RC梁-钢管混凝土柱框架节点试验研究
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2024年3月第40卷第2期㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)JournalofShenyangJianzhuUniversity(NaturalScience)㊀Mar.㊀2024Vol.40ꎬNo.2㊀㊀收稿日期:2023-03-09基金项目:国家自然科学基金项目(51808351)ꎻ沈阳市科学技术计划项目(21-108-9-34)作者简介:张波(1979 )ꎬ男ꎬ教授级高级工程师ꎬ主要从事装配式建筑㊁道路工程及隧道工程等方面研究ꎮ文章编号:2095-1922(2024)02-0259-08doi:10.11717/j.issn:2095-1922.2024.02.08钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点耐火性能分析张㊀波1ꎬ2ꎬ秦笑笑1ꎬ徐光朋3ꎬ任庆新4(1.沈阳建筑大学土木工程学院ꎬ辽宁沈阳110168ꎻ2.辽宁省交通高等专科学校建筑工程系ꎬ辽宁沈阳110122ꎻ3.中国建筑第八工程局有限公司东北分公司ꎬ辽宁大连116021ꎻ4.佛山科学技术学院交通与土木建筑学院ꎬ广东佛山528225)摘㊀要目的研究钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点耐火性能ꎬ为实际工程提供参考ꎮ方法通过ABAQUS有限元分析软件建立ISO ̄834标准火灾下钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点的温度场模型和力学模型ꎻ在试验与有限元模拟相吻合的基础上ꎬ分析此类构件空间节点的温度场分布㊁破坏模态㊁变形和内力分布等工作机理ꎮ结果由于梁板的保护作用ꎬ节点区温度远低于非节点区ꎻ当梁㊁柱火灾荷载比相同ꎬ梁由2根增加至3根㊁4根时ꎬ空间节点耐火极限分别降低了41 58%和43 75%ꎻ高温和轴向荷载的共同作用下ꎬ内部钢管混凝土承担内力从常温的43 27%增加至180min的52 9%ꎮ结论钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点具有较好的耐火性能ꎬ能够满足实际工程中对耐火性能的要求ꎮ关键词钢管混凝土叠合柱ꎻRC梁ꎻ空间节点ꎻ工作机理ꎻ耐火性能中图分类号TU398㊀㊀㊀文献标志码A㊀㊀㊀引用格式:张波ꎬ秦笑笑ꎬ徐光朋ꎬ等.钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点耐火性能分析[J].沈阳建筑大学学报(自然科学版)ꎬ2024ꎬ40(2):259-266.(ZHANGBoꎬQINXiaoxiaoꎬXUGuangpengꎬetal.FireresistanceanalysisofthespacenodesforCFSTRCcolumn ̄RCbeam[J].JournalofShenyangjianzhuuniversity(naturalscience)ꎬ2024ꎬ40(2):259-266.)FireResistanceAnalysisoftheSpaceNodesforCFSTRCColumn ̄RCBeamZHANGBo1ꎬ2ꎬQINXiaoxiao1ꎬXUGuangpeng3ꎬRENQingxin4(1.SchoolofCivilEngineeringꎬShenyangJianzhuUniversityꎬShenyangꎬChinaꎬ110168ꎻ2.DepartmentofStructuralEngineeringꎬLiaoningProvincialCollegeofCommunicationsꎬShenyangꎬChinaꎬ110122ꎻ3.NortheastBranchChinaConstructionEighthEngineeringDivisionCo.Ltd.ꎬDalianꎬChinaꎬ116021ꎻ4.SchoolofTransportationꎬCivilEngineering&ArchitectureꎬFoshanUniversityꎬFoshanꎬChinaꎬ528225)260㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)第40卷Abstract:ToinvestigatethefireresistanceofCFSTRCcolumn ̄RCbeamspacenodesandprovideareferenceforpracticalengineering.TheABAQUSsoftwarewasusedtoestablishtemperatureandmechanicalfieldmodelsofCFSTRCcolumn ̄RCbeamspacenodesunderISO ̄834standardfire.OnthebasisoftheresultsfromtestandFEAareingoodagreementꎬtheworkingmechanismofthetemperaturefielddistributionꎬfailuremodeꎬdeformationandinternalforcedistributionofthesemembers spatialnodeswereanalyzed.TheCFSTRCcolumn ̄RCbeamtemperatureatthebeam ̄columnjointregionsiswellbelowthetemperatureatthenon ̄jointregionsduetotheprotectionofthebeam ̄slab.Thefireresistancelimitofthejointnodesdecreasesby41 58%and43 75%underthesameloadratioofbeamandcolumnwhenthebeamincreasesfrom2to3and4.Thecoreconcretefilledsteeltubewithaxialforceincreasesfrom43 27%roomtemperatureto52 9%at180minunderhightemperatureandaxialcompression.CFSTRCcolumn ̄RCbeamspacenodeshavegoodfireresistanceꎬwhichcanmeetengineeringrequirements.Keywords:CFSTRCcolumnꎻRCbeamꎻspacenodesꎻmechanismꎻfireresistance㊀㊀钢管混凝土叠合柱和钢筋混凝土梁组合而成的框架结构是目前工程中最常见的组合结构形式ꎬ根据梁的根数及平面位置㊁柱所处位置不同ꎬ可将钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点类型分为 L 形㊁ T 形㊁ 十 字形等空间节点ꎮ目前针对钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点的耐火性能研究较少ꎬ实际工程中缺乏该类结构的应用ꎮ国内外学者针对钢管混凝土叠合柱和梁-柱空间节点耐火性能进行了大量研究:徐蕾等[1-2]和侯舒兰等[3]分别对不同受火边界工况下的钢管混凝土叠合柱开展了耐火性能研究ꎬ并对升温阶段和降温阶段进行分析ꎬ研究表明ꎬ钢管混凝土叠合柱耐火性能主要受到受火方式和降温时间比的影响ꎮT.Y.Song[4]采用试验与模拟相结合的方法对CFST ̄钢梁节点耐火性能进行了研究ꎬ研究表明ꎬ由于外围钢筋混凝土和梁板的保护作用ꎬ节点区温度远低于非节点区温度ꎮS.S.Huang等[5]对CFST柱 ̄钢梁节点的力学性能进行试验研究ꎬ结果表明ꎬ该类空间节点具有较好的延性和耐火性ꎮ周侃[6]对轴向荷载和全过程火灾作用下的钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点进行了耐火性能的试验研究与理论分析ꎬ得出了空间节点耐火极限随不同参数的变化规律ꎮ包延红等[7-8]对钢管混凝土叠合柱-钢筋混凝土平面框架开展研究ꎬ结果表明ꎬ梁㊁柱荷载比是影响平面框架耐火性能的主要因素ꎮ宋天诣[9]采用试验与理论相结合的方法对钢-混凝土组合框架节点进行耐火研究ꎬ结果表明ꎬ梁㊁柱荷载比㊁升温时间比等是影响耐火性能的主要因素ꎮ谭清华[10]对型钢混凝土柱-混凝土梁在火灾全过程中的力学性能分析ꎬ结果表明ꎬ节点可能发生梁破坏㊁柱破坏㊁梁和柱均破坏的情况ꎮ丁发兴等[11]考虑混凝土的瞬态热应变和高温徐变 CDP 模型中的非弹性应变的影响ꎬ将其应用于钢-混凝土组合结构平面框架局部火灾的抗火性能分析ꎮ综上所述ꎬ目前针对钢-混凝土组合结构的耐火性能研究主要集中在柱㊁梁柱平面节点和平面框架ꎬ缺乏广泛应用于实际工程的钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点的耐火性能研究ꎮ鉴于此ꎬ笔者考虑实际受火边界工况ꎬ按照节点所处位置设计不同的受火边界工况ꎬ采用ABAQUS有限元分析软件分析了其空间节点在火灾下的温度场㊁耐火性能以及节点破坏模态ꎻ研究表明:钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点具有较好的耐火性能ꎬ能够满足实际工程中对耐火性能的要求ꎮ1㊀有限元模型1.1㊀模型建立基于ABAQUS有限元分析软件ꎬ通过第2期张㊀波等:钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点耐火性能分析261㊀热-力顺序耦合 的方法进行耐火性能的研究ꎮ分析模型中外环板式牛腿㊁钢管和加载端板均选用壳单元ꎬ混凝土选用实体单元ꎬ钢筋选用桁架单元ꎮ钢与混凝土材料的热工参数选用T.T.Lie[12]建议的热工模型计算式ꎮ笔者参考实际梁㊁柱节点所处建筑内部的位置不同ꎬ假设钢管混凝土叠合柱四周以及楼板以下所受火灾作用以建筑构件耐火试验方法[13]为参考ꎮ综合辐射系数取0 5ꎬ热对流系数在受火面取25W/(m2 K)ꎬ在背火面取9W/(m2 K)ꎮ忽略接触面的热阻ꎬ钢管与混凝土采用 Tie 约束ꎬ钢筋 Embed 混凝土中ꎮ钢材选取文献[14]所建议的本构模型ꎬ钢管外围混凝土㊁梁和板混凝土均采用文献[14]所建议的本构关系ꎬ圆钢管内部核心混凝土选用文献[15]建议的本构关系ꎮ对于钢管与混凝土采用面面接触ꎬ在其法向采用 硬接触 ꎬ在其切向采用摩擦系数为0 6的罚摩擦ꎬ外环板与钢管外表面通过 Tie 约束ꎬ牛腿 Embed 混凝土中ꎮ为将有限元模型得到的温度场(ODB)文件正确地导入力学分析模型中ꎬ需要保持两个模型中的网格划分一致ꎮ对于混凝土高温徐变和瞬态热应变ꎬ针对硅质混凝土ꎬ参考文献[6]研究成果ꎬ笔者不考虑高温徐变和瞬态热应变的影响ꎻ参考文献[7ꎬ11]所取得成果ꎬ将过镇海[16]建议的高温徐变和瞬态热应变叠加至 CDP 模型中的非弹性应变ꎮ1.2㊀模型验证由于篇幅有限ꎬ笔者仅展示具有代表性的试验结果与有限元模拟计算结果ꎬ对比温度场具体详见文献[6-7]ꎮ1.2.1㊀钢管混凝土叠合柱对文献[6]中钢管混凝土叠合柱耐火试验进行有限元计算ꎬ其中混凝土为硅质混凝土ꎬ具体参数详见文献[6]ꎮ图1(a)为S0组试件截面温度-时间试验关系曲线与有限元模拟曲线对比ꎬ图1(b)为S0组试件竖向位移-受火时间关系试验曲线与有限元模拟曲线对比ꎮ耐火极限试验结果与模拟结果比值的平均值和方差为0 998和0 008ꎬ可见有限元模拟结果可较好地反映试验结果ꎮ图1㊀温度场和耐火极限对比Fig 1㊀Thecomparisonresultsoftemperaturefieldandfireresistancelimit1.2.2㊀钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁板节点选取文献[6]中钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁板节点耐火试验进行有限元分析ꎬ其边界条件为板底受火ꎬ板上部外包石棉ꎬ柱端固接ꎮ图1(c)为试件J0 ̄2梁非节点区温度-受火时间关系曲线ꎬ图1(d)为J0组试件竖262㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)第40卷向位移-受火时间关系试验曲线与有限元模拟结果对比ꎮ耐火极限试验结果与模拟结果比值的平均值和方差为1 045和0 05ꎬ可见有限元计算结果吻合度较好ꎮ1.2.3㊀钢管混凝土叠合柱平面框架选取文献[7]所进行的平面框架耐火性能试验进行有限元模拟ꎬ其采用的混凝土为钙质混凝土ꎬ选用文献[11]方法考虑混凝土高温徐变和瞬态热应变ꎮ图1(e)为试件SFRC ̄1梁板跨中处温度-受火时间关系曲线ꎬ图1(f)为SFRC组试件梁跨中挠度-受火时间关系曲线与SFRC ̄1的破坏模态对比ꎮ耐火极限试验结果与有限元模拟结果比值的平均值和方差分别为0 901和0 038ꎬ可见有限元模拟结果与试验值的吻合度较好ꎮ2㊀耐火性能分析2.1㊀模型设计以周侃[6]根据钢管混凝土叠合柱结构技术规程[17]所设计的梁㊁板㊁柱的主要参数为参考ꎬ笔者所设计的钢管混凝土叠合柱空间节点的受火工况及荷载比见表1㊁设计方案见表2ꎮ由于篇幅有限ꎬ空间节点具体的受火工况㊁边界条件和加载方式见图2ꎮ表1㊀空间节点受火工况及荷载比Table1㊀Thefireconditionsandloadratioofspacenodes节点类型部件名称受火工况荷载比 L 形空间节点柱双面0 4㊁0 8梁双面0 5㊁0 2 T 形空间节点柱三面0 4㊁0 8梁三面㊁双面0 5㊁0 2 十 字形空间节点柱四面0 4㊁0 8梁三面0 5㊁0 2表2㊀空间节点设计方案Table2㊀Thedesignschemeofspacenodes部件各部件截面尺寸/mm抗压强度/MPa纵筋型号箍筋型号屈服强度/MPa柱BCˑBCˑH(600ˑ600ˑ6000)50+8016Φ25Φ10@100400梁BLˑHLˑL(400ˑ600ˑ4000)508Φ25+4Φ22Φ8@100/200400板Bˑt(8600ˑ120)50 双层Φ10@150300钢管DSˑtS(300ˑ10) 345牛腿BnˑHnˑtn(500ˑ225ˑ10)345㊀㊀注:BC㊁H分别为柱的方形柱的截面边长㊁柱高ꎻBL㊁HL㊁L分别为梁的宽㊁高㊁长ꎻB㊁t分别为楼板宽和厚ꎻDS㊁tS分别为钢管直径㊁厚度ꎻBn㊁Hnn分别为牛腿的高㊁宽㊁厚ꎮ图2㊀火灾工况及加载条件Fig 2㊀Theon ̄fireconditionsandloadingconditions第2期张㊀波等:钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点耐火性能分析263㊀2.2㊀计算结果分析2.2.1㊀空间节点温度场图3为构件截面温度-时间(T-t)关系曲线ꎬ其中图3(a)为钢管混凝土叠合柱温度-时间关系曲线ꎮ升温240min时ꎬ非节点区测点1处温度610ħ远高于节点区温度420ħꎬ这是由于节点区受到外围钢筋混凝土和梁板的保护作用ꎬ其测点温度普遍低于非节点区的温度ꎮ图3(b)为梁跨中截面温度-时间关系曲线ꎮ由于梁底部处于均匀受火的边界条件ꎬ升温240min时ꎬ测点1处的温度为918ħꎬ而测点4处的温度还不足300ħꎮ混凝土具有较好的吸热性能ꎬ随着测点距离梁下表面越近ꎬ其温度越高ꎬ越远离梁下表面ꎬ温度越低ꎮ图3㊀构件截面温度(T)-时间(t)关系曲线Fig 3㊀ThecurvesofsectionaltemperatureT-timet2.2.2㊀空间节点变形图4为钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁板空间节点在不同梁㊁柱荷载比作用下ꎬ空间典型节点的竖向位移(Δ)-受火时间(t)关系曲线ꎮ试件编号中L表示梁ꎬ其后数字分别表示梁的根数和梁荷载比ꎻZ表示柱ꎬ其后数字表示柱荷载比ꎮ如试件编号(a)L2 ̄Z04 ̄L05表示为空间节点有2根梁㊁柱荷载比为0 4㊁梁荷载比为05ꎮ图4㊀竖向位移-受火时间关系曲线Fig 4㊀Thecurvesofverticaldisplacement ̄firetime264㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)第40卷㊀㊀由图4可见ꎬ空间节点的主要破坏形式有梁破坏㊁梁与柱先后破坏㊁柱破坏三种形式ꎮ(1)对于柱的耐火极限大于梁时的空间节点ꎬ其梁端竖向位移-受火时间关系曲线可能会呈现 Z 字形ꎮ这是由于梁挠曲变形增大后ꎬ梁上部受压钢筋转变为受拉钢筋ꎬ进而抑制梁的挠曲变形ꎬ随着受火时间的增加ꎬ梁会出现 二次破坏 的情况ꎮ但由于忽略梁在大变形下产生的裂缝ꎬ其耐火极限计算值可能偏高ꎮ(2)对于 T 形空间节点ꎬ虽然边(东西)梁处于双面受火㊁中(北)梁处于三面受火ꎬ但边(东西)梁的竖向位移在 一次破坏 后的竖向位移要远大于中(北)梁的竖向位移ꎮ(3)在相同的梁㊁柱荷载比下ꎬ当梁根数由2增加到3和4时ꎬ空间节点的耐火极限分别降低了41 58%和43 75%ꎬ空间节点的耐火极限随着梁根数的增加而减少ꎮ2.2.3㊀空间节点破坏模态图5为钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点在不同的梁㊁柱荷载比和受火工况作用下ꎬ空间典型节点的等效塑性应变云图ꎬ可见牛腿区域存在较大的塑性变形ꎮ图5㊀空间节点等效塑性应变云图Fig 5㊀Theequivalentplasticstraincloudmapofspacenodes㊀㊀(1)对于 L 形空间节点ꎮ由于梁均处于双面受火ꎬ因温度场分布不呈单轴对称和材料在不同温度下的劣化程度不同ꎬ梁会出现不均匀的内力重分布ꎬ导致梁会出现一定程度的扭转变形ꎻ由于柱处于双面受火和双向压弯的共同作用ꎬ破坏时呈现典型的 双向压弯 破坏特征ꎮ(2)对于 T 形空间节点ꎮ由于边(东㊁西)梁处于双面受火㊁中(北)梁处于三面受火㊁柱处于三面受火的工况ꎮ虽然梁上的荷载一样ꎬ但由于南侧无梁布置ꎬ可能导致双面受火的边(东㊁西)梁在 一次破坏 后的竖向位移远大于三面受火的中(北)梁ꎻ由于柱处于三面受火㊁单向偏压的工况下ꎬ柱在破坏时呈现典型 压弯 破坏特征ꎮ(3)对于 十 字形空间节点ꎮ由于梁均处于三面受火ꎬ当梁的耐火极限小于柱时ꎬ各梁的破坏模态与耐火极限均相同ꎻ当柱的耐火极限小于梁时ꎬ由于初始缺陷的存在ꎬ可见柱呈现典型的 压弯 破坏特征ꎮ第2期张㊀波等:钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点耐火性能分析265㊀2.2.4㊀空间节点内力图6为钢管混凝土叠合柱轴力-时间关系曲线ꎮ在火灾作用下ꎬ构件受热膨胀ꎬ钢管混凝土叠合柱在高温和外部轴向荷载的作用下引起截面内力重分布ꎮ受火初期:核心钢管混凝土和外围钢筋混凝土分别承担轴向荷载的43 27%和56 73%ꎻ火灾发展阶段:外围钢筋混凝土材料由于持续高温发生严重的劣化现象ꎬ承载能力减弱ꎬ不足以承担大量外部轴向荷载ꎬ外部荷载逐渐向内传递ꎬ核心钢管混凝土承担大部分内力ꎬ并逐渐趋于平缓ꎬ截面内力出现重分布的现象ꎮ此时核心钢管混凝土和钢筋混凝土分别承担轴向荷载的52 9%和47 1%ꎮ图6㊀轴力-时间关系曲线Fig 6㊀Theaxialforce ̄timecurves㊀㊀图7为梁跨中截面弯矩-时间关系曲线ꎮ在火灾全过程中ꎬRC梁跨中截面由于火灾和荷载作用下发生了弯矩重分布的现图7㊀梁跨中弯矩-时间关系曲线Fig 7㊀Themoment ̄timecurvesofbeam象ꎮ常温加载后ꎬRC梁底部受拉ꎻ受火作用阶段ꎬ由于叠合柱的约束作用ꎬRC梁底部受火发生膨胀ꎬ此时在一定程度上削弱了梁底部的弯矩大小ꎻ随着受火作用的持续ꎬ梁底部出现负弯矩ꎬ此时拉弯矩为300kN mꎬꎻ随着持续高温ꎬ发生材料劣化ꎬ负弯矩逐渐减小ꎬ直至180min时弯矩为170kN mꎮ3㊀结㊀论(1)钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁空间节点由于其受火工况㊁构造形式和梁㊁柱荷载比等条件的复杂性ꎬ进而导致 L 形㊁ T 形㊁ 十 字形空间节点的ꎬ破坏主要形式有梁破坏㊁梁和柱先后破坏㊁柱破坏ꎮ(2)当梁㊁柱火灾荷载比相同时ꎬ梁由2根增加至3根㊁4根时ꎬ空间节点耐火极限分别降低了41 58%和43 75%ꎻ空间节点耐火极限随着梁根数的增加而减低ꎮ(3)当柱的耐火极限远大于梁时ꎬ随受火时间的增加ꎬ梁会出现 二次破坏 的情况ꎻ由于梁竖向变形增大后ꎬ梁上部受压钢筋转变为受拉ꎬ进而抑制梁的竖向位移ꎬ其梁端竖向位移-受火时间关系曲线呈现 Z字形ꎮ(4)由于高温和轴向荷载的共同作用ꎬ空间节点内力出现重分布的现象ꎬ外围钢筋混凝土和核心钢管混凝土分别由56 73%和43 27%重分布为47 1%和52 9%ꎬ在受火后期ꎬ外部荷载主要转移至内部钢管混凝土ꎮ参考文献[1]㊀徐蕾ꎬ王明涛ꎬ王文达.钢管混凝土叠合柱非均匀受火性能研究[J].自然灾害学报ꎬ2014ꎬ23(4):263-269.㊀(XULeiꎬWANGMingtaoꎬWANGWenda.Researchonthenon ̄uniformfireperformanceofconcretefilledsteeltubereinforcedconcrete(CFSTRC)column[J].Journalofnaturaldisastersꎬ2014ꎬ23(4):263-269.)[2]㊀徐蕾ꎬ刘玉彬.钢管混凝土叠合柱耐火性能研究[J].建筑结构学报ꎬ2014ꎬ35(6):33-41.266㊀沈阳建筑大学学报(自然科学版)第40卷㊀(XULeiꎬLIUYubin.ResearchonfireresistanceofSFSTRCcolumnssubjectedtofire[J].Journalofbuildingstructuresꎬ2014ꎬ35(6):33-41.) [3]㊀侯舒兰.均匀受火下钢管混凝土叠合柱耐火性能研究[D].北京:清华大学ꎬ2014.㊀(HOUShulan.Researchonfireresistanceofconcrete ̄encasedCFSTcolumnonallsides[D].Beijing:TsinghuaUniversityꎬ2014.) [4]㊀SONGTYꎬHANLHꎬUYB.PerformanceofCFSTcolumntosteelbeamjointssubjectedtosimulatedfireincludingthecoolingphase[J].Journalofconstructionalsteelresearchꎬ2010ꎬ66(4):591-604.[5]㊀HUANGSSꎬDAVISONBꎬBURGESSIW.Experimentsonreverse ̄channelconnectionsatelevatedtemperatures[J].Engineeringstructuresꎬ2013ꎬ49:973-982. [6]㊀周侃.钢管混凝土叠合柱 ̄RC梁节点耐火性能研究[D].北京:清华大学ꎬ2017.㊀(ZHOUKan.Fireperformanceofconcrete ̄encasedconcretefilledsteeltubularcolumn ̄RCbeamjoints[D].Beijing:TsinghuaUniversityꎬ2017.)[7]㊀包延红.钢管混凝土叠合柱平面框架结构耐火性能研究[D].兰州:兰州理工大学ꎬ2018.㊀(BAOYanhong.Researchonbehaviorofconcretefilledsteeltubereinforcedconcreteplaneframessubjectedtofire[D].Lanzhou:LanzhouUniversityofTechnologyꎬ2018.) [8]㊀包延红ꎬ孙建刚ꎬ王文达ꎬ等.钢管混凝土叠合柱-钢筋混凝土梁平面框架耐火性能有限元分析[J].建筑结构学报ꎬ2015ꎬ36(增刊1):47-53.㊀(BAOYanhongꎬSUNJiangangꎬWANGWendaꎬetal.FEAonCFSTRCcolumn ̄reinforcedconcretebeamplaneframessubjectedtofire[J].Journalofbuildingstructuresꎬ2015ꎬ36(S1):47-53.)[9]㊀宋天诣.火灾后钢-混凝土组合框架梁-柱节点的力学性能研究[D].北京:清华大学ꎬ2010.㊀(SONGTianyi.Researchonpost ̄fireperformanceofsteel ̄concretecompositebeam ̄columnjoints[D].Beijing:TsinghuaUniversityꎬ2010.) [10]谭清华.火灾后型钢混凝土柱㊁平面框架力学性能研究[D].北京:清华大学ꎬ2012.㊀(TANQinghua.Performanceofsteelreinforcedconcrete(SRC)columnandportalframeafterexposuretofire[D].Beijing:TsinghuaUniversityꎬ2012.)[11]丁发兴ꎬ周政ꎬ王海波ꎬ等.局部火灾下多层钢-混凝土组合平面框架抗火性能分析[J].建筑结构学报ꎬ2014ꎬ35(6):23-32.㊀(DINGFaxingꎬZHOUZhengꎬWANGHaiboꎬetal.Fireperformanceanalysisofmulti ̄storysteel ̄concretecompositeplaneframeunderlocalfire[J].Journalofbuildingstructuresꎬ2014ꎬ35(6):23-32.)[12]LIETT.Fireresistanceofcircularsteelcolumnsfilledwithbar ̄reinforcedconcrete[J].Journalofstructuralengineeringꎬ1994ꎬ120(5):1489-1509.[13]中华人民共和国国家质量监督检验总局ꎬ中国国家标准化管理委员会.建筑构件耐火试验方法:第1部分:通用要求:GB/T9978.1 2008[S].北京:中国标准出版社ꎬ2008.㊀(GeneralAdministrationofQualitySupervisionꎬInspectionandQuarantineofthePeopleᶄsRepublicofChinaꎬStandardizationAdministrationofthePeopleᶄsRepublicofChina.Fire ̄resistancetests ̄elementsofbuildingconstruction ̄part1:generalrequirements:GB/T9978.1 2008[S].Beijing:StandardsPressofChinaꎬ2008.) 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钢管混凝土结构梁柱节点受力性能循环加载实验方案1. 实验目的研究钢管混凝土结构梁柱节点在周期荷载作用下的基本表现和破坏机理;确定试件的顶底角钢、梁翼缘和腹板在周期荷载作用下的应力变化情况;研究该节点在周期荷载作用下的滞回曲线,确定不同宽度的梁翼缘对其滞回性能的影响;研究该种连接的耗能性能,初步建立起该种连接的滞回模型并确定模型的参数,为研究钢管混凝土结构梁柱节点在地震荷载作用下的性能提供理论依据和试验基础。
2. 试件及材料●试件L1钢梁:HN300X200X8X10 长度:1600mm 钢柱:200X200X10方管长度:1630mm 顶、底角钢:L160X100X12 长度:200mm 腹板角钢:2L100X10 长度:240mm 螺栓:8.8级摩擦型高强螺栓,直径20mm,接触面钢丝刷除锈处理。
●试件L2钢梁:HN300X200X8X10 长度:1600mm 钢柱: 200X200X10方管长度:1630mm 顶、底角钢:L160X100X10 长度:200mm 腹板角钢:2L100X8 长度:240mm 螺栓:8.8级摩擦型高强螺栓,直径20mm,接触面钢丝刷除锈处理。
●试件L3钢梁:HN250X200X8X10 长度:1600mm 钢柱:200X200X10方管长度:1630mm 顶、底角钢:L160X100X12 长度:200mm 腹板角钢:2L100X10 长度:170mm 螺栓:8.8级摩擦型高强螺栓,直径20mm,接触面钢丝刷除锈处理。
●试件L4钢梁:HN250X200X8X10 长度:1600mm 钢柱: 200X200X10方管长度:1630mm 顶、底角钢:L160X100X10 长度:200mm 腹板角钢:2L100X8 长度:170mm 螺栓:8.8级摩擦型高强螺栓,直径20mm,接触面钢丝刷除锈处理。
3. 试验设备和装置加载设备主要为:千斤顶一个、MTS作动器一个;加载反力装置为:1000KN 反力架两个;数据采集装置有:位移传感器3个、ye2539高速静态应变仪、应变片若干;4. 加载过程试验开始前首先在试件柱端施加不变的压载800KN ,主要是防止节点在受荷时其发生倾覆或水平位移,然后在梁端按图3所示的加载规则施加反复荷载。
191附录G RC 梁-圆钢管混凝土柱节点环梁承载力设计方法G.1 节点环梁受拉环筋和箍筋的计算G.1.1 当环梁(图G.1.1)上部环向钢筋的直径相同、水平间距相等时,环梁受拉环筋面积及箍筋单肢面积按下式计算:1 不考虑楼板的有利作用212sin 7sin θλθ≥(G.1.1-1)ksh dp yh r 22202r51.4{sin sin [sin()sin ]}7M A R rf l l αθλθλθαθ≥-+++- (G.1.1-2)2 考虑楼板的有利作用12212sin 7sin βθλβθ≥(G.1.1-3)ksh dp yh r 22202213r51.4{sin sin [sin()sin ]}7M A R rf l l λαθθλθαθβββ≥-+++- (G.1.1-4)在负弯矩作用下,β1取0.5, β2取0.65, β3取0.6;正弯矩作用下取β1=β2=β3=1.0。
3 环梁箍筋单肢面积sv yh sh H v yv 0.7/()A f A f λγα= (G.1.1-5)式中:λ ——剪环比,为环梁箍筋名义拉力与环梁受拉环筋名义拉力的比值, v h /F F λ=,可取0.35~0.7,不考虑楼板的作用时取较高值,考虑楼板的作用时取较低值;F h ——受拉环筋的名义拉力,h yh sh 0.7F f A =; f yh ——环向钢筋抗拉强度设计值; A sh ——环向钢筋的截面面积;F v ——环梁箍筋的名义拉力,v v sv yv H F A f αγ=; f yv ——箍筋抗拉强度设计值;H γ ——箍筋间夹角(弧度),H h /(/2)S r b γ=+;S ——环梁中线处箍筋间距; A sv ——环梁箍筋单肢面积;αv ——闭合箍筋计算系数,按表G.1.1取值; M k ——由实配钢筋计算得出的框架梁梁端截面弯矩; αdp ——修正系数,取αdp =1.3;l r ——环梁受拉环筋合力作用点到受压区合力点的力臂,取l r =min{0.87h r0,h r -50mm};192h r ——环梁截面高度。
型钢混凝土梁柱节点研究进展摘要:型钢混凝土(SRC)结构是钢-混凝土组合结构的一种主要形式,其节点是连接梁和柱的关键部位,节点受力极其复杂,通常都处于压剪弯复合应力状态。
本文分析了当前较常用型钢混凝土梁柱节点的构造形式、受力机理和性能,以及型钢混凝土梁柱节点的试验研究现状。
最后指出了我国型钢混凝土梁柱节点研究中的不足。
关键词:型钢混凝土(SRC);梁柱节点;构造0 引言型钢混凝土(SRC)结构是指由型钢和其外包钢筋混凝土共同承受荷载的结构,是钢-混凝土组合结构的一种主要形式,由于具有承载能力高、刚度大及抗震性能好等优点,已越来越多地应用于大跨结构和地震区的高层建筑以及超高层建筑。
与钢结构相比,能增大截面刚度,防火、防腐性能好,具有较大的抗扭及抗倾覆能力,使钢材的性能得以充分发挥[1]。
由于型钢混凝土结构整体性强、延性性能好,能大大改善钢筋混凝土受剪破坏的脆性性质,使结构抗震性能得到明显的改善。
据日本1978年宫城县地震的统计显示[2],在调查的95幢层数为7~17 层的型钢混凝土结构建筑中,仅有13%(12幢)发生结构轻微损坏。
因此日本抗震规范规定:高度超过45 m的建筑物不得使用钢筋混凝土结构,而型钢混凝土结构则不受此限制。
我国也是一个多地震国家,绝大多数地区位于地震区,甚至高烈度区,因此,在我国推广型钢混凝土结构结构就具有非常重要的现实意义。
到目前为止,我国采用型钢混凝土结构的建筑面积还不到建筑总面积的千分之一;而日本在6层以上的建筑物中,采用型钢混凝土结构的建筑物占总建筑面积的62.8%。
因此,型钢混凝土结构在我国有着非常广阔的市场和应用前景[2]。
1梁、柱节点构造形式节点是连接梁和柱的关键部位。
梁和柱的内力通过节点传递,因此节点工作的安全可靠是保证结构正常工作的前提。
节点的受力非常复杂,通常都是受到压、弯、剪复合应力的作用,所以对于节点受力的性能、破坏的机理进行研究,从而明确节点的传力,使构造更加合理就显的非常重要了。
钢管混凝土柱与梁板节点环形钢板连接施工工法钢管混凝土柱与梁板节点环形钢板连接施工工法一、前言钢管混凝土(RC)结构是一种常见且经典的结构形式,在建筑工程中广泛应用。
钢管混凝土柱与梁板连接部位的节点设计和施工对整个结构的性能和安全至关重要。
本文将介绍一种钢管混凝土柱与梁板节点环形钢板连接施工工法,包括工法特点、适应范围、工艺原理、施工工艺、劳动组织、机具设备、质量控制、安全措施、经济技术分析以及工程实例。
二、工法特点钢管混凝土柱与梁板节点环形钢板连接施工工法具有以下特点:1. 环形钢板连接具有较高的刚度和承载力,能够有效分担节点受力,提高整体结构的抗震性能。
2. 施工工法简单,操作便捷,适应性广泛,可适用于各种结构形式和规模的建筑工程。
3. 施工速度快,加工和安装周期短,能够有效提高工程进度。
4. 连接节点的可靠性高,能够保证节点的稳定和安全。
三、适应范围钢管混凝土柱与梁板节点环形钢板连接施工工法适用于各类钢管混凝土柱与梁板节点的连接,包括住宅、商业建筑、桥梁等各种类型的建筑工程。
四、工艺原理钢管混凝土柱与梁板节点环形钢板连接施工工法的理论依据是利用环形钢板的刚性和承载力,通过钢筋焊接和混凝土浇筑形成稳定的连接。
具体的实施方法包括以下几个步骤:1. 钢筋焊接:根据节点连接的设计要求,将环形钢板与钢管柱、梁板上的钢筋进行焊接,确保焊接质量和强度。
2. 模板安装:在环形钢板连接处安装合适的模板,用于混凝土浇筑。
3. 混凝土浇筑:根据设计要求,进行混凝土浇筑,并进行振捣和养护,确保节点连接的完整性和强度。
五、施工工艺钢管混凝土柱与梁板节点环形钢板连接施工工法的施工过程包括以下各个阶段:1. 准备工作:包括材料准备、施工设备和机具的安排、劳动组织的调度等。
2. 钢筋焊接:按照设计要求,先将环形钢板与钢管柱、梁板上的钢筋进行焊接。
3. 模板安装:根据焊接后的节点形状和尺寸,选择合适的模板进行安装。
4. 混凝土浇筑:将混凝土按照设计要求进行浇筑,并进行振捣和养护,确保节点连接的质量和强度。
钢管混凝土叠合柱-RC梁空间节点耐火性能分析张波;秦笑笑;徐光朋;任庆新【期刊名称】《沈阳建筑大学学报(自然科学版)》【年(卷),期】2024(40)2【摘要】目的研究钢管混凝土叠合柱-RC梁空间节点耐火性能,为实际工程提供参考。
方法通过ABAQUS有限元分析软件建立ISO-834标准火灾下钢管混凝土叠合柱-RC梁空间节点的温度场模型和力学模型;在试验与有限元模拟相吻合的基础上,分析此类构件空间节点的温度场分布、破坏模态、变形和内力分布等工作机理。
结果由于梁板的保护作用,节点区温度远低于非节点区;当梁、柱火灾荷载比相同,梁由2根增加至3根、4根时,空间节点耐火极限分别降低了41.58%和43.75%;高温和轴向荷载的共同作用下,内部钢管混凝土承担内力从常温的43.27%增加至180 min的52.9%。
结论钢管混凝土叠合柱-RC梁空间节点具有较好的耐火性能,能够满足实际工程中对耐火性能的要求。
【总页数】8页(P259-266)【作者】张波;秦笑笑;徐光朋;任庆新【作者单位】沈阳建筑大学土木工程学院;辽宁省交通高等专科学校建筑工程系;中国建筑第八工程局有限公司东北分公司;佛山科学技术学院交通与土木建筑学院【正文语种】中文【中图分类】TU398【相关文献】1.方钢管混凝土柱-外环板式组合梁节点在地震损伤后的耐火性能分析2.预应力型钢混凝土梁-钢管混凝土叠合柱框架中节点受剪性能分析3.装配整体式地下车站钢管混凝土柱-型钢混凝土叠合梁节点力学性能研究4.预制钢管混凝土叠合柱与PEC 梁螺栓连接节点受力性能分析5.钢管混凝土叠合柱-混凝土梁节点滞回性能的有限元分析因版权原因,仅展示原文概要,查看原文内容请购买。
预制混凝土梁柱节点试验及框架受力性能分析摘要:预制装配式结构作为一种新型建筑结构体系,得到了国家的大力支持和发展,并且符合建筑工业化的生产要求。
我国目前在预制装配技术的研究和生产方面相对落后,因此需对预制装配式混凝土结构体系进行创新,深入地开展理论分析和试验研究,使预制装配式结构在我国得到快速发展和大面积的应用。
本文主要对预制混凝土梁柱节点进行试验并对框架受力性能进行探讨,以供相关技术人员参考。
关键词:预制装配式混凝土;结构体系;框架受力性能引言:预制装配式钢筋混凝土梁柱节点的构造受到多个因素的影响。
建筑材料方面,混凝土结构和钢结构在目前的工程建设中使用最为普遍,混凝土结构的耐久性、稳定性使其在工程应用方面具备很大的优势。
目前混凝土结构大部分采用现浇式,即在现场浇筑,并且一旦施工完成后,梁柱构件不易拆换,为日后可能需要进行的结构改造和抗震修复工作带来困难,“干式连接”和“预应力连接”为预制装配式结构的研究推广提供了新的思路。
一、试验节点滞回性能分析1.1耗能能力预制混凝土梁柱结构在受到地震作用时,会持续地吸收地震能量,将其传递给结构的构件和装置,并通过结构自身某些预设部位的变形、破坏等形式消耗结构内的地震能量,从而避免其他构件和装置产生较严重的损坏,达到降低经济损失和保护人员安全的目的。
通常来说,在分析研究时,主要通过计算试验的滞回曲线所包围的区域面积大小来评价结构的耗能能力。
滞回曲线的外轮廓线越饱满、包围面积越大,表明结构所消耗的能量也就越多。
节点的耗能能力是结构抗震性能分析所需要参考的重要性指标,因为在低周往复荷载作用下,试件的承载力以及刚度退化会对滞回曲线所包围的面积产生一定的影响,结构抗震耗能能力通常可以用能量耗散系数、粘滞阻尼系数等表示,滞回曲线的饱满程度可以用等效粘滞阻尼系数进行表示,同条件下试件的耗能能力随等效粘滞阻尼系数的增大而增大。
本次试验选取的加载方式为柱顶水平加载,通过计算柱顶加载点处的能量耗散系数和等效粘滞阻尼系数,进而分析节点试件在试验过程中的耗能能力。
钢管柱-钢筋混凝土框架转换节点设计研究在航站楼、铁路客运站站房、综合交通枢纽等大型公共建筑中,广泛采用下部为混凝土框架、上部为大跨度钢屋盖的结构形式。
对于此类结构形式,支承钢屋盖的钢管柱与下部混凝土框架柱、框架梁之间内力的可靠传递非常关键。
迄今,国内外学者在钢管混凝土柱与H 型钢梁及钢筋混凝土梁的节点、钢筋混凝土柱与H 型钢梁节点受力性能研究方面取得了一些进展[1-3],但对钢管柱-钢筋混凝土框架转换节点的相关研究很少。
钢管柱-钢筋混凝土框架转换节点的构造与钢管混凝土柱-钢筋混凝土梁节点较为接近。
钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁的连接方式包括在钢管外侧设置混凝土环梁、钢管外侧设置混凝土双梁及钢管柱设置连接钢牛腿等形式。
在广州合银广场[4]工程中,在钢管混凝土柱外侧设置钢筋混凝土环梁,钢筋混凝土梁与环梁进行连接;在广州新中国大厦[5]工程中,采用钢管混凝土柱-混凝土双梁节点形式,并通过在节点外侧设置钢牛腿增强抗剪能力与抗弯作用;在重庆“嘉陵帆影”二期[6]中,在钢管混凝土柱设置钢牛腿,混凝土梁上部上排钢筋与牛腿上翼缘焊接,上部下排钢筋通过连接器与钢管柱连接,下部钢筋与牛腿下翼缘焊接。
张世春等[7]进行了钢管混凝土柱-混凝土梁节点缩尺模型低周往复加载试验,梁纵向钢筋分别焊接或搭接在外加强环的牛腿上,试验结果表明,梁在距柱边1 倍~2 倍梁高处形成了X 形塑性铰,滞回曲线饱满,耗能性能良好,钢筋焊接节点的抗震性能优于钢筋搭接节点。
钢管柱-钢筋混凝土框架转换节点与上述钢管混凝土柱-钢筋混凝土梁节点差异很大,钢管柱与下层钢筋混凝土柱的连接构造复杂。
当上部钢管柱直径小于下部钢筋混凝土柱直径时,可将钢管下插一层,并在钢管外包覆钢筋混凝土,将该型钢混凝土柱作为过渡段层;当钢管柱直径大于下部钢筋混凝土柱直径时,可将钢管作为钢筋混凝土柱的套管,形成钢管-钢筋混凝土柱过渡层[8]。
此外,还可将钢管柱底部视为柱脚,满足埋入式柱脚插入深度要求,实现钢管柱与钢筋混凝土柱内力的传递[9]。
方钢管混凝土柱-钢梁组合节点试验研究的对比分析【摘要】本文介绍了方形钢管混凝土柱-钢梁隔板式连接节点在国内外的研究现状,对比分析了方钢管混凝土柱-钢梁组合节点试验试件的破坏模式以及加载制度,并对今后的试验研究需要进一步解决的问题进行了探讨。
【关键词】方钢管混凝土柱-钢梁; 节点试验;破坏模式;加载模式【abstract 】this paper introduces the concrete filled steel tube column-square steel partition type connected node in the domestic and foreign research status, comparison and analysis of the concrete filled steel tube column-the party steel beam combination node test specimen failure mode and loading system, and future research needs further testing to solve the problems are discussed.【keywords 】party CFST column-steel beam; Node test; Failure mode; Loading mode方钢管混凝土结构具有强度高、延性好、耐火强、抗震性能优越等特点,连接节点设计及施工简便,成为钢结构住宅、多高层建筑发展的一个重要方向。
一、国外的试验研究现状1985年,Mastui首次提出并研究了外隔板式和隔板贯通式节点,进行了6个方钢管混凝土柱-宽翼缘钢梁外隔板和隔板贯通节点试件的静力试验研究,提出了两种节点的容许抗弯承载力计算公式,被日本建筑学会AIJ(1987)规范所采用。
1995年,Koji Morita 等通过对水平和竖直内隔板式节点的拟静力试验研究,首次利用了屈服线理论得出了节点的抗拉及抗剪承载力计算公式。
钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁的连接节点及其施工方法范本一:一、引言1.1 目的和范围1.2 文档结构二、钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁的连接节点介绍2.1 节点的作用2.2 节点的分类2.2.1 传力节点2.2.2 刚性节点2.2.3 连接节点2.3 节点参数要求2.3.1 承载力要求2.3.2 刚度要求三、常用的连接节点形式3.1 套筒式连接节点3.2 焊接式连接节点3.3 螺栓式连接节点3.4 内嵌式连接节点四、套筒式连接节点的施工方法4.1 施工工艺流程4.2 构造预留孔洞4.3 安装套筒4.4 浇筑混凝土4.5 后续处理五、焊接式连接节点的施工方法5.1 施工准备5.1.1 材料准备5.1.2 工具准备5.2 薄板切割及制备工作5.3 焊接前的准备工作5.4 焊接操作步骤5.5 焊接质量控制六、螺栓式连接节点的施工方法6.1 螺栓的选取与准备6.2 柱子和梁的准备工作6.3 螺栓安装6.4 扭矩拧紧螺栓6.5 后续处理七、内嵌式连接节点的施工方法7.1 用于柱子的内嵌式连接节点 7.2 用于梁的内嵌式连接节点 7.3 施工工艺流程7.4 后续处理八、附件8.1 施工图纸8.2 结构计算书8.3 产品说明书九、法律名词及注释9.1 土建法律名词9.2 结构工程法律名词9.3 焊接法律名词9.4 混凝土法律名词------------------------------------------------------------------------------范本二:一、引言1.1 目的和范围1.2 文档结构二、钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁的连接节点介绍2.1 节点的作用2.2 节点的分类2.2.1 直接连接节点2.2.2 筒束连接节点2.2.3 钢板剪力连接节点2.3 节点参数要求2.3.1 承载力要求2.3.2 刚度要求三、直接连接节点的施工方法3.1 施工准备3.1.1 材料准备3.1.2 工具准备3.2 钢管柱准备工作3.3 钢梁准备工作3.4 连接材料选取与安装 3.5 混凝土浇筑3.6 后续处理四、筒束连接节点的施工方法4.1 施工准备4.1.1 材料准备4.1.2 工具准备4.2 钢管柱准备工作4.3 钢梁准备工作4.4 连接材料选取与安装4.5 筒束制作及电焊施工4.6 混凝土浇筑4.7 后续处理五、钢板剪力连接节点的施工方法5.1 施工准备5.1.1 材料准备5.1.2 工具准备5.2 钢板准备5.3 钢柱准备5.4 连接材料选取与安装5.5 钢板剪力连接施工5.6 混凝土浇筑5.7 后续处理六、附件6.1 结构设计图纸6.2 施工计划书6.3 材料清单七、法律名词及注释7.1 土建法律名词7.2 结构工程法律名词 7.3 施工法律名词7.4 混凝土施工法律名词。