ISSN 1000-6869 CN 11-1931/TU
以兰州金茂大厦为背景，选取其伸臂桁架的高度、跨度和截面尺寸作为变量，设计了5种不同布置形式普通伸臂桁架和相应的5种屈曲约束支撑型消能减震伸臂桁架，采用ANSYS有限元软件进行了静力非线性分析和滞回加载分析，应用目标函数法进行优化对比。结果表明：在5种普通伸臂桁架和相应的5种屈曲约束支撑型伸臂桁架中，双跨对角斜撑型布置形式分别为两类不同伸臂桁架中满足抗震要求的最优布置形式。在满足等刚度的原则下，屈曲约束支撑型伸臂桁架耗能能力明显高于普通伸臂桁架。采用双跨对角斜撑型布置形式的屈曲约束支撑型伸臂桁架是抗震性能更优的伸臂桁架布置形式。
针对目前钢框架结构抗连续倒塌分析中通常忽略节点轴力-弯矩耦合效应，并假设节点不发生破坏的问题，提出一种考虑节点轴力-弯矩耦合效应和楼板作用的钢框架连续倒塌分析模型，通过对已有试验的模拟验证了该模型的准确性；采用所提出的模型和基于能量的Pushdown方法对2个10层钢框架结构进行结构抗倒塌能力、破坏模式和抗倒塌机制分析。结果表明：不考虑节点轴力-弯矩耦合效应将高估钢框架结构的抗倒塌能力；钢框架结构典型破坏模式为钢柱屈曲引发的水平向倒塌及铰接节点断裂失效引发的竖向倒塌；当失效柱与梁刚性连接时，结构发生水平向倒塌破坏，破坏前竖向变形较小，主要的抗倒塌机制是梁端的轴力、弯矩及各层不均匀发展轴力产生的空腹桁架效应；而失效柱与梁铰接时，结构发生竖向倒塌破坏，破坏前结构发生较为明显的竖向变形，节点失效前后结构主要抗倒塌机制分别为悬链线机制和楼板薄膜力机制。
为研究黏弹性阻尼墙对钢框架结构的减震效果，对安装有黏弹性阻尼墙减震构件的1∶3缩尺4层钢框架进行了振动台试验和有限元分析。研究结果表明：黏弹性阻尼墙提供的刚度和阻尼提高了结构的前3阶自振频率，结构每层最大加速度和层间位移得到了较好地控制；在El Centro波作用下，黏弹性阻尼墙的5种组合模式对位移的控制效果较对加速度控制效果稍差，其中各层均布置黏弹性阻尼墙对钢框架的位移、加速度控制效果最好；有限元分析结果和试验结果吻合良好。
以钢筋混凝土构件的变形性能指标限值为基础，建立基于构件性能的钢筋混凝土结构抗倒塌极限状态判别准则，并提出了“抗倒塌能力系数”的概念，用以定量评估结构的抗地震倒塌能力。在此基础上，按现行相关规范设计了27个典型钢筋混凝土框架结构，并采用文中建议的方法对结构在地震作用下的抗倒塌能力进行评估。结果表明： 高度相同的框架结构，抗震等级越高，抗倒塌能力越强；抗震等级相同的框架结构，高度越大，抗倒塌能力越小；3层和6层框架结构的抗倒塌能力系数值大于1，具有足够的抗倒塌能力；抗震等级为二级的9层框架结构抗倒塌能力系数在0.5~0.8之间，应提高结构的抗倒塌能力；柱的轴压比和配筋率对框架结构的抗倒塌能力有较大的影响；框架结构层间位移角最大的楼层不一定是构件破坏最严重的楼层，仅用层间位移角评估结构的抗震性能尚有不足。
为研究T形连接件连接的新型卷边部分外包混凝土组合柱-钢梁组合框架层间抗震机理，按1/2缩尺设计制作了1榀组合框架中间层子结构模型试件，并进行水平低周反复荷载试验。基于试验结果，分析了组合框架中间层子结构的滞回特性、承载力、抗侧刚度退化、耗能能力和破坏模式等。结果表明： T形连接件连接实现了“小震利用摩擦耗能，中大震通过梁端屈服耗能”的设计目标；预拉对穿螺栓连接有效实现了节点域混凝土斜压带传力模式，且T形连接件的设置使梁端出现塑性铰位置外移，更好满足了“强节点弱构件”的抗震要求；试件抗侧刚度沿高度分布均匀，试件整体水平位移表现为理想的倒三角弯剪型变形模式；试件的破坏模式为中间层T形连接件端部外排螺栓附近梁截面形成塑性铰的塑性破坏机构，对应层间侧移角和节点连接转角均达到0.05rad，超过了罕遇地震作用下层间侧移角限值1/30的要求，且试件承载力仍呈缓慢增大趋势，即结构具有良好的抗倒塌性能。
为研究模块化装配式多高层钢结构的全螺栓梁柱连接节点的受力性能，采用GB 50017—2003《钢结构设计规范》中的设计方法，设计了4个该类型节点，对其进行了静力、滞回性能试验和有限元分析，获得了节点的静力性能和滞回性能、骨架曲线、延性性能、转动能力、刚度退化等。结果表明：焊缝质量、板件厚度、螺栓布置等因素对节点破坏模式和各项力学性能影响较大，在弦杆与柱座间的焊缝不过早断裂以及盖板与弦杆接触面不滑移的条件下，该类节点转动刚度较大，节点的承载能力高，延性、耗能能力、塑性转动能力较好。减小桁架梁弦杆和腹杆厚度会显著降低节点承载能力，但对节点的延性性能和耗能能力影响不大。
通过对折线加强隔板贯通方钢管轻骨料混凝土柱-H形钢梁异型节点和基本型异型节点试件进行低周往复加载试验，研究了隔板折线加强构造对节点破坏形态、承载力、塑性转角、滞回性能、骨架曲线、刚度退化和耗能等的影响。试验结果表明：基本型异型节点在刚度较大、几何尺寸变化较大的大截面梁翼缘对接焊缝侧边开裂，节点的塑性转角约为0.028 rad；隔板折线加强异型节点的主要破坏模式为隔板折线加强区形成塑性铰及延性拉断、梁腹板焊接孔开裂及梁翼缘对接焊缝断裂，其塑性转角可达0.034~0.057 rad，承载力和耗能能力较基本型异型节点分别提高16.5%~47.0%和21.2%~144.0%；隔板贯通方钢管轻骨料混凝土柱-H形钢梁异型节点中，大截面梁先于小截面梁破坏，柱壁板间焊缝未发生撕裂破坏，轻骨料混凝土未发生压碎、拉裂、剥离或滑移破坏，节点的抗震性能主要受钢梁和隔板间焊缝破坏（而非轻骨料混凝土）的影响。
为研究高延性纤维混凝土短柱的抗震性能和变形能力，设计了5个剪跨比为2的高延性纤维混凝土短柱和1个作为对比试件的钢筋混凝土短柱，通过拟静力试验，研究其破坏形态、变形能力及耗能能力。试验结果表明：高延性纤维混凝土短柱破坏时，剪切斜裂缝开展缓慢，高延性纤维混凝土的受拉应变硬化和多裂缝开展性能可有效控制剪切斜裂缝的开展，显著改善短柱的脆性剪切破坏模式；与钢筋混凝土短柱相比，高延性纤维混凝土短柱的刚度退化缓慢，承载力、延性和耗能能力均明显提高；高延性纤维混凝土短柱的开裂、屈服和极限位移明显高于钢筋混凝土短柱，表明采用高延性纤维混凝土可显著提高短柱的剪切变形能力，提高其抗震性能和耐损伤能力。
为研究高温后型钢再生混凝土轴压柱的破坏形态、损伤劣化及剩余承载能力，以再生粗骨料取代率、温度、恒温时间、型钢保护层厚度、含钢率及箍筋间距为变化参数，设计48个试件进行高温后静力加载试验，获取了高温后试件的烧失率及受力破坏全过程的荷载-变形曲线，并分析了各变化参数对试件剩余承载力、损伤过程和位移延性等的影响；采用有限元分析软件ABAQUS对高温下试件的温度场进行数值计算，得到了截面混凝土高温损伤分布情况，综合试验结果与有限元分析结果，提出了高温后型钢再生混凝土柱轴心受压剩余承载力的计算方法。研究结果表明：温度越高，试件在加载过程中裂缝的出现、贯穿及混凝土剥落越早；承载力随着温度的提高、受火时间的增加、型钢保护层厚度及含钢量的减小而降低；延性随着温度的提高、型钢的混凝土保护层厚度的增大先降低后提高，随着含钢率和配箍率的增大而逐渐增加；试件的初始损伤值随着温度的升高和受火时间的增加而逐渐增大；试件截面温度随着取代率的增加逐渐降低，随着经历最高温度的上升而逐渐升高。
在ISO 834标准升温条件下，进行了8个预制混凝土叠合楼板足尺试件的耐火性能试验，考察钢筋类别、板底是否涂抹水泥砂浆粉刷层以及简支或连续等因素对叠合楼板耐火极限的影响。试验结果表明：在ISO 834标准火灾下，以跨中挠度变化率作为叠合楼板达到耐火极限的判别标准更为合理；所有试件最终均发生跨中区域横向受拉裂缝引起的弯曲破坏，破坏时各试件的跨中挠度较大，延性较好；预应力试件耐火极限小于常温下等强配筋的非预应力试件；板底涂抹粉刷层后，抑制了板内受力钢筋温度的升高，耐火极限明显提高；连续试件约束了悬挑端上翘，降低了试件的荷载水平，耐火极限提高幅度最大。采用有限元分析软件ABAQUS对试验叠合楼板进行了火灾反应分析，有限元分析结果与试验结果吻合良好。试验和有限元结果表明：连续叠合楼板能够满足楼板耐火等级为一级的实际工程需要。
以现浇C90高强混凝土剪力墙和设置有C40预制再生混凝土防火牺牲层的叠合C90高强混凝土剪力墙为研究对象，采用ISO 834升温制度，进行了剪力墙单面受火升温和降温全过程试验。通过对裂缝开展及爆裂程度的观察，以及对温度场、温度平面外变形曲线和温度轴向变形曲线的对比分析，发现剪力墙火灾反应以首次爆裂发生及钢筋外露时为转折点分为3个阶段。试验结果表明：现浇高强混凝土剪力墙在标准火灾作用下会发生严重爆裂，而采用再生混凝土防火牺牲层可以明显减轻高强混凝土剪力墙的爆裂等火灾反应，并且提高了剪力墙的耐火极限。研究结果可为高强混凝土结构的抗火设计提供依据。
为提高钢筋混凝土异形柱的受力性能，在钢筋混凝土异形柱中设置钢管高强混凝土芯柱，形成内置钢管高强混凝土芯柱的组合异形柱。为研究该类型组合异形柱在历经高温后的受压性能，开展了3个足尺十字形组合异形柱试件在历经ISO 834标准明火试验后的轴压试验和1个未受火组合异形柱试件的轴压试验，分析了不同受火时间对内置钢管高强混凝土芯柱的组合异形柱的破坏形态、轴向变形和轴向承载能力的影响。结果表明：处于试件内部的芯柱承载力高且升温较慢，由芯柱所提供的轴向承载能力和竖向刚度受高温影响较小，受火时间为90min和120min异形柱试件的剩余承载力系数分别为0.839和0.761，具有较高的剩余轴压承载力。
为研究高温后型钢高强混凝土界面黏结性能，以混凝土强度、历经最高温度、锚固长度为变化参数，设计并完成了17个型钢高强混凝土试件的高温后静力推出试验，获取了各试件的荷载-滑移全过程曲线及特征点参数，分析了各变化参数对极限黏结强度和残余黏结强度的影响；基于试验结果，提出了高温后型钢高强混凝土极限黏结强度和残余黏结强度计算公式，研究了高温对型钢高强混凝土界面黏结失效的影响。研究结果表明：加载端和自由端的荷载-滑移曲线具有相似的形状，加载端较自由端先出现滑移；随着温度升高，型钢高强混凝土的极限和残余黏结强度均呈先下降后有所恢复的过程；试件的黏结强度与混凝土强度成正比关系；锚固长度对常温和高温下的黏结强度影响不同，常温时两者成反比，而高温时成正比；试件的弹性黏结剪切刚度随温度升高呈先减小后小幅上升之势，温度低的试件，其黏结损伤发展较早，且较为迅速，高温试件黏结损伤发展较迟且发展较缓；界面黏结耗能能力随历经最高温度的增加而增强。
为分析钢管混凝土桁式拱结构的受力性能和破坏形态，进行了钢管混凝土桁式拱模型的试验研究。结果表明：钢管混凝土桁式拱结构节间直腹杆受到较大的竖向力，产生塑性变形，且随着竖向力的增大，直腹杆塑性变形节间增多，塑性变形区域沿拱轴向发展，内力重分布；在达到极限荷载前，桁式拱表现出了较好的整体性，没有出现节点破坏；达到极限荷载时，跨中至四分点附近截面处的节间直腹杆端部屈曲；继续加载后斜腹杆出现端部剪切破坏，最后弦管出现压弯失稳破坏；试验全过程中，桁式拱结构各弦管均未出现开裂现象，也未出现焊接节点或相贯区域破坏。同时，在试验研究的基础上，分析比较了钢管混凝土桁式拱结构、桁梁以及格构柱的受力特性和破坏形态，结果表明，钢管混凝土桁式拱结构的破坏模式与格构柱和桁梁存在较大的不同，桁式拱节间直腹杆受到较大的竖向力，因此，建议实际工程中应对钢管混凝土桁式拱腹杆的受力进行计算与校验。
对9块钢板-混凝土组合板试件进行了单点和两点对称集中加载静力试验研究，分析了组合板中栓钉间距、钢板厚度、混凝土板厚度和组合板几何尺寸等因素对组合板受弯承载性能的影响。对组合板试件的破坏形态、钢板与混凝土应变发展情况、裂缝发展情况及组合板承载能力进行了研究。试验结果表明：钢板-混凝土组合板的破坏形式主要有钢板剥离破坏、混合破坏、剪切破坏；在加载过程中，截面纵向应变沿组合板高度基本符合平截面假定；栓钉间距、混凝土板厚对组合承载力影响较大，两者变化时对应的承载力最大增幅分别为45%和42%，而钢板厚度影响次之，承载力增幅最大为20%，组合板几何尺寸影响最小。推导了考虑交界面滑移效应的组合板受弯承载力的计算式，计算结果与试验结果吻合良好。
为提高钢筋混凝土(RC)柱的轴压性能，在截面中部设置核心钢管并填充高强混凝土，形成核心钢管混凝土(CSTRC)叠合柱。完成了7个CSTRC短柱和2个RC短柱的单向轴压试验，主要变化参数为核心钢管配钢率和钢管内填混凝土强度。研究表明：设置核心钢管后，试件承载能力和变形性能得到显著改善；CSTRC柱的轴压承载力随钢管配钢率和钢管内填混凝土强度的增大而增大，轴向变形能力随钢管内填混凝土强度的增大而减小。建立了CSTRC柱的有限元模型，在试验验证的基础上，对核心钢管与内外混凝土的相互作用规律进行了研究。结果表明，试件达到极限荷载时，钢管外部混凝土对钢管的约束作用可以忽略，而钢管对内填混凝土有明显约束作用。基于试验和有限元分析的结果，提出了CSTRC柱轴压承载力计算式。
将板厚为0.48、0.75、1.00 mm的LQ550钢板及板厚为1.20、1.50、1.80、2.00、2.50、3.00 mm的S350钢板，与不同直径自攻螺钉组合，进行了111个抗拉脱性能和105个抗拔性能试验。基于试验结果，考察了各国规范的相关计算方法，对自攻螺钉连接抗拉不同破坏模式的影响因素进行了探讨。研究结果表明：抗拉脱承载力随着板厚和自攻螺钉的钉头（垫圈）直径的增大而增大；自攻螺钉连接的抗拔承载力与板厚成正比，且比例系数和板厚与螺纹间距之比有关。对于普通薄钢板S350的受拉承载力，钢板板厚大于1.5 mm时，《冷弯型钢结构技术规范》征求意见稿建议的公式仍然适用。对于高强超薄板LQ550的钢材受拉承载力，征求意见稿中的设计值相对偏于不安全，需考虑折减。为防止自攻螺钉钉杆拉断，由试验确定的螺钉杆的抗拉承载力设计值不应小于自攻螺钉连接抗拉承载力设计值的1.25倍。
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