of cracks observed in the flange concrete of PEC beams is significantly smaller than that of normal composite beam. Furthermore,it has been observed that the crack width in both the flange concrete and web concrete of PEC beams decreases as the cross-sectional area of the longitudinal reinforcement increases.When subjected to negative bending moments,the section stiffness of the composite beams experiences a reduction due to the occurrence of tensile cracking within the concrete.As these cracks continue to propagate,the contribution of the web concrete to the overall stiffness of the beam gradually diminishes.Nevertheless,given that the web concrete is confined by the steel beam and that cracks have not fully penetrated it,concrete between the flanges remains capable of contributing to the stiffness of PEC beams.When the load approached its maximum capacity,the load-deflection curves gradually flatten which indicates favorable ductility characteristics of PEC beams.During the initial stages of loading,composite beams conform to the plane section assumption.However,as the load increases,slippage between the concrete slab and steel beam increases,which causes the difference in strain at their connection interface gradually increases.Considering the influence of reinforced concrete between the flanges of steel beam on the stiffness of composite beam,as well as slip effect of the interface between steel beam and concrete slab, the formulas for calculating the bending stiffness of PEC beams are proposed based on experiments.The test results verify the accuracy of the proposed calculation methods.Key words:partially encased composite beams(PEC beams);bending stiffness;hogging bending moment;static bending test;slip effect。

结构设计原理教程

2006-9-8
南京工业大学土木工程学院交通工程系罗韧
18
双直线模型(完全弹塑性模型)的公式表达
当ε s ≤ ε y时, 取σ s = Esε s ⎪⎫
当ε y
≤ εs
≤ ε sh , 取σ s
=
⎬ f y ⎪⎭
(b) 三折线模型(完全弹塑性加硬化模型)
屈服后立即发生应变硬化(应力强化)的钢材，为了正确地估计高出屈服应变后的应力，可采用三折线模型如图 (b) 。
tgθ ′′ = E′S′ = ( fsu − f y ) (ε su − ε y )
2006-9-8
南京工业大学土木工程学院交通工程系罗韧
20
⑷钢筋的强度和弹性模量
#钢筋强度用标准值和设计值表示。根据可靠度的要求，混凝土设计规范取具有95%的保证率的屈服强度作为钢筋的强度标准值fyk 。钢筋强项度系的数设计γs 值，f即y等：于钢筋的强度标准值除以材料分
2006-9-8
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14
#冷轧扭钢筋是用低碳钢热轧圆盘条经专用钢筋冷轧扭
机调直、冷轧并冷扭一次成型，具有规定截面形状和节
距的连续螺旋状钢筋。按原材料（母材）冷扭前的截面型状分为I型和Ⅱ型两种类别：I型冷扭前为矩形截面，按标志直径（即冷扭前的公称直径）分为6.5、8.0、 10.0、12.0和14.0mm等五种规格，冷扭后的等效直径相应为6.1、7.6、9.2、10.9和13.0mm；Ⅱ型冷扭前为菱形截面，标志直径为12.0mm，冷扭后的等效直径为 11.2mm。冷轧扭钢筋的抗拉强度标准值fsk≥580MPa。冷轧带肋钢筋和冷轧扭钢筋在桥梁中的应用尚无明确规
9.53,12.70,15.00, 15.24,15.70

Pushover能力谱方法的基本原理及应用_吉小萍

有效尖峰加速度, CV 代表阻尼比为 5% 的结构系统
速度反应谱, 结合中国规范 [ 6] , CA = 0. 4G2 Amax; CV =
G2 AmaxT g。
15 0
四川建筑科学研究
第 35卷
图 2 ADR S格式中的能力谱与需求谱
Fig. 2 D em and sp ec trum and capac ity spectrum in ADR S
B0 =
1 ED 4P E SO
=
63.
7( aydp - dyap ) ap dp
( 4)
式中 ED 为滞回阻尼耗能; ESO为最大应变能; dp,
ap 分别为等效单自由度体系的最大位移和对应的
加速度; dy, ay 分别为等效单自由度体系屈服时相应
的位移和加速度。
图 1 阻尼比对反应谱的折减
F ig. 1 Re spon se spec trum redu ction w ith dam p ing ratio
2. 2 Pushover能力谱分析步骤
Pushover能力谱方法的一般过程及其在
SA P200 0N 中的实施步骤为 :
( 1) 建立结构分析模型。
( 2) 求解结构在竖向荷载作用下的内力。
( 3) 确定侧向荷载分布形式, 设定塑性铰。算
例结构采用均布加载模式, 赋予耗能梁段剪切铰
四川建筑科学研究
第 35卷第 3期
14 8
S ichuan Build ing Sc ience
2009年 6月
Pushover能力谱方法的基本原理及应用吉小萍 Nhomakorabea 董军
( 南京工业大学新型钢结构研究所, 江苏南京 210009)

Pushover能力谱方法的基本原理及应用

２００９Ｎｏ．３吉小萍，等：Ｐｕｓｈｏｖｅｒ能力谱方法的基本原理及应用１４９２ＳＡＰ２０００Ｎ中Ｐｕｓｈｏｖｅｒ能力谱分析的实施步骤２．１工程概况８层偏心支撑钢框架结构，柱网尺寸６ｍ×６底层层高为４．８ｍ，其他层层高均为３．６ｍ；偏心支撑框架的耗能梁段符合剪切屈服要求：ｅ≤１．６Ｍ，／匕，本文取９００ｍｍ；钢材：Ｑ２３５热轧Ｈ型钢；楼板１２０ｍｍ厚，Ｃ２０混凝土；８度抗震设防，场地类别为Ⅱ，设计地震分组为第３组。

构件截面尺寸见表１。

表１构件尺寸Ｔａｂｌｅ１Ｍｅｍｂｅｒｓｉｚｅｓ／ｍ２．２Ｐｕｓｈｏｖｅｒ能力谱分析步骤Ｐｕｓｈｏｖｅｒ能力谱方法的一般过程及其在ＳＡＰ２０００Ｎ中的实施步骤为：（１）建立结构分析模型。

（２）求解结构在竖向荷载作用下的内力。

（３）确定侧向荷载分布形式，设定塑性铰。

算例结构采用均布加载模式，赋予耗能梁段剪切铰（坨）和弯矩铰（Ｍ３），赋予框架梁弯矩铰、框架柱轴力和弯矩相关铰（ＰＭＭ）、支撑杆件轴力铰（Ｐ）。

采用位移控制加载，控制位移取建筑总高的０．０４倍‘７ｌ。

（４）进行Ｐｕｓｈｏｖｅｒ分析，得到Ｐｕｓｈｏｖｅｒ曲线。

（５）建立能力谱曲线，将Ｐｕｓｈｏｖｅｒ曲线转化成谱加速度（Ｓ。

）一谱位移（Ｓ。

）关系曲线。

转换公式为：ｓ。

＝并，氏＝焘㈣式中Ｆ。

，肼１．，分别为结构第一振型的参与系数和有效质量；Ｋ，虬分别为基底剪力和顶点位移。

（∑ｍｉ咖；，）２∑ｍｉ咖；。

肘？＝—｝—一，，。

＝告Ｌ＿（２）∑ｍ；镌∑ｍｉ镌式中ｍ；为第ｉ层质点的质量；咖；。

为第一振型下第ｉ层质点的振幅；ｎ为楼层数。

（６）建立弹塑性需求谱曲线：首先，将阻尼比为５％的弹性反应谱转化成弹性需求谱（Ｓ。

一Ｓ。

格式），转换公式为ｓｄ＝ｌ圭ｌｓ。

（３）然后，在能力谱上预设加速度值为口，和位移值为ｄ，，根据等能量原理将能力谱双线性化，得到屈服点处的加速度值为ａ，和位移值为ｄ，，如图１所示。

接着，按照公式（４）计算滞回阻尼比风，对弹性需求谱进行折减以得到弹塑性需求谱‘７｜。

南京工业大学土木工程专业《钢结构课程课程设计》课程复习题库

南京工业大学继续教育学院南京高等职业技术学校函授站土木工程专业《钢结构课程课程设计》课程复习题库一、选择题1. 承压型高强度螺栓连接比摩擦型高强度螺栓连接( B )A.承载力低，变形大B.承载力高，变形大C.承载力低，变形小D.承载力高，变形小2、当沿受力方向的连接长度时，螺栓的抗剪和承压设计承载力均应降低，以防止（ B ）。

A、中部螺栓提前破坏；B、端部螺栓提前破坏；C、螺栓受弯破坏；D、螺栓连接的变形过大。

3. 为提高轴心受压构件的整体稳定，在杆件截面面积不变的情况下，杆件截面的形式应使其面积分布（ B ）A．尽可能集中于截面的形心处 B．尽可能远离形心C．任意分布，无影响 D．尽可能集中于截面的剪切中心4.梁整体失稳的方式为（ D ）A.弯曲失稳B.剪切失稳C.扭转失稳D.弯扭失稳5、对于直接承受动力荷载的结构，宜采用 C 。

A、焊接连接；B、普通螺栓连接；C、摩擦型高强度螺栓连接；D、承压型高强度螺栓连6. 双轴对称焊接工字形单向压弯构件，若弯矩作用在强轴平面内而使构件绕弱轴弯曲，则此构件可能出现的整体失稳形式是( A )A.平面内的弯曲屈曲B.扭转屈曲C. 平面外的弯扭屈曲D. 平面内的弯曲屈曲或平面外的弯扭屈曲7．钢材的标准应力-应变曲线是通过下列哪项试验得到的?（）A．冷弯试验B．单向拉伸试验C．冲击韧性试验D．疲劳试验8.钢材的抗拉强度f u与屈服点f y之比f u/f y反映的是钢材的( A )A.强度储备B.弹塑性阶段的承载能力C.塑性变形能力D.强化阶段的承载能力9．钢结构焊接常采用E43xx型焊条，其中43表示（ A ）A．熔敷金属抗拉强度最小值B．焊条药皮的编号C．焊条所需的电源电压D．焊条编号，无具体意义10.在Q345钢的基础上，加入钒可( )A.降低钢材的可焊性B.提高钢材的韧性C.降低钢材的冲击韧性值D.降低钢材的延伸率11.Q235与Q345两种不同强度的钢材进行手工焊接时，焊条应采用( C )A.E55型B.E50型C.E43型D.H10MnSi12.对于普通螺栓连接，限制端距e≥2d0的目的是为了避免( D )A.螺栓杆受剪破坏B.螺栓杆受弯破坏C.板件受挤压破坏D.板件端部冲剪破坏13．在焊接施工过程中，应该采取措施尽量减小残余应力和残余变形的发生，下列哪一项措施是错误．．的?（）A．直焊缝的分段焊接B．焊件的预热处理C．焊接后进行退火处理D．加强板边约束，阻止被焊接板件变形的发生14．为了减小柱脚底板厚度，可以采取的措施是（D）A．增加底板悬伸部分的宽度cB．增加柱脚锚栓的根数C．区域分格不变的情况下，变四边支承板为三边支承板D．增加隔板或肋板，把区域分格尺寸变小15.为了增加工字钢组合截面梁得抗剪能力，一般情况下（）A．增加翼缘得厚度 B. 增加翼缘得宽度C．增加腹板得厚度 D. 增加腹板得高度16．型钢H340x250x9x14表示翼缘得宽度和厚度为：A．340 250 B．250 9 C．340 9 D.250 1417. 格构式轴心受压构件的整体稳定计算时，由于（ B ），因此以换算长细比λx代替λ0A．格构式柱可能发生较大的剪切变形 B．要求实现等稳定设计C．格构式柱可能单肢失稳 D．格构式柱承载能力提高18.关于钢结构的特点叙述错误的是（ C ）A.建筑钢材的塑性和韧性好B.钢材的耐腐蚀性很差C.钢材具有良好的耐热性和防火性D.钢结构更适合于建造高层和大跨结构19.钢材屈服点fy的高低反应材料（ D ）A.受静荷时的最大承载能力B.受静荷时的最大变形能力C.受动荷时的最大承载能力D.受静荷时发生塑性变形前的承载能力20.在三向正应力状态下，当出现下列何种情况时，钢材易发生脆性破坏（ C ）A.异号应力，且应力差较小B.异号应力，且应力差较大C.同号拉应力，且应力差较小D.同号拉应力，且应力差较大21.角焊缝的最小焊脚尺寸h fmin≥1.5t1/22，最大焊脚尺寸h fmax≤1.2t1，式中的t1和t2分别为（C ）A.t1为腹板厚度，t2为翼缘厚度B.t1为翼缘厚度，t2为腹板厚度C.t1为较薄的被连接板件的厚度，t2为较厚的被连接板件的厚度D.t1为较厚的被连接板件的厚度，t2为较薄小的被连接板件的厚度22.Q235与Q345两种不同强度的钢材进行手工焊接时，焊条应采用( C )A.E55型B.E50型C.E43型D.H10MnSi23.大跨度结构常采用钢结构的主要原因是钢结构（B）A.密封性好B.自重轻C.制造工厂化D.便于拆装24、钢材的设计强度是根据（ C）确定的。

南京工业大学-钢结构设计-梯形屋架设计

目录一：设计计算资料............................................................................................................... - 2 -二：屋架几何尺寸的确定 ..................................................................... 错误!未定义书签。

三：屋盖支撑布置. (2)四：荷载计算 (3)五：屋架杆件的内力计算与组合 (4)六：屋架杆件设计 (10)七：屋架节点设计 (18)一．设计资料梯形屋架跨度30m，屋架间距6m，铰支于钢筋混凝土柱上，混凝土等级为C30。

厂房长度84m。

屋面材料为长尺压型钢板，玻璃纤维保温层，屋面坡度i=1/8，轧制H型钢檩条，基本风压为0.5KN/m2，基本雪压0.55KN/m2，屋面均布活荷载为0.3KN/m2（计算负荷面积不超过60m2时，取0.5KN/m2），钢材采用Q235-B，焊条为E43型。

二．屋架几何尺寸的确定屋架跨度l＝30m，每端支座缩进0.15m，计算跨度l0＝l－2×0.15m＝29.7m；端部高度取H0＝2m，根据所给坡度，中间高度为H＝3.856m；起拱按f＝l0/500。

屋架的轴线尺寸如图所示。

图2.1 屋架的杆件尺寸三．屋盖支撑布置根据厂房长度及设备条件，在端部及第7,8榀之间设置上弦横向水平支撑，在相应位置设置下弦横向支撑；在与上下弦水平支撑同一柱间设置纵向垂直支撑，在屋架端部及跨中设置横向支撑；并在垂直支撑及横向支撑设置柔性系杆，在支座节点刚性系杆，由于上弦有檩条，可替代系杆。

具体见图。

图3.1 屋架支撑布置四．荷载计算1.永久荷载（水平投影面）压型钢板 51.10865*5.10 KN/㎡檩条（约为0.5KN/m ） 0.5/3=0.167KN/㎡屋架，支撑，保温层等重 0.3KN/㎡合计0.618KN/㎡2.因为屋架受荷水平投影面超过60㎡，故屋面均布活荷载取为（水平投影面）0.3KN/㎡，小于雪载，故只考虑雪荷载，为0.55KN/㎡。

不均匀沉降引起损坏的工业钢结构加固设计

ｏｈｍｅｈｎｃｂｉｄｎａｅｕｆｔｅｃａｉａｕｌｉｇｒｓｍｍａｉｅ，ａｄｒｉｆｒｅｒｇａｌｒｚｄｎａｅｎｏｃｐｏｒｍｉｐｏｏｅｗｉｈｏｉｅｐｅｔｅｓｄｓｒｐｓｄｈｃｃｍｂｎｓｒｓｒｓｅ
第４２卷第６期２１年６月０１
Ｖｏ．２Ｎｏ６１．４Ｊｎ０ｕ．２１１
ＡｒｈｔｃｕｅＴｃｎｌｇｃｉｔｒｅｈｏｏｙｅ
建
筑
技
术
・０・５７
不均匀沉降引起损坏的工业钢结构加固设计
董军，王琪，李树林ｚ，刘庆振，李文莉戴卜，云
成，梁和斜撑与柱的连接均按铰接设计。由于筒仓施工成并装粮后不久导致机械楼基础产生明显不均匀沉
（．１南京工业大学新型钢结构研究所，１０９南京；．苏建华建设有限公司，１０７南京）２００，２江２０３，
摘
要：某公司机械楼钢结构在地基不均匀沉降作用下已严重损坏，构安全和正常使用受到严重影响。结在
图２机械楼
降。１９年５（时二期筒仓刚建至地面以上）至９７月此机械
楼不均匀沉降达１０ｍ以上，构已严重受损，ｃ结该公司
委托同济大学进行检测分析和加固设计，以将机械楼
柱与筒仓相连的方式进行简单加固处理｝１９年年底ｌ９７Ｊ。

高层钢结构建筑——城市竞赛的名片

高层钢结构建筑——城市竞赛的名片
顾高源
【期刊名称】《山西建筑》
【年(卷),期】2010(036)015
【摘要】介绍了高层钢结构建筑的发展历程,通过对高层钢结构建筑的产生原因进行分析,从高层钢结构建筑与城市的互动关系进行了论述,为高层钢结构建筑设计提供了新思路.
【总页数】3页(P12-14)
【作者】顾高源
【作者单位】南京工业大学建筑与城市规划学院,江苏,南京,210000
【正文语种】中文
【中图分类】TU973
【相关文献】
1.评选城市名片推广南宁形象“南宁城市名片评选活动”拉开序幕 [J], 李伶
2.结合设计竞赛的建筑学专业城市设计系列课程教学探索--以2014年度第25届国际建协UIA世界大学生竞赛为例 [J], 李昊;裴钊;鲁旭;周志菲
3.建筑，一个城市的名片--浅谈台湾的建筑文化 [J], 崔征;张家悦
4.商业街区的城市名片特质与营销思考——武汉胭脂山衣坊建设城市名片的内外动力分析 [J], 潘黔玲
5.综合利用城市名片促进城市经济产业结构发展r——以沧州城市名片为例 [J], 韩旭
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南京工业大学钢结构简答题

南京工业大学钢结构简答题2.1简述钢结构有哪些主要特点。

答：（1）材料的强度高，塑性和韧性好；（2）材质均匀，和力学计算的假定比较符合；（3）制作简便，施工周期短；（4）质量轻；（5）钢材耐腐蚀性差；（6）钢材耐热，但不耐火；2.2钢材选用原则（1）结构或构件的重要性；（2）荷载性质（动载或静载）；（3）连接方法（焊接铆接或螺栓连接）；（4）工作条件（温度及腐蚀介质）（5）钢材厚度2.3碳素结构钢按质量分为几级？并是怎样划分的？Q235B·b代表的意义是什么？答：碳素结构钢按质量分为A、B、C、D四级。

Q235B·b代表屈服强度为235N/mm2，B级，半镇静钢。

2.4建筑钢材的伸长率是通过什么实验确定的？实验时如何取值？伸长率反映了钢材的什么性质？建筑钢材的伸长率是通过单向拉伸实验确定的。

取试件拉断后的伸长量与原标距的比值的百分率，即，伸长率反映了钢材的塑性变形能力。

3.1简述钢结构连接的类型和特点？答：钢结构最主要的连接类型：（1）焊缝连接：构造简单、不削弱构件截面、节约钢材、加工方便，易于采用自动化操作、连接密封性好、刚度大。

焊接残余应力和残余变形对结构有不利影响，低温冷脆问题比较突出。

（2）铆钉连接：塑性和韧性较好，传力可靠，质量易于检查，适用于直接承受动载结构的连接。

构造复杂，用钢量多。

（3）螺栓连接：施工简单、拆装方便。

用钢量多。

3.2受剪普通螺栓有哪几种可能的破坏形式？如何防止？答：五种破坏形式：（1）螺栓杆剪断（2）孔壁挤压破坏（3）钢板被拉断（4）钢板剪断（5）螺栓弯曲。

针对前三种破坏，通过强度验算避免出现破坏。

通过限制端距e3≥2d0避免钢板剪断，限制板叠厚度不超过5d以避免螺栓弯曲。

3.3简述焊接残余应力对结构性能的影响。

（1）不影响结构的静力强度；（2）残余应力使构件的变形增大，刚度降低；（3）焊接残余应力使压杆的挠曲刚度减小，从而降低其稳定承载能力；（4）在低温下使裂纹容易发生和发展，加速构件的脆性破坏；（5）降低了结构构件和连接的疲劳强度3、应力集中：钢结构的构件中有时存在着孔洞，槽口，凹角，缺陷以及截面突然改变时，构件的应力分布将不再保持均匀，而是在缺陷以及截面突然改变处附近，出现应力线曲折，密集，产生高峰应力的现象。

火炬塔架钢管径厚比限值讨论_李文莉

[收稿日期]2010-01-06[作者简介]李文莉，南京工业大学新型钢结构研究所，硕士研究生。

前言我国对钢结构局部稳定宽厚比限值做出规定的规范主要有：《钢结构设计规范》(GB50017-2003)[1]和《建筑抗震设计规范》(GB50011-2001)[2]。

两种规范对局部稳定宽厚比分别做出限定，限值规定相差很大，但并没有对限值的采用做出明确解释。

普通钢结构宽厚比限值依据《钢结构设计规范》，考虑抗震的钢结构宽厚比限值依据《建筑抗震设计规范》。

在实际工程设计中，很多由抗风控制的普通钢结构却面临抗震审查的要求，而必须采用《建筑抗震设计规范》的宽厚比限值，如石油化工钢管火炬塔架的设计通常是以风荷载为控制荷载，设计中按《钢结构设计规范》规定的钢管径厚比限值能满足承载能力要求，但在审图中常因为要满足抗震设计构造措施的要求而采用《建筑抗震设计规范》对钢管径厚比的限值，因此使用钢量提高很多。

本文通过国内外规范及文献对钢管径厚比规定的对比分析，指出我国规范钢结构局部稳定径厚比规定与国外的差别。

1国内外规范对钢管径厚比的规定1.1中国规范对径厚比的规定《钢结构设计规范》(GB50017-2003)第5.4.5条、第10.1.2条规定，圆钢管的外径与壁厚之比不应超过100（235/f y ）。

规定的限值与国外第3类截面即非厚实截面(边缘纤维达到屈服，但局部屈曲阻碍全塑性发展)比较接近。

条文说明指出，受压圆管管壁在弹性范围局部屈曲临界应力理论值很大，但管壁局部屈曲与板件不同，对缺陷特别敏感，实际屈曲应力比理论值低得多，该规定参考我国薄壁型钢管规范和国外有关规范的规定取用，不分轴心或压弯构件，采用统一限值。

《建筑抗震设计规范》(GB50011-2001)第8.4.2条对中心支撑杆件的板件宽厚比限值中规定，超过12层的建筑，其圆管外径与壁厚比限值按抗震设防烈度6、7、8、9度分别为42、40、40、38(适用于Q235钢，其他牌号钢材乘以ay 姨)。

单拱双索面S形钢桥制作与安装

单拱双索面S形钢桥制作与安装
崔水花; 董军; 顾忠兴; 殷楚良
【期刊名称】《《施工技术》》
【年(卷),期】2011(040)003
【摘要】结合江阴市澄江路单拱双索面S形钢桥工程实例,简要介绍了该人行天桥钢箱梁及钢拱肋的结构特点、制作加工、现场安装及相关控制要点。

该桥结构形式新颖、构造复杂,施工中严格执行《钢结构工程施工质量验收规范》GB50205—2001,并通过精确设计和合理制作工艺,成功进行了该人行天桥钢箱梁及钢拱肋的制作与安装,保证钢桥的质量和线形,达到节省工期和节约成本的目的。

【总页数】3页(P39-41)
【作者】崔水花; 董军; 顾忠兴; 殷楚良
【作者单位】南京工业大学新型钢结构研究所江苏南京 210009; 江阴壮欣钢品有限公司江苏无锡214433
【正文语种】中文
【中图分类】U445
【相关文献】
1.双钢拱塔双索面拉索施工技术 [J], 王栋
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3.斜拉索在双塔双索面钢——混凝土混合梁斜拉桥中的安装技术探讨——以江顺大桥斜拉索安装为例 [J], 张奥
4.甬台温铁路雁荡山特大桥2×90m叠合拱钢桥的制作与安装 [J], 李荣浩;王炳岩;
齐金朋
5.单拱双索面S形钢桥制作与安装 [J], 崔水花; 董军; 顾忠兴; 殷楚良
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