形心轴附加弯矩对墩柱整体受力的初步分析

文中以基本的力学理论为依据,对双筋矩形截面混凝土墩柱受力模式进行简化,通过力学平衡方程,从理论上分析了墩柱受力过程中开裂区域形心轴的偏移情况.在此基础上,引入了轴力对形心轴附加弯矩的概念,并初步探讨了形心轴附加弯矩产生的原因及其对墩柱受力和整体刚度的影响.分析结果表明,形心轴附加弯矩对墩柱侧向变形具有一定的消减作用,能够有效地抑制截面开裂、减缓刚度退化,因此在结构抗震分析中,建设对形心轴附加弯矩作用予以考虑.     

H型钢弹塑性挡块关键力学参数计算方法

混凝土挡块震害是桥梁震害的主要形式之一,型钢挡块具有塑性耗能和方便修复的特点。为便于工程设计计算,针对新型H型钢弹塑性挡块的力学性能,从H型钢截面的截面应力入手,利用应力弯矩关系,采用弯矩曲率分析方法,建立了H型钢弹塑性挡块弯矩-曲率和力-位移的计算公式,进而建立了H型钢挡块屈服前刚度、屈服荷载、屈服位移和屈服后刚度等关键力学参数的计算公式,并推导了H型钢挡块简化双线性滞回曲线。同时将上述建立的参数理论公式计算结果与有限元纤维模型法分析结果进行了对比,验证了所提出的计算方法的可靠性。     

不对称钢骨混凝土梁抗弯刚度的试验研究

文章在5根不对称钢骨混凝土梁试验研究的基础上，利用现行规范[1]中对称钢骨混凝土梁截面抗弯刚度的计算公式，提出了不对称钢骨混凝土梁截面抗弯刚度的计算方法，建立了相应的计算公式。结果表明，按照本文公式得到的计算值与实测值吻合良好。     

高性能混凝土剪力墙恢复力模型研究

高性能混凝土剪力墙的侧向刚度较大,变形能力较差。为了增强其侧向变形能力,通常在剪力墙截面两端设置约束边缘构件。根据15个设置边缘约束构件的高性能混凝土剪力墙弯曲(弯曲剪切)破坏的试验结果,以屈服点、峰值点和极限点将此种剪力墙的力-位移骨架曲线简化为三线型模型;基于平截面假定,分别推导了屈服荷载、峰值荷载及极限荷载的表达式;公式推导中考虑了边缘约束构件的影响。根据理论分析和试验数据,建立了骨架曲线各阶段的刚度计算公式。从理论值与试验值的比较可以看出,基于平截面假定所得到的屈服荷载和峰值荷载的计算值均与试验值接近。考虑了卸载时的刚度退化,并建立了适合高性能混凝土剪力墙的恢复力模型。     

ISO-834标准火灾作用后钢管混凝土的轴压刚度和抗弯刚度

火灾后钢管混凝土的轴压刚度和抗弯刚度是钢管混凝土结构变形性能和抗震分析的重要指标，也是火灾后钢管混凝土修复和加固的重要依据之一，本文利用数值方法计算了标准火灾作用后钢管混凝土轴压构件和纯弯构件荷载-变形关系曲线，分析了受火时间、材料强度、含钢率、截面尺寸等因素的影响规律，最后推导了标准火灾作用后钢管混凝土轴压刚度和抗弯刚度的简化计算公式，所得结果可供有关钢管混凝土结构工程设计时参考。     

新型型钢-混凝土组合柱恢复力模型研究

提出一种新型型钢-混凝土组合柱,并对其进行数值模拟分析,研究翼缘厚度、钢管径厚比、轴压比、混凝土强度等参数对该组合柱抗震性能的影响。将新型型钢-混凝土组合柱截面进行合理简化,基于平截面假定建立组合柱正截面承载力计算公式,通过对比试验与模拟数据,发现公式计算结果具有较高精度。进一步提出组合柱截面屈服点、峰值点、破坏点、加载刚度、卸载刚度等特征参数的计算方法,确定恢复力模型的滞回规则,最终建立基于退化三线型模型的新型型钢-混凝土组合柱恢复力模型。将公式计算得到的滞回曲线与试验得到的滞回曲线进行对比,发现二者吻合较好。     

钢管混凝土(单圆管)拱肋刚度对其动力特性的影响

钢管混凝土的截面刚度应用不同的规范计算的结果之间存在着差异。本文以一座实桥为研究对象,讨论了这种差异对钢管混凝土拱桥动力特性的影响。分析表明,不同规范引起的钢管混凝土拱肋刚度的计算值的不同对钢管混凝土拱桥动力特性计算结果的影响较小。对自振频率,抗弯刚度取值的变化有一定的影响,但抗压刚度的影响极小;对自振振型,抗弯与抗压刚度取值的变化均无影响。     

沿高度变刚度复合墙板结构弹塑性分析

本文研究沿高度变刚度混凝土灌芯纤维石膏墙板结构(以下简称复合墙板结构)在水平荷载作用下的受力机理,建立简化计算模型,推导出了复合墙板结构的受力破坏路径,并建立了各阶段内力计算方法及计算公式。通过实例计算,得到沿高度均匀结构以及非均匀结构在水平荷载情况作用下位移的曲线与非均匀结构的受力破坏路径。结果表明,沿高度适当改变灌芯方式,侧移曲线更趋合理;各区段结构破坏路径均是石膏板先开裂且先达到极限状态。     

混凝土小型空心砌块组合墙抗侧力试验研究

扼要介绍了纵、横向混凝土小型空心砌块组合墙在竖向菏载和往复侧推力共同作用下的受力机理、变形特征和破坏形态；在试验研究和有限元计算分析的基础上，提出砌块组合墙抗侧刚度和抗侧承载力的简化计算公式，可供工程设计参考。     

钢—混凝土组合连续刚构桥墩梁连接节点抗震性能比较研究

钢-混凝土组合连续刚构桥的关键在于墩梁连接节点,设计了双层钢箱混凝土、钢筋混凝土和钢管混凝土等3种不同类型墩柱的连接节点构造形式。基于OpenSees平台建立了墩柱截面纤维有限元模型,并利用双层钢箱混凝土墩柱拟静力试验结果验证了数值模型的有效性,进而基于纤维有限元模型对3种不同类型墩柱节点进行了非线性滞回性能计算分析。结果表明:纤维模型能够模拟拟静力作用下组合连续刚构桥墩梁连接的滞回性能,双层钢箱混凝土墩柱与钢箱-混凝土组合梁连接节点的整体抗震性能要优于钢筋混凝土墩柱和实心钢管混凝土墩柱与钢箱-混凝土组合梁的连接节点,建议的刚性节点构造合理和传力路径明确,可为钢-混凝土组合连续刚构桥设计提供参考。     

考虑动水压力的桥墩钢筋锈蚀抗震性能改进模型研究

针对考虑动水压力作用下桥墩内部钢筋锈蚀后抗震力学性能变化规律的问题,通过力学推导和abaqus有限元模拟研究了桥墩的力学性能,首先依托塑性铰区域高度计算公式,构建桥墩动水压力计算简化模型,通过改进有限元计算模型,提出了优化后的考虑钢筋锈蚀的桥墩计算公式。计算结果表明：动水压力作用下桥墩底部钢筋锈蚀与混凝土损伤对桥墩主压应力影响最大,其他区域钢筋锈蚀影响较小,并对桥梁承载力计算公式进行修正,为后期同类工程计算提供了理论依据。     

考虑上部结构影响的山区桥梁支座刚度设计方法研究

为了合理计算山区桥梁支座刚度,针对桥墩高度不相同的特点,考虑上部结构对桥墩顶部的转动约束作用,提出在横桥向可将墩顶视为自由约束,而在纵桥向将墩顶视为定向约束。分别按照地震作用下各墩底剪力和弯矩相等的原则,推导桥梁支座纵、横桥向的刚度设计公式,并给出各桥墩支座的设计方法。为验证方法的正确性,以墩底剪力相等的原则为例,利用OpenSees建立一座墩高不等的5跨连续梁桥模型,并依支座刚度取值不同分三种工况:工况一各桥墩支座刚度相同;工况二按墩顶自由计算各支座的纵、横桥向刚度;工况三按墩顶定向约束计算各支座的纵、横桥向刚度。分别对三种工况下的桥梁结构输入三条地震动记录进行时程分析,考察各桥墩的底部剪力。分析结果表明:工况一各桥墩纵、横桥向的底部剪力均不相同;工况二各桥墩横桥向的底部剪力相同而纵桥向的底部剪力不同;工况三各桥墩纵桥向的底部剪力相同而横桥向的底部剪力不同。上述结果表明在桥梁支座设计时,横桥向桥墩的抗推刚度应按墩顶自由计算,而纵桥向桥墩的抗推刚度应按墩顶为定向约束计算。     

某城市天桥减隔震设计研究

通过对某城市天桥进行非线性动力分析,计算结果表明固定墩墩底弯矩远大于自由墩墩底弯矩,且固定墩墩底弯矩已经超越桥墩结构抗力。针对这一问题,为了使桥墩均匀地承受地震作用,提高结构抗震性能,文章采取了将固定墩的固定支座改为减隔震支座的设计方案,并对不同减隔震支座的屈服力和屈服前刚度进行了计算,分析了各工况下的地震响应,最后建议了选用支座的型号。     

低硬度橡胶隔震支座基本力学性能及恢复力特性

本研究对低硬度橡胶隔震支座的材料性能（主要包括力学性能）进行了系统的试验开发及理论研究。研究用低硬度橡胶隔震支座包括天然橡胶隔震支座及铅芯橡胶隔震支座两大类18种规格总计近30个大直径隔震支座。研究内容涉及橡胶隔震支座竖向刚度、水平刚度及阻尼等基本力学性能；压缩界限，屈曲及极限剪切变形等界限性能；温度、压力、剪切变形、老化和徐变等相关性及长期特性；同时还对橡胶材料其他性能进行了系统的试验研究。本文主要介绍低硬度天然橡胶隔震支座及铅芯橡胶隔震支座的基本力学性能，如竖向、水平刚度和恢复力等特性。     

基于干接缝单元的预制拼装桥墩抗震性能数值模拟

为克服利用OpenSEES进行预制拼装桥墩纤维模型分析时干接缝区域模拟困难的问题,提出一种由刚性单元、非线性梁柱单元、零长度单元配合ENT单压材料组成的干接缝单元。通过基于干接缝单元的纤维模型数值模拟结果与文献中的1:3.5缩尺桥墩拟静力试验结果对比发现:该干接缝单元不仅解决了墩身混凝土压溃带来的模型不收敛问题,而且考虑了墩身节段宽度对干接缝区域的影响,使预制拼装桥墩干接缝处的力学性能更接近实际的力学性能;数值模拟结果与试验结果吻合较好证明了该干接缝单元用于模拟预制拼装桥墩干接缝区域的可行性。在此基础上设置耗能钢筋、外包钢管和墩底橡胶支承垫层作为桥墩附加耗能装置,对预制拼装桥墩进行拟静力循环加载模拟,研究不同耗能装置对预制拼装桥墩的滞回能力、预应力筋内力、累积耗能、残余位移以及等效刚度等性能参数的影响。结果表明:设置耗能钢筋和外包钢管可以显著提高预制拼装桥墩的耗能能力、水平承载力和刚度,降低预应力损失;设置墩底橡胶支承垫层也能提高预制拼装桥墩的耗能能力,但会降低桥墩的水平承载力和刚度,应根据桥墩自身刚度谨慎选择橡胶垫层的刚度。     

橡胶隔震支座竖向刚度简化计算法

本文提出了采用橡胶隔震支座刚度因子计算隔震支座竖向刚度的方法，在此基础上提出了适于工程应用的简化计算式，研究还进行了2种不同橡胶6种规格共12件试验体的竖向刚度及水平刚度试验。文末给出了该计算结果与试验结果的对比，表明本文所提计算方法适合于工程使用。     

恢复力模型中求突变折点的一种新方法

在结构弹塑性动力计算中,恢复力曲线是一个重要问题。简化的折线型恢复力模型虽然应用简单,计算工作量小,但是有个突出缺点,即存在很多刚度突变点,即折点,这给计算带来麻烦。本文针对这一问题,提出了一种折点处理新方法。利用结构动力学方程和线性加速度法等推导出求解折线型恢复力模型中加载点和卸载点两类折点的计算公式。该公式基于结构动力学方程推导而来,逻辑严密,结果可信,精度有保证。此外,计算突变折点出现时刻,仅涉及结构动力特性等几个已知量,计算简单,不需迭代,计算工作量小。而且加载点与卸载点两类折点的计算公式形式简单又统一,方便编程。     

Dynamic soil–structure interaction analysis of a telescope at the Javalambre Astrophysical Observatory

This paper presents the dynamic soil–structure analysis of the main telescope T250 of the Observatorio Astrofísico de Javalambre (OAJ, Javalambre Astrophysical Observatory) on the Pico del Buitre. Vibration control has been of prime concern in the design, since astrophysical observations may be hindered by mechanical vibration of optical equipment due to wind loading. The telescope manufacturer therefore has imposed a minimal natural frequency of 10 Hz for the supporting telescope pier. Dynamic soil–structure interaction may significantly influence the lowest natural frequency of a massive construction as a telescope pier. The structure clamped at its base has a resonance frequency of 14.3 Hz. A coupled finite element–boundary element (FE–BE) model of the telescope pier that accounts for the dynamic interaction of the piled foundation and the soil predicts a resonance frequency of 11.2 Hz, demonstrating the significant effect of dynamic soil–structure interaction. It is further investigated to what extent the coupled FE–BE model can be simplified in order to reduce computation time. The assumption of a rigid pile cap allows us to account for dynamic soil–structure interaction in a simplified way. A coupled FE–BE analysis with a rigid pile cap predicts a resonance frequency of 11.7 Hz, demonstrating a minor effect of the pile cap flexibility on the resonance frequency of the telescope pier. The use of an analytical model for the pile group results in an overestimation of the dynamic soil stiffness. This error is due to the large difference between the actual geometry and the square pile cap model for which the parameters have been tuned.