共查询到10条相似文献，搜索用时 15 毫秒
1.
以GFRP管直径、管厚度、纤维缠绕层数和角度,以及长细比、活性粉末混凝土(RPC)抗压强度、型钢截面面积、型钢屈服强度为主要参数,设计25根足尺GRS组合短柱试件;基于钢材的双线性本构模型和考虑RPC约束效应的非线性本构模型,采用ABAQUS有限元软件,对25根足尺GRS组合短柱进行数值模拟分析,分别提取荷载—位移曲线和轴压承载力,分析不同参数对试件轴压承载力和极限位移的影响规律;采用1stOpt软件统计回归足尺GRS组合短柱轴压承载力计算公式.结果表明:随试件的GFRP管直径和管厚度、纤维缠绕层数和角度、型钢屈服强度和截面面积、活性粉末混凝土抗压强度增加,试件轴压承载力显著提高;随试件的GFRP管厚度、纤维缠绕层数和角度、长细比和工字型钢截面面积增加,试件极限位移明显增大;随试件的GFRP管直径增加,试件极限位移逐渐减小.试件表现很好的持荷能力,呈连续鼓曲的破坏形态. 相似文献
2.
为研究高强方钢管 — 混凝土 — 圆钢管(HSCS)组合短柱的轴压性能,以环混凝土轴心抗压强度(fck)、外高强方钢管的抗拉强度、壁厚和宽度、内圆钢管的抗拉强度、壁厚和直径,以及试件的长细比和空心率等为控制参数,共设计27根试件.基于合理的材料本构模型、网格合理性分析和既有试验试件验证分析,确定该模型的预测精度,进而获得各个参数对足尺寸HSCS组合短柱轴压性能的影响规律.结果表明:随宽度、壁厚、内钢管抗拉强度、外钢管抗拉强度和混凝土抗压强度的增加,HSCS组合短柱的轴压承载力显著提高;随试件空心率增加,组合短柱的轴压承载力逐渐减小,建议空心率最佳取值为0.1～0.3.HSCS组合短柱轴压承载力计算表达式具有较高的预测精度,可满足工程实践需要. 相似文献
3.
《东北石油大学学报》2020,(4)
为研究矩形钢管混凝土翼缘的H型蜂窝组合柱(STHCC)的偏压力学性能,以偏心距、长细比、翼缘钢管厚度及核心混凝土立方体抗压强度为主要控制参数,设计17根STHCC中长柱试件。基于考虑套箍效应的混凝土本构模型和简化的钢材模型,利用有限元软件ABAQUS建立8根STHCC和2根方钢管混凝土柱的有限元模型并开展轴压和偏压分析,获得试件的荷载-位移曲线,与已有试验数据对比,二者吻合较好,验证有限元建模的合理性。同时,对17根STHCC中长柱试件进行扩展参数分析,考察不同参数对中长柱偏压极限承载力的影响规律,获得跨中截面沿高度应变分布曲线和荷载-挠度曲线。结果表明:偏压作用下,STHCC中长柱截面应变变化基本符合平截面假定;随偏心距和长细比的增大,STHCC中长柱偏压的极限承载力逐渐降低,而随核心混凝土强度和翼缘钢管厚度的增大,STHCC中长柱偏压的极限承载力逐渐增大,提高核心混凝土强度和钢管厚度可有效提高组合柱的偏压极限承载能力。统计回归该类组合中长柱偏压极限承载力计算表达式,为进一步开展该类组合柱抗震性能研究奠定基础。 相似文献
4.
《东北石油大学学报》2017,(5)
以套箍指标、钢管内外混凝土强度等级、钢管外围混凝土配箍率、组合柱纵筋总配筋率和组合柱截面含钢管混凝土率为主要参数,设计36根配钢管高强混凝土芯柱的异强组合短柱(SGCC)构件;借助ABAQUS有限元软件,选取合理的材料非线性本构模型及网格尺寸,建立18根试验试件的有限元模型并分析轴压性能,比较有限元数值解与试验数据;提取36根组合短柱应力—变形云图和轴力—应变全过程曲线,考察轴压承载力、弹性阶段刚度和延性等参数的变化规律;根据有限元数值解,引入轴压承载力折减因数,基于叠合原理建立SGCC轴压承载力简化计算公式。结果表明:SGCC钢管高强混凝土套箍指标、钢管外围混凝土配箍率和组合柱截面含钢管混凝土率对组合柱轴压承载力和延性影响显著。该结果为SGCC框架体系的工程应用提供指导。 相似文献
5.
角钢套箍高强混凝土轴压短柱承载力分析与设计建议 总被引：1，自引：1，他引：0
《东北石油大学学报》2016,(1)
以套箍系数、混凝土等级和钢材屈服强度为控制参数,设计15根剪跨比为1.5的角钢套箍高强混凝土轴压短柱;基于简化的钢材本构模型和考虑套箍效应的约束高强混凝土本构模型,采用ANSYS有限元软件进行数值仿真分析,通过与实验数据对比验证有限元建模的合理性;考察不同套箍系数、混凝土强度等级和角钢屈服强度等级对角钢套箍高强混凝土轴压短柱力学性能的影响;考虑缀板对混凝土的套箍效应,引入缀板影响因数,利用1stopt软件反演影响因数与套箍系数之间线性关系,建立角钢套箍高强混凝土轴压短柱极限承载力计算表达式,提出轴压短柱的设计方法与施工建议。结果表明,套箍系数比其他参数对轴压短柱的承载力和延性的影响更加显著,为该短柱在新建和改造工程中的应用奠定基础。 相似文献
6.
本文采用北京——开滦——埕子口——济南——磁县——石家庄——北京—等三角锁环1951年至1954年和1960年至1966年两期重复测量结果,分析了华北北部地区的应变状态和形变规律。认为:(1)该三角锁环所包围的地区主压应力轴的优势分布为北东向,主张应力轴为北西向,这与区域构造应力场是一致的;(2)鲁中、南水平位移场与华北水平位移场是一个整体;从邢台——聊城——曲阜——临沂——灌云是一条北西向的水平位移转换带,作者推断,这是一条既受张又受剪十分活跃的隐伏构造带,它与北东向构造交汇的部位,应严重关注!(3)从资料证实,1976年7月28日唐山7.8级地震在1965年以前已经开始了应变能的积累。 相似文献
7.
台湾集集7.6级地震前后福建沿海地区的地壳运动 总被引：3，自引：3，他引：0
对福建GPS网的5期观测数据(1995、1997、1999、2001、2003)进行了统一处理,得到4个时段(1995~1997、1997~1999、1999~2001、2001~2003)ITRF2000的站速度、福建地区的整体旋转参数和主应变参数。福建地区存在一致的南东向运动地震前(第1时段)运动速度平均为32.1mm/a;震时和震后两年时间内(第2时段)运动速度大幅度增加到38.7mm/a;震后第2个两年(第3时段)运动速度相对于第2时段大幅度减小为30.0mm/a;震后第3个两年(第4时段),运动速率相对第3时段有较大增加并超过了第1时段。福建地区的主应变场,在震前主压应变率(12.4×10-9/a)大于主张应变率(7.1×10-9/a),地壳表现为弹性压缩,主压应变轴为N70.9°W;震后应变场发生了相反的变化,主压应变轴变成了主张应变轴,主张应变率(28.9×10-9/a)大大超过主压应变率(3.7×10-9/a),地壳表现为南东方向弹性伸展,第3时段与第4时段主压应变率逐渐增加,主压应变轴也逐渐恢复到震前的方向。福建地区从1995年到2003年地壳运动速度场与应变场随时间的变化过程,反映了集集大地震发生前后区域应力场加强、弹性应变能积累,震时和震后弹性应变能快速释放与逐渐调整恢复的过程。 相似文献
8.
用物质点强度折减法求解边坡安全系数时, 需要选择一定的失稳判据, 而采用不同的失稳判据获得的安全系数通常存在一定差异。为此, 采用物质点强度折减法对两个边坡算例进行了稳定性分析, 对比研究了文献中常用的4种边坡失稳判据(计算不收敛、特征点位移突变、塑性应变贯通及界限值判据)在计算边坡安全系数时的合理性及适用性。同时, 将Spencer极限平衡法获得的安全系数作为参考, 进一步验证了结果的合理性与准确性。结果表明: ①数值计算的收敛性不能作为边坡失稳判据; ②将特征点位移突变视为边坡失稳判据时, 获得的安全系数与极限平衡法获得的结果基本一致, 故特征点位移突变可以作为边坡失稳判据; ③塑性应变贯通和边坡最大位移随迭代时间步趋于稳定的界限值不宜单独作为边坡失稳判据。 相似文献
9.
根据高应力区砂岩三轴压缩试验和峰前卸围压试验的结果,分析了砂岩在不同应力路径下的能量变化规律。试验结果表明,相同围压下,峰前卸围压试验的各能量指标(总吸收能、弹性应变能、耗散能)均小于三轴压缩试验,能量变化特征与其初始应力路径密切相关,且随围压的增大而增大。峰前储存的弹性应变能比耗散能多,耗散能只在临近峰值点处才迅速增加。能量的耗散会导致岩石产生损伤,并且使岩性劣化、丧失强度,从能量角度定义的损伤变量,可以得出结论:开始卸荷低围压下的损伤变量大于高围压下,临近破坏时高围压下的损伤变量大于低围压下;卸围压使岩样束缚减小,加速了损伤的发展,岩样所受的应力状态愈趋不平衡。因此,基于能量的角度来表征岩石的损伤演化更符合实际。 相似文献
10.
辽东半岛南部韧性推覆剪切带的主要特征是全区普遍发育有平缓密集的片理或劈理、SEE—NWW向拉伸线理、同方向“A”型褶皱以及糜棱岩带、旋转构造等。通过拉伸砾石、拉伸鲕粒的有限应变分析,砾石1、砾石2的富林指数分别为1.187、1.186、鲕粒的富林指数为1。拉伸砾石变形量,X轴拉伸165％,Y轴不变,Z轴缩短60％,拉伸鲕粒变形量,X轴拉伸54％,Y轴不变,Z轴缩短30％。韧性剪切带主界面沿本区沉积盖层(上先寒武系—古生界)与基底(太古代鞍山群变质岩系)之间的不整合面发育。主滑脱面之上的外来系统中(上先寒武系—古生界)还发育着次滑脱面。 相似文献