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剪切型消能连梁的循环屈曲特性研究

刘晓刚 樊健生 聂建国

刘晓刚, 樊健生, 聂建国. 剪切型消能连梁的循环屈曲特性研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
引用本文: 刘晓刚, 樊健生, 聂建国. 剪切型消能连梁的循环屈曲特性研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
Xiao-gang LIU, Jian-sheng FAN, Jian-guo NIE. RESEARCH ON CYCLIC WEB BUCKLING BEHAVIOR OF ENERGY DISSIPATION SHEAR LINKS[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
Citation: Xiao-gang LIU, Jian-sheng FAN, Jian-guo NIE. RESEARCH ON CYCLIC WEB BUCKLING BEHAVIOR OF ENERGY DISSIPATION SHEAR LINKS[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426

剪切型消能连梁的循环屈曲特性研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
基金项目: 国家重点研发计划项目(2017YFC0703804);国家自然科学基金项目(51708566,51890903)
详细信息
    作者简介:

    刘晓刚(1986−),男,山东人,高工,博士,主要从事钢-混凝土组合结构研究(E-mail: sdlzliuxiaogang@126.com)

    聂建国(1958−),男,湖南人,教授,博士,博导,主要从事钢-混凝土组合结构研究(E-mail: niejg@tsinghua.edu.cn)

    通讯作者: 樊健生(1986−),男,山东人,教授,博士,主要从事钢-混凝土组合结构研究(E-mail: fanjsh@tsinghua.edu.cn)
  • 中图分类号: TU352.11;TU391

RESEARCH ON CYCLIC WEB BUCKLING BEHAVIOR OF ENERGY DISSIPATION SHEAR LINKS

  • 摘要: 该文对剪切型消能连梁的循环屈曲特性展开了试验研究,并建立了连梁的数值分析模型,分析了不同参数对连梁腹板循环屈曲特性的影响规律。研究表明:轴向位移约束对连梁的腹板的屈曲特性基本没有影响,轴力不大时也基本不影响连梁的腹板的屈曲特性。参数分析表明:腹板高厚比对连梁屈曲位移角的影响最为显著;腹板宽高比和横向加劲肋间距与腹板高度的比值对屈曲位移角的影响也十分明显,但腹板宽高比和横向加劲肋间距与腹板高度的比值超过2之后,其对屈曲位移角的影响变得很小;等效连梁长度系数和材料强化特性对屈曲位移角基本无影响。建立了腹板循环屈曲位移角的理论预测方法,试验和数值验证表明:该方法具有较高的可信性。
  • 图  1  连梁几何尺寸 /mm

    Figure  1.  Dimensions of shear links

    图  2  加载制度

    Figure  2.  Loading procedure

    图  3  连梁试验装置

    Figure  3.  Loading equipment of shear links

    图  4  消能连梁初始试破坏模式

    Figure  4.  Initial failure modes of shear links

    图  5  数值分析屈曲模态

    Figure  5.  Buckling modes in numerical analysis

    6  数值与试验荷载-位移角曲线对比

    6.  Comparison of numerical and experimental load-displacement relationship

    图  7  轴向约束对屈曲位移角γb的影响

    Figure  7.  Influence of axial constraint on γb

    图  8  轴向荷载对屈曲位移角γb的影响

    Figure  8.  Influence of axial forces on γb

    图  9  γb与腹板高厚比h/tw的关系

    Figure  9.  Relationship between h/tw and γb

    图  10  1号和2号试件的破坏模式

    Figure  10.  Failure mode of Specimen 1 and 2

    图  11  γb与腹板高厚比e/h的关系

    Figure  11.  Relationship between e/h and γb

    图  12  15号试件的破坏模式

    Figure  12.  Failure mode of Specimen 15

    图  13  γb与横向加劲肋间距关系

    Figure  13.  Relationship between a/h and γb

    图  14  14号试件的破坏模式

    Figure  14.  Failure mode of Specimen 14

    表  1  强化参数取值

    Table  1.   Values of kinematic hardening parameters

    C1/MPaC2/MPaC3/MPaC4/MPab1b2b3b4
    200001000060035010001002010
    注:Ci单位为MPa;bi无量纲。
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    表  2  消能连梁试验构件参数

    Table  2.   Parameters of experimental specimens of shear links

    编号截面
    高度d/mm
    翼缘
    宽度bf/mm
    加劲肋
    间距a/mm
    加劲肋
    宽度bs/mm
    腹板
    厚度tw/mm
    翼缘
    厚度tf/mm
    加劲肋
    厚度tst/mm
    腹板
    高厚比
    $\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$
    翼缘
    宽厚比
    $\frac{b}{{{t_{\rm{f}}}}}$
    加劲肋
    宽厚比
    $\frac{{{b_{\rm{s}}}}}{{{t_{{\rm{st}}}}}}$
    腹板循
    环屈曲
    系数CB
    CB指标
    预测结果γbp/rad
    弯曲屈
    服荷载Mp/(kN·m)
    剪切屈
    服荷载
    Vp/kN
    等效连梁
    长度系数
    $\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$
    RSL-1210130810246.1550.031973631.50
    RSL-2210100200476106324.77.8400.056752721.45
    RSL-32101602007510106197.512.5240.1031184541.53
    RSL-4210130200618103246.120.3300.088973631.50
    RSL-5210130200626104326.215.5400.056972721.12
    RSL-6210130200618106246.110.2300.087973631.50
    RSL-7210130133618106246.110.2220.109973631.50
    RSL-8210115200548106245.48.9300.087863631.69
    RSL-9210105200498106244.98.1300.087793631.84
    RSL-10210130200618104246.115.3300.087973631.50
    注:表中各尺寸数据单位均为mm。
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    表  3  消能连梁的循环屈曲位移角

    Table  3.   Cyclic web buckling angle of shear links

    编号腹板循环屈曲系数CBCB指标预测结果γbp/rad试验结果γbt/rad
    RSL-1550.0310.07
    RSL-2400.0560.06
    RSL-3240.103>0.09
    RSL-4300.0880.09
    RSL-5400.0560.06
    RSL-6300.0870.10
    RSL-7220.109>0.11
    RSL-8300.0870.10
    RSL-9300.087>0.10
    RSL-10300.0870.10
    注:“>”号表示试验试件在对应位移角时并未屈曲,而是首先发生其他破坏。
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    表  4  屈曲位移角数值结果与试验结果对比

    Table  4.   Comparison of numerical and experimental web buckling displacement angles

    编号试验结果γbt/rad数值结果γbfea/rad误差Δγ/rad
    RSL-10.070.080.01
    RSL-20.060.070.01
    RSL-40.090.110.02
    RSL-50.060.060.00
    RSL-60.100.110.01
    RSL-80.100.110.01
    RSL-100.100.100.00
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    表  5  腹板高厚比对屈曲位移角影响的分析参数

    Table  5.   Parameters for influence of h/tw on γb

    编号截面高度d/mm翼缘宽度bf/mm连梁长度e/mm腹板厚度tw/mm翼缘厚度tf/mm腹板高厚比$\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$等效连梁长度系数$\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$数值结果γbfea/rad
    122321240017.616.310.81.30
    222120240016.015.611.91.29
    321717440014.413.413.21.550.20
    421616940013.613.014.01.540.19
    521516440012.812.614.81.540.17
    621415940012.012.215.81.530.16
    721415440011.211.817.01.530.14
    821314840010.411.418.31.520.12
    92121424009.611.019.81.510.10
    102111364008.810.521.61.510.09
    112101304008.010.023.81.500.08
    122091234007.29.526.41.490.07
    132081164006.48.929.71.480.06
    142071094005.68.433.91.470.05
    152051014004.87.739.61.450.04
    16204924004.07.147.51.430.02
    17203824003.26.359.41.400.02
    注:表中各尺寸数据单位均为mm。
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    表  6  腹板宽高比对屈曲位移角影响的分析参数

    Table  6.   Parameters for influence of web aspect ratio on γb

    编号截面高度d/mm翼缘宽度bf/mm连梁长度e/mm腹板厚度tw/mm翼缘厚度tf/mm腹板高厚比$\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$腹板宽高比$\frac{e}{h}$等效连梁
    长度系数$\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$
    数值结果γbfea/rad本文方法预测结果γbpn/rad
    12181848008.014.123.84.211.550.080.080
    22171747208.013.423.83.791.550.080.080
    32151646408.012.623.83.371.540.080.080
    42141545608.011.823.82.951.530.080.080
    52121424808.011.023.82.531.510.080.080
    62101304008.010.023.82.111.500.080.081
    72081163208.08.923.81.681.480.090.084
    82071092808.08.423.81.471.470.090.088
    92051012408.07.723.81.261.450.100.096
    10205962208.07.423.81.161.440.100.103
    11204922008.07.123.81.051.430.110.113
    12203871808.06.723.80.951.420.130.128
    13203821608.06.323.80.841.400.150.149
    14202771408.05.923.80.741.380.180.180
    15201711208.05.523.80.631.360.224
    注:表中各尺寸数据单位均为mm。
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    表  7  横向加劲肋间距对屈曲位移角影响的分析参数

    Table  7.   Parameters for influence of stiffener spacing on γb

    编号截面高度d/mm翼缘宽度bf/mm连梁长度e/mm加劲肋间距a/mm腹板厚度tw/mm翼缘厚度tf/mm腹板高厚比$\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$加劲肋间距与腹板高度比值$\frac{a}{h}$等效连梁长度系数$\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$数值结果γbfea/rad本文方法预测结果γbpn/rad
    122018080080081523.84.211.500.080.080
    222018080040081523.82.111.500.090.083
    322018080026781523.81.411.500.100.093
    422018080020081523.81.051.500.110.112
    522018080016081523.80.841.500.130.135
    622018080013381523.80.701.500.160.158
    722018080010081523.80.531.500.210.202
    821814580080061431.74.211.480.050.051
    921814580040061431.72.111.480.050.052
    1021814580026761431.71.411.480.060.059
    1121814580020061431.71.051.480.070.071
    1221814580016061431.70.841.480.080.085
    1321814580013361431.70.701.480.100.101
    1421814580010061431.70.531.480.128
    注:表中各尺寸数据单位均为mm。
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    表  8  连梁长度系数对屈曲位移角影响的分析参数

    Table  8.   Parameters for influence of equivalent link length coefficient eVp/Mp on γb

    编号截面高度d/mm翼缘宽度bf/mm连梁长度e/mm翼缘厚度tf/mm腹板厚度tw/mm腹板高厚比$\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$等效连梁长度系数$\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$数值结果γbfea/rad
    12091254009.68.023.81.610.08
    221013040010.08.023.81.500.08
    321113540010.48.023.81.400.08
    421113940010.78.023.81.310.08
    521214540011.28.023.81.210.08
    621315240011.78.023.81.110.08
    721415940012.28.023.81.020.08
    821616940013.08.023.80.910.08
    921817940013.88.023.80.820.08
    1022019340014.88.023.80.710.08
    1122220640015.88.023.80.630.08
    1222321840016.78.023.80.560.08
    1322623340017.98.023.80.500.08
    注:表中各尺寸数据单位均为mm。
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    表  9  屈曲位移角理论验证

    Table  9.   Validation of theoretical prediction for cyclic web buckling angle

    编号试验结果γbt/rad数值结果γbfea/radCB指标预测结果γbp/rad本文方法预测结果γbpn/rad
    RSL-10.070.080.0310.081
    RSL-20.060.070.0560.071
    RSL-3>0.090.160.1030.159
    RSL-40.090.110.0880.112
    RSL-50.060.060.0560.071
    RSL-60.100.110.0870.112
    RSL-7>0.110.160.1090.158
    RSL-80.100.110.0870.112
    RSL-9>0.100.110.0870.112
    RSL-100.100.100.0870.112
    注:“>”号表示试验试件在对应位移角时并未屈曲,而是首先发生其他破坏。
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    表  10  屈曲位移角理论与以往试验对比验证

    Table  10.   Validation of theoretical prediction with previous tests

    验证试验来源编号试验结果γbt/rad本文方法预测结果γbpn/rad
    文献[18]L11C0.100.090
    L110.110.090
    L120.080.090
    L130.070.063
    Q110.090.090
    Q120.090.090
    Q130.070.063
    L210.110.090
    Q220.090.090
    文献[19]H4850.110.099
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-08-01
  • 修回日期:  2019-12-07
  • 网络出版日期:  2020-06-02

剪切型消能连梁的循环屈曲特性研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
    基金项目:  国家重点研发计划项目(2017YFC0703804);国家自然科学基金项目(51708566,51890903)
    作者简介:

    刘晓刚(1986−),男,山东人,高工,博士,主要从事钢-混凝土组合结构研究(E-mail: sdlzliuxiaogang@126.com)

    聂建国(1958−),男,湖南人,教授,博士,博导,主要从事钢-混凝土组合结构研究(E-mail: niejg@tsinghua.edu.cn)

    通讯作者: 樊健生(1986−),男,山东人,教授,博士,主要从事钢-混凝土组合结构研究(E-mail: fanjsh@tsinghua.edu.cn)
  • 中图分类号: TU352.11;TU391

摘要: 该文对剪切型消能连梁的循环屈曲特性展开了试验研究,并建立了连梁的数值分析模型,分析了不同参数对连梁腹板循环屈曲特性的影响规律。研究表明:轴向位移约束对连梁的腹板的屈曲特性基本没有影响,轴力不大时也基本不影响连梁的腹板的屈曲特性。参数分析表明:腹板高厚比对连梁屈曲位移角的影响最为显著;腹板宽高比和横向加劲肋间距与腹板高度的比值对屈曲位移角的影响也十分明显,但腹板宽高比和横向加劲肋间距与腹板高度的比值超过2之后,其对屈曲位移角的影响变得很小;等效连梁长度系数和材料强化特性对屈曲位移角基本无影响。建立了腹板循环屈曲位移角的理论预测方法,试验和数值验证表明:该方法具有较高的可信性。

English Abstract

刘晓刚, 樊健生, 聂建国. 剪切型消能连梁的循环屈曲特性研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
引用本文: 刘晓刚, 樊健生, 聂建国. 剪切型消能连梁的循环屈曲特性研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
Xiao-gang LIU, Jian-sheng FAN, Jian-guo NIE. RESEARCH ON CYCLIC WEB BUCKLING BEHAVIOR OF ENERGY DISSIPATION SHEAR LINKS[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
Citation: Xiao-gang LIU, Jian-sheng FAN, Jian-guo NIE. RESEARCH ON CYCLIC WEB BUCKLING BEHAVIOR OF ENERGY DISSIPATION SHEAR LINKS[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0426
  • 消能连梁的主要作用是耗散地震荷载的能量输入,减小结构在地震荷载作用下的内力和层间位移,从而保证墩柱、墙肢等主要构件的安全,这一概念起源于Roeder等[1]提出的偏心支撑框架。前期,部分学者对偏心支撑框架的耗能梁段进行了一系列研究,对连梁与梁柱构件的连接细节、加劲肋的几何布置与尺寸设计、与加劲肋的焊接构造措施等提出了建议[2];通过试验研究和理论分析,也建议了连梁的剪切屈服荷载和极限状态时的强化系数取值、连梁的等效长度系数限值,并提出了连梁周边梁柱构件的抗剪刚度要求[35];另外,也对腹板的循环屈曲性能和加劲肋对腹板循环屈曲的约束能力开展了研究,并基于累积能量原理建议了腹板循环屈曲位移角的预测方法[6]。近年来,随着软钢等新材料的研究和应用,部分学者也对采用新型钢材的消能连梁的构造、屈曲特性、强化特性、低周疲劳断裂特性和变形能力开展了研究[714]

    目前,消能连梁的循环屈曲特性的理论预测方法仍然基于Kasai等[6]之前的理论,且AISC 360-10[15]规范对于连梁满足8%剪切变形能力的要求也是基于这一理论。但是,该理论仅适用于横向加劲肋间距小于梁高的密肋长连梁,并且屈曲位移角的预测范围也限于3%~9%。然而,由于消能连梁主要通过大变形耗散地震,实际引用中在变形放大辅助构造的作用下,其变形能力要求可能会超过9%。以往偏心支撑连梁通过密集加劲改善腹板屈曲能力,但这一做法也容易导致腹板焊缝应力集中和撕裂。实践表明:采用厚腹板的非加劲连梁也可能具有很好的耗能和变形能力[16],但目前的理论尚不能预测这类连梁的屈曲位移角。因而,有必要对消能连梁的循环屈曲特性展开进一步的研究,建立更加完善的消能连梁循环屈曲特性的理论预测方法。

    • 为了研究腹板宽厚比、连梁长度、连梁弯剪比和加劲肋布置与设计等因素对腹板循环屈曲特性的影响,本文设计了10个试验构件并开展了试验研究。试验构件采用Q345GJ钢,其屈服强度为360 MPa,极限强度均为510 MPa,破断延伸率超过40%。材性试验结果表明:这种钢材的强化特征符合随动强化规律,在等应变循环加载条件下基本不产生循环强化。钢材的强化特征符合Chaboche基本模型[17],如式(1)。可采用四参数叠加模型描述,基本参数如表1所示。

      表 1  强化参数取值

      Table 1.  Values of kinematic hardening parameters

      C1/MPaC2/MPaC3/MPaC4/MPab1b2b3b4
      200001000060035010001002010
      注:Ci单位为MPa;bi无量纲。
      $$\alpha = \sum\limits_{i{\rm{ = 1}}}^n {{\alpha _i}} = \sum\limits_{i{\rm{ = 1}}}^n {\frac{{{C_i}}}{{{b_i}}}(1 - {{\rm{e}}^{ - {b_i}{\varepsilon ^{{\rm{pl}}}}}}) + \alpha _i^{\rm{0}}{{\rm{e}}^{ - {b_i}{\varepsilon ^{{\rm{pl}}}}}}} $$ (1)

      式中,α为钢材的随动强化值。

      消能连梁试件的基本的几何构造如图1所示。采用剪切位移角控制试验加载,每级荷载循环2次,加载制度如图2所示,图中γ为加载的剪切位移角。试验装置如图3所示。为便于设计端板与加载设备的连接孔,连梁的截面高度d均设计为210 mm。通过变化腹板厚度tw、翼缘厚度tf及宽度bf、横向加劲肋间距a、加劲肋厚度tst,可以实现连梁的腹板高厚比h/tw、连梁的等效长度系数eVp/Mp、腹板循环屈曲系数CB、加劲肋布置参数和宽厚比bs/tst的变化,10个试验试件的基本参数如表2所示。表中,Mp为连梁的弯曲屈服荷载,Mp=fyZ,其中,fy为钢材屈服强度,Z为截面塑性模量;Vp为连梁的剪切屈服荷载,Vp=0.6fyAw,其中Aw=dtw为腹板截面面积;e为连梁的长度;CB为腹板屈曲位移角γb的指标,其定义如式(2)[6]a/tw为横向加劲肋间距与腹板厚度比值,h/tw为连梁的腹板高厚比;屈曲位移角γb可根据CB计算结果采用线性插值得到;γbp为式(2)给出的屈曲位移角预测值。

      图  1  连梁几何尺寸 /mm

      Figure 1.  Dimensions of shear links

      图  2  加载制度

      Figure 2.  Loading procedure

      图  3  连梁试验装置

      Figure 3.  Loading equipment of shear links

      $$\begin{split} {C_{\rm{B}}} =& a/{t_{\rm{w}}} + 0.2d/{t_{\rm{w}}}{\kern 1pt} ,{\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} a \leqslant d{\kern 1pt} {\kern 1pt} ,{\kern 1pt} \\& {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} \left\{ {\begin{aligned}& {C_{\rm{B}}} = 56{\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\gamma _{\rm{b}}} = 0.03 \\& {C_{\rm{B}}} = 38{\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\gamma _{\rm{b}}} = 0.06 \\& {C_{\rm{B}}} = 29{\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\gamma _{\rm{b}}} = 0.09 \end{aligned} } \right. \end{split} $$ (2)
    • 表2中10个试验构件进行加载,并总结各试件的初始破坏模式,可以得到如下结论:1) RSL-1、RSL-2、RSL-4、RSL-5、RSL-6、RSL-8和RSL-10均出现了较为明显的腹板循环屈曲现象;2) RSL-3的腹板高厚比h/tw较小,且翼缘宽厚比b/tf较大,该试件首先发生了翼缘受压屈曲,并未出现腹板屈曲;3) RSL-7横向加劲肋间距小,腹板首先沿着加劲肋焊缝撕裂,未出现腹板屈曲;4) RSL-9的等效连梁长度系数eVp/Mp较大,翼缘首先发生断裂破坏,未出现腹板屈曲。10个试件的试验屈曲位移角试验结果γbt汇总结果,如表3所示,各试件的初始破坏情况如图4所示。

      图  4  消能连梁初始试破坏模式

      Figure 4.  Initial failure modes of shear links

      表 2  消能连梁试验构件参数

      Table 2.  Parameters of experimental specimens of shear links

      编号截面
      高度d/mm
      翼缘
      宽度bf/mm
      加劲肋
      间距a/mm
      加劲肋
      宽度bs/mm
      腹板
      厚度tw/mm
      翼缘
      厚度tf/mm
      加劲肋
      厚度tst/mm
      腹板
      高厚比
      $\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$
      翼缘
      宽厚比
      $\frac{b}{{{t_{\rm{f}}}}}$
      加劲肋
      宽厚比
      $\frac{{{b_{\rm{s}}}}}{{{t_{{\rm{st}}}}}}$
      腹板循
      环屈曲
      系数CB
      CB指标
      预测结果γbp/rad
      弯曲屈
      服荷载Mp/(kN·m)
      剪切屈
      服荷载
      Vp/kN
      等效连梁
      长度系数
      $\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$
      RSL-1210130810246.1550.031973631.50
      RSL-2210100200476106324.77.8400.056752721.45
      RSL-32101602007510106197.512.5240.1031184541.53
      RSL-4210130200618103246.120.3300.088973631.50
      RSL-5210130200626104326.215.5400.056972721.12
      RSL-6210130200618106246.110.2300.087973631.50
      RSL-7210130133618106246.110.2220.109973631.50
      RSL-8210115200548106245.48.9300.087863631.69
      RSL-9210105200498106244.98.1300.087793631.84
      RSL-10210130200618104246.115.3300.087973631.50
      注:表中各尺寸数据单位均为mm。

      表 3  消能连梁的循环屈曲位移角

      Table 3.  Cyclic web buckling angle of shear links

      编号腹板循环屈曲系数CBCB指标预测结果γbp/rad试验结果γbt/rad
      RSL-1550.0310.07
      RSL-2400.0560.06
      RSL-3240.103>0.09
      RSL-4300.0880.09
      RSL-5400.0560.06
      RSL-6300.0870.10
      RSL-7220.109>0.11
      RSL-8300.0870.10
      RSL-9300.087>0.10
      RSL-10300.0870.10
      注:“>”号表示试验试件在对应位移角时并未屈曲,而是首先发生其他破坏。

      表2表3数据可知,RSL-2和RSL-5的腹板较薄且横向加劲肋间距a略小于梁高d,屈曲指标CB可以较好的预测这两个连梁的屈曲位移角;腹板厚度稍大的RSL-6、RSL-8、RSL-9和RSL-10虽然也符合屈曲指标CB的适用条件,但预测值略偏保守;无加劲肋且腹板较厚的RSL-1,屈曲指标CB的预测值明显失真;而腹板厚度最大的RSL-3和横向加劲肋间距最密的RSL-7,虽然试验过程中在腹板屈曲前发生其他破坏,但也可以判断屈曲指标CB无法给出较为准确的屈曲位移角预测结果。

    • 为了进一步研究连梁的屈曲特性,本节采用ANSYS 12.0建立了连梁的数值模型。为兼顾计算精度和效率,单元网格尺寸为腹板高度的1/10左右,壳单元厚度方向设置9个积分点以满足弹塑性屈曲的计算精度要求,材料本构采用表1数据并通过CHAB模型实现。

      对各试验模型进行数值分析,并提取发生屈曲时的剪切位移角以及对应的屈曲模态,如图5所示。由图5可见,数值分析结果的屈曲模态与图4中试验结果吻合良好。RSL-3数值分析的屈曲位移角为16%,但是试验中在位移角为11%时首先发生了腹板撕裂。RSL-7由于加劲肋过于密集,在数值分析中发生了连梁端部整体横向剪切破坏,这种模式在Malley等[2]的研究中也曾出现。汇总试验研究和数值分析的屈曲位移角结果,如表4所示。总体而言,数值模型的屈曲位移角γbfea与试验结果γbt吻合良好。RSL-4由于加劲肋宽厚比较大且加工存在一定缺陷,试验中加劲肋发生了受压失稳,因而试验屈曲位移角相对偏小。各试件的数值模拟与试验荷载-位移角曲线对比如图6所示,均温吻合良好。因而,数值模型对连梁腹板屈曲行为的模拟结果具有较高的可信性,可以作为腹板循环屈曲行为的理论研究工具。

      图  5  数值分析屈曲模态

      Figure 5.  Buckling modes in numerical analysis

      表 4  屈曲位移角数值结果与试验结果对比

      Table 4.  Comparison of numerical and experimental web buckling displacement angles

      编号试验结果γbt/rad数值结果γbfea/rad误差Δγ/rad
      RSL-10.070.080.01
      RSL-20.060.070.01
      RSL-40.090.110.02
      RSL-50.060.060.00
      RSL-60.100.110.01
      RSL-80.100.110.01
      RSL-100.100.100.00

      图  6  数值与试验荷载-位移角曲线对比

      Figure 6.  Comparison of numerical and experimental load-displacement relationship

    • 采用数值分析工具,本小节将对连梁的循环塑性屈曲展开理论研究,确定消能连梁循环塑性屈曲位移角的影响因素并分析其影响规律,并建立屈曲位移角的理论预测方法。

    • 随着加载和卸载,轴向位移约束会对连梁造成反复的循环拉力和压力作用。这种效应可能会对腹板在剪切荷载作用下的循环屈曲特性产生一定影响。通过数值计算发现,对于不同腹板厚度和加劲肋布置的连梁RSL-6、RSL-2和RSL-1,释放轴向约束后(即RSL-6-2-NC、RSL-2-NC和RSL-1-NC),腹板的最大面外变形Uymax增长速度略快于有轴向约束的试验试件,如图7所示,但二者的屈曲位移角基本一致,即轴向约束对消能连梁屈曲位移角基本无影响。

      图  7  轴向约束对屈曲位移角γb的影响

      Figure 7.  Influence of axial constraint on γb

      数值分析表明:当连梁轴向压力过大时(n>0.2,n为轴压比),大变形时连梁在剪压荷载作用下将发生整体受压失稳。而当轴向拉力过大时(n<−0.2),连梁将发生塑性拉断破坏。因而,承受大剪切变形的连梁不宜承受过大的压力或拉力,不能作为消能承载双功能构件使用。如果连梁的轴向荷载不大(−0.2<n<0.2),连梁腹板仍将发生循环屈曲。不同轴力时腹板的面外最大屈曲位移Uymax随剪切位移角的变化关系如图8。由图可见,虽然Uymax的变化速度有轻微差别,各试件的初始屈曲位移角基本一致。因而,对于发生腹板剪切屈曲的连梁,其屈曲位移角基本不受轴向荷载变化的影响。

      图  8  轴向荷载对屈曲位移角γb的影响

      Figure 8.  Influence of axial forces on γb

    • 板件的高厚比对剪切屈曲行为的影响最为显著,因而,首先对其展开分析。以RSL-1作为参数分析原型,改变腹板尺寸,设计了17个不同腹板高厚比的试件;对这些试件进行数值分析,并统计屈曲位移角γbfea的分析结果,如表5所示。为排除其他因素的交叉影响,等效连梁长度系数eVp/Mp等参数变化很小,腹板宽高比均略大于2。根据表5的数据,可以确定数值分析的屈曲位移角γbfea与腹板高厚比h/tw之间的变化关系,如图9。二者之间关系较好的符合幂函数的变化特征,可以用式(3)表示。值得注意的是,腹板高厚比很小的1号和2号试件未发生腹板剪切破坏,两个试件的端部发生了比较明显的局部破坏,如图10所示。因而,建议h/tw取值不宜小于12,腹板的设计屈曲位移角γb不宜超过0.2。

      图  9  γb与腹板高厚比h/tw的关系

      Figure 9.  Relationship between h/tw and γb

      图  10  1号和2号试件的破坏模式

      Figure 10.  Failure mode of Specimen 1 and 2

      $${\gamma _{\rm{b}}} = 12{(h/{t_{\rm{w}}})^{ - 1.58}}$$ (3)

      表 5  腹板高厚比对屈曲位移角影响的分析参数

      Table 5.  Parameters for influence of h/tw on γb

      编号截面高度d/mm翼缘宽度bf/mm连梁长度e/mm腹板厚度tw/mm翼缘厚度tf/mm腹板高厚比$\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$等效连梁长度系数$\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$数值结果γbfea/rad
      122321240017.616.310.81.30
      222120240016.015.611.91.29
      321717440014.413.413.21.550.20
      421616940013.613.014.01.540.19
      521516440012.812.614.81.540.17
      621415940012.012.215.81.530.16
      721415440011.211.817.01.530.14
      821314840010.411.418.31.520.12
      92121424009.611.019.81.510.10
      102111364008.810.521.61.510.09
      112101304008.010.023.81.500.08
      122091234007.29.526.41.490.07
      132081164006.48.929.71.480.06
      142071094005.68.433.91.470.05
      152051014004.87.739.61.450.04
      16204924004.07.147.51.430.02
      17203824003.26.359.41.400.02
      注:表中各尺寸数据单位均为mm。
    • 腹板宽高比e/h的变化对拉力带的角度存在一定影响,其中e为连梁长度,h为腹板高度,尤其是在腹板宽高比较小时,因而对腹板的屈曲位移角也可能存在显著影响。同样以RSL-1作为参数分析原型,改变腹板尺寸,设计了15个不同腹板宽高比的试件,并进行数值分析并统计屈曲位移角γbfea的分析结果,如表6所示。为排除其他因素的交叉影响,维持腹板高厚比不变,eVp/Mp等参数变化也很小。由表6数据可知:e/h超过2之后,γbfea就稳定在8%;而在e/h低于2之后,随着e/h减小,γbfea逐渐增大。因而,可以定义腹板宽高比的影响系数je来反映这一现象,如式(4)。jee/h之间的变化关系如图11,二者较好的符合指数函数的变化特征,可以用式(5)表示。采用系数je对式(3)进行修正,可以得到考虑腹板宽高比影响的腹板屈曲位移角理论值,如式(6)。由表6可知,式(6)给出的屈曲位移角的理论结果γbpn与数值分析结果γbfea吻合良好。同样值得注意的是,e/h较小的15号试件未发生腹板剪切破坏,试件的端部发生了明显的局部破坏,如图12所示。因而,建议e/h取值不宜小于0.75。

      表 6  腹板宽高比对屈曲位移角影响的分析参数

      Table 6.  Parameters for influence of web aspect ratio on γb

      编号截面高度d/mm翼缘宽度bf/mm连梁长度e/mm腹板厚度tw/mm翼缘厚度tf/mm腹板高厚比$\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$腹板宽高比$\frac{e}{h}$等效连梁
      长度系数$\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$
      数值结果γbfea/rad本文方法预测结果γbpn/rad
      12181848008.014.123.84.211.550.080.080
      22171747208.013.423.83.791.550.080.080
      32151646408.012.623.83.371.540.080.080
      42141545608.011.823.82.951.530.080.080
      52121424808.011.023.82.531.510.080.080
      62101304008.010.023.82.111.500.080.081
      72081163208.08.923.81.681.480.090.084
      82071092808.08.423.81.471.470.090.088
      92051012408.07.723.81.261.450.100.096
      10205962208.07.423.81.161.440.100.103
      11204922008.07.123.81.051.430.110.113
      12203871808.06.723.80.951.420.130.128
      13203821608.06.323.80.841.400.150.149
      14202771408.05.923.80.741.380.180.180
      15201711208.05.523.80.631.360.224
      注:表中各尺寸数据单位均为mm。

      图  11  γb与腹板高厚比e/h的关系

      Figure 11.  Relationship between e/h and γb

      图  12  15号试件的破坏模式

      Figure 12.  Failure mode of Specimen 15

      $${j_{\rm{e}}} = \frac{{{\gamma _{\rm{b}}}}}{{{\gamma _{\rm{b}}}(e/h > 2)}}$$ (4)
      $${j_{\rm{e}}} = 16.3{{\rm{e}}^{ - 3.49\frac{e}{h}}} + 1$$ (5)
      $${\gamma _{\rm{b}}} = 12{j_{\rm{e}}}{(h/{t_{\rm{w}}})^{ - 1.58}}$$ (6)
    • 横向加劲肋的布置间距也会改变区格内腹板拉力带的角度,其影响机理与腹板宽高相类似。但是,为保证经济性加劲肋满足构造要求即可,因此,加劲肋的约束刚度相对端板较为有限,因而与腹板宽高比的影响机理又有所不同。本节设计了2组共14个不同腹板厚度和加劲肋布置的试件,并对这些试件进行数值分析并统计屈曲位移角γbfea的分析结果,如表7所示。为排除其他因素的交叉影响,eVp/Mp等参数变化很小。由表7数据可知,横向加劲肋间距与腹板高度比值a/h超过2之后,γbfea基本稳定;而在a/h低于2之后,随着a/h减小,γbfea逐渐增大。因而,同样可以定义横向加劲肋间距的影响系数ja来反映这一现象,如式(7)。jaa/h之间的变化关系如图13,可以用式(8)表示。采用系数ja对式(3)进行修正,可以得到考虑横向加劲肋间距影响的腹板屈曲位移角理论值,如式(9)。由表7可知,式(9)给出的屈曲位移角的理论结果γbpn与数值分析结果γbfea吻合良好。同样值得注意的是,a/h较小的14号试件并未发生腹板剪切屈曲,试件的端部发生了明显的局部破坏,加劲肋也有一定屈曲变形,如图14所示。因而,建议a/h取值不宜小于0.7,以保证受力性能和设计经济性。

      表 7  横向加劲肋间距对屈曲位移角影响的分析参数

      Table 7.  Parameters for influence of stiffener spacing on γb

      编号截面高度d/mm翼缘宽度bf/mm连梁长度e/mm加劲肋间距a/mm腹板厚度tw/mm翼缘厚度tf/mm腹板高厚比$\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$加劲肋间距与腹板高度比值$\frac{a}{h}$等效连梁长度系数$\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$数值结果γbfea/rad本文方法预测结果γbpn/rad
      122018080080081523.84.211.500.080.080
      222018080040081523.82.111.500.090.083
      322018080026781523.81.411.500.100.093
      422018080020081523.81.051.500.110.112
      522018080016081523.80.841.500.130.135
      622018080013381523.80.701.500.160.158
      722018080010081523.80.531.500.210.202
      821814580080061431.74.211.480.050.051
      921814580040061431.72.111.480.050.052
      1021814580026761431.71.411.480.060.059
      1121814580020061431.71.051.480.070.071
      1221814580016061431.70.841.480.080.085
      1321814580013361431.70.701.480.100.101
      1421814580010061431.70.531.480.128
      注:表中各尺寸数据单位均为mm。

      图  13  γb与横向加劲肋间距关系

      Figure 13.  Relationship between a/h and γb

      图  14  14号试件的破坏模式

      Figure 14.  Failure mode of Specimen 14

      $${j_{\rm{a}}} = \frac{{{\gamma _{\rm{b}}}}}{{{\gamma _{\rm{b}}}(a/h > 2)}}$$ (7)
      $${j_{\rm{a}}} = 5.85{{\rm{e}}^{ - 2.57\frac{a}{h}}} + 1$$ (8)
      $${\gamma _{\rm{b}}} = 12{j_{\rm{a}}}{(h/{t_{\rm{w}}})^{ - 1.58}}$$ (9)
    • 等效连梁长度系数eVp/Mp的变化影响到连梁弯曲刚度和剪切刚度比,可能会对腹板的屈曲行为产生一定影响。同样以RSL-1作为参数分析原型,改变翼缘宽度和厚度,eVp/Mp系数变化范围在0.50~ 1.61之间,设计了13个不同eVp/Mp系数的试件并进行数值分析,如表8所示,结果表明屈曲位移角γbfea基本无变化,由此可知,连梁长度系数eVp/Mp基本不影响连梁的屈曲位移角。

      表 8  连梁长度系数对屈曲位移角影响的分析参数

      Table 8.  Parameters for influence of equivalent link length coefficient eVp/Mp on γb

      编号截面高度d/mm翼缘宽度bf/mm连梁长度e/mm翼缘厚度tf/mm腹板厚度tw/mm腹板高厚比$\frac{h}{{{t_{\rm{w}}}}}$等效连梁长度系数$\frac{{e{V_{\rm{p}}}}}{{{M_{\rm{p}}}}}$数值结果γbfea/rad
      12091254009.68.023.81.610.08
      221013040010.08.023.81.500.08
      321113540010.48.023.81.400.08
      421113940010.78.023.81.310.08
      521214540011.28.023.81.210.08
      621315240011.78.023.81.110.08
      721415940012.28.023.81.020.08
      821616940013.08.023.80.910.08
      921817940013.88.023.80.820.08
      1022019340014.88.023.80.710.08
      1122220640015.88.023.80.630.08
      1222321840016.78.023.80.560.08
      1322623340017.98.023.80.500.08
      注:表中各尺寸数据单位均为mm。
    • 材料的强化特性对屈曲位移角的影响机理并不明确,因而以RSL-1作为参数分析原型,等比例改变表1钢材随动强化参数C1~C4,变化系数在0.5 倍~2.0倍,设计了11个不同强化参数的试件并进行数值分析,钢材强化值α在83 MPa~248 MPa范围内变化时,计算结果表明屈曲位移角γbfea基本无变化,均为0.08,由此可知,钢材强化特性基本不影响连梁的屈曲位移角。

    • 非加劲连梁的屈曲位移角主要由腹板高厚比h/tw和腹板宽高比e/h决定,屈曲位移角γb与二者的关系可由式(5)和式(6)确定。加劲连梁的屈曲位移角主要由腹板高厚比h/tw和横向加劲肋间距a/h决定,屈曲位移角γb与二者的关系可由式(8)和式(9)确定。本文给出的连梁屈曲位移角的理论预测值γbpn与试验结果γbt、数值分析结果γbfea和Popov方法的结果γbp之间的对比如表9所示,表中数据单位均为rad。由表9可知,本文建议的屈曲位移角理论解γbpn与试验值γbt和数值分析结果γbfea有更好的吻合性,而Popov方法的理论解γbp仅对RSL-2、RSL-5有更好的预测结果,而对于无加劲试件RSL-1、腹板高厚比偏大的试件RSL-3、加劲肋显著小于梁高的试件RSL-7,其预测结果明显失真。

      表 9  屈曲位移角理论验证

      Table 9.  Validation of theoretical prediction for cyclic web buckling angle

      编号试验结果γbt/rad数值结果γbfea/radCB指标预测结果γbp/rad本文方法预测结果γbpn/rad
      RSL-10.070.080.0310.081
      RSL-20.060.070.0560.071
      RSL-3>0.090.160.1030.159
      RSL-40.090.110.0880.112
      RSL-50.060.060.0560.071
      RSL-60.100.110.0870.112
      RSL-7>0.110.160.1090.158
      RSL-80.100.110.0870.112
      RSL-9>0.100.110.0870.112
      RSL-100.100.100.0870.112
      注:“>”号表示试验试件在对应位移角时并未屈曲,而是首先发生其他破坏。

      另外,本文建议的屈曲位移角预测方法和以往试验结果的对比验证如表10所示,可见本方法的理论结果γbpn与以往文献报道的试验结果γbt基本吻合,具有较高的可信性。

      表 10  屈曲位移角理论与以往试验对比验证

      Table 10.  Validation of theoretical prediction with previous tests

      验证试验来源编号试验结果γbt/rad本文方法预测结果γbpn/rad
      文献[18]L11C0.100.090
      L110.110.090
      L120.080.090
      L130.070.063
      Q110.090.090
      Q120.090.090
      Q130.070.063
      L210.110.090
      Q220.090.090
      文献[19]H4850.110.099
    • 本文对剪切型消能连梁的腹板循环屈曲特性展开了试验研究、数值计算和理论分析,分析了不同参数对连梁腹板循环屈曲特性的影响规律。在此基础上,建立了腹板循环屈曲位移角的理论预测方法,并与试验和数值计算结果进行了对比验证。本文的主要研究结论如下:

      (1) 消能连梁的数值模型能够很好的模拟腹板循环屈曲行为,可以作为试验研究的有效补充,应用于连梁的腹板循环屈曲机理分析。

      (2) 轴向位移约束对连梁腹板的循环屈曲特性基本没有影响;轴力不大时(−0.2<n<0.2),连梁可实现剪切破坏,此时轴力基本不影响连梁腹板的循环屈曲特性;轴向拉力和压力较大时(n<−0.2,n<0.2),连梁无法实现剪切破坏且变形能力较小,建议承受大剪切变形的消能连梁不宜作为消能承载双功能构件使用。

      (3) 腹板高厚比对连梁循环屈曲位移角的影响最为显著;腹板宽高比和横向加劲肋间距与腹板高度的比值对循环屈曲位移角的影响也十分明显,但腹板宽高比和横向加劲肋间距与腹板高度的比值超过2之后,其对屈曲位移角的影响甚微;等效连梁长度系数和材料强化特性对循环屈曲位移角基本无影响。

      (4) 本文提出的连梁腹板循环屈曲位移角的理论预测方法与试验结果和数值分析结果均吻合良好,具有较高的可信性。

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