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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.) [１４]ＬＩＥＴＴꎬＣＨＡＢＯＴＭ.Ａｍｅｔｈｏｄｔｏｐｒｅｄｉｃｔｔｈｅｆｉｒｅｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｃｉｒｃｕｌａｒｃｏｎｃｒｅｔｅｆｉｌｌｅｄｈｏｌｌｏｗｓｔｅｅｌｃｏｌｕｍｎｓ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｆｉｒｅｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ１９９０ꎬ２(４):１１１－１２４. [１５]韩林海.钢管混凝土结构－理论与实践[Ｍ].北京:科学出版社ꎬ２００７.㊀(ＨＡＮＬｉｎｈａｉ.Ｃｏｎｃｒｅｔｅｆｉｌｌｅｄｓｔｅｅｌｔｕｂｕｌａｒｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ￣ｔｈｅｏｒｙａｎｄｐｒａｃｔｉｃｅ[Ｍ].Ｂｅｉｊｉｎｇ:ＳｃｉｅｎｃｅＰｒｅｓｓꎬ２０１２.)[１６]过镇海ꎬ时旭东.钢筋混凝土的高温性能及其计算[Ｍ].北京:清华大学出版社ꎬ２００３.㊀(ＧＵＯＺｈｅｎｈａｉꎬＳＨＩＸｕｄｏｎｇ.Ｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅａｔｅｌｅｖａｔｅｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｉｔｓｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ[Ｍ].Ｂｅｉｊｉｎｇ:ＴｓｉｎｇｈｕａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＰｒｅｓｓꎬ２００３.)[１７]清华大学.钢管混凝土叠合柱结构技术规程:Ｔ/ＣＥＣＳ１８８ ２０１９[Ｓ].北京:中国建筑工业出版社ꎬ２０２０.㊀(ＴｓｉｎｇｈｕａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ.Ｔｅｃｈｎｉｃａｌｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎｆｏｒｓｔｅｅｌｔｕｂｅ￣ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｃｏｌｕｍｎｓｔｒｕｃｔｕｒｅ:Ｔ/ＣＥＣＳ１８８ ２０１９[Ｓ].Ｂｅｉｊｉｎｇ:ＣｈｉｎａＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ＆ＢｕｉｌｄｉｎｇＰｒｅｓｓꎬ２０２０.)(责任编辑:刘春光㊀英文审校:范丽婷)。
钢管混凝土柱与钢梁节点性能研究张燕1，李政2（1.河套学院，内蒙古巴彦淖尔015000；2.杭锦后旗自然资源局，内蒙古鄂尔多斯015400）一、引言随着我国高层、超高层建筑技术的迅速发展，钢管混凝土结构因其承载力高、塑性和韧性好、制作和施工方便、耐火性能较强、经济效果较好而发展迅速[１]。
由于梁柱节点是各种力的交汇之处，节点受力模式较一般构件更为复杂，特别是在地震的作用下，节点的受力更为复杂，而且节点联系着多个构件，故其失效的后果更为严重，因此，节点受力是否合理直接关系到结构的安全可靠性。
本文本着这一目的进行了试验研究。
二、试验概况（一）试验方法本试验采用拟静力试验方法对矩形钢管混凝土柱与钢梁外加强环式节点进行抗震性能研究。
进行结构的拟静力试验，主要目的是，在考虑地震的作用时，确定结构构件的恢复力计算模型，通过试验测得滞回曲线，由滞回曲线所包围的面积求得结构的等效阻尼比，从而可以衡量结构的耗能能力，同时在分析计算中还可得到骨架曲线，由上面的数据可以判断和鉴定结构的抗震性能。
（二）试件设计与制作试验选取框架中的边中柱节点，钢梁和钢管混凝土柱的长度都取到其反弯点处，再按一定的比例缩放，比例取为1∶3。
四个试件的节点都采用外加强环式节点[３]，试件参数见表1。
（三）试验装置和加载制度本试验采用拟静力试验方法进行加载。
根据《建筑抗震试验方法规程》[６]（JGJ101-96），采用控制位移和控制力的混合加载法。
试验进行时，将竖向荷载逐级加到预定值，之后保持竖向荷载不变，水平荷载采用荷载———位移混合控制的加载制度。
三、试验结果及分析（一）骨架曲线骨架曲线能够反映结构的强度、变形性能，它是取荷载———位移曲线每一加载级第一循环峰值点连成的曲线[３]。
图1所示为SJ1、SJ2、SJ3及SJ4的骨架曲线。
由图可以看出，当荷载达到极限荷载后，我们发现试件仍然有良好的延性和后期变形能力。
（二）耗能性能耗能能力是衡量结构抗震性能的重要指标，常用等效粘滞阻尼系数h e 衡量结构的能量耗散能力[８]。
MIDAS结构帮2012年第一期北京迈达斯技术有限公司目录★midas Building性能设计--------------------------------------------------------------------------桂满树PKPM多塔模型导入到midas Building时的注意事项-----------------------------赵继（3）如何将.acc格式地震波导入midas Building----------------------------------侯晓武(11) 结构大师自定义快捷键的设置和导入--------------------------------------------赵继(17) 加虚梁后振型参与质量无法达到90%-----------------------------------------侯晓武(19) 梁构件偏心--------------------------------------------------------------------梁丽聘(22)★midas Gen位移比结果计算书中，无偶然偏心数据----------------------------------------侯晓武(24) 分析时为何会自动解除自由度约束--------------------------------------------侯晓武(27) 次梁不建模时考虑次梁重量---------------------------------------------------侯晓武(29) 梁、柱、墙等构件的配筋问题-------------------------------------------------梁丽聘(33)PKPM多塔模型导入到midas Building时的注意事项赵继目前的PKPM版本中的多塔模型导入到midas Building后，会出现以下几种情况：情况一导入后，原先在PKPM中定义的多塔信息消失，原塔块都属于Base塔，造成不能分塔计算风荷载作用、地震作用等。
midas FEA Technique Data Series技术资料–裂缝模型说明1. 裂缝模型介绍在钢筋混凝土结构的有限元分析中，常用的裂缝模型有以下几种：1)弥散（分布）裂缝模型；2)离散裂缝模型；3)断裂力学模型。
除此之外，还有其他一些形式的模型。
那么，如何在种类繁多的开裂数学模型中选用合适的模型用于实际结构分析呢，这取决于有限元分析的对象以及需要得出哪些数据。
如果需要获得结构的荷载位移特性曲线，而不需要裂缝的实际分布图形及局部应力状况，那么，就可以选择所谓“弥散裂缝模型”。
如果研究的兴趣在于结构局部特性的细节，那么采用离散裂缝模型更为适合。
对于某些特殊类型的问题，采用基于断裂力学原理的开裂模型也许更为方便。
弥散裂缝模型也被称为分布裂缝模型，其实质是将实际的混凝土裂缝“弥散”到整个单元中，将混凝土材料处理为各向异性树料，利用混凝土的材料本构模型来模拟裂缝的影响。
这样，当混凝土某一单元的应力超过了开裂应力，则只需将材料本构矩阵加以调整，无需改变单元形式或重新划分单元网格，易于有限元程序的实现，因此得到了非常广泛的应用。
Baza等提出的钝带裂缝模型则进一步发展了传统的弥散裂缝模型，通过引入裂缝带、断裂能等概念，使弥散裂缝模型和断裂力学相结合，减小了单元尺寸的影响。
现在的大型商用非线性有限元程序包里面基本都集成了弥散裂缝模型，用于模拟混凝土、岩石等材料的开裂。
离散裂缝模型是最早提出的模拟混凝土开裂的裂缝模型，其基本思想是：将裂缝处理为单元边界，一旦出现裂缝就调整节点位置或增加新的节点，并重新划分单元网格，使裂缝处于单元边界与边界之间。
这样，由裂缝引起的非连续性可以很自然的得到描述，裂缝的位置、形状、宽度也可以得到较清晰的表达。
由于离散裂缝模型是使用单元边界来模拟裂缝，因此随着裂缝的发生和发展，需要不断调整单元网格。
这是—项非常复杂的工作，需要消耗大量的计算机时，也是妨碍分离裂缝模型发展的主要原因。
方钢管混凝土柱-钢梁外加强环节点承载力与变形的有限元分析摘要：目的研究方钢管混凝土柱－钢梁外加强环式节点在单调荷载作用下的破坏机理和受力性能.方法通过有限元软件ANSYS对梁柱节点进行非线性有限元分析，分析了轴压比、套箍指标等参数对节点承载力与变形的影响.结果构件最后破坏时，节点区的钢管壁产生了严重的扭曲变形，模型的实体单元遭到严重破坏.结论方钢管混凝土柱—钢梁外加强环式节点具有优良的刚度及耗能能力，且加强环的设置有效地降低了节点区的应力集中。
关键词：梁柱节点；钢管混凝土；有限元；非线性Abstract: Objective To study the CFRT column - steel beams outside to strengthen the ring node failure mechanism under monotonic loading and mechanical properties of the beam-column joints by finite element software ANSYS nonlinear finite element analysis, analysis of the axis pressure ratio, sets the hoop indicators and other parameters to the bearing capacity and deformation of the final destruction of the results of component, the nodes of the steel pipe wall to produce a serious distortion of the solid elements of the model have been seriously damaged. conclusion CFRT column -the outer steel beams to strengthen the ring node with excellent stiffness and energy dissipation capacity, and the strengthening ring setting effectively reduces the stress concentration of the node area.Keywords: beam-column joints; concrete filled steel tube; finite element; nonlinear钢管混凝土结构的基本原理是借助方钢管对核心混凝土的套箍约束作用，使核心混凝土处于三向受压状态，从而使核心混凝土具有更高的抗压强度和压缩变形能力。
midasfea-水化热参数化分析一．概要1.水化热分析浇筑混凝土时，水泥在水化过程中产生大量热量会使混凝土的温度升高。
虽然随时间的推移混凝土的温度会慢慢冷却，但结构各个位置的温度下降速度不均匀，结构不同位置将发生相对温差，此温差会使混凝土发生温度应力。
温度裂缝发生类型混凝土浇筑初期，因内部温度升高将发生膨胀，但混凝土表面的温度下降较快，相对应变较小，从而使混凝土表面产生拉应力。
混凝土内部不同的温度分布引起的不同的体积变化而导致的应力称为内部约束应力。
此类拉应力裂缝主要发生在构件尺寸比较大的结构。
|内部约束产生的裂缝（放热时）||外部约束产生的裂缝（冷却时）|混凝土在高温状态下温度下降会发生收缩，但受到与其接触的已浇筑混凝土或者地基等的约束而产生的拉力，像这样变形受外部边界约束的状态称为外部约束。
此类应力主要发生在像墙这样约束度比较大的结构中。
利用温度裂缝指数预测温度裂缝韩国混凝土规范中使用温度裂缝指数（抗拉强度与发生的温度应力之比）i值预测是否发生裂缝。
一般采用下面的值。
因此通过查看温度分布可以看出输入数据是否有误，如果温度分布没有问题可说明输出的应力结果也是正确的。
水化热分析必须进行反复计算大体积混凝土的温度裂缝可以利用温输入混凝土的散热特性及浇筑条件等度裂缝指数(CrackRatio,Icr)来验算。
温度裂缝指数要满足结构的重要混凝土的温度性、功能、环境条件等因素的要求。
温度裂缝指数受水泥的类型、浇筑温度、养生方法等多因素的影响，所以应力需要对多种条件进行反复分析以找出最佳的浇筑方法。
No裂缝指数Ye参数化分析功能END为比较多种条件的分析结果需要建立多个模型进行分析，分析结束后需要整理大量的分析结果、还要进行结果保存、对比等工作。
通过FEA的水化热参数化分析功能，可以实现一个模型多种条件分析。
可以大大减少单纯繁琐的反复分析过程，从而提高工作效率。
参数化分析的使用方法首先建立一个基本模型，在基本模型里使用替换变量的方式定义分析工况。
midas FEA 空间结构节点分析案例——弹性计算1.提取计算软件杆件信息，例如下图的带局部坐标系的杆件模型
2.在CAD中生成杆件截面,节点中心移动至原点，并输出为IGES格式
3.导入FEA，选择高级几何，IGES格式
4.生成实体——几何-——生成几何体——扩展
5.布尔运算——差集和并集
6.分析——材料定义，创建材料，一般情况选用数据库
7.网格划分——自动网格划分——自动实体网格（可选择六面体主导）
8.划分过程需选择材料特性
9.定义截面约束——分析-——边界条件
10.定义截面加载点——网格——节点——创建新节点
在CAD文件量取节点坐标值，输入FEA中
11.面节点（node）耦合至加载点——网格——单元——创建刚性连接单元
12.建立杆端局部坐标系——分析——内力——坐标系——三点坐标，在CAD文件量取局部坐标系对应的坐标值，注意：a.CAD文件量取时，应以杆件局部坐标系;b.定义杆件对应坐标名称，方便多种组合重复加载
13.输入荷载值——分析——内力或力矩——选择局部坐标系输入
注意：a.输入一项后，可在表格中输;b.并注意输入单位;c.表格输入时注意节点号和局部坐标系对应。
14.加载点节点编号显示方法——树形菜单——连接单元——显示节点号
15.计算——分析——分析工况——添加——输入荷载组名称——左侧相应荷载拖入右侧荷载列表。
注意：a.同一组合的荷载放入一个荷载组
16.计算——分析——求解
17.验算结果查看——树形菜单。
峰”,此级配在实践中常常引起混合料软弱性状,这种性状在施工时使混合料难以压实,在使用寿命期,其抗永久变形能力的减弱已得到验证[5];级配2的粗集料含量大,有利于粗集料之间互相嵌挤锁结,形成一定程度的空间骨架结构,可以有效提高沥青混合料在行车荷载作用下抵抗塑性变形的能力,并能在一定程度上形成嵌挤结构,混合料受冻收缩时,粗集料之间的骨架结构会提供较大的内摩阻力,能在一定程度上抵抗收缩应力,减小收缩应力对混合料造成的损失,改善沥青混合料的冻融稳定性。
4 结语(1) 贝雷法对沥青混合料划分粗细集料尺寸有了新的认识,使设计者对于混合料的骨架嵌挤结构有了进一步的认识,避免了以往仅凭经验或是有关标准选择级配的局限。
(2) 通过对两种级配的路用性能分析,用贝雷法检验非贝雷法设计的级配时,计算C A、FA C、FA F参数可以验证级配的合理性。
(3) 贝雷法仅限于级配范围,结合马歇尔设计法或Superpave设计法确定最佳沥青用量,在进行相关的路用性能,这样才能设计出各项路用性能良好的热拌沥青混合料。
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