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《专业英语外文资料翻译》
课程作业
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外文出处:
JournalofConstructionalSteelResearch
59(2003)1-25
附件:
1.外文资料翻译译文;2.外文原文。
福州大学土木工程学院
2015年6月
附件1:
外文资料翻译译文
弯钢框架结点在不同的轴向荷载和侧向位移作用下的周期性行为
J.A.Zepeda,A.M.Itani,R.Sahai
摘要本文讨论的是在不同的轴向荷载和侧向位移的作用下,接受测试的四种弯钢结点的周期性行为。
梁的组成包括变化的梁截面,翼缘以及纵向的加劲肋。
对受测试件加载不同的轴向荷载和侧向位移,来模拟侧向荷载对组合梁抗弯框架系统的影响。
实验结果表明试件在塑形旋转超过0.03rad后侧向承载力没有明显的降低,表现出延性性能。
纵向加劲肋的存在有助于传递轴向荷载以及延缓腹板局部弯曲的形成。
关键字弯钢节点变截面梁翼缘纵向加劲肋塑性转角
1引言
为了评价变截面梁(RBS)结点在轴向荷载和侧向位移下的结构性能,对四个全尺寸的试件进行了测试。
这些测试旨在评估为旧金山莫尼斯展览中心扩建而设计的受弯结点在满足设计基本地震等级(DBE)和最大可能地震等级(MCE)下的性能。
基于RBS受弯结点的以往研究指出RBS形式的结点能够获得超过0.03rad的旋转角度。
然而,有人对于这些结点在轴向和侧向荷载作用下的抗震性能提出了怀疑。
旧金山展览中心扩建工程是一个3层,71814m2(773000平方英尺)的结构,它以钢框架为为主要抗侧力体系。
图1是一幅三维透视图。
建筑的总标高为展览厅屋顶的最高点,高出地面大约是35.36m(116英尺)。
展览厅天花板的高度是8.23m(27英尺),建筑物标准层高为11.43m(37.5英尺)。
建筑物按照要求的1997统一建筑规范设计为I型。
框架系统由以下几部分组成:
四个东西走向的受弯框架,每个楼梯塔边各一个;四个南北走向的受弯框架,东区的楼梯和电梯井各一个,两个在结构的西区。
考虑到层高的影响,使用了双梁抗弯框架系统的概念。
通过连接大梁,受弯框架系统的抗侧向荷载的行为转化为结构倾覆力矩,部分地被梁系统的轴向压缩-拉伸承担,而不是仅仅通过梁个体的弯曲来承担。
结果,形成了一个更加刚性的抗侧向荷载系统。
连接梁的竖向元件称为连接杆。
在偏心支撑框架中,连接杆类似连接梁,两者起到相同的结构作用。
连接杆通常都很短,并有很大的剪弯比。
图1,美国旧金山莫尼斯展览中心扩建工程
在地震荷载的作用下,CGMRFS梁除了端弯矩,还受到不同的轴向荷载。
梁中轴力导致杆中累积的剪力。
2CGMRF的分析模型
非线性静力推进器模型是以典型的单间CGMRF模型为指导。
图2显示模型的尺寸和各个部分。
翼缘板为28.5mm*254mm(11/8英寸*10英寸),腹板为9.5mm*476mm(3/8英寸*183/4英寸)。
推进器分析中使用SAP2000程序。
框架的特点是全约束(FR)。
FR受弯框架是一种由结点变形引起的侧向变形不超过5%的框架。
这个5%仅与梁-柱弯曲有关,而与柱底板区应变引起的框架挠度无关。
通过屈服应力和极限强度的期望值来执行分析。
这些值分别为372Mpa(54千磅/平方英寸)和518Mpa(75千磅/平方英寸)。
图3显示了塑性铰的荷载-应变行为是通过建筑物地震恢复的NEHRP指标以广义曲线的形式逼近的。
△y根据【6】中公式(5.1)和(5.2)计算,如下:
(1)
(2)
P–M铰荷载–应变模型上的点C,D和E的取值基于【6】中表5.4。
剪力铰荷载–应变模型上的点C,D和E的取值基于【6】中表5.8。
对两个模型,假定点B和C之间的应变硬化比有3%的弹性比。
图2,典型组合梁抗弯框架系统
以下公式用来计算弯矩-轴力关系:
(3)
图4定性地给出了侧向荷载下的CGMRF中的弯矩、剪力和轴力的分布。
同弯矩相比,剪力和轴力对梁的影响要小,尽管它们必须在设计中考虑。
内力定性分布图解如图5,可见,弹性范围和非弹性范围的内力行为基本相同。
内力的比值将随框架元件的屈服和内力重分布而变化。
如图5,基本内力图仍然一样。
图3,变截面梁杆塑性铰荷载-变形模型
非弹性静力推进器分析是通过柱子顶部侧向位移的单调增加来实现,如图6所示。
在四个RBS同时屈服后,竖向杆的腹板与翼缘端部将开始同时屈服。
这是框架的屈服机制:
在柱子被固定后将在柱底形成塑性铰。
图7给出了模型的基本剪力偏移角。
图中还给出了框架中非弹性活动的次序。
对于一个弹性组成,推进器曲线将有一个特有的很长的过度(同时形成塑性铰)和一个很短的屈服平稳阶段。
塑性旋转能力定义为:
结点强度从开始递减到低于80%的总的塑性旋转角。
这个定义不同于第9部分(附录S)AISC地震条款【8,10】的概述。
利用Eq测试出RBS塑性旋转承载力为0.037rad。
(4)
表1,模型梁杆的抗弯能力
3实验方法
如图6(a)所示,实验装置是为了研究基于典型的CGMRF结构下的结点在动力学中的能量耗散性能。
图中塑性位移,塑性转角,塑性偏移角,有如下几何关系:
图4,CGMRF(a)轴力图(b)轴力图(c)剪力图
图5,CGMRF梁柱构件内力
(5)
(6)
这里的δ和γ包括了弹性组合。
上述近似值用于大型非弹性梁的变形。
图6(a)表明用图6(b)所示的位移控制下的替代组合能够代表CGMRF结构中的典型梁的非弹性行为。
图6,CGMRF中梁变形的实验模拟(a)CGMRF的能量耗散机制(b)位移和轴力控制
为发展图6(a)和图6(b)所示的机构学,建造了图8中测试装置。
轴心驱动器附属于3个2438mm×1219mm×1219mm(8英尺×4英尺×4英尺)的钢筋混凝土(RC)块。
RC块用24根32mm直径的迪威特杆与实验室的地板固定。
这种装置允许在每次测验后更换试件。
根据实验布置的动力学要求,随着侧面的驱动器放置,轴向的驱动器1和2将钉到B和C中去,如图8所示。
因此,轴向驱动器提供的轴向力P可以被分解为相互正交的分力。
由于轴向驱动器的倾斜角度不超过3度,因此轴向分力近似等于P。
然而,侧向力分量在梁柱结点处引起了一个附加弯矩。
如果轴向驱动器压试件的话,那么侧向分力会计入侧向驱动力里,如果轴向驱动器拉试件,侧向分力对侧向驱动器来说变为一个反力。
当轴向驱动器有个侧向位移,它们将在梁柱结点处引起一个附加弯矩(P-△效应)。
因此,梁柱交接处的弯矩等于:
(7)
H为侧向力,L为力臂,P为轴力,△为侧向位移。
完成了四个梁柱结点全尺寸实验。
拉伸试样测试和构件尺寸列于表2。
所有柱和梁的钢筋为A572,标号50钢(Fy=344.5Mpa)。
经测定的梁翼缘实际屈服应力值等于372Mpa(54ksi),极限强度范围从502Mpa(72.8ksi)到543Mpa(78.7ksi)。
图7,推进器总体曲线
表3列出了各个试件(基于测定的拉伸试件数据)的全截面和RBS中间变截面处的塑性弯矩值。
(本文)所指的试件专指试件1到4。
被检测试件细部图见图9到图12。
在设计梁柱结点时用到了以下型式:
梁翼缘采用RBS结构,配备环形掏槽,如图11和图12所示。
对于所有的试件,切除30%翼缘宽度。
切除工作做的十分精细,并打磨光滑且与梁翼缘保持平行以尽量减小切口。
采用全焊接腹板结点。
梁腹板与柱翼缘之间的结点采用全焊缝焊接(CJP)。
所有CJP焊接严格依照AWSD1.1结构焊接规范。
采用双侧板加CJP形式连接梁翼缘的顶部和底部和柱翼缘表面到变截面(RBS)开始处,如图11和图12。
侧板尾部打磨光滑以便同RBS连接。
侧板采用CJP形式与柱翼缘焊接。
侧板的作用是增加结点处抗弯能力,平稳过度是为了减少应力增加导致的破裂。
两根纵向的加劲肋,95mm×35mm(33/4in×13/8in),以12.7mm的角焊缝焊接到腹板的中间高度,如图9和图10。
加劲肋采用CJP的形式焊接到柱翼缘。
除去梁翼缘顶部和底部坡口焊缝处的(多余)焊接部分。
对(多余)焊接部分进行处理,来消除坡口焊接断口处焊接不连续产生的潜在的缺口。
除去翼缘底部的衬垫板条。
对翼缘底部衬垫板条进行处理,来消除衬垫板条引起的缺口效应并使焊缝有更可靠的检验。
使用与梁翼缘厚度近似相同的连续板。
所有试样板厚均为一英寸。
由于RBS是测试试样最容易区分的特征,纵向加劲肋在延缓局部弯曲和提高结点可靠性方面扮演着重要的角色。
图8,激发轴力和侧向周期位移的实验装置平面视图
表3,主梁承载力数据(P=630kips)
图9,试件1和2平面视图
图10,试件3和4平面视图
图11,试件1和2中RBS细部
4加载历史
对试件施加周期性交替荷载,其末端的位移△y的增加如图4所示。
梁的末端位移受伺服控制装置3和4的影响。
当作用轴向力时,装置1和2是活动的,用它的受力来模拟从连接处传到梁上的剪力。
不同的轴向荷载在+0.5△y处增加到2800KN(630kip)。
此后,达到最大的侧向位移时荷载保持恒定。
试件被推回时,轴向力维持恒定直至(应力达到)0.5△y,然后随着试样通过中和轴减小到零。
根据本文第2部分有关轴向力受以上约束的论述,可以推断出以P=2800KN(630kip)来研究RBS负载是合适的。
测试持续进行直至试样损坏,或者达到实验装置的限制。
图12,试样3和4中RBS细部
表4,试样加载历史
5实验结果
每个试样的滞后反应见图13和图16。
这些图表显示了梁弯矩和塑性旋度。
梁的弯矩在RBS试样的中间测量,并通过取一个等效的梁端力乘以驱动器侧向中心线到RBS中间的距离来计算。
(试件1和2为1792mm,试件3和4为3972mm)。
等效侧向力解释了P-△效应产生的附加弯矩。
旋转角是这样定义的:
用驱动器的侧向位移除以侧向驱动器中心线到RBS中间的距离。
塑性旋度计算如下:
(8)
其中V是剪力,Ke是弹性范围内剪力和旋度之比。
在测试期间的测量和观察表明,试件1和4的所有塑性旋度均在梁内发展。
如设计预期的一样,板的连接区域和柱子保持弹性。
表5列出了每个试件在测试最后达到的的塑性旋度。
塑性旋度合格性能的目标级被定在±0.03rad,依AISC钢结构建筑抗震条例而定。
所有试件均达到合格性能标准。
所有试件均有良好的塑性变形和能量耗散。
当负载周期为±1△y时,底部翼缘首先屈服,然后随着荷载周期逐渐增加扩散。
图13,试件1和2滞回行为
5.1试件1和2
试件1和2的响应见图13。
在第7和第8个周期的1△y时,最初屈服发生在底缘处。
对于所有的受测试的试件,最初屈服均发生在这个部位,这归因于试件底部弯矩。
随着荷载作用的继续,屈服开始沿着RBS底缘传递。
在应力为3.5△y时,临近屈服的底缘腹板开始翘曲。
屈服开始沿RBS上边缘传递,一些次要的屈服沿着中间加劲肋传递。
在5△y开始,轴向压力增大到3115KN(700kips),一个严重的腹板翘曲产生并伴随着边缘局部翘曲。
翼缘和腹板的局部翘曲随着荷载的依次加载而逐渐明显。
这里要说明的是,在滞回曲线中,翼缘和腹板的局部翘曲并没伴随严重损坏。
当作用到5.75△y时,在RBS的尾部和衬板连接处,试样1的底缘产生一个裂缝。
随着荷载周期到7△y时,裂缝迅速扩大并穿过了整个底缘。
一旦底缘完全断裂,腹板将开始断裂。
这个断裂首先出现在RBS的末端,然后传播(沿剪切槽的腹板净截面,沿中间加劲肋,沿加劲肋另一边的腹板净截面)。
在实验中,试件1达到的最大弯矩是梁的塑性弯曲承载力的1.56倍。
作用到6.5△y时,在RBS的尾部和翼缘交接处,试件2也在底缘产生一个裂缝。
随着荷载增加,在15△y时,裂缝沿着底缘缓慢发展。
试件2的测试到此结束,因为已经达到实验装置的极限。
加给试件1和试件2的最大荷载是890KN(200kip)。
从正的象限中看到的弯折是施加的不同轴向拉力导致的。
力-位移曲线的正斜率证明了这个区域的负载容量并没有减弱。
然而,由于腹板和翼缘的局部翘曲,负的区域的负载容量有轻微的削弱。
试件1的照片如图14和图15。
由图14可以看到,底缘处及与底缘相连的部分腹板发生严重的局部翘曲。
翘曲延展到整个RBS的长度方向。
RBS中形成塑性铰,并伴随着梁的腹板和翼缘的大范围屈服。
由图15可见,裂缝由RBS的连接传递到了侧面的翼板。
底缘的断裂导致试样1的最终断裂。
这个断裂导致梁几乎失去承载能力。
图15还说明了试件1产成了0.05rad的塑性旋度,并且在柱子表面没有损伤。
表5,实验结果总结
图14,试件1底缘和腹板部分局部翘曲
图15,试件1裂缝
5.2试件3和4
试件3和4的响应如图16。
最初的屈服发生在荷载周期第7和第8周1△y处,伴随底缘显著的屈服。
随着荷载周期的发展,屈服开始沿RBS的底缘传播。
在1.5△y时,临近屈服的底缘的腹板发生翘曲。
屈服开始沿着RBS的顶部传播,一些次要的屈服沿着中间加劲肋传播。
在荷载周期到3.5△y时,(试样)产生剧烈的腹板翘曲,伴随翼缘的局部翘曲。
翼缘和腹板的局部翘曲随着累次加载变得更明显。
当加载到4.5△y时,轴向荷载增大到3115KN(700kips),导致屈服传播到中间横向加劲肋。
随着荷载周期的增加,翼缘和腹板的局部翘曲变得更加剧烈。
对于2个试件,受实验装置的约束测试到此结束。
在试件3和4中没有破坏产生。
然而,一旦将试件3移动到实验室外,就发现底缘与柱子的焊接处有一条微小的裂缝。
加给试件3和4的最大荷载分别是890KN和912KN。
由于腹板和翼缘的局部翘曲,试件的承载能力在负循环实验后削弱了20%。
大概0.015到0.02的塑形旋度后,承载力逐渐减小。
如图17所示,由力-位移的包络图的斜率可见,试件3在正循环中的承载能力没有减弱(在梁上作用轴向拉力)。
图18是试件3测试前的照片。
图19是试件4在0.014rad的位移周期作用后的照片,显示了铰区域的屈服和局部翘曲。
梁腹板沿着整个截面屈服。
最严重的屈服发生在底缘和中间加劲肋之间的腹板底部。
腹板的顶部也发生了屈服,虽然其剧烈程度不如底部。
纵向加劲肋也发生了屈服。
柱子腹板的连接板部分没有发生屈服。
接近柱子表面的梁缘未经削弱的部分也没有显示发生屈服。
最大位移是174mm,最大弯矩发生在RBS中部,为梁的塑性弯矩值的1.51倍。
塑性铰的旋度达到了0.032rad(铰接点设置在距离柱子表面0.54d处,其中d是梁的长度)。
图16,试件3和4滞回行为
图17,试件3响应包络线
图18,试件3测试前
5.2.1 结点周围的应变分布
试件3的外表面边缘的应变分布见图20和21。
试件1、2、4的应变记录和分布状态呈现了相似的趋势。
这些试件的屈服次序也同试件3相似。
在负循环时,距离柱子顶部外表面处51mm的应变低于0.2%。
位于同一位置的顶部翼缘,仅在受压时屈服。
图22和图23分别显示了沿着底缘外表面中心线的纵向应变的正循环和负循环。
从图23我们可以看出,在-1.5△y以后,RBS上的应变比附近的柱子上的应变要大好几倍,这是由翼缘局部翘曲造成的。
底缘局部翘曲发生在整个板的平均应变达到应变硬化值时,板的变截面部分在纵向应力下完全屈服,导致完全屈服波。
图19,试件4在2.5△y周期后的状态
5.2.2累积能量耗散
试件的累积能量耗散见图24。
累积能量耗散是以侧向荷载-侧向位移的滞回曲线闭合区域的面积计算的。
(加载到)第12周2.5△y处后,能量耗散开始增加。
对于飘移电平,电平的很小变化会引起能量耗散显著增加。
试件2比试件1耗散更多的能量(试件1是在RBS过度部分断裂的)。
然而,对于2个试件来说,在θ=0.04rad时,其周期是相似的。
总的来说,对试件1和试件2,负循环下的能量耗散比正循环下的能量耗散大1.55倍。
对试件3和试件4,负循环的能量耗散是正循环平均水平的120%。
在底缘RBS屈服后,屈服的组合现象、应变硬化、面内形变、面外形变和局部翘曲,均很快发生。
图20,距柱顶51mm处正循环应变沿着翼缘的传递(试件3)
6总结
基于试验中的观察和对仪器的分析,得出如下结论:
1.对于所有的试件,塑性旋度均超出0.3%。
2.RBS的塑性过程是平稳发展的。
3.试件超出抗弯强度的比率:
试件1等于1.56,试件4等于1.51。
抗弯强度承载能力取决于标定的屈服强度和FEMA-273梁-柱等式。
4.底缘和腹板的塑性局部弯翘曲对其荷载承载能力没有显著的削弱。
5.尽管翼缘的局部翘曲不会导致强度立即削弱,但是它确实导致腹板的局部翘曲。
6.设置在梁的腹板中部的纵向加劲肋,能够帮助传递轴向力,还能延缓腹板的局部翘曲。
然而,这却产生一个更高的超过强度的比率,从而对焊接结点、板条区域以及柱子的承载力设计产生显著影响。
7.负循环时,塑性旋度在0.015到0.02rad后,强度逐渐减弱。
正循环时,强度没有减弱。
图21,距柱顶51mm处负循环应变沿着翼缘的传递(试件3)
图22,正循环中沿着底缘中心线的纵向应变(试件3)
图23,负循环中沿着底缘中心线的纵向应变(试件3)
图24,能量耗散
8.轴向压缩荷载在小于0.0325Py时,基本不影响结点变形能力。
9.适当设计的CGMRFS以及详细的RBS结点组成一个可靠的抗震系统。
参考文献见原文
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