基于增量动力分析法的内柱失效钢框架连续倒塌研究.pdf

建立钢框架数值模型,采用非线性动力拆除构件法和增量动力分析法研究内柱失效对结构抗连续倒塌机制、传力机制和失效机理的影响及动力增大系数对结构抗连续倒塌能力影响,同时还分析了拆柱时间和楼板对结构抗连续倒塌的影响。结果表明,随着拆柱时间减小,拆柱位置结构最大动力响应呈增大趋势;楼板能够提高结构抗连续倒塌能力;内柱失效后发生结构内力重分布,原本由拆柱位置框架柱承担的竖向荷载均匀分配到其他框架柱,导致拆柱后拆柱位置框架柱轴力减小,隔跨柱的轴力变化明显小于相邻柱,距离拆柱位置越远,柱轴力变化越不明显。最后,总结了内柱失效后,梁、柱结构在梁机制、过渡和悬链线三阶段的受力情况,得出了考虑弯曲、悬链线和空腹效应情况下多层框架的抗力公式。关键词:钢框架;增量动力分析法;内柱失效;连续倒塌;拆柱时间;拆柱位置中图分类号:TU391,TU317.1 文献标志码:A文章编号:1002-848X(2023)16-0006-08引用本文 黑晓丹,孙海峰,王斌,等.基于增量动力分析法的内柱失效钢框架连续倒塌研究J.建筑结构,2023,53(16):6-13,43.HEI Xiaodan,SUN Haifeng,WANG Bin,et al.Research on progressive collapse of steel frame after failure of inner column based on incremental dynamic analysis methodJ.Building Structure,2023,53(16):6-13,43.Research on progressive collapse of steel frame after failure of inner column based on incremental dynamic analysis method HEI Xiaodan,SUN Haifeng,WANG Bin,ZHANG Qinsheng,ZHU Quanxiu,ZHU Wuquan,ZHANG Manbiao,HU Longde(China State Construction Engineering Corporation AECOM Consultants Co.,Ltd.,Lanzhou 730099,China)Abstract:The numerical model of the steel frame was established,and the nonlinear dynamic removing member method and incremental dynamic analysis method were used to study the influence of the failure of the inner column on the structural progressive collapse resistance mechanism,force transmission mechanism and failure mechanism,and the influence of the dynamic increase coefficient on the structural ability to resist progressive collapse.At the same,the influence of column remval time and floor slab on the structural progressive collapse resistance were analyzed.The results show that with the decrease of column remval time,the maximum dynamic response of column removal place shows an increasing trend.The floor slab can improve the structural ability to resist progressive collapse.The internal force redistribution occurs after the failure of inner column,the vertical load originally borne by frame column at the column removal place is distributed to other frame columns,resulting in the reduction of the axial force of frame column at the column removal place after the column is removed,and the axial force change of the other separated span columns is obviously smaller than that of the adjacent columns,the farther it is from the column removal place,the less obvious the change in the axial force of the column.Finally,after the failure of the inner column,the force of the beam-column structure in the beam mechanism,transition and catenary stages were summarized,and considering bending,catenary and effects,the resistance formula for multi-layer frames was obtained.Keywords:steel frame;incremental dynamic analysis method;failure of inner column;progressive collapse;column remval time;column removal place0引言 连续倒塌为初始局部破坏从一个单元扩散到另一个单元,最终导致大部分结构或整个结构的倒塌,整个连续倒塌过程可分为梁机制阶段、过渡阶第 53 卷 第 16 期 黑晓丹,等.基于增量动力分析法的内柱失效钢框架连续倒塌研究段及悬链线阶段三个阶段。常见的连续倒塌研究方法有替代路径法、拉结强度法和概念设计法,其中非线性动力拆除构件法1作为替代路径法的一种,是最精确的方法。目前,对拆柱时间2和楼板对连续倒塌影响的研究较少,瞬间拆除构件能够引起结构动力响应,结构的动力响应随着拆柱时间的变化而呈现出一定 的 规 律3。Ameri Mohammad R 等3通 过OpenSees 建立 16 个不同的 RC 框架有限元模型,研究了结构冗余度对钢筋混凝土框架结构连续倒塌的重要性,明确且量化了冗余度对钢筋混凝土结构连续倒塌的影响。Kordbagh Bahram 等4研究了节点域对钢框架抗连续倒塌的影响,研究中瞬间拆除一个框架柱,并通过非线性动力分析评估框架的抗连续倒塌能力,结果表明,在工字形柱结构中考虑节点域会加剧结构的连续倒塌,尤其是拆除角柱时;但对箱形截面柱结构影响不大。Ghorbanzadeh B等5研究了加强梁、梁柱节点来提高结构悬链线作用的方法。Qiao Huiyun 等6通过研究发现蜂窝钢梁除了加强或削弱连接外,还可以实现塑性铰的旋转,采用蜂窝钢梁是提高钢结构抗连续倒塌能力的一种方法,并研究了蜂窝钢梁在不同开孔参数下变形能力、荷载-位移曲线、破坏模式以及弯曲和悬链线作用的贡献。潘珠峰等7研究了钢框架梁柱连接节点形式对结构整体抗连续倒塌性能的影响,总结了多种连接形式在钢框架抗连续倒塌过程中作用机理。Freddi Fabio 等8研究了屋顶增加钢桁架对结构抗连续倒塌能力的影响,得出:增加钢桁架能增强结构抗连续倒塌能力,在柱拆除后使剩余柱中的轴向力分布更加均匀,由于钢桁架的引入,结构动力放大效应不太明显。Pham Anh Tuan 等9-10通过试验分别研究了等效均布加载和集中加载、静态加载和动态加载对结构抗连续倒塌性能的影响,得出:等效均布加载和集中加载相比,在结构承载力、破坏顺序、变形和挠度方面均不同;动态加载与静态加载相比,结构响应、失效模式、位移曲线均相似;试验中常用重量加载,而结构分析中常用荷载加载。Yu Jun 等11通过研究发现,忽略结构阻尼(如阻尼比 3%5%)会导致结构连续倒塌设计较为保守,考虑阻尼时结构最大位移减小,达到最大位移的时间也减小。实际爆炸导致的连续倒塌中,材料应变率对结构动力响应有重要影响12;材料应变率对钢结构不同连接节点力学性能有显著影响,但是对节点破坏模式无明显影响13。在连续倒塌分析中,监测拆柱位置(column removal place,CRP)及其相邻构件随着荷载增加的竖向位移即可得到 CRP 和其相邻构件荷载-位移曲线,这 种 分 析 方 法 被 称 为 增 量 动 力 分 析 法(incremental dynamic analysis,IDA)。在 IDA 分析过程中,除了与失效柱相邻跨的荷载(1.2DL+0.5LL)变化外,其余跨的荷载保持在恒定的 1.2DL+0.5LL,其中 DL 为恒荷载;LL 为活荷载;为荷载因子,其大小从 1 增至结构发生倒塌破坏。IDA 的操作步骤如图 1 所示,图中 0为初始荷载因子。采用 IDA 法不仅能够深入了解结构抗连续倒塌的能力,还可以得到 对结构抗连续倒塌能力的影响。图 1 IDA 的操作步骤本文采用有限元软件 ABAQUS 和增量动力分析法,研究了楼板、拆柱时间对结构连续倒塌的影响,对比拆除不同位置框架柱后剩余结构动力响应,同时采用 IDA 法研究竖向荷载下内柱失效时剩余结构的动力响应及内力传递规律和失效机理。1等效单自由度(SDOF)体系动态分析1.1 SDOF 体系动力方程建立 拆除构件时,尽管拆除柱上方的结构包括多个楼层,但每层构件的变形由一个变形模式控制14(图 2(a)。内柱的失效过程通过在柱顶施加竖向荷载模拟,该竖向荷载采用平滑分析步幅值曲线施加,构件平面外侧位移和扭转被约束,边柱柱底和柱顶均为铰接,框架梁梁端铰接。CRP 位移是判断拆柱后结构是否会发生倒塌的关键指标。因此,可以采用 SDOF 体系来分析柱拆除场景下结构的动力响应,通过记录广义质量的位移响应来预测 CRP 上方实际结构的动态响应。SDOF 体系的运动方程表示为:7建 筑 结 构2023 年图 2 拆柱机理示意图meu(t)+ceu(t)+keu(t)=P(t)(1)式中:me、ce、ke分别为 SDOF 体系的等效质量、等效阻尼系数和等效刚度;P(t)为施加的等效荷载。利用 CRP 上方结构单一变形模式确定变形沿梁跨的形状函数。因此,基于能量等效法,SDOF 体系的等效质量表达式为:me=m(x)(x)2dx+jr=1mr(xr)2(2)式中:m(x)为 SDOF 体系的分布质量函数;(x)为SDOF 体系形函数;(xr)为 r 位置的形函数;mr为 r位置的集中质量;j 为沿梁长的集中质量的单位长度数量。通过准静态试验或数值分析获得的 Push-down曲线确定等效刚度 ke为:ke=Pstust(3)式中:Pst为施加的荷载,等于拆除柱释放的垂直反作用力;ust为 Pst作用下相应的准静态位移响应。规范 ATC-4015通过将弹性阻尼比 0和滞回阻尼比 hys结合起来,估算了非弹性体在地震作用下的等效阻尼比 e为:e=0+hys(4)SDOF 体系施加的等效荷载 P(t)按下式计算:P(t)=P0/t0(t t0)P0(t t0)(5)式中:P0为拆柱后施加的反作用力;t0为拆柱时间;t为加载时间。式(5)表示 SDOF 体系拆柱时加载的时间历程,拆柱后首先需要一段短暂的时间 t0来逐渐释放拆除柱的垂直反作用力 P0,然后施加 P0的荷载来模拟拆除柱的全部支撑损失。1.2 位移响应的解析解 SDOF 体系在 P(t)下的稳态响应 ust可以通过求解式(6)直接评估:ust(t)=1mewdt0P(t)e-ewn(t-)sinwd(t-)d(6)式中:w 为无阻尼频率;wd为 有阻尼频率,wd=w1-2e;t 为微分时间;d 为微分时间间隔。2数值模型 使用 YJK 软件设计一个 7 度区的 7 层钢框架,框架柱截面为 H4503501822,框架梁截面为H500250812,钢筋混凝土楼板厚度 h=180mm。梁、柱均采用 Q355B 钢材,钢筋采用 HRB400 级,混凝土强度等级为 C40。梁柱连接采用刚接。楼面活荷载为 2.5kN/m2,恒荷载为 2.0kN/m2,结构平面布置图如图 3 所示。图 3 结构平面布置图使用有限元软件 ABAQUS 建立钢框架三维模型,见图 4。混凝土采用塑性损伤模型,各参数取值见表 1。钢材的本构关系采用 ABAQUS 自带的简化双线性材料模型,输入参数为:弹性模量 E=2.06105MPa;屈服强度 fy=355MPa;切线模量 Et=0.5%E,极限强度 fu=568MPa,且考虑材料应变率影响,材料应变率根据文献12 取值。梁、柱均采用三维两节点剪切变形即 B31 单元模拟,楼板采用厚度均匀的四节点分层壳即 S4R单元模拟,钢筋通过关键字“rebar layer”实现,构件的拆除通过 ABAQUS 接触模块的“生死单元”实现。表 1 混凝土塑性损伤模型参数模型参数膨胀角/流动式偏移量双单轴抗压强度比屈服面形状参数 Kc黏性系数 取值380.11.160.666 670.000 53模型验证 Trung Hieu Nguyen 等16通过 1 3 缩尺模型,研究了一个单层 RC 框架内柱失效后剩余结构的受8第 53 卷 第 16 期 黑晓丹,等.基于增量动力分析法的内柱失效钢框架连续倒塌研究图 4 钢框架数值模型力机制。该 RC 框架梁截面为 100mm160mm,楼板厚度 h=60mm,楼板采用 6 200 钢筋,双层双向布置;框架梁的顶部和底部分别布置 310、210 的纵筋,箍筋为 6 150。直径 6mm 和 10mm 的钢筋屈服强度和极限强度实测值分别为 280MPa 和380MPa。试验中,通过 500kN 液压千斤顶在楼板均布加载直至结构完全破坏,试验加载方式见图 5。图 5 单层钢筋混凝土框架试验加载16图 7 试验与有限元模拟的荷载-竖向位移曲线对比图 8 不同拆柱时间时CRP 竖向位移曲线图 9 考虑和不考虑楼板时 CRP 的时间-竖向位移曲线 使用本文第 2 节的建模技术建立同文献16相同的数值模型。分析得到结构的位移云图(图 6)及荷载-竖向位移曲线(图 7,位移负值表示其方向向下,余同)。经与试验结果对比发现,数值模拟与试验结果非常吻合,证实了本文所采用的建模技术的可靠性。4拆除时间对连续倒塌的影响 分别建立拆柱时间为 T/20、T/15、T/10、T/4、T/2、T、1.5T、2T(T 为拆柱后剩余结构自振周期)的数值模型,分析拆柱时间对连续倒塌的影响。不同图 6 试验框架的有限元模型位移/mm拆柱时间时 CRP 的竖向位移曲线见图 8,由图 8 可见,拆 柱 时 间 为 T/20、T/15、T/10、T/4、T/2、T、1.5T、2T 时,CRP 最大竖向位移分别为 57.7、57、62.7、53、50.3、48.7、48.1、47.8mm;拆柱时间大于T/10 时,随着拆柱时间减小,CRP 竖向位移响应呈增大趋势;当拆柱时间大于 T/2 时,结构动力效应几乎消失;拆柱时间小于T/10 时,随着拆柱时间减小,CRP 竖向位移响应呈减小趋势;拆柱时间为T/10 时,CRP 竖向位移最大,与 GSA 200317和UFC 4-023-03 18规定的采用非线性动力拆除构件法分析结构抗连续倒塌时,拆柱时间不得小于剩余结构自振周期的 1/10 一致。分析图 8 中不同拆柱时间时 CRP 的加载持续时间-竖向位移曲线,可将每个曲线分为三个阶段,第一阶段(t1s):整个结构以准静态方式加载,荷载大小为(1.2DL+0.5LL),此时竖向位移增长缓慢,时间-位移曲线呈水平段;第二阶段(1s拆柱时间):拆柱后平衡阶段,因为考虑阻尼影响,该阶段呈衰减段,衰减周期为 2/d。5楼板对连续倒塌的影响 分别建立不考虑楼板和楼板厚度 h=200mm 的2 个数值模型,不考虑楼板数值模型通过 ABAQUS中“mass”功能将楼板质量和楼面荷载、屋面荷载均匀分布于框架梁。分析拆除角柱后 CRP 竖向位移响应(图 9)可知,不考虑楼板和楼板厚度 h=200mm的 2 个模型 CRP 的最大竖向位移分别为 94.3mm9建 筑 结 构2023 年和 62.7mm,可见楼板能够显著提高结构抗连续倒塌能力。忽略楼板对结构抗连续倒塌的贡献会导致对结构抗连续倒塌能力的低估。图 9 的时间-竖向位移曲线可分为三个阶段:水平段、陡降段和衰减段,分别对应于三个分析阶段:静态加载段、拆柱段和平衡阶段。图 10 取不同值时首层结构拆柱后应力云图/MPa6内柱失效连续倒塌分析6.1 IDA 分析 采用 IDA 法分析内柱失效结构的抗连续倒塌能力,结构的倒塌判断标准根据 GSA 200317和UFC 4-023-03 18规定,CRP 竖向位移超过梁跨的1/5 可视为结构倒塌。本工程跨度为 7 200mm,CRP 最大竖向位移大于 1 440mm 即可认为结构发生倒塌。建立 9 个模型,按照 IDA 法,令 =1、2、3、4、4.5、5、5.2、5.3 和 5.5。图 10 为 取不同值时首层结构拆柱后应力云图。由图可见,在 值从 1 增大到 5.5 过程中,构件各截面应力以 CRP 为中心点大致对称相等,=1 时,L、R 梁端、CRP 梁端截面应力均为 140MPa,U、D 梁端截面应力为 281MPa;=2时,L、R 梁端和 CRP 梁端截面应力均为236MPa,U、D 梁端截面应力为 355MPa;=3 时,L、R 梁端截面应力为 295MPa,U、D 梁端和 CRP 梁端截面应力均为 355MPa;=4 时,L、R、U、D、CRP 梁端截面应力均为 355MPa;=5 时,L、R、U、D、CRP 梁端截面应力均为 377MPa;=5.3 时,L、R、U、D、CRP 梁端截面应力均为 388MPa,=5.5 时,L、R、U、D、CRP 梁端截面应力均为 395MPa。图 11 为 取不同值时首层结构拆柱后等效塑性应变。由图 11 可见,L、R、U、D 梁端截面和 CRP梁端截面均形成塑性,从=1 至=5.5 增大过程,L 梁端截面和 CRP 左侧梁端截面塑性变形范围逐渐增大,等效塑性应变相应也增大。CRP 相邻梁竖向位移曲线如图 12 所示,分析CRP 梁在 增大过程中的竖向位移曲线,可得出:=13 时,CRP 相邻两侧梁端呈现明显的受弯特征,节点主要依靠受弯机制抵抗竖向荷载,梁-柱结构处于梁机制阶段(竖向位移小于梁高);=3 5时,梁-柱结构处于压拱阶段;=5,时 CRP 的梁竖向位移为 1 250mm,接近倒塌;=5.2 时,CRP 竖向位移为 1 440mm,已达倒塌标准;=5.5 时,CRP 竖向位移为 2 360mm,处于悬链线阶段。6.2 传力机制分析 拆柱时间为 T/10、=1、内柱失效工况时,分析拆柱前后 CRP 相邻两个方向柱的柱底轴力变化,见图 13。分析结果表明,相对拆柱前,轴/轴柱柱底轴力增大幅度最大(49.3%),轴/轴柱柱底轴力增大幅度最小(26.8%),即拆柱后轴力向构件约束相对较少的相邻框架柱传递更明显。拆柱前CRP 框架柱轴力 3 250kN,拆柱后减小至 15kN,而CRP 四周框架柱轴力均增大,这是因为拆柱后产生不平衡力被重新分布,原本由 CRP 框架柱承担的竖向荷载均分配到其他框架柱。拆柱后产生的不平01第 53 卷 第 16 期 黑晓丹,等.基于增量动力分析法的内柱失效钢框架连续倒塌研究图 11 取不同值时首层结构拆柱后等效塑性应变云图图 12 CRP 相邻梁竖向位移曲线衡力主要由 CRP 相邻两个方向框架柱承担,其余隔跨柱承担的不平衡力明显小于相邻柱,这表明距离CRP 越远,柱轴力变化越小。图 14 为 CRP 相邻梁拆柱前后应力云图,结果表明,拆柱前 CRP 相邻梁端最大应力为 194MPa,拆柱后最大应力 281.8MPa,增大 45%,表明拆柱后CRP 梁发生了应力突变。图 15 为 CRP 相邻梁拆柱前后弯矩云图,结果表明,拆柱除前 CRP 梁端最大弯矩为 229.3kN.m,拆柱后 CRP 梁端最大弯矩为353.4kN.m,增大 54%,表明拆柱后 CRP 梁发生内力重分布。拆柱后,CRP 梁失去竖向支撑,CRP 梁梁端弯矩拆柱前为上部受拉,拆柱后为下部受拉,发生弯矩变号,且 CRP 梁弯矩大小至少增加 3 倍。6.3 内柱失效机理分析 在内柱失效初始阶段,由拆除柱两侧梁的弯曲抵抗竖向荷载(图 16)。根据梁 1 和梁 2 的弯矩平衡以及施加的荷载,可以得到梁柱结构抗力 Rb:Rb=Rb1+Rb2=M1+M1L1+M2+M2L2(7)式中:Rb1和 Rb2分别为连续倒塌中梁 1 和梁 2 在梁压拱机制中的抗力;M1和 M1分别为梁 1 两端的铰弯矩,M2和 M2别为梁 2 两端的铰弯矩;L1和 L2分别为梁 1 和梁 2 的有效长度,均等于单个梁两个塑图 13 CRP 相邻柱拆柱前后轴力变化对比图图 14 CRP 相邻梁拆柱前后应力云图/MPa性铰之间的距离。梁机制(压拱机制)发生在结构的小变形阶段,此阶段结构的抗力主要由梁截面的抗弯承载力和裂缝开展过程中形成的压拱效应来提供19-20。11建 筑 结 构2023 年图 15 CRP 相邻梁拆柱前后弯矩云图/(Nmm)图 16 梁柱结构在内柱失效情况下梁机制梁柱结构在梁机制阶段达到最大抗力后,梁机制作用对结构抗连续倒塌的贡献逐渐减小,悬链线机制作用对结构的贡献随着荷载或变形的增加而逐渐增大。由梁机制阶段转变为悬链线阶段的过渡阶段,初始时梁机制作用占主导地位,然后梁机制作用迅速减小,悬链线机制作用迅速增加直至结构倒塌。结构在达到悬链线阶段后,梁机制对结构抗连续倒塌的贡献几乎等于零,因此所施加的载荷仅由悬链线机制(图 17)承担。由梁轴力的水平和竖向分量的平衡关系可推出:Rc=L1+L2()yL1L2F1(8)F1=F2(9)式中:F1和 F2分别为梁 1 和梁 2 的一端的轴向拉力;y 为加载部位的竖向位移;Rc为梁柱模型在悬链线阶段的抗力。7多层框架内柱失效 在去除中柱后,通过对失效跨的分析,可以发现如下规律:在大变形的情况下,底层的轴向力要比其他楼层的轴向力大得多,;在小变形的情况下,各层的轴向力是平衡的,仍然可以被认为主要作用于底部;因此认为轴向力主要作用在图 17 梁柱结构在内柱失效情况下悬链线机制结构底部。基于这种考虑,抗力 PB的计算过程中将 PB分为小变形和大变形,每层的内力将被移到底部。以失效跨为研究对象,以相邻跨为边界,如图18 所示,其中左、右跨跨度分别为 L1、L2;n 为总层数;Hi为第 i 层楼的高度(i=1,2,7);Mi、Fi、Vi分别为第 i 层左端弯矩、轴力和剪力;Mi、Fi、Vi分别为第 i 层右端弯矩、轴力和剪力;M0为 O 梁端空腹效应提供的弯矩;F0为 O 梁端在悬链线阶段的轴力。假设梁柱节点的刚度足够大,以传递梁和柱中的弯矩。考虑弯曲、悬链线和空腹效应情况下,通过求和可得到多层框架的抗力 PB为:PB=PB1+PB2+PB3=(M+M0)L1+L2()2L1(L2)2+F0w L1+L2()L1L2(10)式中:PB1为梁机制提供的抗力;PB2为空腹效应提供的抗力;PB3为悬链线作用提供的抗力;M 为梁机制提供的梁端弯矩之和(即各层梁端弯矩传递至首层后的弯矩总和);M0为空腹效应提供的弯矩;F0为悬链线阶段梁的轴力;为 CRP 梁的竖向位移。图 18 柱失效后的空腹效应8结论 本文采用非线性动力分析方法,研究了拆柱时间和楼板对结构抗连续倒塌的影响,使用 IDA21第 53 卷 第 16 期 黑晓丹,等.基于增量动力分析法的内柱失效钢框架连续倒塌研究法研究内柱失效后剩余结构的受力机制,得出以下结论:(1)连续倒塌分析中,拆柱时间大于 T/10 时,随着拆柱时间减小,CRP 竖向位移响应呈增大趋势;当拆柱时间大于 T/2 时,结构动力效应几乎消失;拆柱时间小于 T/10 时,随着拆柱时间减小,CRP竖向位移响应呈减小趋势。(2)忽略楼板对结构抗连续倒塌的贡献,会导致对结构抗连续倒塌能力的低估,楼板能够显著增强结构的抗连续倒塌能力。(3)拆除内柱后,由原来 CRP 框架柱承担的竖向荷载分配到其相邻的其他框架柱,分配遵循“就近原则”。CRP 梁由原来上部受拉转换为下部受拉,即梁端变为梁跨中,受力形式发生转变。(4)梁机制阶段结构的抗力主要由梁截面的抗弯承载力和裂缝开展过程中形成的压拱效应来提供;由梁机制阶段转变为悬链线阶段的过渡阶段,初始时梁机制作用占主导地位,随着荷载增加,梁机制作用迅速减小,悬链线机制作用迅速增加直至完全转变为悬链线阶段;悬链线阶段,结构的抗力仅由悬链线机制提供。(5)内柱失效后,总结了梁柱结构在梁机制阶段(式(7)、过渡阶段及悬链线阶段(式(8)三阶段的抗力计算公式,给出了考虑弯曲、悬链线和空腹效应情况下多层框架抗力计算公式(式(10)。参考文献 1 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王城泉,等.内置约束拉杆横肋波纹钢-钢管混凝土组合柱轴压力学性能研究(3)拉杆截面尺寸图 11 给出了不同约束拉杆截面尺寸对组合柱轴压力学性能影响,结合表 2 可知,拉杆截面尺寸对组合柱的承载力影响较小。在拉杆高度一定时,组合柱承载力随拉杆宽度增大而提高,但对比截面尺寸相同的试件 FC-8 和FC-9,宽度与高度比值较小的试件 FC-8 承载力较高。3结论 本文通过对内置约束拉杆横肋波纹钢-钢管混凝土组合柱进行轴压试验和有限元数值仿真研究,从破坏过程系统地揭示了约束拉杆对柱力学性能的影响规律,得到以下结论:(1)通过内置约束拉杆的构造措施能提高核心混凝土的约束效应,从而提高了柱的承载力和延性,可用于实际工程结构中。(2)约束拉杆的数量存在最佳值,超过后随着约束拉杆数量的增多,CFHCCST 短柱承载力、延性和约束效应的提升幅度将减小,本文推荐等间距布置的拉杆 24 组。(3)本文所提出的有限元建模方法可较为准确模拟内置约束拉杆横肋波纹钢-钢管混凝土组合柱的变形和承载力。参考文献 1 韩林海.钢管混凝土结构:理论与实践M.2 版.北京:科学出版社,2007.2 杨秀荣,姜谙男.带约束拉杆 L 形方钢管混凝土组合柱轴压性能J.沈阳工业大学学报,2019,41(5):594-600.3 CAI J,HE Z Q.Axial load behavior of square CFT stub column with binding barsJ.Journal of Constructional Steel Research,2006,62(5):472-483.4 ZUO Z L,LIU D X,CAI J,et al.Experiment on T-shaped CFT stub columns with binding bars subjected to axial compression J.Advanced Materials Research,2013,838/839/840/841:439-443.5 黄宏,张安哥,李毅