考虑二阶效应的火灾后等肢L形型钢混凝土异形柱偏心距增大系数的研究

为了研究考虑二阶效应的火灾后等肢L形型钢混凝土异形柱的偏心距增大系数,在8根受火1 h后的等肢L形型钢混凝土异形柱常温静力加载试验的基础上,测其侧向变形曲线,计算出偏心距增大系数η1,然后将L形截面按照等形心轴惯性矩的原则等效成矩形截面并与异形柱的η2进行比较。为火灾后异形柱偏心距增大系数的计算提供参考和依据。研究表明:通过比较,除DL5的偏心距增大系数相差较大以外,其余计算出的偏心距增大系数比较接近,相差均在10%以内;DL5—DL8异形截面柱的偏心距增大系数要小于矩形截面柱的偏心距增大系数,最大值为10.47%出现在DL5的Y肢方向,表明对于受火后的异形柱来说,双向偏心受压的加载方式更为不利。     

L形钢板连接式方钢管混凝土组合异形柱双向压弯稳定性试验研究

对L形钢板连接式方钢管混凝土组合异形柱进行了双向压弯试验,分析了在双向压弯荷载作用下偏心距的变化对L形异形柱的竖向应变、侧向挠度、各单肢柱柱中截面的横向应变以及连接钢板的竖向应变等参数的影响。结果表明,在双向压弯荷载作用下,L形异形柱的极限承载力随着偏心距的增大而降低;连接钢板对各单肢柱的约束作用较强,保证了L形异形柱的整体性,各单肢柱可以协同变形。研究结果为后续L形钢板连接式方钢管混凝土组合异形柱其他受力性能的研究提供了参考。     

Z形截面钢筋混凝土偏压柱的简化设计方法

通过对Z形截面偏压柱及中长柱的计算机理论分析 ,探讨了在不同轴压比下Z形截面柱Mx-My 关系以及荷载角与截面中和轴之间的关系。研究了在不同荷载角、长细比以及相对偏心距时 ,偏压柱的基本变形规律 ,提出了用偏心距增大系数来进行设计的方法 ,并给出了偏心距增大系数的计算公式。与方形柱的对比表明 ,Z形柱截面高宽比为 1 0～ 1 3时受力较为合理。     

考虑二阶效应的火灾后不等肢L形型钢混凝土异形柱偏心距增大系数的研究

为了研究考虑二阶效应的火灾后不等肢L形型钢混凝土异形柱的偏心距增大系数,选取4种偏心距,按照两种加载角度,对受火1 h后的8根不等肢L形型钢混凝土异形柱进行了常温下的静力加载试验。由于型钢混凝土异形柱含钢量较高,将L形截面按照等形心轴惯性矩的原则等效成矩形截面,计算出偏心距增大系数η矩,并与异形柱的偏心距增大系数η异进行了对比分析,比较两种计算方法,为火灾后异形柱偏心距增大系数的计算提供参考和依据。研究表明:1不等肢L形型钢混凝土异形柱在X、Y两方向抗侧刚度不同导致两方向柱中挠度不同;2矩形柱与异形柱偏心距增大系数η的差值与矩形柱η的比值均在10%以内,计算结果比较接近,其中比值绝对值最大为9.901 8%,出现在BL6的Y方向,其余比值均在5%以内。     

钢筋混凝土双肢柱计算中的若干问题

根据《混凝土结构设计规范》（GB50010-2002）,提出了钢筋混凝土双肢柱的内力及整体截面偏心距增大系数的计算公式,供工程设计人员参考。     

宽腹板Ⅰ形截面偏压构件平面内承载力的探讨

本文用较精确的大挠度理论偏心距增大系统，修正了小挠度理论的近似值偏心距增大系数；用以偏心系数ｅ／ｈ为参数的非常数Ⅰ形截面塑性发展影响系数，代替了常数的Ⅰ形截面塑性发展影响系数，代入偏压强度相关公式，计算宽腹板Ⅰ形截面偏压构件平面内的承载力。依此，核算了参考文献［１］的９个试件，结果与试验相当吻合。     

火灾后型钢混凝土异形柱承载力研究

<正>青岛理工大学开展了火灾后型钢混凝土异形柱偏心受压正截面承载力简化计算方法的研究。试验试件共35根型钢混凝土异形柱,其中十字形截面柱9根,T形截面柱8根,等肢L形截面柱9根,不等肢L形截面柱9根。提出了折算截面法,计算火灾后型钢混凝土异形柱偏心受压时正截面承载力,根据试验结果确定了相应的修正系数,计算值与试验值吻合较好。     

火灾后型钢混凝土异形柱正截面承载力非线性分析

为了研究火灾后型钢混凝土异形柱的正截面承载力,在9根十字形、8根T形、9根等肢L形(简称DL形)和9根不等肢L形(简称BL形)型钢混凝土柱试验研究的基础上,编制了MATLAB非线性程序,通过对比表明运算结果与试验结果基本吻合。利用程序分析了弯矩作用方向角、含钢率、混凝土强度等级和偏心距对火灾后型钢混凝土异形柱正截面承载力的影响。试验结果表明:火灾后型钢混凝土异形柱破坏形式分为受拉破坏、受压破坏、轴心受压破坏和界限破坏;截面应变分布也基本符合平截面假定;在偏心距一定的情况下,0°加载角的承载力高于45°加载角的承载力。在其它因素一定的条件下,构件的极限承载力随含钢率的增大而增大,与混凝土强度等级呈正比,随偏心距的增大而减小。     

500MPa级钢筋混凝土柱受压区受火性能研究

为研究高温后500MPa级钢筋混凝土柱的力学性能,本文共研究11根钢筋混凝土柱,分别对4根未受火试件和7根受火试件进行静力加载试验.火灾试验采用IS0834标准升温过程曲线,同时考虑偏心距和受火时间对试件力学性能的影响.通过试验,得到试件破坏形态以及极限承载力、截面平均应变分布、柱中侧向位移曲线、截面特性.研究表明:①混凝土柱受压区受火后,界限偏心距下的混凝土柱,破坏时由于受拉钢筋未屈服,混凝柱出现由受拉破坏(大偏心破坏)转变为受压破坏(小偏心破坏);②500MPa级钢筋能够和C30混凝土较好地协同工作,通过截面应变的分布可以得到,在平均应变层次上的平截面假定仍适用于火灾后混凝土柱的分析;③火灾后轴心受压柱的破坏形态转变为小偏心受压柱,截面抗弯能力随着偏心距的增加而减小.     

钢筋混凝土双肢柱计算中的若干问题

本文根据《钢筋混凝土结构设计规范》（ＧＢＪ１０—８９）,提出了钢筋混凝土双肢柱的内力及整体截面偏心距增大系数的计算公式,可为工程设计人员参考。     

钢筋砼异形截面双向压弯柱延性性能的理论研究

根据钢筋砼双向压弯柱的工作机理,提出了用全过程非线性分析来研究双向压弯柱截面延性的方法,并编制了相应的计算机程序。通过对７３３根Ｌ形柱、７３３根Ｔ形柱和２４３根方形柱电算结果的分析,总结了Ｌ形、Ｔ形、方形截面双向压弯柱的截面延性规律,提出了这三种截面双向压弯柱的截面延性计算公式,并在此基础上,对轴压比、箍筋间距等一系列构造要求提出了设计建议。     

钢管混凝土复合柱静力试验与偏心率折减系数计算方法

以偏心率为参数,对4根钢管混凝土复合柱和4根钢管混凝土格构柱进行了受压试验和有限元分析,对比分析了试件的破坏过程与特征、受压承载力和荷载-位移曲线以及荷载-应变曲线。试验结果表明：轴压复合短柱的破坏以钢筋混凝土板的压碎和纵筋屈服为特征,此时钢管混凝土柱肢没有充分发挥其自身的轴压承载能力;偏压复合短柱的破坏形态为近载侧钢筋混凝土板压碎同时柱肢钢管出现鼓曲,对应柱肢的受力状态与钢管混凝土格构柱的相似。当偏心率相同时,钢管混凝土复合柱的初始受压刚度和承载力均大于钢管混凝土格构柱,两者的初始抗弯刚度接近,但由于钢筋混凝土板在受力后期仍可有效传递截面剪力,钢管混凝土复合柱的侧向位移明显小于钢管混凝土格构柱。钢管混凝土复合柱的偏心率折减系数随偏心率的变化情况与钢管混凝土格构柱的基本相似。以钢管混凝土格构柱的基本计算式为基础,利用试验和有限元参数分析结果对其进行修正,得到钢管混凝土复合柱的偏心率折减系数计算方法,折减系数的计算结果与试验结果吻合良好。     

加大截面法单面加固钢筋混凝土柱受力性能研究

本文以加大截面法单面加固矩形截面混凝土短柱的试验结果为基础 ,分析了荷载偏心距、初始应力水平等因素对加固柱受力性能的影响。其结果可为合理地进行柱的加固设计提供依据。     

钢管混凝土柱偏心率影响分析

通过对3根不同偏心率的钢管混凝土的受压试验进行试验分析与理论研究,深入探讨了不同偏心率对柱子极限承载力和变形能力的影响,得出了随着偏心率的增大,钢管对混凝土的约束作用减弱的结论.     

CFRP布约束PEC柱柱中挠度试验研究

为探究加载偏心距、CFRP布间距与层数对CFRP布约束PEC柱柱中挠度的影响,对15根CFRP布约束PEC柱进行单调受压试验。结果表明,偏心距、CFRP布间距与层数均对柱中挠度有一定的影响,且偏心距是影响CFRP布约束PEC柱最重要的因素。根据试验结果,提出适用于CFRP布约束PEC柱的柱中最大挠度计算式。将计算值与试验值进行对比可知,计算式吻合度较好。     

纵筋布置形式对钢筋混凝土宽肢L形截面柱延性影响的研究

根据钢筋混凝土双向压弯柱的工作机理,提出了用全过程非线性分析来研究双向压弯截面柱延性的方法,并编制了相应的计算程序。通过对3种不同配筋方式的钢筋混凝土宽肢L形截面柱的电算结果分析,对不同纵筋布置形式下该柱的延性变化规律进行了讨论,提出了优化的纵筋配筋方式。     

钢管混凝土偏压格构柱偏心率影响试验研究

进行了5根钢管混凝土格构柱和2根空钢管格构柱偏心受压试验,试验参数为偏心率。试验研究结果表明,随着偏心率的增加,格构柱的极限承载力逐渐降低。所有试件的近载侧柱肢始终处于小偏压状态,远载侧柱肢随试件整体偏心率的增大而由小偏压发展为大偏压状态。与空钢管格构柱相比,钢管混凝土格构柱的承载力、刚度和变形能力均较大。进行了偏心率对钢管混凝土格构柱极限承载力的影响分析。最后,对钢管混凝土设计规程的计算方法进行了探讨。     

低周反复荷载作用下L形钢管混凝土柱有限元分析

基于有限元ABAQUS软件建立L形钢管混凝土柱的三维有限元仿真模型,在验证模型有效性的基础上,研究L形钢管混凝土柱在低周反复荷载作用下的抗震性能,得到其破坏模式及荷载-位移滞回曲线,并对L形钢管混凝土柱的应力分布规律进行探讨。     

分散型钢混凝土组合柱抗震性能试验研究

为研究分散型钢混凝土组合柱(ISRCC)的抗震性能,分析组合柱中分散布置的型钢和混凝土之间的协同工作情况,对4个ISRCC柱进行偏心率为10%和15%的低周往复加载试验。与传统低周往复加载试验相比,试验中按预定路径同时施加竖向荷载和水平荷载。分析了ISRCC柱在低周往复荷载作用下的承载力、延性、破坏形态、裂缝分布和刚度退化等。试验结果表明：所有ISRCC柱均为小偏心压弯破坏,试件整体性较好;在偏心率15%以内,屈服荷载前各试件满足平截面假定,能够有效发挥型钢和混凝土的组合作用;ISRCC柱压弯承载力的试验值与ACI 318-2014、EN 1994-1-1和YB 9082-2006《钢骨混凝土结构技术规程》等规范中的承载力计算结果吻合较好,验证了现有规范中普通钢骨混凝土（SRC）柱压弯承载力的计算方法对偏心率15%以内的ISRCC柱的适用性;试件的极限位移角为1/88~1/65,满足我国规范对罕遇地震作用下框架-核心筒结构弹塑性层间位移角的要求,具有较好的变形能力。     

Eccentric load behavior of L-shaped CFT stub columns with binding bars

This paper is concerned with the eccentric load behavior of L-shaped concrete-filled steel tubular (CFT) stub columns with binding bars. Eight specimens with binding bars and one without binding bars were tested to examine the effects of horizontal spacing and diameter of binding bars, load eccentricity ratio, and load angle on the failure modes, bearing capacity and ductility of L-shaped CFT stub columns. Experimental results demonstrate that the local buckling of the steel tube can be postponed by setting binding bars, and the bearing capacity and curvature ductility of the L-shaped CFT stub columns are at most 1.04 and 3.31 times those without binding bars, respectively, and the plane section assumption can also be satisfied. Based on a modified stress–strain relationship of confined concrete, the fiber element analysis is applied to predict the bearing capacity of the specimens, and the predicted results agree well with the experimental ones. Then the parametric studies using the proposed theoretical model are carried out to further study the fundamental behavior of eccentrically loaded L-shaped CFT stub columns with various steel yield strengths, sectional steel ratios, cube strengths of concrete, confinement coefficients of binding bars, sectional aspect ratios and load angles. Finally, simplified interaction formulas are put forward to predict the M_x/M_x′–M_y/M_y′ curves for the L-shaped CFT stub columns with or without binding bars subjected to biaxial eccentric load, and the theoretical results predicted by the simplified formulas agree well with those predicted by the fiber element analysis program.