主管壁加厚方钢管T型节点滞回性能研究

为了研究主管壁局部加厚对方钢管T型节点滞回性能的影响,对一个主管壁局部加厚的方钢管T型节点试件和一个主管壁未加厚的方钢管T型节点试件进行试验测试和有限元模拟。试验中,通过控制支管的竖向位移对方钢管T型节点试件施加低周往复循环荷载,研究试件的变形和破坏模式,并进行相关抗震性能指标（延性系数和能量耗散）分析。试验结果表明：主管壁局部加厚能够明显改善节点的滞回性能,同时能够使节点由带有明显延性特征的断裂破坏转变为主管壁厚改变处的延性屈服破坏。利用有限元软件ANSYS对试验试件进行有限元模拟,结果与试验结果吻合较好。最后利用有限元软件分析了主管壁加厚方钢管T型节点加厚参数（主管的加厚长度l和加厚厚度Δt）对节点滞回性能的影响。分析结果表明：为了改善节点滞回性能,加厚长度不超过支管截面边长的3倍,加厚厚度不超过主管壁厚的0.8倍。     

不同加强方式对树状结构空间四分叉铸钢节点抗弯极限承载力的影响

采用ANSYS有限元软件分析树状结构空间四分叉铸钢节点在弯矩作用下,节点内部四分管相交部位设置水平加劲板、节点核心区主分管局部内部加厚、节点核心区主分管局部外部加厚3种不同加强方式对节点抗弯极限承载力的影响。结果表明:在3种不同加强方式下,合理的加强设计均能显著提高节点抗弯极限承载力;节点内部四分管相交部位设置水平加劲板,为提高节点抗弯极限承载力,当加劲板厚度不同时,应在不同部位设置水平加劲板;节点核心区主分管局部内部加厚和外部加厚,在相同加劲尺寸下,节点的抗弯极限承载力相差不超过4%;节点核心区主管局部内部加厚到主管壁厚的1.57倍,分管局部内部加厚到分管壁厚的1.67倍,主管内部加厚长度等于主管直径的0.80倍,分管内部加厚长度为分管直径的1.75倍时,节点抗弯极限承载力显著提高。     

钢框架刚性连接加强型节点滞回性能试验研究

针对加强板参数对钢框架梁柱节点抗震机理的影响,设计制作4个翼缘过渡板和4个盖板加强型节点试件,采用1/2缩尺比例的T型试件进行低周反复循环荷载作用下的滞回性能试验研究,并在试验研究基础上采用有限元ANSYS进行数值模拟分析,得到满足节点抗震设计要求的加强板参数取值依据。研究结果表明板式加强型节点的塑性铰在距离加强板端部1/3～1/4梁高位置形成,梁柱连接焊缝均未出现开裂现象,翼缘局部屈曲明显,腹板鼓凸严重,塑性铰现象十分明显;加强板几何参数对节点的承载力和延性均有明显影响,当加强板的长度和厚度增加时,节点承载力有所提高,但其滞回性能和延性性能降低;加强板长度取值过大,节点域在梁塑性铰形成和外移之前发生剪切屈服破坏,限制了加强板末端塑性变形的发展机制。建议加强板参数取值范围:翼缘过渡板或盖板加强板的长度为梁高的0.5～0.8倍;翼缘过渡板厚度为梁翼缘厚度的1.2～1.4倍,盖板加强板厚度为梁翼缘厚度的0.7～1.2倍。     

钢框架梁端翼缘板加强型节点的数值研究

针对翼缘板参数对钢框架梁柱节点抗震机理的影响,对8个1/2尺寸的T型有限元翼缘板加强型节点模型进行低周反复荷载作用下的滞回性能研究,采用有限元软件ANSYS进行模拟分析,得到满足节点抗震要求的翼缘板参数取值数据。研究结果表明,翼缘板加强型节点的塑性铰在距离翼缘板端部1/3梁高位置处形成,翼缘局部屈曲明显,腹板凸凹严重,节点域屈服,塑性铰外移现象明显。同时,翼缘板参数对节点的承载力和延性有明显影响,当翼缘板的长度增加时,节点的承载力有所提高,但其滞回性能和延性降低;当翼缘板的厚度增加时,节点承载力变化不大;翼缘板长度较大(大于1倍梁高)时,柱翼缘发生局部屈曲,违背了"强柱弱梁"的设计思想。建议翼缘板参数取值范围:翼缘板长度为梁高的0.5～1.0,厚度为梁翼缘厚度的1.2倍～1.4倍。     

焊接管节点结构形式发展及疲劳性能对比

为研究不同类型焊接管节点疲劳性能差异,梳理焊接管节点结构形式发展和构造创新,总结各类节点热点应力集中系数静力试验和疲劳试验成果,回归分析给出各类节点用于疲劳设计的热点应力幅-循环次数(S_h-N)曲线,并从热点应力幅曲线和热点应力集中系数两方面,对比各类节点疲劳性能差异。结果表明:对于S_h-N曲线,当钢管板厚t≤4 mm时,焊缝缺陷成为影响疲劳强度的主要因素,使得疲劳强度显著降低;现行规范中,CIDECT规范(Design guide No.8)的S_h-N曲线对各类节点设计均偏于危险,DNV-RP-C203的S_h-N曲线可适用于方形鸟嘴式钢管节点和钻石形鸟嘴式钢管节点疲劳设计,但对于其他节点设计偏危险;API RP 2A-WSD中的X’曲线的疲劳强度低于X曲线的,X’曲线适用于鸟嘴式节点和传统的圆形、矩形钢管节点及相应的主管内填混凝土节点设计,X曲线对任何节点设计均偏危险;在相同的几何参数β、2γ和τ(β、2γ、τ分别为支主管宽度比、主管宽厚比及支主管厚度比)下,各类节点的疲劳性能优劣顺序为,圆形钢管混凝土节点、圆形钢管节点、矩形钢管混凝土节点、矩形钢管节点;圆管-矩形钢管混凝土节点疲劳性能略优于矩形钢管节点的疲劳性能,圆管-矩形钢管节点疲劳性能劣于矩形钢管节点的疲劳性能;当β≤0.7时,建议采用方形鸟嘴式钢管节点和钻石形鸟嘴式钢管节点。     

平面外弯矩作用下加劲肋加强T形方钢管相贯节点极限承载力研究

方钢管T形相贯节点承受平面外弯矩作用是与其它工况一样重要的一种工况,但目前规范中对这种受力模式下的加劲肋加强节点承载力计算公式没有规定,这影响着工程设计的效率与质量。在经试验验证有限元分析准确性的前提下,进行参数化分析和回归分析。结果表明:加劲肋加强节点的极限承载力是无加强节点的2.6倍,承载力提高系数ψ随加劲肋与主管厚度比τ、加劲肋与主管宽度比η的增加而增加,其中参数η的影响更大,提高系数ψ随β增加而减小。在无加劲肋方钢管相贯T形节点平面外受弯承载力计算公式的基础上,通过参数化分析得出有加劲肋时方钢管T形节点平面外弯矩作用下极限承载力计算公式,为这类节点的继续研究和工程应用提供了参考。     

垫板加强N形圆钢管相贯节点静力性能试验研究

为研究加强垫板对承受支管轴力和主管轴力的N形圆钢管相贯节点静力性能的影响,对未加强节点和垫板加强节点试件进行了试验研究,并运用有限元方法对试验节点进行了非线性分析。比较试验与有限元分析得到的极限承载力结果和破坏模式,发现二者吻合较好。改变垫板各几何参数,对加强节点进行有限元分析。结果表明,加强垫板可以降低节点应力集中系数、减小局部变形、提高节点极限承载力;增大垫板长度和弧度对节点极限承载力的影响很小,而增大垫板厚度可有效提高节点极限承载力,但当垫板厚度增大到一定值时,再增加垫板厚度对节点极限承载力提高无益而对结构整体受力不利。     

内置横向插板加强型管节点静力强度研究

主管内设置横向插板是改善焊接圆钢管结构承载能力的一种方法。为了研究横向内置插板对节点静力强度的影响，采用有限元方法，对62个加强与未加强的T形节点模型进行了有限元模拟和分析。调查了节点区域和内置横向插板在静力加载过程中的变形过程。通过对模型参数的研究发现：内置横向插板能够提高T形节点的静力强度，但当T形节点承受轴向压力作用时，静力强度的提高对插板长度和厚度的变化不敏感。插板的厚度可按照构造措施选取，长度不能小于支管的直径。     

K型间隙矩形管槽钢加强节点有限元分析

矩形桁架节点区域容易出现主管管壁的局部屈曲与撕裂,采用槽钢对方钢管K型间隙相贯节点进行加强。采用ABAQUS有限元软件建立了21个有限元模型,对比了加槽钢与未加槽钢模型的计算结果,同时考察了支、主管宽度比,槽钢加强厚度与主管的厚度比,槽钢外延长度对节点承载能力的影响。有限元数值分析结果表明:选择适当尺寸的槽钢加强能够有效地控制主管区域内主管表面塑性失效以及主管侧面的压坏和局部屈曲的发生,同时增强节点的刚度与承载力。     

主管夹层灌混凝土的K型搭接节点滞回耗能分析

为了探究主管夹层灌混凝土加强措施对圆钢管K型搭接节点滞回性能的影响,对1个主管夹层灌混凝土的K型搭接节点试件和1个未加强K型搭接节点试件进行低周往复拟静力试验,得到了节点的滞回曲线、骨架曲线、承载力、延性系数和能量耗散系数等抗震性能指标,试验结果表明:主管夹层灌混凝土,可有效提高节点的承载力、强度储备和耗能能力,但对节点的延性影响不大。利用ANSYS软件建立节点数值分析模型,模拟结果与试验结果吻合较好,并针对内套管钢材等级、主管钢材等级及混凝土等级开展有限元参数分析。分析结果表明:内套管钢材等级的增加不利于节点的滞回耗能,当采用Q235B时节点的滞回性能最好;当主管钢材等级为Q345B时,节点的各项性能均表现良好,滞回耗能能力最优;而混凝土等级对节点滞回性能影响较小,分析结果可为该类节点的优化设计提供一些参考。     

圆形顶管的内力计算探讨

本文详细地探讨了柔性管道（钢管、玻璃纤维增强塑料夹砂管）、刚性管道（钢筋混凝土管）顶管的受荷种类及内力分析,给出各组荷载作用下的内力（弯矩、轴力）计算式,可供工程设计使用。文中明确指出,圆形顶管管体为土层介质中的自由变形圆环结构,不存在120°支承角支座。     

主筋编排对织物增强水泥砂浆力学性能的影响

模拟钢筋混凝土配筋方式,用纤维增强砂浆筋代替传统钢筋增强水泥砂浆.采用玻璃纤维编制纤维增强砂浆筋作为主筋,用芳纶纤维对其进行横向连接并织成平面织物,然后用水泥浆进行固化.接着就主筋编排方式对织物增强水泥砂浆力学性能的影响进行研究.结果表明:辫子状主筋织物增强水泥砂浆的抗折、抗压强度比交织状主筋织物增强水泥砂浆的大;在宽度和厚度方向上的主筋根数有一个最佳值,高于或低于此值,其增强效果都会下降;较细主筋的增强效果比较粗主筋的好.     

钢管混凝土系杆拱桥设计

在几个工程实践的基础上,对钢管混凝土系杆拱桥的设计方法、刚度取值、稳定方面以及总体设计的一些主要参数做了一些探讨。提出对于钢管混凝土拱桥,采用钢筋混凝土的计算方法是比较恰当的;而对于中等跨径钢管混凝土拱桥的系杆安全系数选择则宜介于一般预应力构件与特大桥吊索之间。     

薄壁钢管外粘钢加固理论研究

通过对比薄壁钢管外粘钢加固后的构造特点与轻夹芯 3层壁板的构造特点 ,得出薄壁钢管外粘钢加固后可利用轻夹芯 3层壁板的折合刚度的计算原理 ,将其换算为具有折合刚度和等效厚度的单层壳体。从而对加固后的组合结构可以直接利用薄壳理论进行力学性能分析 ,理论计算结果与试验结果对比 ,吻合较好 ,可为工程应用提供参考     

大直径钢管混凝土柱-H形钢梁节点设计研究

在传统内环板节点的基础上,提出一种适用于大直径钢管混凝土柱的梁柱节点。为了避免内环板宽度过大造成混凝土浇筑困难、用钢量较大的问题,在内环板焊接拉结钢筋,既可以减小钢材用量又便于在钢管柱内设置钢筋笼。为避免与钢梁翼缘焊接处的钢管表面发生层状撕裂,局部加大梁端翼缘宽度,并通过分析合理确定梁端扩翼宽度与扩翼角度。采用非线性有限元软件,对节点构造与应力分布、变形性能的关系进行分析。通过对比分析得到梁端的刚域长度,并对刚域长度与框架梁抗弯刚度的关系进行研究。为了验证该类节点设计的合理性,进行钢管混凝土柱-H形钢梁缩尺模型试验。有限元分析与缩尺模型试验结果表明,节点拉结钢筋可以提高内环板传力的有效性,有效减小节点区柱壁应力,当梁端扩翼宽度为1.5倍梁翼缘宽度、扩翼角度为1∶6时,节点区柱壁应力明显低于H形钢梁的应力,满足“强节点弱构件”的抗震设计理念。节点刚度对钢管混凝土柱-H形钢梁框架结构的侧向刚度影响显著,当梁端刚域长度约为钢柱直径的0.4倍时,框架梁的抗弯刚度可增加40%以上。节点抗震性能良好,可以实现“强节点弱构件”的抗震设计理念。     

钢骨混凝土柱框架节点的试验研究

本文研究了在钢管上开孔对配有圆钢管的钢骨混凝土柱-钢筋混凝土梁组合框架节点受力性能的影响。介绍了三种节点承受低周反复荷载的试验,第一种是不开孔的,第二种是开穿筋小圆孔的,第三种是开矩形大孔的。试验结果表明,开穿筋小圆孔的节点受力性能最好。主要原因是穿过圆钢管的梁主筋与钢管内的混凝土有很好的粘结;在钢管的小孔处形成了钢筋混凝土抗剪销钉,小圆孔也使得钢管内外的混凝土得以沟通;同时钢管参加受剪的主要部位位于节点高度的中部,故在节点上下边缘处开小圆孔对节点受剪性能影响不大。本文研究成果已用于南京新世界大厦,并对研究其他的组合框架节点有参考价值。     

钢管混凝土排柱剪力墙在反复荷载下性能研究

为研究钢管与剪力墙共同作用时的抗震性能,采用有限元软件ABAQUS,对比论述了钢管混凝土排柱剪力墙与钢筋混凝土剪力墙在不同荷载下的力学性能,数值模拟结果表明钢管先于受力筋屈服,钢管混凝土排柱剪力墙有良好的耗能能力。     

预制高强混凝土薄壁钢管桩力学特性与生产工艺

预制高强混凝土薄壁钢管桩(TSC桩)是在钢管内浇筑混凝土,经离心成型,混凝土抗压强度不低于80MPa,能够承受较大竖向荷载和水平荷载的新型基桩制品。在公称直径、钢管厚度、混凝土厚度相同时,TSC-Ⅱ型的桩身极限弯矩高于TSC-Ⅰ型,二者比值不变;公称直径、钢管材质相同时,随着钢管厚度的增大,桩身极限弯矩显著增大,并且随着TSC公称直径的增大,差值也增大。当钢管采用该规格中的最大壁厚时,TSC-Ⅰ型桩的极限弯矩是同规格C型PHC管桩的2.1~2.7倍,TSC-Ⅱ型桩的极限弯矩是同规格C型PHC管桩的2.7~3.4倍,TSC桩轴向承载力设计值是同规格C型PHC管桩的1.4~2.6倍。TSC桩的生产工艺主要包括钢管成型、混凝土搅拌和布料、离心成型、养护、检验等工序,其特殊的构造形式对钢管成型、布料和养护制度均提出了较高要求。     

钢筋混凝土钢管组合柱施工的质量控制

深圳诺德中心大厦为超高层建筑,其15层以下框架柱采用钢筋混凝土钢管组合柱。施工中采用拉线透视方法、吊线法进行质量控制,效果较好。组合柱的混凝土施工应先钢管内,再钢管外。钢管内混凝土施工应严格过程控制。施工组织应满足钢管内混凝土质量检查的要求。竖向构件水平施工缝留设的位置应避开钢管柱水平加劲肋,并应位于其下侧位置。     

Advanced wood engineering: glulam beams

The main objective of this experimental study is the determination of the flexural properties of reinforced and unreinforced glued-laminated beam. Why reinforcing glulam beam? Reinforced glulam beams cost less because the use of reinforcement will reduce the need of a top grade laminate on the extreme tension face (less high grade material can be used); moreover the volume of wood is reduced. Also, reinforced glulam beams have lower product variability, they are not affected by natural growth characteristics, and the manufacture of reinforcement is consistent and controlled.Two types of reinforcement were investigated: steel plate and carbon fiber reinforced polymer (CFRP). The wood part of all the beams were made by laminating three wood beams of 6 by 3.6 by 176 cm. The unreinforced beams are made only from wood having a finished dimension equal to 6 by 11 by 176 cm. The steel reinforced beams were glulam wood beams fully covered on one side using steel plate of thickness equal to 1.5 mm.The CFRP reinforced beams were glulam wood beams covered with CFRP of thickness of 1.2 mm and width of 5 cm and the length of 176 cm.The results indicate that the behavior of reinforced beams is totally different from that of unreinforced one. The reinforcement has changed the mode of failure from brittle to ductile and has increased the load-carrying capacity of the beams.