受力性能（共9篇）
受力性能 篇1
引 言
随着社会、经济的高速发展, 人们对建筑功能的需求越来越多, 使得各种建筑辅助设施越来越繁杂庞大, 各种管线 (包括水、电、气、暖通、识别、自动化、预警、消防等) 纵横交错, 在净高不变的情况下无形地增加了层高。为了降低层高, 目前多是采用改变梁板结构形式的方式, 如无梁楼盖、密肋楼盖、宽扁梁等。采用无梁楼盖对于降低层高的有较好的效果, 但板厚要求较大, 砼和钢筋的用量较多, 且存在着板的抗冲切问题;密肋楼盖用较密的主次梁分布将楼板划分为较小的区格, 以降低主梁的高度, 从而使层高降低, 但这种方式对层高的降低效果有限;采用宽扁梁来降低层高, 其效果介于无梁楼盖与密肋楼盖之间, 但这种方式耗材也较大, 梁的挠度大, 在节点处柱宽往往小于梁宽, 不利于设计和施工。若设备管线从梁中孔洞穿过, 可以使结构高度和管道高度二者合二为一, 可增加建筑物楼层的净高, 增大其使用空间, 减轻自重, 降低荷载效应 (包括地震荷载效应、风荷载效应等) 及工程造价, 以获得较显著的经济效益与社会效益。但梁腹部开洞后, 其整体性受到破坏, 且有一段较为严重的不连续区, 这个区域成为梁的薄弱部位, 有可能比非开洞区更早地发生受斜破坏或受弯破坏【参考文献】。同时, 梁的刚度受到了较大的削弱, 使梁的扰度增大, 开洞部位的应力集中又要求梁有更大的抗裂能力, 这势必影响到梁构件的正常使用, 且由于开洞及混凝土材料的非线性, 开洞梁在外力作用下, 其应力、应变的变化十分复杂。基于以上种种原因, 国内外已对开洞梁进行了大量研究, 对预应力开洞梁和普通钢筋混凝土开洞梁的强度、刚度、裂缝开展等受力性能展开了一系列研究。本文将较为详尽地介绍国内外对钢筋混凝土开洞梁的研究及成果。
1 国内外研究概况
国外学者早在20世纪60年代就开始对开洞梁进行研究, 已对普通钢筋混凝土开洞梁和预应力钢筋混凝土开洞梁的强度、刚度、裂缝开展等受力性能进行了大量的实验分析和缜密的理论研究:主要是根据梁开洞的位置、大小、形状、洞与洞之间的距离和开洞的个数等开洞参数, 对梁的受弯、受剪、及刚度和变形进行分析, 进而如何对孔洞进行加固和动态特性分析, 提出了设计和计算方法。
我国研究人员对开洞梁的研究开始于在20世纪80年代中期。借鉴了国外的研究成果, 结合大量实验研究和理论分析, 得出了单跨钢筋混凝土开洞梁较为合理的设计方法, 并对开洞梁的动态特性, 刚度及变形, 以及对孔洞如何进行加固开展研究。在对大量实验数据和现象进行缜密分析后, 总结了开洞梁的相关力学性能, 并提出了与我国现有的规范条文相衔接的便捷合理的设计方法。
2 开洞梁的分类
根据开洞梁所配的纵向钢筋及受力特性可将其分为普通钢筋混凝土开洞梁、部分预应力钢筋混凝土开洞梁及预应力钢筋混凝土开洞梁, 由于大多结构对预应力梁的受力特性的要求较高, 如前述, 开洞梁的强度和刚度等较原来有较大的变化, 因此目前大多在普通钢筋混凝土梁上开洞, 即使万不得已在预应力梁上开洞也应有较大的限制。
根据开洞梁所开孔洞的数量可将其分为单孔梁和多孔梁, 孔洞的数量越多越不利, 需要更精细的分析和计算。
根据开洞梁所开孔洞的形状可将其分为圆孔梁、方 (矩) 形孔梁、菱形孔梁、椭圆孔梁等规则孔梁以及其他不规则形状孔梁。由于不规则形状孔梁不易施工, 应力集中的情况无规律且受力模式不明确, 容易出现受力失控, 因此目前主要是对常用的矩形孔梁、圆孔梁展开研究。
根据钢筋混凝土梁中开洞的大小可将其分为大洞梁、中洞梁和小洞梁。一般认为当洞高d≥0.25h (d为矩形洞高或圆洞直径, h为梁截面高度) 时, 为大洞梁、中洞梁, 对大洞梁和中洞梁界定并无定论。对于大洞梁和中洞梁的划分, 有研究人员提出:以0.35h为划分界限对大洞梁和中洞梁进行划分, 当洞高d≥0.35h时, 属大洞梁, 开洞区的力学性能表现出较为明显的空腹桁架特性;当洞高h满足0.25h≤d≤0.35h时属中洞梁。另有研究人员认为0.4h为大洞梁和中洞梁的划分界限。对梁的开洞有一个共识:梁的洞高不宜大于0.4h。
3 开洞梁研究的主要成果
3.1 开洞梁的受力特征
对开小洞的梁, 其受力机制为带有混凝土斜压腹杆的桁架。对于开较大洞梁, 可将孔洞处视为无腹杆的平行弦杆, 而无洞梁部分视为斜压的腹杆桁架。对于孔洞的位置处于纯弯段的梁, 只有当孔洞水平宽度比较较大时, 洞口的上下肢作为弦杆的作用才较为显著, 且由于几乎不受剪力影响, 梁的受力特性并不受孔洞的位置的影响。
梁在开洞处被分成上、下两根肢杆, 上肢杆为压弯构件, 下肢杆为拉弯构件, 梁整体较接近拱模型。梁上肢杆靠近支座处梁顶面在受力过程中出现受拉裂缝并向下开展, 这表明在支座与施加荷载点之间, 梁上部由于偏心受压产生拉应力, 这与梁的拱模型破坏时的特征相似。
对于矩形孔洞位于弯剪段的梁, 若孔洞的位置处于梁支座和施加荷载点连线上或在梁腹部开较大面积的洞, 主拉应力集中会出现在沿梁支座和施加荷载点连线的洞对角点处, 而主压应力集中会出现在垂直于梁支座和施加荷载点连线方向的另外两个角点处;梁的部分主应力迹线的方向会在孔洞周边发生改变, 绕过孔洞延伸;部分主应力迹线会被孔洞拦断, 以上表明应力的不连续和突变的现象明显。
3.2 开洞梁受荷的破坏形式
影响开洞梁受力性能的因素主要有:孔洞的位置、形状、大小、洞和洞之间的距离以及孔洞的数量等开洞参数, 乃至混凝土强度、梁的剪跨比等。
通过实验研究及理论分析, 在集中力作用下, 简支梁的破坏形态有与无开洞的钢筋混凝土梁相似的孔侧混凝土斜压破坏、剪压破坏和斜拉破坏, 也有其独特的弦杆剪切破坏和开设多个孔洞时的孔间剪切破坏等。
(1) 弦杆剪切破坏:
当孔洞向上偏心或孔洞高度d较大 (d≥0.4h) 时, 孔洞较长或开洞区域的受压弦杆高度较小, 同时弦杆配置的箍筋相对孔侧加强腹筋不足, 梁会发生弦杆剪切破坏, 弦杆斜裂缝在破坏时在较短时间内延展到支座和施加荷载点的位置, 构件迅速丧失承载能力, 为脆性破坏。
(2) 剪压破坏:
梁的剪跨比适中, 梁的开洞位置远离施加荷载点或支座 (大于1倍的梁高) 、孔洞尺寸恰当 (孔长l≤2d, 孔高d≤0.4h) , 在孔洞附近配置了相当数量的加强钢筋 (弦杆箍筋及孔侧腹筋) 的情况下梁会发生剪压破坏。该破坏形式与普通无开洞的梁相同, 破坏时混凝土压碎在加强腹筋的屈服之后发生, 破坏之前梁有较大变形 (挠度) , 延性好, 有预兆, 能充分发挥构件的抗剪强度, 因此, 设计中应尽可能采取各种措施以确保开洞梁的破坏为剪压破坏。
(3) 孔侧混凝土斜压破坏:
在孔洞较为靠近施加荷载点或支座 (小于1倍梁高) , 孔洞的高度又不算小 (d≥0.25h) 时开洞梁会发生孔侧混凝土斜压破坏。破坏时, 混凝土压碎, 但孔洞周边钢筋未达到屈服强度, 无预兆, 为脆性破坏。
(4) 斜拉破坏:
孔洞的尺寸 (高度) 太大 (d≥0.25h) , 会使得配置在孔侧的加强钢筋无法发挥效用, 或配置有孔侧加强钢筋较少时, 开洞梁会发生斜拉破坏。破坏发生时, 混凝土突然断裂, 断裂面齐整且无碎裂迹象, 孔侧加强钢筋未达到屈服强度, 无预兆, 属于显者的脆性破坏。
(5) 孔间混凝土剪切破坏:
在梁的腹部开设数量较多的孔洞, 易造成孔洞间的距离较小 (小于1倍的梁高) , 使得孔洞间混凝土的抗剪强度不足时开洞梁会发生孔间混凝土剪切破坏。破坏发生得迅猛突然, 孔洞间的箍筋没有达到屈服强度, 无预兆, 为脆性破坏。
3.3 开洞梁的抗剪承载力
梁的孔洞部分为抗剪薄弱部位, 其抗剪承载力的计算包含弦杆抗剪承载力和孔侧抗剪承载力, 为计算弦杆的抗剪承载力, 须首先进行上弦杆、下弦杆的剪力分配比例系数以及弦杆的反弯点位置的确定。国内外许多研究人员对此提出了各种计算模式, 主要有以下几种:
(a) 按弦杆的弯曲刚度对上弦杆的剪力Vt和下弦杆的剪力Vb进行分配:
undefined (1)
undefined (2)
式中, Igt、Igb——上弦杆和下弦杆的弯曲刚度, Vm——整合截面的总剪力
(b) 由大量的实验数据回归分析可知, 上弦杆和下弦杆所承受的总剪力是孔洞中间部位总剪力的1.2倍, 且上弦杆为压杆, 下弦杆为拉杆, 因此上、下弦杆的剪力可按下式进行计算。
式中, V——孔洞截面中心处的剪力设计值。
(c)
undefined (5)
undefined (6)
式中, Vt、Vb——上弦杆和下弦杆的剪力, It、Ib——上弦杆和下弦杆的惯性矩, Ibcr——混凝土开裂后对下弦杆刚度进行折减后的惯性矩。
式中, α——混凝土开裂后的折减系数, Mcr——开裂弯矩, Ms——抗弯承载力。
3.4 开洞梁在工程中的应用
某市在建的文化艺术中心大楼, 主体结构施工完成, 进行设备安装时, 为保证楼层净高, Φ400mm设备管道采用在11米跨度的梁腹部开洞穿过 (如图1) 。但开洞后的钢筋混凝土与普通钢筋混凝土相比, 其承载能力有所降低, 变形大。
为使梁在开洞后具备开洞前的承载能力, 根据上述论述, 对开洞位置及开洞后梁进行粘钢加固补强 (计算过程略) 如图2所示。
4 结语
对在梁端支座处开设孔洞的梁的力学性能研究, 目前国内外得出的结论大都认为孔边与梁端支座距离应大于梁高的1倍且孔洞宜尽可能设置在剪力较小或无剪力处。但由于在实际工程应用中, 管线布设一般都在板边, 因此孔洞宜尽量接近梁端, 紧靠梁端开设孔洞是一种实际需要。因此, 进一步研究在端部支座处开设孔洞的钢筋混凝土梁, 并改善其力学性能已成为亟待解决的课题。
我国是一个多地震灾害的国家, 大部分城市都处于抗震设防地区。对开洞梁的抗震性能的研究还停留在一些简单的结构形式上, 略显单薄, 对开洞梁的抗震性能的研究还没有充分开展, 其抗震性能也没有受过地震的检验。对开洞梁的延性、滞回性能、耗能能力等抗震性能的总体把握有待解决。鉴于此, 应在借鉴以往经验, 充分了解、把握开洞梁的力学性能的基础上, 对开洞梁结构的抗震性能开展进一步的研究, 并加大对开洞梁及其整体结构, 如框架、框剪、筒体等抗震性能的研究力度, 加快研究不带开洞梁的钢筋混凝土框架、框剪、筒体等结构形式抗震性能与其有开洞梁的异同, 为规范中的相关内容的制定提供理论依据。
摘要：为增加结构的净高, 在钢筋混凝土梁上采用开洞的方式, 让各种管线等辅助设施从中穿过, 可以有效节约建筑空间, 拓展建筑功能。本文介绍了目前国内外对钢筋混凝土开洞梁的研究现状及主要研究成果, 包括钢筋混凝土开孔梁的分类、受力性能、破坏形态、抗剪承载力计算、裂缝特点以及变形特征等, 最后对钢筋混凝土开洞梁今后的研究和应用提出了几点建议。
关键词：钢筋混凝土开洞梁,受力性能,破坏形式,裂缝,变形
参考文献
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[7]中华人民共和国住房与城乡建设部, 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB50011-2010.建筑抗震设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社.2010.
受力性能 篇2
错位转换层位置对高层建筑竖向构件受力性能影响的研究
作为一种新型转换层结构--错位转换层结构,其竖向位置的.移动对高层结构在水平地震作用下竖向构件受力性能有何影响目前尚未见文献报道.采用有限元程序对高层带错位转换层结构进行了水平地震作用下的时程反应和反应谱分析,分析了上部转换层和下部转换层相对位置保持不变的情况下,整体改变错位转换层位置对结构地震作用、剪力及竖向构件内力的影响.分析研究发现,错位转换层整体位置的竖向移动对结构整体剪力、上部转换层下承托墙肢内力、上部转换层框支剪力墙内力影响不大,但对落地剪力墙、上部转换层下框支柱和下部转换层梁托柱内力有较大影响.
作 者：沈朝勇 周福霖 黄襄云 陈建秋 任珉 金建敏 SHEN Chaoyong ZHOU Fulin HUANG Xiangyun CHEN Jianqiu REN Min JIN Jianmin 作者单位：广州大学工程抗震研究中心,广东,广州,510405;广东省地震工程与应用技术重点实验室,广东,广州,510405 刊 名：华南地震 ISTIC英文刊名：SOUTH CHINA JOURNAL OF SEISMOLOGY 年，卷(期)： 28(3) 分类号：P315.9 关键词：高层建筑 错位转换层 竖向位置 有限元分析 竖向构件 受力性能短肢剪力墙的弹塑性受力性能浅谈 篇3
【关键词】短肢剪力墙；弹塑性分析；延性
近几年来，随着建筑行业的不断崛起，建筑施工方和投资方都对建筑的形式和结构提出了更高的要求，短肢剪力墙应运而生，受到了施工单位的青睐。该种建构模式具有高强度的受力能力，因此发展前景比较深远，但是由于其应用和兴起的时间比较短，所以该项技术的应用还不是比较完善，应用过程中还存在一些弊端，严重制约了该项建筑施工的发展。鉴于此，笔者结合相关的工作经验和理论基础，对可能影响短肢剪力墙的所有因素进行了综合性的分析，并以实际的建筑施工结构为基础，希望能够给相关的技术人员必要的参考价值。
1.建构基本理论分析模型
对短肢剪力墙的弹性数值分析，需要首先建立相关的分析模型。模型建立过程中为了简化系统操作环节，可以忽略刚域数据值，这里将不做具体的分析。在我们进行进行分析的过程一定要做到以实际情况说话，对于一些问题要严格按照标准说话，这样就要求我们要进行实际情况与标准进行很好的融合，这样才会更有利于对于模型的分析。
2.如何选择计算程序
在我们进行分析的过程是一定会用到相关的计算程序，在进行进算程序的选取的过程中一定要做到有理论依据的选取，这样当面临疑问的时候做到有依据。在我们的短肢剪墙的弹力方向有很多的计算公式，希望大家选取的过程中严格按要求选取，只有这样才会取得很好的效果。
3.相关弹塑性性能分析
在弹塑性性能方面有很多的影响的因数，我们在实际的工作中会遇到很多的问题，在我们的分析的过程中对于以下的两方面：翼缘宽度與连梁配筋率这两方面展开了分析，希望对大家有所帮助。
3.1翼缘宽度
为了研究墙肢翼缘宽度对短肢剪力墙弹塑性性能的影响，固定墙肢、连梁的截面高度和配筋率，仅变化墙肢翼缘宽度。分析结果表明，翼缘的宽度也影响着剪力墙的弹塑性性能。随着翼宽的增加，墙肢的开裂弯矩增加，但增幅不大，而墙肢的极限弯矩和位移延性的增幅较大，剪力墙的承载能力也有较大幅度的提高。同时，墙肢的耗能也有较大幅度的提高。
3.2连梁配筋率
通过对尺寸完全相同、仅连梁配筋率不同的三片短肢剪力墙的弹塑性进行分析，结果表明，当短肢剪力墙的尺寸及墙肢配筋率完全相同时，随着连梁配筋率的增加，短肢剪力墙的位移延性减小，破坏荷载增加。对于本文所分析的短肢剪力墙，连梁的配筋率每增加0.1%，剪力墙的破坏荷载约增加6.75%。同时，墙肢的开裂弯矩有所降低，但降幅不大，而墙肢的极限弯矩不变。
4.弹塑性性能影响因素
短肢剪力墙的弹塑性能分析，是一个研究影响弹力因素的过程，经过大量的数据分析和对比，我们总结出两大影响弹性的因素，一方面是短肢剪力墙能够承担的所有重力系数，另一方面是短肢剪力墙可以承受的变形数值范围，下面将具体的分析这两方面的因素，以降低其不利影响，优化其有益影响。
4.1承载力
分析表明，不同影响因素对试件承载能力影响程度存在一定的差异。
钢筋建筑材料的应用必须配合相应的混凝土，才能构成剪力墙。因此剪力墙的弹性一方面受到钢材结构的特点和性质制约，另一方面也与混凝土的质量和混凝土搅拌系数等密切相关。为了提高剪力墙的弹性，需要使用符合系数标准的混凝土，并严格按照混凝土的施工要求进行操作，规范的混凝土施工建设对于提高剪力墙的弹性是至关重要的。
4.2变形能力
试件的延性反映了结构或构件在破坏阶段的变形能力。试件最大位移、最大位移与屈服位移的差值能够体现试件的变形能力及延性的大小。其比值越大，试件延性性能就越好。外力作用下其变形能力越强，消耗的能量也就越大。在墙肢高厚比为6.2～6.8时，延性及变形能力较强，高厚比为6.5时延性系数最大。因为墙肢截面高厚比增加，抵抗变形能力有所下降；但由于所受极限荷载也在降低，试件受到的作用力相对变小，两种变化对试件位移产生相反的影响，因此墙肢高厚比是影响试件屈服位移和最大位移的不稳定因素。
5.设计建议
如果短肢剪力墙的受力情况不是很复杂，单一考虑所有的重力系数都来自于水平的力，那么集中需要解决的就是该墙的弹性数值。短肢剪力墙理论上应该保证其面积，过大则其承重能力不能得到保障，过小，则发挥不了短肢剪力墙的应有效能，为此，需要进行科学的预测和测量。通常来说，剪力墙的弯度越大，承重能力就越小，如果需要提高承重能力，可以加大剪力墙的建设数量。而一味的提高剪力墙的数量就会极大的提高建筑施工的经济成本，任何建筑施工都是以经济价值为基本前提的，所以依靠加大剪力墙的数量来提高剪力墙的弹性是不可行的，还需要进行深层次的技术分析和理论论证。只有这样不断地进行改革完善，从整体的角度看待问题，技术方面才会有更好的提升，以便达到我们工程整体的理念。
6.结语
时代的脚步在前行，我们回首望去，我们的先人们一路走来留下了太多的文明，几千年来我国的建筑行业一直处于世界领先水平，但是由于近代的特殊的历史的时期，是我们落在时代的后面，但近几年来我国在这领域取得了突飞猛进的发展，不断地吸取发达国家的先进的技术，针对于具体情况有针对性的改革。就拿我们今天提到的短肢剪力墙技术有了很大的进步。短肢剪力墙要想发挥其优势，需要施工人员综合考量其影响因素，并对数值进行理论分析，只有不断优化数据值，并进行建设过程中的不断调整，未来短肢剪力墙才能逐渐的发挥其特有优势，以促进我国乃至世界领域的建筑行业的提升。
【参考文献】
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浅析钢框架梁柱连接的受力性能 篇4
关键词：钢框架,连接,刚性,极限
0 引言
钢结构不等同于钢筋混凝土结构,除了本身的结构设计外,还有一个同样重要的节点设计。由于钢结构在中国起步较晚,许多设计人员似乎更重视结构设计,而忽略了节点设计,或节点计算不全面。其实一个好的节点设计至少要考虑3个方面:1)合理性。要符合结构模型,否则会改变受力,导致结构失效;2)安全性。要保证节点有足够的强度,不先于结构破坏;3)经济性。要综合节点的标准化以及节点的可操作性。
钢框架结构抗震设计要求“强节点,弱构件”,这种概念是保证节点破坏在构件端部塑性得到充分发展后发生。因此要求节点的连接强度(焊缝、螺栓)大于相连构件端部的承载能力,同时节点必须保证足够的延性,以适应构件端部持续发展的承载能力[1,2,3]。梁柱连接的承载力不仅与连接的形式、焊缝的类型、焊缝的尺寸、螺栓的直径、螺栓数量、螺栓的排列有关,而且与各连接件之间的变形有关。各连接件相对刚度的变化会引起连接的破坏形态发生根本性的改变,在分析和设计连接时必须严格按照设计者的意图来确定各连接件之间的相对刚度。因此很有必要对各种连接的受力性能进行比较详细的研究,下面将针对该课题所研究的几种节点类型的性能特点分别进行讨论。
1 狗骨式刚性连接的受力性能
狗骨式梁柱刚性连接的设计原则是对梁端附近的上下翼缘截面进行约40%的削弱,从而使被削弱处变成了梁柱连接及梁端附近最薄弱的地方,在承受大震荷载作用时,此区域首先屈服,从而避免梁柱连接出现脆性破坏。
梁柱连接的设计仍采用“常用设计法”。为保证连接的可靠性,须满足“强节点,弱杆件”的设计原则,即规定连接的极限抗弯承载力不能小于梁截面的塑性弯矩,通常用一个弯矩增大系数来体现:
Mj≥αMbp (1)
其中,Mj为梁翼缘焊缝所能提供的弯矩承载力;Mbp为梁全截面塑性弯矩承载力;α为弯矩增大系数,我国规范和欧洲钢协规范(EC3,1992年)中取1.2,日本连接规范中取1.3。
狗骨式梁柱刚性连接的承载力计算:
根据梁的截面形式和截面尺寸首先确定梁翼缘对接焊缝的焊缝尺寸,然后计算焊缝截面的抵抗矩,利用式(2)计算Mj,然后验算式(3)是否满足,若不满足,则需提高焊缝质量或施焊时加引弧板。
Mj=Ww[ftw] (2)
式中:Ww——焊缝计算截面的抵抗矩;
[ftw]——对接焊缝的抗拉强度设计值。
在梁上下翼缘削弱处,由于是按照梁翼缘承担全部弯矩的假定来进行设计和计算的,因此当梁上下翼缘宽度削弱40%时,则其塑性抵抗矩将减少40%,从而M削=60%Mbp,很明显M削远小于Mj。
2 半刚性梁柱连接的受力性能
国内外文献已经证实,顶底角钢连接破坏时绕底角钢的一个临界点转动,而顶角钢则为梁端弯矩提供抗力,以顶角钢出现塑性破坏为极限状态。
根据试验结果和假定,可得顶底角钢连接的破坏机构如图1所示。由于H1及H2处的两个塑性铰之间的距离与顶角钢厚度比较起来相对较短,因此在确定极限连接弯矩承载力时,必须考虑剪力对材料屈服的影响。
利用如图1所示机构的做功方程,以及在弯剪关系中利用Drucker的屈服准则(Drucker,1956年),可以写出一个(Vp/V0)的
四阶方程:
其中,V0=σyl1tt,l1为顶角钢宽度,tt为顶角钢厚度;g2为H1和H2处塑性铰之间的距离。
用式(3)求出Vp,然后对与受压梁翼缘相连肢上的转动中心求矩,可得极限弯矩承载力Mu:
Mu=Mos+Mp+Vpd2 (4)
3 带双腹板顶底角钢连接的受力性能
带双腹板顶底角钢连接的破坏机制也是以梁翼缘处连接角钢屈服为准则,因此翼缘处连接角钢的刚度是影响此类连接的主要因素。由于有双腹板角钢的限制作用,一般来说此类连接的极限转角和极限承载力都高于同样参数的顶底角钢连接,因此虽然在“常用设计法”中不考虑腹板处角钢连接的抗弯承载力,但实际上腹板处连接角钢的作用不容忽视,在一般情况下腹板处角钢承载力占总承载力的40%以上,这已经在许多资料中证实,另外,螺栓的直径、排列、预拉力以及摩擦面的处理等都会直接或间接影响连接的性能。
4 外伸端板连接的受力性能
螺栓端板连接是轻型房屋钢结构的梁与柱常用的工地连接形式,当受力不很大时,可采用平齐式端板连接;当受力较大时,常采用外伸式端板连接。
当端板厚度较小时,端板弯曲变形对节点的转角贡献最大,当端板厚度增大时,端板的弯曲变形随之减小。因此,当端板厚度较小时,节点刚度受端板厚度影响较大,当端板厚度增大到一定程度后,它对提高节点刚度的作用随之减小,因为还存在其他因素如螺栓拉伸变形等对节点刚度的影响。因此,增大端板厚度可以提高节点刚度,但并不是端板越厚越好,通常情况下,端板厚度满足计算即可,在此基础上再增大端板厚度对增大节点刚度的作用并不明显,如图2所示。
横向加劲肋对连接初始刚度也有较大影响,主要原因是加劲肋加强了柱节点域的刚度,减小了剪切变形,从而提高了节点的刚度。
节点力臂也是影响因素之一。增大梁的截面高度对提高节点刚度有明显影响。这是因为加大梁截面高度可以增大节点的转动力臂,从而提高节点的抗弯承载力,同时也提高了节点的刚度。因此,在连接处局部加高梁截面(加腋的形式),可以提高节点的刚度。
已经证明单纯提高高强螺栓的强度等级,并不能显著地提高节点的刚度。影响连接抗弯承载力的因素端板厚度、横向加劲肋和高强螺栓的强度等级是影响承载力的主要因素。图3是端板厚度对极限抗弯承载力的影响。
5 结语
刚性连接的设计相对来说较简单,首先必须以抗震原则“强节点,弱构件”为基础,然后按照设计规范和构造要求进行计算即可。
而对于半刚性连接,以极限状态设计方法为根本,一方面要满足正常使用极限状态的强度和刚度要求;另一方面又要满足罕遇地震作用下延性要求和耗能要求。在一般情况下,半刚性连接很难满足“强节点,弱构件”的抗震设计要求,因此在设计此类柔性框架时须特别注意。应综合考虑各种影响连接的因素,然后针对各种连接的破坏模式,选择设计目标,最后再按照连接处内力计算并选择连接件。
参考文献
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混合结构竖向荷载下的受力性能 篇5
高层混合结构在竖向荷载下的受力性能与竖向荷载的大小、施工过程以及混凝土的收缩、徐变等因素有关。在这篇文章中, 我们只讨论竖向荷载一次加载下的受力性能, 其他因素将在以后进行讨论。下面以一个高层混合结构为对象, 分别按不同的钢框架与混凝土剪力墙刚度比以及不同位置设置加强层时的受力和变形情况进行计算和比较, 提出了此类结构合理刚度比及合理加强层位置的建议。
1 计算分析
1.1 算例概况
结构为二十三层外钢框架-内混凝土核心筒混合结构, 结构总高为78.3m, 1到2层层高为4.5m, 3到23层层高为3.3m。在结构的1、2层抽柱形成大空间, 外钢框架柱、梁均采用方钢管。全部柱及加强层梁尺寸为800mm×800mm×55mm;其余的梁尺寸均为600mm×600mm×55mm;芯筒为钢筋混凝土, 墙厚根据计算方案不同从200mm到600mm变化;标准层钢筋混凝土楼板厚150mm, 加强层及抽柱处楼板厚200mm。钢材采用Q235, 混凝土为C40。活荷载取值为3kN/m2。
1.2 计算方案
计算程序采用大型结构分析通用有限元程序ANSYS6.1, 采用梁、壳单元进行分析。为了探寻剪力墙与钢框架不同刚度比以及不同位置设加强层对结构竖向受力性能的影响, 采用如下几个方案进行分析计算:方案一 (w2) :剪力墙厚度为200mm;方案二 (w3) :剪力墙厚度为300mm;方案三 (w4) :剪力墙厚度为400mm;方案四 (w6) :剪力墙厚度为600mm;每种方案里面又分5种情况: (1) 不设加强层 (s0) ; (2) 第3层加强 (s3) ; (3) 第3、14层加强 (s3-14) ; (4) 第3、23层加强 (s 3-23) ; (5) 第3、11、23层加强 (s 3-11-23) 。
1.3 计算结果
1.3.1 变剪力墙厚度时剪力墙承担的总轴力比较
随着剪力墙厚度的增加, 剪力墙承担的总轴力均大幅增加, 大于20%, 增加百分数逐渐减小。不设加强层时, 剪力墙厚度增加100mm, 承担的轴力平均增加22.05%;厚度增加200mm, 承担的轴力平均增加39.17%;厚度增加400mm, 承担的轴力平均增加63.55%。第3层设加强层后, 剪力墙承担的轴力随墙厚增加的变化情况和不设加强层时的变化相差不大, 分别增加1.3%、2.67%和4.95%, 加强层以下墙的轴力随墙厚的增加影响逐渐减小。设第2、3道加强层与设1道加强层时相比的平均增长幅度变化不大于2%。第3层和顶层加强时, 顶层剪力墙承担的轴力随墙厚的增加变化不大, 当墙厚增加100mm、200mm和400mm时, 轴力分别增加2.3%、1.88%和1.96%。
1.3.2 不同位置设置加强层时剪力墙承担的轴力比较
剪力墙厚为200mm时, 第1道加强层设在第3层时, 竖向荷载下剪力墙承担的轴力, 在加强层突然增大14.8%;加强层以下剪力墙轴力增大, 但增大百分比显著减小 (<1.9%) ;加强层向上至顶层剪力墙轴力减小, 减小百分比逐渐减小。在第14层设第2道加强层时, 第3层以下与只设1道加强层时相比剪力墙轴力增加小于1.0%;从第1道加强层以上到第2道加强层之间, 剪力墙承担的轴力比不设加强层时的减小, 减小百分比逐渐减小, 但减小量低于只设1道加强层时的减小量;第2道加强层处剪力墙轴力则突然增大7.66%;第2道加强层以上至顶层, 剪力墙轴力减小, 减小百分比逐渐减小。第2道加强层设在顶层时, 第3层以下与第2道加强层设在第14层时的相比, 变化小于0.5%;第3层以上墙轴力的变化与不设加强层时相比从减小9.96%向上逐渐变化到顶层的增加100.52%。在第3、11、23层处设置共3道加强层时, 剪力墙承担的轴力与不设加强层时相比, 加强层处均突然增大, 从下向上增大的百分比分别为15.76%、6.12%和75.33%;第3层以上到第10层轴力减小, 减小百分比逐渐减小;第11层以上到第22层, 轴力从减小10.57%逐渐变化到增大25.50%。
1.3.3 顶点竖向位移的比较
剪力墙厚为200mm时, 第3层设加强层, 各点位的顶点竖向位移显著减小, 最大减小12.51%, 最小减小4.95%, 变形差由2.5mm减少为2.15mm;第3、11和23层设加强层, 点5竖向位移减小9.57%, 点7竖向位移增大8.92%, 变形差减小为1.18mm。
剪力墙厚为300mm时, 不设加强层时, 与墙厚为200mm时相比, 顶层各点的竖向位移显著减小, 最大减小14.1%, 平均减小11.05%, 但顶层的竖向变形差增大了17.2%;顶点竖向位移随加强层的变化规律和墙厚为200mm时的相同, 两者相差不大 (<1.0%) 。
1.4 计算结果分析
剪力墙的厚度增加100mm、200mm和300mm后, 墙轴力分别增加22%、39%和64%左右;由于该结构高78.3m, 剪力墙厚度不会达到600mm, 所以可以说剪力墙厚度每增加100mm, 其承担的总轴力将增加20%左右。这说明增大剪力墙的厚度可以明显的增大其竖向刚度, “脊柱”作用明显加强, 可以承担更多的竖向荷载。同时, 随着剪力墙厚度的增加, 顶层各点的竖向位移也明显减小。墙厚减小100mm、200mm、400mm时, 顶层各点的竖向位移差分别减小17.2%、23.6%和33.6%, 这说明剪力墙厚度的减小, 使竖向变形更为均匀。
第3层设置为加强层后, 竖向荷载下剪力墙承担的轴力, 在加强层突然增大 (7.75～14.8%) ;加强层至底层剪力墙轴力增大, 增大百分比显著减小;加强层至顶层剪力墙轴力减小, 减小百分比逐渐减小。第2道加强层设在第14层时, 2道加强层之间从下至上轴力减小, 减小百分比逐渐减小, 但减小量低于只设1道加强层时的减小量。顶层设有加强层时, 对顶层的墙轴力影响最大, 最大可增大100.52%。总体来看, 剪力墙轴力在加强层及其附近几层变化最大。在加强层处显著增大;在加强层以下, 轴力增大, 但增大幅度较小, 且增大百分比逐渐减小;在加强层以上, 轴力减小, 减小百分比也逐渐减小。
2 结论
通过以上分析, 对于高层外钢框架-钢筋混凝土核心筒结构在竖向荷载一次加载下的受力性能, 可以得出以下结论:
2.1 增加剪力墙的厚度, 可以显著的增加剪力墙承担的总轴力、减小楼层的平均竖向位移;
减小剪力墙厚度可减小楼层的竖向位移差;
2.2 设加强层仅对加强层及其附近几层的受力影响较大:
加强层处剪力墙轴力突然增大;加强层以下轴力增大, 增大百分比逐渐减小;加强层以上轴力减小, 减小百分比逐渐减小;
2.3 设加强层可以减小柱子的竖向变形, 增大剪力墙的竖向变形, 从而显著减小楼层的竖向变形差;
但随加强层道数增加, 竖向位移差的减小幅度减弱, 故加强层不宜多设;
(上接第211页)
2.4 改善结构的竖向受力性能和变形性能, 应适当的增加剪力墙的厚度和设置加强层;
2.5 加强层附近几层内力发生突变, 设计时应对加强层相连接的构件予以加强。
摘要：通过一高层混合结构的算例, 改变外钢框架与混凝土核心筒之间的刚度比以及在不同的层高设置加强层, 对高层钢框架-钢筋混凝土核心筒结构在竖向荷载作用下的受力和变形性能进行分析比较。结果表明, 增加剪力墙厚度可以显著的增大剪力墙承担的总轴力, 并有效的减小楼层竖向位移;加强层对结构竖向变形的影响很大, 合理的设置加强层可有效的减小结构的竖向变形差。
受力性能 篇6
在当今科学技术飞速发展的时代,人们对地震破坏机理的了解日益加深,对其研究越来越深入,减震、抗震的措施、方法不断创新。在工程中,结构减震是土木工程结构的前沿领域,现在处于一个初期的发展阶段,可分为上部减震和基础隔震。然而在国内地震领域的学者,在减震的基础上又提出了新的抗震结构体系,即结构控制的概念[1]。这将我们的抗震理论又提升到了一个新的发展阶段。
2 国内外在该方向上的研究现状
框架结构是一种主要应用于房屋建筑领域的结构体系[2]。至今为止,框架结构已经有几十年的研究历史了,伴随着科技日新月异的发展,该结构体系的研究成果渐渐走向成熟,已经开始在河北等省份实施建设,并取得了很好的经济效益。
框架结构是由梁和柱以刚接形式连接而成的承重结构体系,建筑平面布置灵活,在我国多高层房屋建筑中的应用十分广泛。框架结构具有较强的抗震能力,地震作用下同一地区中,框架结构破坏程度相对于砌体结构轻微得多。然而,关于框架结构的大量试验研究及强震震害调研表明:普通框架结构抗震防线单一,大震下框架结构仍然会发生严重破坏甚至倒塌。
为了增强框架结构的抗震性能,国内外众多学者与工程技术人员从不同的角度出发,提出了一些提高框架结构抗震性能及抗倒塌能力的有效途径和方法。20世纪70年代,新西兰学者Park R、Paulay T提出了保证钢筋混凝土结构弹塑性变形能力的能力设计方法,即“强柱弱梁、强剪弱弯、强节点强锚固”等概念设计原则,以及通过各类构造措施保证塑性变形部位的弹塑性变形能力。20世纪80年代开始,世界各国结构设计规范对于框架结构的设计均在不同程度上采用了能力设计方法的思想。
3 主要研究内容
在地震的作用下,密肋复合墙板的破坏模式主要以剪切型、弯曲型和复合型破坏。通过地震领域专家实验得出合理设计的密肋复合墙板大多数是发生剪切破坏(破坏过程如图1所示),然而这种破坏模式并不合理,理想的破坏模式是以受拉屈服破坏为主,应避免剪切破坏。因此在此基础上,提出了新的柔性支撑复合墙板结构[3]。
通过参考阅读国内各位学者的有关布筋的形式,本文进行新的理论创新———斜向配筋。斜向配筋可以在很大程度上提高材料的抗拉性能。从理论上看,结构的质量一定,刚度就越小,结构加速度反应就越小,地震作用越小,结构位移越大。相反的,刚度越大,地震作用就越大,结构位移越小。由于材料的抗拉性能较大,可以吸收并消耗一定的能量;同时可以提高结构的柔性。因此,将这种斜向布筋的柔性支撑作为抗震的一种形式。
许多建筑结构已经开始采用采用新型混凝土———泡沫混凝土。柔性支撑泡沫混凝土复合墙板正是本文研究对象。泡沫混凝土具有防火、耐久性好、节约能源、绿色环保等优点,它是有机泡沫保温材料在建筑保温节能方面的优秀代替材料,未来可能会成为建筑保温节能的主导材料。常见泡沫混凝土的密度较低,在建筑结构中采用该种材料,可以减轻结构自重,降低建筑物梁、柱的截面尺寸,达到节约材料和工程费用的作用。其密度较小、质量轻、弹性模量较低等,这些特性使泡沫混凝土结构在承受地震荷载时有良好的减震吸能效果。在建筑工程使用沫混凝土可以有效地增强建筑物的抗震性能,加强建筑物安全性和牢固性[4]。最后,泡沫混凝土的施工工艺较为简单,可采用整体浇筑,又为我们施工带来方便。
4 理论创新
在近几十年的时间里,国内外各学者研究在复杂的地震作用下,如何提高密肋复合墙板的强度,改善其抗震性能。由于板柱体系的受力性能较为复杂,因此,各专家学者也在采取近一步的研究。然而本文所提出的结构体系,可以增强其延性,从而弥补原体系的缺陷,从而开创一条新的思路。
考虑到延性及耗能在结构抗震中的重要作用,并结合消能减震的设计思想,可以在板柱中加入柔性支撑。
为了只考虑其地震荷载、风荷载作用,在复合墙板上下边缘部分,添加弹性材料,使其可大大减小竖向荷载,因此忽略不计。此结构体系,近考虑其水平地震作用。
将两种支撑分别加设在不同的板柱结构中,考虑其多种参数,对结构进行分析对比,并选择更适合的结构体系,与密肋复合墙板结合,选出最优性能的抗震结构。
现今鲜有国内学者研究钢丝网复合砂浆加固方法,本文拟采用钢丝网加固柔性支撑复合墙板。根据构件的受力特点和加固要求不同,可选用单侧加厚、双侧加厚、三面和四面外包等。此方法可以有效地提高结构的延性和整体性,且施工方便,效果显著。
混凝土类型采用泡沫混凝土。泡沫混凝土属于新型混凝土,具有防火、耐久性好、节约能源、绿色环保等优点,它是有机泡沫保温材料在建筑保温节能方面的优秀代替材料,未来它可能会成为建筑保温节能的主导材料[5]。
5 研究意义
由于板柱体系自身抗震性能较弱,我国在这方面的研究较少,因此在密肋墙板研究方向的发展空间相对较大。我们都知道,刚度越大,相对地震作用也会增强。因此在相同的情况下,可尽可能地减小密肋墙板的的刚度,或者提高其抗震性能。泡沫混凝土的自重小,斜向布筋可以提高其抗震性能,进一步优化了混凝土复合墙板。本文的研究可以提高板柱体系的抗震性能,将为板柱体系的推广做出贡献。
6 结语
整体来讲,柔性支撑复合墙板在受力性能方面有了进一步的提升。然而,本文仅是提供出了新的设计思路,具体研究方案还在整合中,研究才就此刚刚开始。可能新的设计思路并不是很完善,还需要通过研究来进一步调整。
摘要：近年来,框架结构已被广泛应用于现代建筑中,成为现代建筑的主要结构形式。根据该结构的发展趋势,已有专家结合密肋复合墙结构和框架结构,开始研究新的结构体系——框架密肋复合墙结构体系。然而从抗震的角度考虑,斜向布筋的抗震性能要比纵向布筋更稳固。因此,受框架密肋复合墙结构体系的启发,提出一种新的结构体系——柔性支撑复合墙结构体系。简要介绍了框架密肋复合墙结构在地震作用下其受力性能,并引入了柔性支撑复合墙结构体系。确定了现阶段的研究内容,介绍了柔性支撑的创新点以及其优势。提出了对斜向布筋进一步优化的方法,并阐述了柔性支撑复合墙结构对现代工业与民用建筑的主要意义以及未来的研究方向。
关键词：密肋复合墙,框架结构,抗震性能,泡沫混凝土,柔性支撑
参考文献
[1]阎兴华,韩淼.工程结构抗震设计[M].北京:中国计量出版社,2000.
[2]何明胜,姚谦峰,黄炜,等.横向荷载作用下密肋复合墙体计算模型及承载力计算方法研究[J].地震工程与工程震动,2008,28(5):102-108.
[3]郭猛,姚谦峰.框架-密肋复合墙结构新体系研究[J].地震工程与工程震动,2009,29(5):73-78.
[4]徐婷婷,刘连新,蒋宁山.泡沫混凝土的研究进展与应用现状[J].住宅科技,2013,34(2):16-17.
墙体偏心对转换梁受力性能的影响 篇7
1 工程概况
工程为北京解放军某部住宅楼,地下2层,地上18层。主体采用全现浇框架—抗震墙结构,地上2层为转换层,基础采用筏板基础。基本风压为0.45 kN/m2,基本雪压为0.40 kN/m2,抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度为0.20g,设计地震分组为第一组,抗震设防类别为丙类。框架抗震等级为一级(地下2层框架抗震等级三级),抗震墙抗震等级地下1层～地上5层为一级(6层及6层以上为二级)。文中针对1号楼转换梁中遇到的实际问题,研究了转换梁在上部剪力墙的不同偏心作用下其受力的变化情况。其中转换梁截面尺寸为600 mm×1 200 mm,框支柱截面尺寸为800 mm×800 mm,上部剪力墙体的厚度为250 mm,柱网间距为4 200 mm×4 500 mm。混凝土强度等级为C40。上部16层层高为2.8 m,下部2层,层高为4.0 m。荷载根据功能及楼板厚度不同取不同值。根据文献[1]的研究结果显示:在计算转换梁时,上部结构对其影响的层数为2层～4层。考虑到计算机性能及文中主要考查对象为转换梁,故只取一榀剪力墙作为研究对象,考虑转换梁上2层墙体的共同作用,由SATWE计算出上部剪力墙所承担的荷载直接施加在剪力墙上。考查了转换梁正弯矩最大的跨中、负弯矩最大的梁端及有应力集中地方的应力在各种不同情况下的变化趋势。主要计算以下几种情况下转换梁受力性能的相关问题(见图1)。
2 模型参数选取
模拟材料的单元类型时,对混凝土采用Soild65(8结点6面体单元,增加了描述开裂与压碎的性能)单元,对钢筋采用Link8(三维杆单元)单元。在定义材料的本构关系时,对钢筋使用经典双线性随动强化模型,对混凝土使用了理想弹塑性模型,计算分析时为了使结果容易收敛,关闭混凝土的抗压强度和抗拉强度检查选项。
3 结果分析
图2为墙体位于不同位置时整体结构的正应力云图。由应力云图可以看出,当上部墙体偏心时,转换梁及上部墙体的应力变化比较显著。图3为剪力墙位于梁端部不同位置时的转换梁剪应力云图。图中清楚地显示出不同偏心对梁剪应力影响比较明显,尤其是墙体端部的剪应力变化非常明显。
为了能定量描述转换梁的受力情况,分别讨论了转换梁上的最大位移、最大正应力及最大剪应力的差别。表1为各种情况下转换梁上各个计算量的最大值表,由表中的对比数据可以看出,不偏心的情况下不论是转换梁的最大位移、最大正应力、最大剪应力,还是最大应变都是最小的。偏心距越大,以上各个量值的增加量相应地变大。当偏心距为0.125 m时,位移最大值由0.000 2 m增加到0.001 m,正应力最大值增加了56.26%,而剪应力最大值增加了110.39%。当偏心距再增加0.05 m,即偏心距为0.175 m时,相对于不偏心位移最大值增加了365.01%,相对于偏心距为0.125(偏心距增加了40%)位移最大值增加了31.40%;正应力最大值相对于不偏心增加了78.62%,相对于偏心距为0.125增加了14.31%;剪应力最大值相对于不偏心增加了248.32%,相对于偏心距为0.125增加了65.56%。
计算结果显示:上部墙体偏心对转换梁的受力性能影响较大。这样不论从设计角度,还是从经济角度都是一种不合适的方法。为此,在实际工程中,应尽量避免为满足建筑要求而使墙体偏心作用在转换梁上。当实际工程中出现转换梁上墙体偏心时,应当在构造措施上对其相应的加强,如在墙下加密箍筋及设置吊筋等。在转换梁截面设计时,应适当加大转换梁的截面尺寸,以满足规范中对转换梁竖向位移及挠度等方面的要求。
4 结语
由上面的分析可知:
1)转换梁上墙体的偏心对梁的受力性能影响较大,尤其对于转换梁的竖向位移及剪应力影响更加显著。
2)转换梁上墙体不偏心时,其最大正应力、最大剪应力及最大位移是三者之间最小的。随着转换梁上部墙体偏心距的增加,转换梁的最大正应力、最大剪应力及最大位移逐渐增大。
3)偏心距增加对转换梁剪应力的影响最显著,可以达到不偏心时的数倍。故在实际工程中应避免出现墙体偏心的情况,如果无法避免时,应该采取相应的措施对梁的抗剪强度及梁刚度进行适当的加强。
参考文献
[1]唐兴荣.高层建筑转换层结构设计与施工[M].北京:中国建筑工业出版社,2002.
[2]李艳娜,张兰英,吴庆荪.高层建筑中梁式转换层的设计[J].建筑结构,2005(5):44-47.
[3]GB 50010-2002,混凝土结构设计规范[S].
方钢管混凝土柱受力性能研究 篇8
关键词：钢管混凝土,柱,承载力,刚度
0 引言
钢管混凝土是在劲性钢筋混凝土、螺旋配筋混凝土和钢管结构的基础上演变和发展起来的,相对钢材与混凝土而言,是一种新型的结构材料。钢管混凝土是在钢管中填充素混凝土而形成的组合结构材料,但是钢管混凝土的性能却不仅仅是钢材与混凝土的简单叠加。众所周知,混凝土的抗压强度高,但抗弯能力很弱,而钢材,特别是型钢的抗弯能力强,具有良好的弹塑性,但在受压时容易失稳而丧失轴向抗压能力。而钢管混凝土在结构上能够将二者的优点结合在一起,可使混凝土处于侧向受压状态,其抗压强度可成倍提高。同时由于混凝土的存在,提高了钢管的刚度,两者共同发挥作用,从而大大地提高了承载能力。
1 有限元模型的建立
1.1 材料的本构关系模型
钢材采用考虑应变强化和带有下降段的三折线模型,由于钢管混凝土轴心受压,混凝土采用钟善桐所提出的核心混凝土由单向受压发展成为三向受压的本构关系,采用Von Mises屈服准则。
1.2 单元类型的选取与划分
钢材单元采用八节点Solid45实体,混凝土采用Solid65实体单元。划分单元时对受力和塑性变形相对较大的节点域进行了局部网格加密,是为了保证求解的精度。
1.3 边界条件及加载方案
在模型中约束了方钢管混凝土柱底结点的所有自由度,在柱顶施加轴向压力N,N=0.4Ny(Ny为柱全截面屈服时所能承受的压力)。另外,对柱顶面的所有结点进行X方向的耦合,这时程序将产生一个主结点,水平力以位移的方式施加在耦合端面的主结点上。
2 有限元计算结果与分析
2.1 基本试件设计
根据《矩形钢管混凝土结构技术规程》(2004)的规定以及常见的工程实例,进行了方钢管混凝土柱试件的设计,基本试件的钢管强度等级选用Q345级,混凝土强度为C60,其截面尺寸为500 mm×500 mm,柱高1 800 mm,钢管壁厚为16 mm,柱轴压比为0.4。下面通过系列试件来研究含钢率、长细比、钢材强度和混凝土强度等因素对方钢管混凝土受力性能的影响。
2.2 含钢率an的影响
该系列试件是改变含钢率,以考察含钢率对方钢管混凝土柱受力性能的影响。CECS 28∶90钢管混凝土结构设计与施工规范中规定,钢管混凝土柱的含钢率一般控制在0.05～0.2之间。图1为含钢率依次为an=0.10,an=0.12,an=0.14和an=0.16时方钢管混凝土柱的荷载—位移曲线,由图1可见,含钢率对方钢管混凝土柱承载力影响很大。在其他条件相同的情况下,随着含钢率的增大,方钢管混凝土柱无论是在弹性阶段以及非线性弹塑性阶段其刚度均有所提高,承载力和极限位移也会提高。
2.3 长细比λ的影响
该系列试件是改变柱长细比,以考察长细比对方钢管混凝土柱受力性能的影响。CECS 28∶90钢管混凝土结构设计与施工规范中的规定,框架单肢柱的容许长细比不宜超过20。图2为柱高依次为h=1 400,h=1 800,h=2 200,h=2 500时方钢管混凝土柱的荷载—位移曲线,由图2可见,在其他条件相同的情况下,长细比对方钢管混凝土柱荷载—位移曲线影响比较显著。随着长细比的增加,方钢管混凝土柱无论是弹性阶段还是非线性弹塑性阶段,其刚度均有所降低,承载力也有所下降,而且下降的幅度比较大,方钢管混凝土柱越容易发生失稳,使柱的承载力降低。
2.4 钢材强度等级的影响
该系列试件是改变钢材强度等级,以考察钢材强度等级对方钢管混凝土柱受力性能的影响。
由表1可以看出,钢材强度对方钢管混凝土柱极限承载力影响比较大。随着钢材强度等级的提高,方钢管混凝土柱的承载力逐渐增大,但增长的幅度逐渐减小。分析可知钢材强度对方钢管混凝土柱的承载力影响很大。但是当钢材强度达到一定值以后,再提高钢材强度值,对钢管混凝土柱的承载力提高幅度有所下降。所以从经济适用的角度来看,实际工程应用中建议使用Q345级,Q390级钢材。
2.5 混凝土强度等级的影响
该系列试件是改变混凝土强度,以考察混凝土强度等级对方钢管混凝土柱受力性能的影响。由表2可知,随着混凝土强度的提高,方钢管混凝土柱的承载力逐渐增大,混凝土强度等级从C40～C50极限承载力增加3.2%。从C50～C60极限承载力增加5.4%。从C60～C70极限承载力增加2.1%。由此可以看出,在其他条件相同的情况下,混凝土强度对方钢管混凝土柱极限承载力影响很小。当混凝土强度提高到一定值以后,再提高混凝土强度值,对方钢管混凝土柱的承载力提高幅度有所下降。
3 结语
1)在轴力和水平荷载作用下,试件表现出良好的延性,组成方钢管混凝土的钢管和其核心混凝土之间相互贡献、共同工作的优势,可以保证钢材和混凝土材料性能的充分发挥。
2)含钢率和长细比是影响方钢管混凝土柱受力性能的主要因素,实际工程中要严格控制这两个参数,并满足相应规范的要求。
3)材料的强度等级也是影响方钢管混凝土柱受力性能的重要参数,特别是钢材的强度等级。但是,材料的强度等级不宜提高太大,当材料强度提高到一定值以后,再提高材料强度,其承载力和刚度提高的幅度有所下降,因此合理的控制材料的强度,对结构的安全性和工程造价至关重要。
参考文献
[1]T.Pau lay,M.J.N.Priestley.Se ism ic design of re inforced con-crete and m asonry bu ild ing.John W ilev,1992.
[2]张正国.方钢管混凝土中长轴压柱稳定分析和实用计算方法[J].建筑结构学报,1993(4):28-39.
[3]屠永清.钢管混凝土压弯构件恢复力特性研究[D].哈尔滨:哈尔滨建筑大学博士学位论文,1994.
[4]吕西林,陆伟东.反复荷载作用下方钢管混凝土柱的抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2000(12):2-11.
[5]韩林海,杨有福.矩形钢管混凝土轴心受压构件强度承载力的试验研究[J].土木工程学报,2001(4):22-31.
[6]王庆国.利用纤维模型有限元方法对钢管混凝土柱动力性能的研究[D].成都:四川大学硕士学位论文,2010.
受力性能 篇9
1 室内试验
影响夯实水泥土桩体强度的因素很多[1,2],主要包括水泥掺入比、水泥品种及标号、土的含水量、土性、养护条件、干密度和龄期等。其中以龄期、水泥掺入比、土的含水量等影响最为显著。本文通过室内试验,研究了这3个因素对夯实水泥土桩无侧限抗压强度的影响。
1.1 击实试验
试样取自河南科技大学综合试验楼建设工地,为黄土状粉质黏土,湿陷轻微,湿陷等级一级。物理性能指标:液限为39%,塑限为23.8%,塑性指数为15.2。
夯实水泥土在相同夯实功作用下,不同含水量的试件密度不同,无侧限抗压强度也不同。在土料最佳含水量时,夯实水泥土试件有最大的强度。由于含水量对水泥土强度影响较大,因此,首先进行了击实试验,寻找最优含水量,图1为不同水泥掺量的水泥土击实曲线。
由图1可见,随着水泥掺量的增加,最佳含水量也在增加,但其变化幅度并不大,为12.5%～14%,对应的最大干密度为1920～1945 kg/m3。施工中,可以根据工地的实际土质情况,通过翻晒或多加水等方法,使施工用水泥土的含水量控制在最佳含水量,并按规范振捣密实,以保证水泥土桩的干密度尽量接近最大干密度。
1.2 无侧限抗压强度试验
根据击实试验所得的最佳含水量,制作边长为150 mm的立方体试块,水泥掺量分别为0、5%、10%、12.5%、15%、20%,每种配合比制作18个试块,共计108块。养护条件:埋至1 m深的土体内自然养护,室外平均气温0～10℃。分别养护至7、28、90 d,对养护好的试块进行无侧限抗压强度试验。
2 试验结果分析
2.1 养护龄期对无侧限抗压强度的影响(见图2)
由图2可以看出,夯实水泥土的无侧限抗压强度随着养护龄期的增加而增大,并且基本上成线性变化,其相关系数在0.992～0.999,尤其水泥含量为5%时,其相关系数为0.999,相关性良好。前28 d是水泥土强度增加的关键阶段,7 d时水泥土无侧限抗压强度是90 d时的39%～49%,平均45%左右;而至28 d时,水泥土块无侧限抗压强度是90 d时的60%～75%,平均65%左右。随着水泥掺量的增加,尤其水泥掺量为15%和20%时,前期强度增长速度快于后期。
2.2 水泥掺量对无侧限抗压强度的影响(见图3)
由图3可以看出,在其它条件一定时,增大水泥土的水泥掺量会提高夯实水泥土试块的无侧限抗压强度,并且无侧限抗压强度与养护龄期成线性变化,其相关系数在0.938～0.981,相关性良好。
原状土掺加水泥后强度明显提高,但水泥掺加一定量后其强度提高的趋势将变缓[3,4]。如水泥掺量从5%增加到10%时,28 d和90 d的水泥土强度与原状土相比分别提高了56%和42%;而当水泥掺量从10%增加到15%时,28 d和90 d的水泥土无侧限抗压强度与原状土相比分别提高了33%和9%。在实际工程应用中,提高水泥掺量是获得较大强度措施之一,但考虑工程成本,水泥的掺量不应一味增大。根据工程经验,当水泥掺量小于5%时,由于水泥与土的拌合难以均匀,同时反应过弱,水泥土强度偏低,难以达到有效的地基处理效果,故水泥掺量一般宜大于5%,并应根据具体工程实际和JGJ79—2002合理取定。由本次试验数据分析,建议水泥掺量为10%～20%。
2.3 水泥掺量和养护龄期共同作用对无侧限抗压强度的影响
实际工程中水泥土无侧限抗压强度受水泥掺量、养护龄期等多种作用的综合影响。因此,有必要建立不同水泥掺量和龄期的水泥土无侧限抗压强度之间的推算公式,以便在实际工程中为指导设计和施工提供依据。将试验结果用二次曲面拟合,得到如下计算式:
此时,复相关系数为0.8101。由此可见,本二次多项式可以很好地拟合试验所得的结果,可用于推算不同水泥掺量和龄期的水泥土无侧限抗压强度。
3 工程应用
3.1 工程概况
河南科技大学综合试验楼位于洛阳市区西苑路北侧,2003年主体竣工,该工程主楼为11层、高52.5 m,另有1层地下室,副楼为8层、高38 m。均为框架结构,柱距7.2 m、跨度7.8 m,主楼最大单柱荷重为15 000 kN,副楼最大单柱荷重为9000 kN,主楼基础埋深4～5 m,副楼基础埋深为-1.6 m。场地岩土工程地质条件为地表以下有厚0.50～3.10 m的填土层,其下为黄土状粉质黏土及粉土,具有不同程度的湿陷性。本工程采用组合型复合地基新技术,根据本文的试验结果并结合工程的具体情况,夯实水泥土桩采用水泥掺入量20%,经洛阳市建工桩基检测有限公司现场实测,水泥土桩单桩极限承载力不小于500 kN,组合型复合地基承载力不小于375 kPa,复合地基桩间土的承载力不低于120 kPa,均满足设计要求。
3.2 经济效益分析
河南科技大学综合试验楼采用本项目的组合型复合地基新技术取了较好的经济效益。据有关资料统计分析测算,若采用普通钢筋混凝土桩基础,本工程的造价约900万元,而采用本项目的组合型复合地基新技术后,其工程造价约700万元,节约投资约200万元。
4 结语
水泥土无侧限抗压强度受水泥掺量、养护龄期等多种因素的综合影响,本文对水泥土无侧限抗压强度与水泥掺量、养护龄期的关系进行了拟合,建立了不同水泥掺量和养护龄期的水泥土无侧限抗压强度的推算公式。河南科技大学综合试验楼采用本项目的组合型复合地基新技术取了较好的经济效益。
参考文献
[1]朱大宇.水泥土抗压强度影响因素的试验研究[J].建筑技术,2006,37(3):218-220.
[2]王书斌.夯实水泥土桩强度影响因素研究[J].公路与汽车,2005(6):133-135.
[3]许贤敏,路凡.水泥土的性能及其在国外的应用[J].公路,2005(4):117-124.