ISSN 1000-6869 CN 11-1931/TU
某超高层建筑造型和结构体系独特，其结构为刚度和质量均不对称的超高层双塔连体体系。由于南北两座塔楼的刚度存在差异，结构的扭转反应明显。采用NosaCAD有限元软件建立整体结构分析模型，分析结构在7度多遇和罕遇地震下的弹塑性时程反应，得到结构在地震作用下的变形、内力和破坏情况的变化过程。结果表明：7度多遇地震作用下，结构构件未出现损坏；罕遇地震作用下，结构最大层间位移角满足1/100的限值要求，结构框架梁柱未出现破坏，筒体构件破坏顺序和分布较为合理，能在一定程度上耗散地震输入能量，结构可以满足“小震不坏，大震不倒”的设防要求；根据构件的受力及破坏情况，建议加强底部和加强层核心筒的配筋。图13表7参9
针对大底盘多塔楼复杂高层结构采用搭接柱进行竖向构件转换的特点，以一个14层的双塔楼采用搭接柱转换的实际工程为主要研究对象，采用缩尺比为1/15的模型，对其进行模拟地震整体结构振动台试验，依次对整体模型进行7度多遇，7度基本，7度罕遇以及8度罕遇地震输入，研究整体结构的破坏模式与抗震性能，并且采用MIDAS软件进行整体结构有限元对比分析研究。研究结果表明：本工程中的搭接柱以及与搭接柱相邻的楼板在7度罕遇地震作用下保持弹性工作状态，能满足整体结构大震不倒的要求；采取搭接柱转换的结构竖向刚度均匀，没有形成软弱层；大底盘与塔楼交界处的剪力突变，应采取适当措施予以加强；裙房底部柱出现破坏，对此应采取适当加强措施。图13表4参13
上海裕年国际商务大厦为带巨型叠层桁架转换层的高层建筑结构，属于复杂高层建筑结构。预应力混凝土叠层转换桁架的跨度和其所承受的竖向荷载均很大，是整个结构设计和施工的技术关键。为了研究该结构的整体抗震性能，进行了一个1:25 缩尺模型的振动台试验，研究了模型结构的动力特性，以El Centro波、Pasadena波和Shw2002波为输入地震波，分别按设防烈度7度多遇、基本、罕遇、超罕遇以及8度罕遇、超罕遇地震作用进行试验，研究了模型结构在各阶段地震作用下的加速度、位移和应变反应，以及结构的破坏形式和破坏机理。试验结果表明，模型结构能满足7度抗震设防的“小震不坏”和“大震不倒”的设计要求，8度超罕遇地震作用下结构仍不倒塌，结构具有良好的抗震性能。在7度多遇、基本以及罕遇地震作用下，预应力混凝土叠层转换桁架基本处于弹性状态。图15表4参7
通过对昆明新国际机场航站楼A区结构1/60模型进行地震模拟振动台试验，分析了结构形式复杂的大跨度基础隔震结构模型的设计方法，分别测试了隔震结构模型和非隔震结构模型的动力特性、阻尼比及其在不同地震动输入时结构的加速度、位移、扭转等动力反应，以及大跨度网架的竖向振动等，研究了结构破坏机理和破坏模式。试验结果表明：基础隔震能够有效延长结构的自振周期、增加结构的阻尼比、提高结构的耗能能力；通过基础隔震，可以将水平地震输入加速度峰值降低到原来的40%，对竖向加速度没有降低作用，但通过对水平加速度的降低有效抑制了大跨度网架的竖向振动；烈度8.2度地震作用下隔震结构的位移、加速度、扭转等反应均比7.5度地震作用下非隔震结构的反应要小，且隔震结构在8.2度多遇和罕遇地震作用下结构的层间最大位移角分别为1/636、1/201。试验表明原型结构设计基本合理，采用基础隔震能够有效提高结构的抗震性能，隔震层以上结构在8.2度抗震设防烈度时的水平地震作用小于非隔震结构在7.5度抗震设防烈度时的对应值。最后针对试验及分析结果对原型结构设计提出一些改进建议。图8表4参4
为研究预制钢筋混凝土剪力墙结构抗震性能，在实验室中建成三层足尺模型，对其进行了弹性阶段拟静力试验，详细介绍了试验模型的设计与制作过程，重点介绍了模型各构件之间的连接技术，给出了试验模型在低周往复荷载作用下的滞回曲线、刚度退化曲线及各级荷载作用下刚度退化的详细数据。刚度退化分析表明，预制钢筋混凝土剪力墙结构在出现可见微裂缝之前试验模型的刚度退化很显著，说明预制构件之间的变形能力较强，势必会提高结构的整体抗震耗能能力。这一预制钢筋混凝土剪力墙结构的新特点，需要进一步的试验研究和分析，使其在抗震中发挥有利作用。图10表4参12
在预制钢筋混凝土剪力墙结构拟静力试验研究的基础上，采用等效力控制方法对足尺试验模型进行了拟动力子结构试验，研究该结构在地震作用下的破坏过程和变形能力，获得了模型下降段试验数据，给出了结构各层的位移时程曲线、层间滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线以及延性等，为该类结构在地震作用下的弹塑性分析提供了试验数据。试验结果表明：采用的水平连接技术是可靠的，能够很好地保证其在地震作用下连接性能；该结构模型属于延性结构，可以满足我国现行抗震设计规范7度设防区多道抗震设防的要求，符合“三水准”抗震设防目标，具有较好的整体抗震性能，经过合理设计可以在地震设防区使用。图15表5参15
介绍了5个剪跨比为2.25的钢筋混凝土剪力墙试件的拟静力试验，其中1个为现浇墙，4个为竖向钢筋采用不同连接方法的预制墙。试验结果表明：预制墙试件与现浇墙试件的破坏形态基本相同，为边缘构件竖向钢筋受拉屈服、墙底混凝土受压破坏；套筒浆锚连接能有效传递钢筋应力；套箍连接试件的预制墙与底部现浇部分发生面内错动，其极限位移角和耗能能力最小；预制墙试件的极限位移角大于1/100；轴压力作用下的正截面承载力试验值大于现行规范公式计算值。根据试验结果，提出了预制剪力墙需进一步研究的建议。图13表6参5
为研究多高层预制混凝土结构装配式边节点的抗震性能，采用足尺模型试验方法，对高轴压预制梁-柱-叠合板装配边节点试件在低周反复荷载作用下的开裂破坏形态、滞回特性、骨架曲线、延性与耗能等进行了研究，并与相同构件参数的整体现浇试件进行了对比。基于OPENSEES建立了考虑梁底锚固钢筋滑移的装配节点数值模型，并用试验结果加以验证，在此基础上进行了不同影响因素的参数分析。研究结果表明：此类装配式混凝土边节点核心区受力钢筋没有出现粘结破坏、锚固性能良好，其承载力、耗能性能及延性与整体现浇混凝土节点相当；柱轴压水平对节点承载力影响较小而柱截面尺寸对节点承载力影响较大，钢筋直径影响节点加卸载刚度及捏拢效应而对承载力影响较小。图16表3参12
为了研究型钢高强混凝土剪力墙的抗震性能，对8个剪跨比为2.5的剪力墙试件进行了拟静力试验。通过改变试件的轴压比、配箍特征值和配钢率，研究其在往复水平荷载作用下的破坏机理、滞回性能、变形能力以及耗能能力。试验结果表明，这种剪力墙的破坏形态为墙底部截面约束区混凝土被压碎的弯曲型破坏；试件的滞回曲线饱满，没有明显的捏缩现象；位移延性系数在3.50～4.66之间，并且随着配箍特征值和配钢率的增加，试件的变形能力提高；等效粘滞阻尼比在0.196～0.255之间，试件表现出较好的耗能能力。根据墙体在不同阶段的破坏程度，将型钢混凝土剪力墙结构的性能划分为使用良好、保证人身安全和防止倒塌三个性能水平，提出用位移角作为型钢混凝土剪力墙结构的性能指标，并给出了不同性能水平位移角限值的建议值。图10表6参14
针对断面规格为□200×300×9.2的冷弯厚壁矩形型钢管，进行了平板、弯角、相应母材和短柱试件的力学性能试验。结合冷弯生产工艺，分析了平板、弯角试件力学性能随冷弯道次的变化规律，并与相关厚壁型钢冷作硬化效应作了比较。运用国内外冷弯型钢设计规范和相关文献中的修正公式，对该厚壁冷弯方形型钢全截面强度进行了设计和对比分析。结果表明：国内薄壁和国外厚壁公式都不可直接用于本冷弯厚壁矩形型钢强度设计，国外公式更偏于危险；魏氏体组织是造成带焊缝板件强度高而塑性差的主要原因；焊接热使板件受到低温“退火”而强度降低，从而导致两竖直侧平板件强度甚至低于母材。图8表8参10 关键词：冷弯厚壁矩形型钢管； 静载试验； 力学性能； 冷作硬化效应； 结构强度设计
约束畸变屈曲是不同于侧向屈曲和畸变屈曲的一类特殊的屈曲形式，通常发生在组合梁负弯矩区。基于弹性地基压杆方法对组合梁弹性约束畸变屈曲进行了研究。将Svensson压杆模型进行改进，考虑了腹板参与部分，并推导了两种基于改进压杆模型的变轴力稳定计算表达式。借助于有限元方法，分析了现有变轴力弹性地基压杆方法用于组合梁约束畸变屈曲的求解精度，研究结果表明：弹性地基压杆方法对组合梁作用纯弯矩及三角形负弯矩情况符合良好，但对非线性弯矩分布情况精度较差。对约束畸变屈曲引入等效弯矩假设，并对其适用性进行了分析，提出了约束畸变屈曲等效弯矩假设临界长度简化公式，进而通过三步简化实现了连续组合梁弹性约束畸变屈曲计算。图16表7参17
以再生粗骨料取代率为试验主要研究参数，完成了15个钢管约束再生混凝土圆柱试件的轴压试验，分析了试件的受压破坏特性、轴向荷载-轴向应变关系以及约束再生混凝土的横向变形系数变化规律。试验和分析结果表明：钢管约束再生混凝土主要破坏形态为试件中部鼓曲，核心再生混凝土发生斜剪破坏；钢管约束再生混凝土与约束普通混凝土的受力过程基本相同，分为弹性和塑性发展阶段；钢管约束使核心再生混凝土强度得到明显提高，变形性能得到改善；再生粗骨料取代率变化对钢管约束再生混凝土的横向变形系数影响不大；钢管再生混凝土轴压极限荷载随着再生粗骨料取代率的增加而降低。最后根据试验数据拟合了钢管约束再生混凝土应力-应变关系表达式。图8表2参12
为揭示再生混合钢筋混凝土梁的受剪性能，开展了12个再生混合钢筋混凝土梁试件与2个常规混凝土梁试件的对比试验，研究了试件的斜截面受力与变形特性，基于试验结果提出了再生混合钢筋混凝土梁的受剪承载力计算公式。研究结果表明：再生混合钢筋混凝土梁具有与常规混凝土梁几乎相同的初始刚度；无腹筋时，再生混合钢筋混凝土梁的开裂荷载和受剪承载力均比常规混凝土梁明显偏低，但有腹筋时两类试件的开裂荷载和受剪承载力十分接近；采用现行规范计算有腹筋再生混合钢筋混凝土梁的受剪承载力具有与常规混凝土梁相近的安全性。图12表3参12
通过27根再生骨料混凝土梁和3根普通混凝土梁的正截面弯曲试验，比较了再生骨料混凝土梁与普通混凝土梁的正截面裂缝宽度。研究结果表明：再生骨料混凝土梁的裂缝发展比普通混凝土梁更复杂，较多出现裂缝的中断、汇合和分叉等现象；再生骨料混凝土梁裂缝间距比普通混凝土梁小；随着钢筋直径和配筋率比值的减小及保护层厚度的减小，再生骨料混凝土梁的裂缝宽度减小；再生骨料混凝土梁最大裂缝宽度的离散性和普通混凝土梁相近。根据试验结果，回归出短期荷载作用下再生骨料混凝土梁最大裂缝宽度的表达式，该计算式与其他研究者的试验结果吻合较好。图10表5参9
为了研究GFRP筋活性粉末混凝土梁的受力性能，对8根梁进行三分点加载试验，获得了试验梁的开裂弯矩、极限弯矩以及各级荷载作用下的变形及裂缝分布与开展。试验结果表明：活性粉末混凝土试验梁纯弯区段开裂应变 (750×10-6) 约为普通混凝土梁的7倍，开裂弯矩及截面塑性系数计算应考虑纵向受拉GFRP筋的有利影响。GFRP筋活性粉末混凝土梁正截面受弯破坏形式可分为纵向受拉GFRP筋被拉断而受压边缘活性粉末混凝土未被压碎的受拉破坏，受压边缘活性粉末混凝土被压碎(5500×10-6)而纵向受拉GFRP筋未被拉断的受压破坏，以及纵向受拉GFRP筋被拉断的同时受压边缘活性粉末混凝土被压碎的界限破坏等三种。对于受压破坏可按拉区应力为0.25倍活性粉末混凝土抗拉强度来考虑拉应力对正截面受弯承载力的贡献。对于受拉破坏则基于材料应力-应变关系通过数值积分迭代计算正截面受弯承载力。刚度及裂缝宽度计算的关键是合理计算使用阶段GFRP筋的拉应力，在计算GFRP筋拉应力时所用弯矩应为外荷载弯矩减去拉区活性粉末混凝土拉应力合力对压区合力点的弯矩。图9表12参10
通过轴压和轴拉试验，得到了活性粉末混凝土受压和受拉应力-应变全曲线方程。通过6根钢筋活性粉末混凝土梁受弯性能试验，得到了此类梁在各级荷载作用下纯弯区段受压边缘压应变及应变沿梁高的分布，获得了试验梁的开裂弯矩和极限弯矩，考察了试验梁的变形及裂缝分布与开展。试验结果表明：钢筋活性粉末混凝土试验梁受压边缘极限压应变为5500×10-6，纯弯区段开裂应变为750×10-6，截面抵抗矩塑性影响系数计算应考虑纵向受拉钢筋的有利影响。建立了考虑截面受拉区拉应力贡献的正截面承载力计算公式和反映钢筋活性粉末混凝土梁自身受力特点的刚度及裂缝宽度计算方法，可供钢筋活性粉末混凝土梁设计时参考。图9表10参11
基于钢筋混凝土软化桁架理论，考虑砌体受力各向异性的性质，引入双轴作用下砌体的强度准则，采用软化系数综合考虑砌体的特性，建立配筋砌体软化剪压强度模型。采用该理论模型分析灌孔配筋砌体剪力墙剪压区的受力机理，提出相应的数值算法。通过剪力墙在不同曲率下受剪和受弯承载力的比较，提出配筋砌体剪力墙受剪承载力的计算方法，并编制相应的程序，计算结果与试验进行比较和验证。结果表明：建议的砌体软化剪压强度模型能准确地计算较大剪跨比灌孔配筋砌体剪力墙受剪承载力。图3表1参10
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