Forschung zur Kollaps-Grenzlast einer vorgefertigten Stahlbetonsäule und einer Stahlträger-Verbundrahmenkonstruktion

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 13604 (2022) Diesen Artikel zitieren

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In dieser Arbeit wurde die Bruchlast einer vorgefertigten Stahlbeton-Stützen-Stahlträger-Verbundrahmenkonstruktion untersucht. Während der Studie wurde die „neue RCS-Träger-Stützen-Verbindung“ als Träger-Stützen-Verbindung im Versuchsmodell verwendet. Darüber hinaus wurde die im halben Maßstab hergestellte RCS-Raumfachwerkstruktur (2-stöckig, 1 × 2 Felder) zweimal an der Unterseite der Seitensäule unter verschiedenen Belastungsniveaus Experimenten mit sofortigem Versagen unterzogen, und die 2A-Säule wurde durch die Zugkraft schnell herausgezogen Kraft des Fahrzeugs. Die experimentellen Ergebnisse zeigten, dass die Methode des Abbaus der Versagenssäule eine relativ genaue Reaktion auf den Zustand des fortschreitenden Einsturzes lieferte. Bei verschiedenen Belastungsniveautests wurde festgestellt, dass sich die verbleibende RCS-Struktur im elastischen Stadium befand. Darüber hinaus zeigte die Verschiebungs-Zeit-Verlaufskurve während des ersten Experiments kein Vibrationsphänomen. Das Finite-Elemente-Programm SAP2000 wurde verwendet, um zu überprüfen, ob die Testergebnisse denen der numerischen Simulationsergebnisse ähnelten, und es wurde weiter untersucht und festgestellt, dass der Bruchlastwert das 10,25-fache des Strukturentwurfslastwerts betrug.

Die vorgefertigte Verbundrahmenkonstruktion aus Stahlbetonsäulen (RC) und Stahlträgern (S) wird als RCS-Verbundstruktur abgekürzt. Dabei handelt es sich um eine Rahmenkonstruktion, die aus einem vorgefertigten Stahlträger, einer Stahlbetonsäule und der Verbundbodenplatte auf der Konstruktion vorgefertigt ist Website. Im Vergleich zur Stahlsäule weist die Betonsäule dieser neuartigen Verbundkonstruktion eine bessere Druckfestigkeit, höhere Steifigkeit, Haltbarkeit und Feuerbeständigkeit auf. Darüber hinaus wird Stahl eingespart und die Stabilität der Struktur verbessert. Darüber hinaus weist der Stahlträger im Vergleich zum Stahlbetonträger eine gute Biegeleistung, ein geringes Gewicht und eine praktische Konstruktion auf, verringert die Größe der Komponentenabschnitte und vergrößert den effektiv nutzbaren Raum1. Daher ist die vorgefertigte RCS-Verbundrahmenkonstruktion eines der führenden Struktursysteme, das dem Entwicklungstrend der Bauindustrialisierung entspricht und eine breite Entwicklungsperspektive bietet.

Aufgrund unerwarteter Unfälle führt das teilweise Versagen der Gebäudestruktur zum Kettenversagen der Komponenten und zum Einsturz des größten Teils der Struktur oder der gesamten Struktur. Dies wird als fortschreitender Kollaps bezeichnet. Wenn die Gebäudestruktur einstürzt, wird dies unweigerlich zu schweren Verlusten und großen wirtschaftlichen Verlusten führen. Darüber hinaus unterscheidet sich das progressive Einsturzverhalten der vorgefertigten RCS-Verbundrahmenkonstruktion von dem der Ortbetonrahmenkonstruktion oder der Stahlrahmenkonstruktion. Daher ist es notwendig, die progressive Kollapswiderstandsleistung der vorgefertigten RCS-Verbundrahmenstruktur zu untersuchen.

Shiekh und Deierlein et al. (1989) führten Tests der niedrigzyklischen Experimente unter wiederholten Belastungsbedingungen an siebzehn Verbindungsproben mit RCS-Zwischenschicht durch und untersuchten den Einfluss des Verbindungsversagensmodus, der Festigkeit, der Steifigkeit und der strukturellen Maßnahmen auf die Verbindungsleistung. Basierend auf der Studie wurde die analytische Formel zur Ermittlung der Gelenkscherfestigkeit entwickelt2,3. Kanno und Deierlein (1993) führten niedrigzyklische Experimente unter wiederholten Belastungsbedingungen durch und untersuchten die Kapazitätsunterschiede während der Verformung, Lagerung und Energiedissipation der Proben unter verschiedenen Versagensmechanismen4,5. Parra-Montesinos und Weight (2000) untersuchten die seismische Leistung der Randverbindung in der Mittelschicht des RCS-Verbundrahmens unter zyklischen Belastungsbedingungen6. Liang und Parra-Montesinos (2004) führten Experimente an vier RCS-Raumgelenken unter Bedingungen geringer zyklischer Belastung durch, um das Hystereseverhalten, die Geschossverschiebung und die Gelenkverformungen zu untersuchen7. Chou et al. (2010) führten eine Reihe seismischer Leistungsexperimente mit RCS-Verbundrahmenkonstruktionen vom Typ „Säule durch“ (Vollmaßstab, einstöckig, zwei Felder) durch und überprüften, ob die Verbindungsform machbar war. Darüber hinaus untersuchten sie die seismische Reaktion unter verschiedenen Lastmodi8. Azar et al. (2013) verwendeten Open Sees für die nichtlineare statische Analyse, um den Einfluss der Knoten auf das Gesamtverhalten der RCS-Verbundrahmenstruktur zu simulieren9. Die Ergebnisse zeigten, dass RCS-Verbindungen die seitliche Tragfähigkeit des gesamten Rahmens erhöhen können. Darüber hinaus wurde festgestellt, dass die Gesamtleistung durch die Verwendung eines Stahlträgers anstelle des Stahlbetonträgers erheblich verbessert wurde.

Der Einsturz des Ronan Point-Apartments im Vereinigten Königreich im Jahr 1968 veranlasste die Architekturexperten, dem fortschreitenden Einsturz große Aufmerksamkeit zu schenken. Im Jahr 1970 nahm das Vereinigte Königreich die progressive Einsturzsicherheit in die Bauordnung auf. 1975 fügte Kanada der Bauordnung eine Klausel zur Verhinderung von Struktureinstürzen hinzu. Andere Länder, darunter Schweden, Dänemark und die Niederlande, haben ebenfalls die Bestimmungen zum progressiven Zusammenbruch in den Kodex aufgenommen. Dann haben auch Japan (2005) und andere Länder die Spezifikationen des strukturellen progressiven Zusammenbruchs zusammengestellt10. Danach erregten die fortschreitenden Einstürze die Aufmerksamkeit der Amerikaner nach den Ereignissen des Murrah Federal Building und des World Trade Centers (2005)11,12,13,14. Obwohl diese Vorschriften die Bedeutung und den Schaden des fortschreitenden Einsturzes für die Struktur betonen, sind einige Vorschriften nicht spezifisch genug und haben eine vage Bedeutung, was für den praktischen Betrieb unbequem ist.

In dieser Arbeit wurde die „neue RCS-Träger-Stützen-Verbindung“15 auf die Träger-Stützen-Verbindung angewendet und eine vorgefertigte RCS-Raumrahmenkonstruktion im halben Maßstab (1 × 2 Felder, 2 Stockwerke) hergestellt als experimentelles Modell. Um die Einsturzlast zu untersuchen, wurde das Versuchsmodell zweimal einem augenblicklichen Versagen der Säule unter verschiedenen Belastungsniveaus ausgesetzt. Die geschwächte Säule (2A) wurde durch die Zugkraft des Fahrzeugs schnell herausgezogen und die Verschiebung und Dehnung an den wichtigen Positionen wurden mit dem dynamischen Datenerfassungsinstrument aufgezeichnet. Die in dieser Arbeit verwendete Methode der Zerstörung der Versagenssäule erwies sich als sicherer und einfacher durchzuführen als der Einschlag mit der Wasserstoffgaskanone. Darüber hinaus wurde die Wasserstoff-Gaspistolen-Aufprallmethode verwendet, die auch von Kunnath et al. war in dieser Arbeit beschäftigt16.

In dieser Arbeit wurde der Bruchlastwert der hergestellten RCS-Verbundrahmenstruktur überprüft und es wurde festgestellt, dass er dem 10,25-fachen des Strukturlastwerts entspricht. Die experimentellen Ergebnisse zeigten auch, dass die Rückbaumethode der Versagenssäule sicher und machbar ist.

Zu den experimentellen Methoden gehören die Modellauswahl, das „Neue RCS-Träger-Säulen-Verbindungsmodell“, der experimentelle Prototyp und das experimentelle Modell, die experimentelle Methode, die Belastung, die Entfernung der fehlerhaften Säule und das Datentestschema. Sie werden im Folgenden kurz beschrieben.

Die von unserer Forschungsgruppe entwickelte „neue RCS-Träger-Säulen-Verbindung“15 wurde auf die Träger-Säulen-Verbindung der Prototypenstruktur angewendet und die Prototypenstruktur wurde gemäß den Anforderungen der chinesischen Bauvorschriften17 entworfen. 18,19. Das experimentelle Modell wurde von der Spanne A bis B und von 1 bis 2 Stockwerken der Prototypenstruktur übernommen und auf die Hälfte verkleinert.

Die „neue RCS-Träger-Stützen-Verbindung“15 umfasst den Verbindungsstahlring, den Quersteg, die ebene Aussteifung und den freitragenden Trägerabschnitt. Die Spezifikation des Verbindungsstahlreifens betrug 350 mm × 350 mm × 500 mm × 12 mm. Im Inneren wurden die Quersteg- und Horizontalsteifen angeschweißt, außen wurde der Kragarm mit einer Länge von 2000 mm angeschweißt. Die Spezifikationen der „neuen RCS-Träger-Stützen-Verbindung“15 sind in Tabelle 1 aufgeführt, und die Konstruktion und Verbindung sind in den Abbildungen dargestellt. 1 bzw. 2.

Konstruktive Details der „neuen RCS-Träger-Stützen-Verbindung“.

Anschlussplan der „neuen RCS-Träger-Stützen-Verbindung“.

In diesem Artikel wurde der Prototyp der vorgefertigten RCS-Struktur (3 × 4 Felder, 5 Stockwerke) gemäß den Anforderungen der chinesischen Bauvorschriften17,18,19 entworfen. Für den Beton (Bewehrungsstahl, Stahlbauteil) wurde C40 (HRB335, Q345) verwendet. Die Querschnittsgröße des Stahlträgers (Betonsäule, offener Trog-Stahlblech-Verbundboden) betrug 600 mm × 300 mm × 13 mm × 18 mm (700 mm × 700 mm, 80 mm). Die seismische Entwurfsintensität des Strukturprototyps betrug 7 Grad18, wobei die maximale Bodenbeschleunigung (PGA), die der Überschreitungswahrscheinlichkeit von 10 % in 50 Jahren entspricht, 0,1 g betrug, wobei g sich auf die Erdbeschleunigung bezieht. Die perspektivische Ansicht und die Draufsicht sind in den Abbildungen dargestellt. 3 und 4.

Perspektivische Ansicht.

Draufsicht.

Das Versuchsmodell wurde von der Spannweite A bis B und von 1 bis 2 Stockwerken der Prototypenstruktur übernommen und auf die Hälfte verkleinert. Der Membraneffekt der Platte wurde im Versuchsmodell nicht berücksichtigt und die Querschnittsgröße des Stahlträgers (Betonsäule) wurde mit 300 mm × 150 mm × 6,5 mm × 9 mm (350 mm × 350 mm) angenommen. Darüber hinaus hatte das Versuchsmodell eine Spannweite von 3 m in X- und Y-Richtung, und das erste (zweite) Stockwerk des Versuchsmodells war 2 m (1,8 m) hoch. Darüber hinaus wurde das Fundament durch einen Erdbalken ersetzt. Dieselbe Charge der Betonmaterialeigenschaften wurde getestet und die mittlere Druckfestigkeit (fcu) betrug 39 MPa. Das Versuchsmodell ist in Abb. 5 dargestellt, und die Fotos der Szenenverstärkung, der Stützenverstärkung und des Fundaments sind in den Abb. 5 dargestellt. 6, 7 und 8.

Experimentelles Modell.

Foto der Verstärkung am Tatort.

Säulenverstärkung.

Fundamentverstärkung.

Um die Einsturzlast der vorgefertigten RCS-Struktur zu untersuchen, wurde das Testmodell zweimal den Experimenten zum sofortigen Versagen unter verschiedenen Lastniveaus unterzogen. Die Bruchsäule wurde vertikal eingeschränkt, nachdem die verbleibende RCS-Struktur stationär war, und dann wurde die Last während des zweiten Experiments erhöht.

Die erste experimentelle Belastung war die 2,5-lagige Entwurfsbelastung aus dem einflussreichsten Bereich der Prototypstruktur. Nach dem ersten Experiment wurde festgestellt, dass die verbleibende RCS-Struktur eine geringere Verformung aufwies und sich im frühen elastischen Stadium befand. Darüber hinaus war die 2,5-Lagen-Bemessungslast weitaus geringer als der maximale Einsturzlastwert. Um die maximale Einsturzlast zu untersuchen, wurde die Last basierend auf dem ersten Experiment erhöht und die zweite experimentelle Last wurde als 5-Lagen-Entwurfslast im am stärksten betroffenen Bereich der Prototypstruktur angenommen. Aufgrund des begrenzten Laderaums des Versuchsmodells konnte die Ladung nicht hinzugefügt werden, um das Experiment nach dem zweiten Experiment fortzusetzen. Um jedoch den Bruchlastwert zu untersuchen, wurde in dieser Arbeit das Finite-Elemente-Programm SAP2000 für die Simulationsanalyse verwendet.

Beim ersten Versuch betrug die aufgebrachte Last 68,4 kN. Als die verbleibende RCS-Struktur stationär war, wurden die Stahlstützen und mehrere Stücke dünner Stahlplatten verwendet, um die Bruchsäulen vertikal einzuschränken. Die erste Versuchslast ist in Abb. 9 dargestellt. Während des zweiten Versuchs betrug die aufgebrachte Last 140,4 kN, und die zweite Versuchslast ist in Abb. 10 dargestellt.

Erste experimentelle Ladung.

Zweite experimentelle Ladung.

Während des ersten Experiments umfasste der schwächere Teil der Versagenssäule die Stahlsäule, den Stahlüberrollbügel und die eingebettete Stahlplatte von unten nach oben. Das Foto der Ausfallsäule ist in Abb. 11a dargestellt. Die beiden Stahlstützen und mehrere Stücke dünner Stahlplatten wurden verwendet, um die Bruchsäule vertikal einzuschränken, nachdem die verbleibende RCS-Struktur stationär war.

Fotos der Ausfallkolonne.

Während des zweiten Experiments umfasste der schwächere Teil der Versagenssäule das Stahlblech, die Stahlsäule und die eingebettete Stahlplatte von oben bis unten. Das Foto der Fehlersäule ist in Abb. 11b dargestellt. Es wurde beobachtet, dass das Ereignis eines versehentlichen Aufpralls eine der Bedingungen ist, die zu fortschreitenden Einstürzen führen. Um ein klares Bild über das unfallbedingte Unfallgeschehen zu bekommen, wurde der schwächere Teil der Versagenssäule mittels Fahrzeugzugkraft schnell herausgezogen. Außerdem wurde ein Ende des Drahtseils an den reservierten Ringen befestigt und das andere Ende des Seils am Abschlepphaken des Autos befestigt. Es stellte sich heraus, dass die Methode zum Abbruch der ausgefallenen Säule während des zweiten Experiments die gleiche war wie beim ersten Experiment.

Um den Anforderungen der Datenerfassung gerecht zu werden, wurde das dynamische Datenerfassungsgerät zur Erfassung der Verschiebungen und Dehnungen eingesetzt. Die Verschiebungssensoren wurden in Z-Richtung von Säule 2A oben und in X-Richtung (Y) von Säule 1A (2B) eingestellt. Es wurden vier Balken-Stützen-Verbindungen ausgewählt und als Verbindungsstelle 1, Verbindungsstelle 2, Verbindungsstelle 3 und Verbindungsstelle 4 bezeichnet. Die obere Flanschstahlplatte A, die Stegstahlplatte C, die untere Flanschstahlplatte A und B wurden als Dehnungsmesspunkte festgelegt in jedem Gelenk, und sie wurden als I, II, III, IV bezeichnet. Die Verschiebungs- und Dehnungstestpunkte sind in Abb. 12 dargestellt, und die Dehnungsverteilung ist in Abb. 13 dargestellt.

Prüfpunkte für Verschiebung und Dehnung.

Dehnungsverteilung.

Die experimentellen Ergebnisse des ersten und zweiten Experiments werden unten diskutiert.

Aus Abb. 14a, b, c ist ersichtlich, dass die vertikale Verschiebung der Oberseite der Versagenssäule (2A) innerhalb von 0,26 s schnell 1,52 mm erreicht, wenn der schwächere Teil herausgezogen wurde, und dass sich die Verschiebung danach bei 1,64 mm stabilisiert . Es wurde festgestellt, dass die Verschiebung der Säule A1 innerhalb von 0,46 s schnell 0,67 mm erreicht und zwischen 0,46 und 1,94 s leicht wieder ansteigt. Dann tendiert die Verschiebung dazu, sich bei 0,67 mm zu stabilisieren. Es wurde festgestellt, dass die Verschiebung von Spalte B2 in Y-Richtung innerhalb von 0,40 s 1,28 mm erreicht und sich dann tendenziell bei 1,3 mm stabilisiert. Im Vergleich zur vor Ort gegossenen Betonkonstruktion wurde festgestellt, dass die vorgefertigte RCS-Verbundrahmenkonstruktion bei geringer Belastung keine Vibrationsphänomene aufwies. Dies kann daran liegen, dass die Vibration die durch den Bolzenschlupf geleistete Arbeit überwinden muss und Vibrationsenergie verbraucht. Daher schwankte die zeitliche Verlaufskurve der Verschiebung nicht nach oben und unten.

Zeitverlaufskurven der Verschiebung im ersten Experiment.

Es wird auch beobachtet, dass die verbleibende RCS-Struktur nicht unmittelbar nach Erreichen der momentanen maximalen Verschiebung in den stabilen Zustand überging, sondern in den langsamen Entwicklungszustand überging. Als die verbleibende RCS-Struktur stabil war, wurden außerdem die beiden Stahlstützen und mehrere Stahlbleche verwendet, um die vertikale Richtung der A2-Säule einzuschränken.

Aus Abb. 15a,b ist ersichtlich, dass die zeitliche Verlaufskurve von Dehnung und Verschiebung ähnlich ist und beide sofort ihr Maximum erreichen. Es wurde festgestellt, dass die Zugspannung an Gelenk 1-I 29,98 με erreichte, sich dann auf 26,2 με erholte und stabil wurde. Die Druckspannung erreichte –31,9 με an Gelenk 1-IV und erholte sich dann auf –28,6 με und wurde stabil, wobei με das Einheitensymbol der Mikrodehnung ist. Während des ersten Experiments wurde festgestellt, dass die Veränderung bei den anderen 14 Stämmen geringer war und daher in dieser Arbeit vernachlässigt wurde.

Zeitverlaufskurven der Dehnung im ersten Experiment.

Die obere Verschiebung der Säule 2A in Z-Richtung ist in Abb. 16a dargestellt. Aus der Abbildung geht hervor, dass die Verschiebung in Z-Richtung im Zeitraum von 0 bis 0,02 s 2,255 mm erreicht, da der Schraubendurchmesser 2 mm kleiner ist als der Bolzenlochdurchmesser. Die Kontaktzeit zwischen dem Bolzen und der Innenwand des Lochs beträgt 0,02 bis 0,533 s. Darüber hinaus ist zu beobachten, dass die Verschiebung in Z-Richtung langsamer zunimmt als in den vorherigen 0,02 s. Es wurde festgestellt, dass die Vibration in Z-Richtung innerhalb von 0,53 bis 4,2 s auftritt und nach 4,16 s in ein stabiles Entwicklungsstadium eintrat.

Zeitverlaufskurven der Verschiebung im zweiten Experiment.

Die Verschiebung der Säule 2B in Y-Richtung ist in Abb. 16b dargestellt. Aus der Abbildung ist ersichtlich, dass die anfängliche Reaktion von Spalte 2A etwa 0,146 s vor der von Spalte 2B liegt. Darüber hinaus steigt er innerhalb von 0,67 s auf 2,49 mm an, und die Y-Richtung schwingt zwischen 0,68 und 1,26 s, mit einem Schwingspitzenwert von 2,60 mm. Es wurde festgestellt, dass die Schwingungsdauer von Säule 2A in Z-Richtung länger ist als die von Säule 2B in Y-Richtung. Darüber hinaus war es bei der Übertragung der Vibration auf das 2B-Säulengelenk erforderlich, die Arbeit zu überwinden, die durch den Bolzenschlupf und den Verbrauch der Vibrationsenergie entsteht.

Die Verschiebung der Säule 1A ist in Abb. 16c dargestellt. Aus der Abbildung ist ersichtlich, dass sie von 0 bis 0,683 s auf 1,012 mm ansteigt und dann zwischen 0,678 und 1,069 s schwankt. Schließlich tritt es nach 1,071 s in eine stabile Wachstumsphase ein.

Die Zeitverlaufskurven der Dehnung im zweiten Experiment sind in Abb. 17 dargestellt. Aus der Abbildung geht hervor, dass die maximale Druckdehnung an Gelenk 2-I 94,22 με beträgt und nach der Stabilisierung bei 83 με tendiert. Die maximale Zugbelastung am Gelenk 2-III beträgt 103,09 με und tendiert nach der Stabilisierung zu 89,53 με. Die maximale Zugbelastung am Gelenk 2-IV beträgt 122,9 με und tendiert nach der Stabilisierung zu 109,13 με. Wenn außerdem der Testpunkt Gelenk 1-I gezogen wird und die Testpunkte Gelenk 1-III und Gelenk 1-IV zusammengedrückt werden, beträgt die maximale Druckspannung an Gelenk 1-IV 110,84 με und tendiert nach der Stabilisierung zu 102,6 με. Dann wurde der Testpunkt der Gelenke 3-I zusammengedrückt und die Testpunkte der Gelenke 3-III und Gelenk 3-IV gezogen. Danach wurde der Testpunkt der Verbindung 4-I gezogen und die Testpunkte der Verbindung 4-III und der Verbindung 4-IV zusammengedrückt. Die Dehnung der Gelenke 1, 2, 3 und 4 war weitaus geringer als die Fließdehnung und es wurde festgestellt, dass sie sich alle im frühen elastischen Stadium befanden, und die verbleibende RCS-Struktur befand sich ebenfalls im elastischen Stadium.

Zeitverlaufskurven der Dehnung im zweiten Experiment.

Es wurde auch beobachtet, dass sich die Scherspannungen an Gelenk 1-II, Gelenk 2-II, Gelenk 3-II und Gelenk 4-II während des Tests nicht änderten. Der Studie zufolge konnte die Stahlplatte C nicht mithilfe einer Scherkraft übertragen werden, wenn die Axialkraft der Stütze 2A auf die Verbindung zwischen Balken und Stütze übertragen wurde. Sie konnte jedoch mithilfe einer Reibungskraft der Schrauben auf die übertragen werden Netz.

Die numerische Analyse des ersten und zweiten Experiments wird unten diskutiert.

Das SAP2000-Finite-Elemente-Modell ist in Abb. 18 dargestellt. Die zeitliche Verlaufskurve der Verschiebung während des Ausfallzustands ist in Abb. 19a, b, c dargestellt. Aus der Abbildung geht hervor, dass beim Vergleich des experimentellen Werts mit dem Finite-Elemente-Wert die erstere Verschiebung keinen Schwankungsabschnitt aufweist, während die letztere Verschiebung einen Schwankungsabschnitt aufweist. Darüber hinaus ist der Gesamttrend der Verschiebungsvariation bei beiden gleich.

Finite-Elemente-Modell.

Zeitverlaufskurven der Verschiebung im ersten Experiment.

Unter der gleichen Fehlerbedingung wie in Spalte A2 sind die erhaltenen Zeitverlaufskurven der Verschiebung in Abb. 20a, b, c dargestellt. Aus den Abbildungen ist ersichtlich, dass im Moment des Versagens die Verschiebung des Gelenks 10 (8, 11) in X-Richtung (Y, Z) schnell zunimmt und einen Höhepunkt erreicht. Dann wurde es einer Dämpfungsvibration ausgesetzt, bis die dynamische Kraft Null war und dann die Vibration aufhörte. Da sich E bei hoher Geschwindigkeit bis zu einem gewissen Grad addieren würde, wurde festgestellt, dass der Finite-Elemente-Wert etwas größer ist als der experimentelle Wert. Der allgemeine Trend ist jedoch derselbe, wobei E der Elastizitätsmodul ist.

Zeitverlaufskurven der Verschiebung im zweiten Experiment.

Das Finite-Elemente-Programm SAP2000 gemäß dem US Public Affairs Bureau GSA2003 wurde verwendet, um den Bruchlastwert weiter zu untersuchen. Der Einsturzwiderstand der RCS-Struktur wurde durch Vergleich des Einsturz-Endlastwerts mit dem Entwurfslastwert bewertet. Es wurde festgestellt, dass bei einer Erhöhung der Linienlast auf den Stahlträger auf 334 kN/m der plastische Drehwinkel des horizontalen Stahlträgers 12,76° beträgt (die maximale Verschiebung beträgt 489,4 mm), was den in GSA2003 festgelegten Grenzwert überschreitet. Darüber hinaus würde das experimentelle Modell zunehmend zusammenbrechen. Die Verformung und Verschiebung unter der Einsturzlast sind in Abb. 21 dargestellt. Aus der Abbildung geht hervor, dass die Linienlast im einflussreichsten Bereich in 1500 kN umgewandelt wurde, was dem 10,25-fachen des Bemessungslastwerts entsprach und weitaus größer war der Bemessungslastwert der Struktur. Daher wurde festgestellt, dass die RCS-Struktur, die mit den chinesischen Bauvorschriften17,18,19 entworfen wurde, relativ konservativ war.

Verformung und Verschiebung unter der Einsturzlast.

Ziel dieser Arbeit war es, die Einsturzlast der vorgefertigten RCS-Verbundrahmenstruktur zu untersuchen, und die „neue RCS-Träger-Stütze-Verbindung“15 wurde auf das Versuchsmodell angewendet. Darüber hinaus wurde der komplette Satz an Methoden für den Abriss der Säule 2A vorgeschlagen und das Versuchsmodell im halben Maßstab (2 Stockwerke, 1 × 2 Felder) entwickelt. Anschließend wurde der progressive Kollapswiderstand mithilfe der experimentellen und numerischen Analyse untersucht. Aus den Ergebnissen werden folgende Schlussfolgerungen gezogen:

Für das Experiment zur progressiven Einsturzfestigkeit einer großen Raumrahmenstruktur wurde die geschwächte Säule (2A) mithilfe der Zugkraft des Fahrzeugs herausgezogen. Diese Methode war einfach zu installieren, sicher, gut bedienbar und beeinträchtigte die Hochgeschwindigkeitsdatenerfassung nur unwesentlich. Die experimentellen Ergebnisse zeigten, dass die Methode praktischer sein könnte, um auf den fortschreitenden Kollapszustand zu reagieren.

Nach dem ersten Experiment wurde festgestellt, dass sich die mit der Säule 2A verbundenen Stahlträger im Stadium des Balkenmechanismus befanden, während sich die verbleibende RCS-Struktur im anfänglichen elastischen Stadium befand. Nach dem zweiten Experiment befand sich die verbleibende RCS-Struktur noch im elastischen Stadium.

Bei einem Lastwert von 68,4 kN unterschied sich die Verschiebungs-Zeit-Verlaufskurve der RCS-Struktur von der der Ortbetonstruktur. Insbesondere wies die Ortbetonstruktur ein Verschiebungsvibrationsphänomen auf, während die RCS-Struktur kein Verschiebungsvibrationsphänomen aufwies. Als die Verschiebung das Maximum erreichte, musste die Rückstellkraft den Bolzenschlupf überwinden, um Arbeit zu verrichten, und die Vibration wurde durch den Reibungsenergieverbrauch ausgeglichen.

Darüber hinaus stimmten die Ergebnisse der numerischen Analyse gut mit den experimentellen Ergebnissen überein, was die numerische Analyse validierte. Darüber hinaus wurde SAP2000 verwendet, um die Einsturzlast der vorgefertigten RCS-Struktur zu untersuchen, die nachweislich das 10,25-fache der Entwurfslast betrug. Die Ergebnisse zeigten, dass die vorgefertigte RCS-Verbundrahmenkonstruktion, die nach den chinesischen Bauvorschriften entworfen wurde, nach dem Abriss der einseitigen Säule eine bessere Leistung bei der progressiven Einsturzfestigkeit aufwies.

Die während der aktuellen Studie verwendeten und/oder analysierten Datensätze sind auf begründete Anfrage beim jeweiligen Autor erhältlich. Alle während dieser Studie generierten Daten sind in diesem veröffentlichten Artikel enthalten.

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Die Autoren danken der National Natural Science Foundation of China (51768044, 52068051) für die finanzielle Unterstützung.

School of Infrastructure Engineering, Nanchang University, Nanchang, 330031, Provinz Jiangxi, China

Youquan Liu, Jingang Xiong, Jiancong Wen und Moqiang Xiong

Jiangxi Provincial Engineering Laboratory of Nearly Zero Energy Building, Nanchang, China

Jingang Xiong

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JGX initiierte die Forschung, YQL verfasste das Hauptmanuskript, einschließlich Text, Abbildungen und Tabellen, JGX und YQL führten die experimentellen Arbeiten durch, JCW und MQX halfen bei der Konstruktion des experimentellen Modells.

Korrespondenz mit Jingang Xiong.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Liu, Y., Xiong, J., Wen, J. et al. Forschung zur Kollaps-Grenzlast einer vorgefertigten Stahlbetonsäule und einer Stahlträger-Verbundrahmenkonstruktion. Sci Rep 12, 13604 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-17936-z

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Eingegangen: 01. März 2022

Angenommen: 03. August 2022

Veröffentlicht: 10. August 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-17936-z

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