《H型钢对SHS柱浇模板区节点的抗震性能预备完成——毕业论文.docx》由会员分享，可在线阅读，更多相关《H型钢对SHS柱浇模板区节点的抗震性能预备完成——毕业论文.docx（24页珍藏版）》请在三一办公上搜索。
1、关于H型钢的抗震性能对SHS柱浇模板节点的影响WeiWangahChengFangW,YiyiChena,b,MingxingWangba同济大学土木工程减灾国家重点实验室，上海200092b同济大学土木工程学院结构工程系，上海200092摘要：本文对铸钢技术在钢管节点抗震设防中的应用前景进行了探讨。所考虑的铸模接头是连接区、梁连接区和柱连接区，以及节点几何结构都是经过精心设计的，以克服常规节点可能存在的一些与断裂有关的问题。研究开始d通过一系列拉伸和周期性的优惠券测试，全面了解在不同的关键位置的整个铸造模块接头的材料特性，其中材料一般为S。具有足够的延性，明显的应变硬化，一致的屈服和极限强度
2、，以及丰满的滞回响应。下面的子框架试验包括两种铸模接头。（A型和B型）每种连接类型都有两个柱载比。每个试件代表一个典型的子框架，由一个铸模节点和连接梁和柱组成。所有标本S具有良好的延性和耗能能力。在远离柱面的焊接区未观察到断裂现象，导致延性断裂延迟至OCCUR在铸造模块的接缝内有很大的漂移。此外，还充分调动了面板区的剪切变形，并以子框架的耗能机理为特征。d受剪力板区和梁截面受弯屈服的联合作用。并重新讨论了试件强度和刚度的规范设计表达式，并进行了设计。终于达成了协议。1 .介绍长期以来，人们都认识到梁柱节点在控制地震作用下的结构破坏中起着至关重要的作用，但直到北岭地震和地震发生后，才认识到这一点
3、。科比的地震，人们开始意识到缺乏效率的常规全约束梁柱焊接接头被广泛用于抗弯钢在那个时间框架，但在地震中以脆弱的方式广泛失败。随后的调查显示，这些接头的失效主要是在连接梁法兰的焊接区引起的。焊接质量差、热影响区应力条件复杂是导致接头脆性断裂的主要原因。此外，当接头发生大变形，板区扭结效应影响应力流动，焊缝的抗裂性进一步降低叫在过去的两年内抗震工程师团体一直在追求新的抗震梁柱节点设计程序和理念。而各种新的关节类型和接合方式尾矿指南是为了改善它们的抗震性能而提出的，其基本概念是普遍的，即减少或重新引导易断裂部位的应力流动需求，从而降低t值和他的焊接断裂电位。在改进常规钢接头设计以抵御地震作用的同时，
4、铸钢技术可以解决上述焊接断裂和应力问题。w问题，最近出现在地震应用中。在结构工程领域，铸造组件的早期使用主要用于重型工业建筑和海上平台。在高周疲劳性能良好的地方是可取的。如今，在空间框架（如体育场屋顶）和要求美观的结构仅口EXhi）中，使用了浇铸模块节点（节点）。（B）使用这种接头的主要目的之一是避免因构件连接处的复杂焊接而引起的应力集中和残余应力随着铸钢件质量的不断提高，铸造技术在过去的几年里得到了发展。几十年来，研究兴趣已经超越了现有领域，转向在正常建筑框架中更普遍使用的目标。KaSai和Bleiman使用铸钢拱支架为了加强梁柱节点附近的梁翼缘刚度，并成功地将梁截面上的塑性较链强制发生在距
5、梁柱安全距离的位置上。弗莱希曼和萨默研究了一种新型抗震节点的循环性能，该节点配置了耗能铸钢模块连接件。连接器，它们是为了很好地适应地震过程中的延性/变形需求，将车间焊接到梁法兰上，然后现场用螺栓固定到柱法兰上。Tong&bra;10&ket等人略微改变了这一点通过考虑梁法兰和铸造模块连接器之间的螺栓连接（而不是车间焊接）来连接类型。在这种情况下，变形的连接器可以很容易地在地震后更换。这样可以减少ES和维修工作量。这两种连接类型都是由弗莱希曼和萨默明和汤等人提出的J划具有良好的延性和耗能能力。进一步推进工作关于模组连接器，弗莱斯奇曼等人。UL12提出了另一种能量耗散概念，即通过面板区域屈服于与相
6、邻Be焊接的铸模节点。AMS和柱体，以及焊缝被移离面板区域。大量试验表明，铸模板区具有显著的延展性和有效的能量耗散性。n有明显的加工硬化。在建筑框架和桥梁中，其他结构构件（如支撑构件连接器）也考虑了铸造模块组件101支尽管钢浇铸在结构中的应用在过去十年中一直受到人们的关注，但对其在传统建筑框架中的应用的研究是：还处于早期阶段。在抗震节点设计领域，一些研究主要集中在开口梁柱节点（以下简称“开截面节点”）上。而对于开口截面梁（如H型钢）到管柱节点的铸钢工艺，目前还缺乏相关的信息。钢管柱正逐渐成为主流结构形式。由于它们固有的美学和结构效益2叫尤其是钢管混凝土结构在世界范围内得到了广泛的应用，特别是在
7、现代高层建筑中更是如此建筑。按惯例，H梁的翼缘为n。通常焊接到管状柱面，这增加了焊接区断裂的风险。此外，内部加劲肋通常与梁f的高度相同。在柱壁处引起双面焊接，可能进一步恶化焊接区的抗震性能，特别是当柱壁厚度较小时。替代溶质组件包括使用通过隔板、隔板外环ROM,但大多数这些关节的细节涉及复杂的焊接模式，容易出现焊接缺陷，应力集中，在地震作用下，热影响区附近的材料性质受到破坏。此外，建筑师在使用这样的解决方案时可能会陷入两难境地，例如隔膜的暴露不是AEST0令人愉快的是，为了解决这些问题，本研究提出了一种新型的管柱节点抗震H型钢节点。铸模接头是关节的整体总成。Ne,梁连接区和列连接区。测试计划分两
8、个阶段进行,第一期测试包括一系列的拉伸优惠券测试，目的是全面了解通过对不同关键部位的整体浇铸接头的材料性能进行了试验研究，研究了采用两种浇铸模式的亚框架的循环性能。还有提到不同柱载比下的Ar节点。对试件的强度、刚度、延性和耗能特性进行了详细的讨论，并提出了设计意见。2 .测试程序2.1 试件与设计理念铸模节点的设计是为了解决传统的H型钢柱节点可能存在的三个主要问题。第一，为了减轻交界处的失真效应。梁法兰和柱面，接合处的刚度局部增加，通过过滤界面，如果有的话，可能出现扭结效应，如果有的话，应适度开发；其次，过滤梁和柱之间的界面也可以允许平滑的应力流动并因此减轻应力集中；第三,重新定位焊缝和相关的
9、热影响区,从梁到柱界面有一定的距离，断裂明显延迟，预计在铸模接头内（以延展性方式）而不是在焊缝处发生断裂。重获每个铸模接头由三个单一的模块组成。对于A型接头，四根梁连接是独立的连接到四柱面，而对于B型接头，四梁连接的法兰被“合并”成一块“外隔膜”，从而使应力更平滑。流动在柱和横梁法兰之间传递。为了美学目的，外隔膜的设计非常有限的扩展环宽度。内部加强板也在融合在关节区，使得在梁缘和柱面的连接处形成丝状的十字架。这些内部加劲肋是允许混凝土浇筑的局部加劲肋。Gh在必要时（在研究中不考虑）。圆角半径为梁法兰厚度的两倍。铸模节点的梁和柱连接连接到相邻梁、柱全焊透坡口焊缝。铸造模块连接的详细尺寸见图1（b
10、）o共测试了4个亚框架试件，其中2个为A型模铸接头，其余2个为B型模铸接头。G20Mn5QT铸钢22WAS用于所有铸模接头。对于每种试件，柱均采用两级载荷比，分别为0.1和0.3。负荷比被定义为加荷比。FyCAc,其中FYC=冷成型柱的屈服强度（平坦部分），ac=冷形柱的横截面面积。为了便于参考，每个标本都有一个特别法。EN代码从连接类型开始，以列负载比结束。例如，试件A-0.3表明采用了A型模铸接头，载荷比为0.3。每人连接，两个梁杆（相对位置）连接到Q345（名义屈服强度=345mpa）h6003001822装配梁，上下柱连接到q34。5h40016个冷缝方管柱。因此，制作了一个由两根梁和
11、两根柱组成的子框架，由位于中间的铸模节点连接。r循环试验。除了四个试件所用的四个铸模接头外，我们还制造了一个完整的铸模接头，以全面了解铸钢材料Po在不同的关键地点。Fig.l.试验样品：（八）铸造模组接头的基本部件；（B）试样的尺寸。目前试件的主要设计思想是利用其良好的板区剪切变形能力，提供主要的延性供应和耗能。以前的研究表明d面板区具有良好的滞回性能和稳定的能量耗散t231o而强迫形成塑性钱的梁截面仍然是一个主流的设计原理对于抗震弯矩框架,面板区剪切对塑性变形贡献的巨大潜力也得到了广泛的认可24,25。因此，它现在己被普遍接受。在地震作用下，剪切和梁截面板带的组合可以提供可靠的延性供应和耗能
12、源，前提是不要过早向外倾斜。因此，本研究的设计理念是确保板区具有移动性很好的剪切变形能力。同时，梁截面的屈服也可以得到发展。因此，整个节点的屈服性能/顺序可以通过相对梁板强度比来控制，这可以用Vmyvpzy或vmp/vpzp来表示。&bra;3&ket;其中当相邻梁的第一屈服时Vmy=在面板区域处的剪切力时，VPZY=面板区域的屈服阻力，VMP=当相邻梁经历FU时在面板区域处的剪切力将截面屈服（塑性较形成），和VPZP=极限塑性剪切阻力。前者理论上表示梁和PA的相对屈服强度。在区，其中一个比大于团结表明剪切屈服首先发生在面板区。后者的比值反映了梁和板的相对极限强度。结果表明，在梁截面塑性较形成
13、之前，板区的极限抗剪强度达到了极限剪切强度。在面板区域施加的剪切力可以是EX。按：V = (MJM,2)%+匕2dftbf2(1)其中db=梁的深度,tbf=梁法兰的厚度,mbl和mb2是梁在节点两侧的弯矩，VCl和Ivc2是在节点处产生的柱剪力。e接头的顶部和底部，如图所示。2.需要注意的是，对于测试设置（如后面所讨论的），VCI和vc2等于列尖处的水平反应，因此它们c在荷载平衡条件下很容易得到。当取梁截面的屈服弯矩Mby和塑性弯矩MBP时，所得的VMy和VMP可以很容易地从Eq中得到。（I）o管柱板区的名义屈服阻力可用同表示：1.=（2）其中n=柱载比，fyv=柱材料屈服抗剪强度，dc=柱
14、深，TC=管柱壁厚。对于面板区VPZP的极限阻力，请执行以下操作当柱载比小于0.75时，可采用基于鞍钢规范【27】的公式：v.=o.6o.)(3)其中FY=梁材料屈服强度,bc=柱法兰宽度,db=梁深度,tcw=2tc,tcf=tco应该指出的是。基于早期的理解由KraWinkIer进行的研究固，如方程中所述。当剪切变形达到屈服变形的4倍时，假定达到极限抗力。1.=O.554G（I+（4）dbd&w另一种方法是，中国规范网建议用一个简单的表述来考虑面板地带的极限抗(5)剪能力:%,=43u在确定铸模节点尺寸时，需要满足常规抗震设计要求。根据中国抗震规范足够的抗剪能力需要确保面板区，对于管状柱，
15、应满足以下方程：y2Mhn-43v（-rc）.1.8rc,（4-如）y2Mhn/、oralternatively1.0（6）4/3A（4-1）（4T）L其中W=根据设计地震烈度和场地条件而定的折减因子，取值范围在0.60.7之间。为了最大限度地提高面板区域的延性，它提供了S决定把这个比率用当量表示。（6）接近1.0。换句话说，面板区的抗剪能力一方面被设计成足够强/硬（以满足基本规范要求），另一方面，表现出良好的变形能力（通过使当量比。（6）接近统一）。取w=0.7,考虑铸钢名义屈服强度为300MP。A（对于面板区和梁链），铸模接头的最终几何配置导致当量比约为0.97o（6）O当不考虑设计因素时
16、，即w用2tc代替移动和1.8tc,名义VMy/Vpzy和VMp/Vpzp比值分别为1.28和1.10这表明面板带相对较“弱”，因此剪切变形。可合理开发面板区，以保证可靠的耗能源。应该指出的是，在主要的地震标准中，现有的有关相对梁对一板区强度设计还不够充分且不一致，以上设计理念只能作为对板区强度的初步评价（从而进行初步的评价）。关节尺寸的确定，通过物理测试充分评估了样品的实际循环行为，详见第3节。2 .2.测试设置、过程和仪器试验计划分两个阶段进行。第一阶段试验的主要目的是全面评估铸模接头关键部位的铸钢材料性能。丰富材料属性数据池。在第二阶段试验中，研究了采用铸态模块节点的子框架的循环性能这些
17、样本被设计成表示t。钢框架结构中典型的内梁柱组件。梁的总跨度为4.5m,柱的总高度为LC=4m0这两根梁的两端为便于讨论，被命名为West和iEasf梁,受到反对称的循环加载，遵循SAC加载协议1,4,如图3所示。两个伺服执行机构在梁端施加位移控制循环荷载，最大承载力为2000kN。在循环试验中，在柱顶部施加恒定的压缩载荷。最大容量为10000kN的液压千斤顶。考虑了柱的顶部和底部的引脚边界条件横向支撑放置在梁端到预紧处。射出平面外不稳定的梁。用一系列线性变差换能器（LVdtS）记录了试件的变形情况，其中采用dl-d4传感器测量垂直位移。梁端端部采用d5-d8测量面板区剪切变形，d9-dl2测
18、量顶端和底端钱链的水平位移。其主要目的是从整体变形中扣除系统可能的刚体转动。大量的玫瑰花和轴向应变规也安装在关键位置。在整个加载过程中，监测每个试样的屈服条件/序列。采用玫瑰花tl-t7来检测面板区的变形；用t8tl7测量t。在紧邻柱面的两个梁杆的腹板上，用tl8-t29和应变量规S13-S16和s23-s26来测量两束杆法兰的应变。与柱面相邻（即圆角边缘）；应变量规SI-Sl2在与连接区一定距离处的梁截面上施加，以确保在接合区处的载荷。Am端被正确地应用；sl7-s22和s27-s32被用来测量在焊缝附近的梁连接截面上的应变；s33-s38和s47-s50被用来测量冷成型管柱截面上的应变；最
19、后，测量在外部的应变。演员的模块化关节筋（B只）通过S39-S46测定。该仪器的细节，如图3所示。restraintLoading jack ,Ri=Vci -.ActuatorCdd*foned tubular columnPi 优Cast roduf jonlActuatorCotd-formed tubular column图2。测试设置和计算模型的详细信息。3 .材料试验结果3.1. 铸钢材料性能这些接头是在我们的协作铸造厂铸造的。采用木模砂型铸造方法，主要生产工艺包括木模制造、型腔成型、熔炼、卡斯蒂安等。热处理和抛光。铸件的材料性能取决于铸件的形状、尺寸和壁厚，在铸造过程中可能出现的
20、问题包括内部问题。收缩洞，冷关闭，和误用【皿。为了“全面了解”整个铸造接头的材料性能分布情况，共有28张带圆头狗骨的拉伸优惠券。形状是从关节的不同位置采取的，如图所示。4（八）o抽样的关键位置包括：（1）梁连接法兰；（2）梁连接腹板;柱连接平面；（4）柱连接Co（5）梁连杆的圆角；（6）内加劲肋的圆角；（7）圆角端的梁连接法兰；（8）圆角趾处的内加劲肋；（9）板区。优惠券已经准备好了并根据标准化的测试程序进行测试12久所获得的材料性能列于表1,其中d=（LuL0）L0测量了断裂伸长率d,以及面积减少的百分比Z=（SoSU）/S0。在上述表达式中，LO和Lu分别是断裂处的原始规范长度和最终规范长
21、度；SO和SU为to原始横断面面积和裂缝处面积。铸钢券的典型应力应变关系如图所示。4（B）o材料试验结果表明，所考虑的铸钢具有明显的屈服平台，在大多数铸造模块接头中，断裂后的伸长率超过了接头的伸长率。最终应变EU显著大于屈服应变EY,即Eu50ey0所有优惠券的最终屈服强度比（fufy）均大于L31（f比f）（大多数优惠券为1.4至1.6不等）。应该指出的是，对于欧洲代码313。】等主要标准，结构钢的基本要求是：FU/FYP1.1；伸长率断裂处离子含量不小于15%,EuP15eyo对于中国地震规范网要求裂缝伸长率最小为20%o通过与基本材料要求的比较,所测试的铸钢总体上表现出良好的性能。虽然柱
22、角的一些优惠券表现出不太理想的延性，但它们的塑性和应变硬化能力较好。此外，所有优惠券的屈服强度均在277MPa及344MPa,表现出合理的稳定和可靠的屈服强度和可控水平的偏差。图3.加载协议和仪器的细节更具体地说，在梁连接和内部加劲肋（第5和第6组）的圆角处以及梁连接法兰处，材料的屈服强度和断裂时的伸长率。圆角趾处的S和内加劲肋（第7组和第8组）基本一致，令人满意（d24%）,表明这些材料的性能稳定且具有延展性。易于出现局部几何变化的易断裂区域。应该指出的是,由作者（未在本文中讨论过的）进行了初步的有限元（FE）研究,结果表明，最大应力水平（即应力集中最严重）发生在圆角趾处的梁连接法兰处（第7
23、组）。这表明，初始裂纹可能是在这个区域（这可以通过后面讨论的测试结果来确认），在这个区域的良好的材料性能可以确保整个联合抗震性能良好。对于梁连接法兰、梁连接腹板、柱连接扁区（1-3组）的屈服强度均高于节点其它部位的屈服强度，这与良好的散热性能有关。这些地点的条件。然而，圆柱连杆的角部（第4组）表现出不稳定的性能，例如，4_1和4_2轴的断裂伸长率为10.52%。d分别为28.72%。对于息票4_3,在其表面观察到缩孔和气孔，因此没有对其进行拉伸试验。比较差的垫子材料性能的原因可能是由于柱节角处散热条件不太理想所致。最后，面板区（第9组）表现出足够的延性，稳定的屈服强度。具有良好的应变硬化能力。
24、除了单调拉伸疲劳试验外，还进行了循环疲劳试验。从其余两个未连接的梁连接法兰中提取了短沙漏形状的样本因）。与相邻梁（回顾有四个梁连接到柱的四个表面）。考虑了两种加载方案，即递增幅值和交错放大器。如图所示，相应的测试结果如图所示。4（C）o菌株率为0.001/s。结果表明，材料具有良好的滞回应力应变关系，显示出良好的能量分布。材料的验证。应力-应变响应一般是对称的，表明材料在拉伸和压缩下的力学响应相似。铸钢也显示出良好的Cyo循环应变硬化和可忽略循环退化的CLIC重复性。试验结束时，优惠券在后期经历压缩屈曲，但没有断裂。在测试结束之前。这意味着该材料在循环载荷下具有相当好的延展性（低周疲劳抗力）。
25、铸钢通常表现出相似的滞后响应,SES作为普通钢，虽然循环应变硬化略不明显，但已发展起来。综上所述，铸模接头具有如下材料特点：屈服强度随壁厚的减小而增大；（2）散热效果更好条件可以提高屈服强度和延性。例如，第3组优惠券的材料性能优于第9组优惠券，后者的材料性能优于第9组优惠券。内加劲肋的存在可能会阻碍梁内侧的散热流动；当前的圆角细节（即圆角半径=2法兰的梁连接厚度）。梁翼缘与柱面连接处具有良好的材料性能，有利于这些临界断裂区的抗折性；柱连接的材料性能不太理想，需要进一步注意；然而，这些领域的延性需求通常低于其他临界（高）的延性要求。塑性需求）铸造模块化接头的位置，因此在这些低断裂电位区的还原整体
26、延性供应可能受局部延性不明显的影响；（5）铸钢一般表现出与普通钢相似的循环材料性能。cast moduBr joint图4.材料试验：（八）铸模接头上的优惠券；(B)典型的拉伸优惠券试验结果；(C)典型的循环优惠券试验结果。表1铸钢材料性能CouponsPercentJseHo11g4ticnRrrcrnUgereductionYieldstrengthfyUltimatestre11sthllfjfyAveragef9Avrrje4tfracture(X)OurCjZ(X)(MPa)(MPa)(MPa)(MRa)123123234232312323123123 L1 _2.2.2_3- 3-
27、3.3-4- 4- 4- 5- 55-6-6-6-7- 7-7.8.8-8-9-9- 9-黑黑鬻瑟或北-tmt蓝器方Q 122222322212 333332 田 22323213301.431263196314JOM4X)31432OJ312S3225IOSjO302,30563008461.7279.14426289J94526301.14625276.944262906455-8306.1463S309246892959468X)291.7460.9291.446023074722883460330M468.4292946233ll3324.3313.530424634467.54672
28、425.73 .2.梁和柱的材料性能铸铁模块接头连接到相邻的制作hbeams冷弯管柱子帧检测。从梁的凸缘和腹板以及平板取样。以及管状柱的角部。梁的平均断裂伸长率约为40%,屈服强度平均为370MPa左右。最终屈服长度比(FU/FY)在L341.39之间，表明应变硬化明显。对于冷形管柱，扁和角的圆柱体在断裂处的平均伸长率为100%。RTS分别为33%和21%,符合相关设计标准。平面和角部的平均屈服强度分别为351MPa和511MPa。在后一种情况下，由于加工硬化的影响，没有观察到明显的屈服平台，因此采用0.2%的证明应力。平部的富/飞比是足够的。偏高，即平均值为1.49,而拐角处的比值显著下降(
29、fufy=L10)0通过对铸钢与钢对梁、柱材料性能的比较,可以看出铸钢的延性与冷态相似。d管柱，但低于装配梁。考虑铸钢等级的屈服强度也低于梁和柱的屈服强度。尽管如此，EL有其自身的关键优势，这对于抗震目的是必不可少的。一个重要的好处是,材料本身提供的固有延性可以有效地利用，因为焊接区的光滑应力流动,但对于常规连接而言，焊缝附近的热影响区会显着地破坏局部延性，即使是固有的延性。钢本身就足够了。此外，如表1所示，由于铸件的整体性质，铸钢在不同位置的屈服强度大致相同。大材料屈服强度的一致性从屈服顺序控制和基于可靠性的设计角度来说是非常重要的，而对于传统的节点来说，则是预期的失效。由于梁和柱的不同部分
30、（尤其是装配式构件）材料屈服强度的较高不确定度，序列可能更难实现。4 .子框架试验结果4.1. 荷载-变形响应图中示出了四个试样的典型的力矩-变形响应。四个试件的典型弯矩-变形响应如图5所示，其中归一化弯矩mb/mbp在图中给出（mb=梁的弯矩，取梁端荷载杆臂（即荷载与柱面之间的距离）；mbp=塑性弯矩Be）。（上午链接部分）。需要注意的是，不同的符号MfBP用于表示装配梁截面的塑性弯矩。图中所示的漂移h是有效的，即Ca0从总漂移中推导出子框架的刚体旋转（从柱端的LVDTs中得到）。同时给出了板带C区的剪切变形表达式。在旁边：M.1-2（7）IcL2其中Dl和D2是两个对角线LVDTs记录的位
31、移，Ic和Ib是两个LVDT锚点之间的宽度和高度。结果表明，试件在循环荷载作用下具有良好的耗能特性，且无捏紧效应，具有很好的滞回响应。在两柱轴向载荷比（n=0.1和n=0.3）下，在最后失败之前几乎没有任何力量下降。弯矩与剪切变形（mb/mbpvs.c）的响应表明，剪切变形满足了相当大的延性需求。面板区。应变仪读数可以揭示详细的应力状态，但弯矩-变形曲线也能很好地反映节理区的屈服顺序。如图中所示MB/MBP与h曲线、线性响应（即无滞回线）直到0.0075漂移，在此阶段，观察到了板的有限剪切变形。注意到最大Mb在0.0075漂移时，位移远低于MBP值，由此可以推断，位移主要是由梁和接头的弹性变形
32、引起的。超过0.0075漂移，滞后循环显示，和面板区开始发生剪切屈服。超过0.01漂移时，梁产生屈服（Mb达到Mby）,然后梁开始产生非弹性变形和能量损失。当漂移接近图5。试件的典型弯矩-变形响应0.04-0.05弧度，全塑性力矩的发展当Mb到达MBP时，ED在束链段上方。由于考虑到梁的紧凑截面，塑性钱的形成提供了稳定的能量耗散，直到梁最终断裂。连接法兰因此，在大位移下，子框架的耗能机理主要表现为板区剪切屈服与梁的弯曲屈服共同作用。-0.1 -0.08 -0.06 -0.(M -0.02 O 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1Q/rad1.5dqwfw,) 1 -O 08 0.06
33、 -0,(M -0.02 O 002 0 04 0 06 0 0.1 Wrad图5.试件的典型弯矩.变形响应15-0.08 0.06 -0.04 -0.02 O 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 rad图6进一步显示了面板区的剪力与剪切变形响应。再次，剪切力由V/Vpzy归一化，其中剪切力V是从Eq中得到的。及从Eq中得到了Vpzy板区的LD强度。MVpzy对C的响应与先前的发现相呼应，即面板区域在0.0075漂移后开始发生剪切屈服。重要Ly,板区的剪切响应在初始屈服后表现出明显的应变硬化，试验结束时的最大剪切力可达到L5Vpzy以上。这再次确认面板区具有显著的应变硬化响应，其剪
34、切变形为延性供应和能量耗散提供了可靠的来源。最后，发现力变形面板区的曲线不对称，特别是在大位移区。这是因为相邻两根梁的变形/屈服条件不是完全对称的。例如，两根梁不同时屈服，或者每根梁的上翼缘和下翼缘的屈服不对称地开始和传播。这会导致不同的剪切变形面板区域在正负加载方向。4.2.失效模式不同试件的破坏/断裂顺序不同，4种试样均有足够的延性供应。典型的故障模式如图7所示。对于A-0.1样本，当漂移达到0.06半径时，未观察到明显的裂纹。在0.07漂移处，在西梁环底部翼缘的圆角附近发生了初始断裂，并在其后不久发生了断裂。P翼缘的东梁连接也断裂。这些主要裂纹在0.07漂移的循环结束时已广泛扩展。在0.
35、08漂移时，会在冰层表面产生细小的裂纹。在紧挨着西梁底翼缘下方的UMN连接处，随着循环荷载的进行，柱墙其他部位出现了较小的裂缝，同时也观察到了凹形变形。柱墙处由于受梁节法兰的推力作用而产生的电势。当漂移达到0.09半径时，主要裂纹完全通过梁的受影响法兰扩展。连接，负载开始明显下降。然后终止测试。火焰切割是为了测试进一步检测试样内部的断裂条件后。这是F如图7所示，内部加劲肋也是断裂的，裂缝往往是从内部边缘的角向柱墙开始的。柱载比最终破坏模式/顺序与n=0.1相似，但裂纹发展较早，变形模式也更为复杂。在0.06漂移，束链法兰处产生小裂纹，当漂移增加到0.07半径时，裂纹扩展广泛。在0.08漂移时，
36、梁链完全断裂法兰发生时，梁法兰明显扭曲。横梁法兰的断裂向梁的腹板方向扩展，导致Th的迅速下降。e在梁端承受载荷。在B型试样中，四个梁链的法兰被合并成一片外隔膜，与Th相比较，观察到了类似的断裂发展过程。E型.A型试件，但裂纹的萌生似乎略有推迟。对于B-0.1试件，在0.07漂移处，首先在靠近西梁连接处的上翼缘处观察到小裂纹。圆角（靠近腹板）和第一次主要裂纹是在梁的连接法兰，当漂移达到008弧度。在随后的载荷循环中主要裂纹逐渐扩展，在0.09漂移时，梁链的受影响法兰完全断裂。同时，压缩侧的法兰经历了局部扭结，表示d。非弹性局部屈曲的发展随着载荷比的增大，即B-0.3试件的破坏模式不同。在0.07
37、漂移时，出现了小裂纹群，且局部裂缝明显。下柱链壁被诱导出乳状体。在0.07漂移的后半周期中，东梁梁的上翼缘与腹板的连接处出现了明显的裂缝。在冷管柱上观察到明显的局部屈曲。在0.08漂移时，冷弯柱墙（局部屈曲）的变形过大，从而导致柱壁变形过大。在柱所承受的压缩载荷突然下降的情况下。当柱负荷降至原负荷的85%以下时，出于安全原因决定终止试验。应该是N。在B&0.3试件的试验结束时，未观察到梁连接法兰的完全断裂，而内部加劲肋只出现轻微的开裂。图6.剪力.剪切变形响应的面板区。A.0.3 at 0.08 dft (overall) A-0.3 at 0.08 drift (ange of beam l
38、ink)A-O 3 after test (internal stiffener)图7.样本的典型失效模式。4. 3.屈服响应应变计读数可以反映试件的详细屈服响应/序列。由于各子框架的节点和构件尺寸相同，所以试件具有相似之处。R屈服过程在相同的柱载比下，虽然不同试件的细部屈服顺序可能略有变化。以样品A-0.1为例，屈服是第一步在0.01漂移时，安装在圆角趾处的梁连接法兰内外表面的应变计。在相同的漂移水平下，板带的初始剪切屈服率为WA。另外，焊接区附近的束流连接的法兰也表现出轻微的屈服。当漂移增加到0.015弧度时，所有梁连接法兰处的应变量规（在圆角趾处）以及安装在面板区的应变片显示出完全屈服，
39、同时，焊接区附近的梁法兰上更多的应变规开始显示屈服。这结果表明，在0.015位移处，面板区经历了广泛的剪切屈服，梁与柱界面附近的梁翼缘也产生了较大范围的剪切屈服，这两种情况都对梁与柱界面的变形有贡献。Gy耗散在0.02漂移时，一些安装在梁连杆腹板上（在屈服法兰附近）的应变规显示出屈服，表明逐渐向塑性钱链的形成方向屈服。在横梁上。在0.040.05偏移时，梁连接腹板得到了广泛的弯曲，即形成了塑料较链，屈服进一步扩展到装配梁上。C的屈服在此阶段也观察到了旧的管状柱。大部分关键区域（如面板区和梁与柱界面附近的梁段）都是由最后0.05的漂移,其中屈服继续逐步蔓延。典型的应变计读数如图8所示。应该注意的
40、是局部剪切图中所示的应变CXY来自于CXY=e0E902e45,其中eO、E45和E90分别是花环在0、45和90角度上的应变规读数。一般情况下，应变计读数与荷载-变形曲线所揭示的试验现象是一致的。对于这两种试样类型，共同的屈服序列可以概括为首先在梁节的法兰和面板区诱导屈服；（2）梁节法兰的屈服进一步向焊接区和梁1方向扩展。最后，（3）制作了预制梁和冷成型管柱的零件。屈服响应表明，板带和梁节是主要的屈服源。塑性变形（由此导致的耗能）在加载初期（如0.04漂移），而在此之后，装配梁和冷成型管柱也参与了消能。因此，可以认为整个节理带的消能势在亚框架最终断裂之前得到了很好的利用。值得注意的是，对于A
41、型试件（即没有外隔膜），梁连接法兰的外表面和内表面似乎同时屈服，而对于B型试件，则是梁的内表面。K法兰的弯曲速度较慢。这可能是由于外部隔膜的存在，它稍微改变了梁连接法兰附近的应力流。最后，有人指出UMN载荷比导致了面板区的早期屈服。2图8.典型应变计读数.A-0.1试样表2测试样本的关键测试结果。SpcdmensStrengthSdffnessG K*X3DctilityEnergy dissipation (rad)；”(同KX).62.62.63.38.34.38.360.755.03Q0680.755.1278055.61Q0860.734.40Q06817 10 56.55,56.55
42、.J 2 6 4454344423每个样本的代表值取自上一个完整周期。5.进一步讨论5.1. 强度和刚度的设计考虑从试验程序中得到的板区极限阻力可与有关设计公式预测的极限阻力进行比较。考虑KraWink提出的基本设计模型Ler附,即方程。按VPZP=3626.5kN计算板区的设计极限抗剪强度。此值与试件的极限抗剪强度Vu比较（破坏前面板区的最大抗剪强度）,Vu/VPZP比,如表2所示。为便于比较,表中还列出了Vu/Vpzy比值。可能是试验结果表明，设计模型的最大抗剪强度比设计模型提高了30%以上，表明设计模型偏保守。主要原因R保守性在于，设计模型是建立在节点区延性有限供给的基础上的，这对于传统
43、的焊接弯矩节点来说是合理的。不过，因为目前的铸模接头比有关标准（例如鞍钢要求32）显示出更高的变形能力，这是由于Th的明显的应变硬化行为所致。E板区表现出较高的极限抗剪性能。值得一提的是，板带高抗剪性的另一个重要因素是无剪切区。在试验过程中，采用非细长的设计方法，设计了板料区。系统的弹性刚度Ke可以用ke=PbD表示，其中Pb=荷载作用在梁端，D=梁的整体有效位移，即有效位移不包括有效位移。刚体运动。对于考虑的子框架，有效位移主要由面板区dpz、（2）柱弯曲de和梁在弯曲db中的变形贡献。图9（八）o这些变形可以用经典的结构分析理论推导出来，如下所示：=J堂二W?_华)/g(LX4/22Ghc
44、-tcf)tcwLf LbK-tbf LC=(%+%+%)?=3E 2EZcl 3EJ)L,其中LCl=柱杆长度；LC2=冷形管柱长度；Ibl=装配梁长度；Pb=梁端荷载，RC=柱尖水平反应。应该注意的是，对于db,当梁的长度很小时，忽略了梁杆的弯曲变形；对于直流电杆，考虑了柱杆和冷弯柱的变形。列链接不可忽略，两个段的大小不同。基于EQS-（Ie）系统的弹性刚度为Ke=31.7kNmmo弹性刚度C从试件的初始线性荷载-位移响应出发，试验的平均弹性刚度约为24.0kNmm,低于计算值。测试topredic刚度系数(Ke,test/Ke,CAL)列于表2。认为计算方法预测的刚度较高，主要是由于对局
45、部缺陷的忽视。管状柱墙的变形，例如鼓起作用。虽然部分内加劲肋和外隔板(仅B型)的存在能有效地加固柱墙，一定程度的板弯曲仍然可以发展，这一点可以通过试验观察得到证实。这也是后来证实的有限元预测(本文未讨论)。实现MOR预测子框架刚度的精确计算方法，这种局部效应可能值得进一步研究，指出局部变形取决于壁厚aoND型加劲肋另一种方法是，将简单的修正系数应用于直流，以考虑局部变形效应。根据目前的测试结果，经验系数可以b。e视为1.4,即1.4当量(9)。从关节分类的角度来看，可以根据EuroCode3田】对节点的强度和刚度进行分类。对于目前的铸模接头，最大弯矩r抗断裂之前约为107%和93%的梁段MBP
46、塑性弯矩的梁电阻和更高的计算精度，分别。如果只有片刻的阻力考虑屈服，即不考虑应变硬化效应，接头的屈服矩抗力分别为MBP和MfBP的80.5%和70%左右。基于相关分类在网方法中，试件为部分强度接头，但若考虑应变硬化效应,则接近全强度接头准则。按刚度分类，一个节点是较接如果初始转动刚度小于0.5eiblb,如果初始转动刚度大于kbeib磅，其中E,IB是刚性的，和LB是你梁的GS模量、第二弯矩和跨度；对于支撑系统显著减小水平位移的框架，kb=8；对于无摇摆框架，kb=25o其他框架，即摇摆框架。具有初始转动刚度的节点在两个边界之间被分类为半刚性。假设典型的梁跨为Ib=I5db=9m,并且不包括梁
47、和柱的弯曲变形根据EQ0(9)和(10),A型和B型接头的弹性转动刚度平均值约为8.8ElbLb和10.1Eblb0因此，目前在摇摆框架中采用的铸模节点是半刚性节点，可视为非摇摆框架的刚性节点。此外，观察到外部隔膜的存在可增加接合区的刚度。图9.试验结果的讨论：（八）主要变形源；（B）骨架曲线和延性系数；（C）等效粘性阻尼图。5. 2,延性供应如图9（B）所示，如图9（B）所示，骨架曲线可以方便地反映试样的延展性，这些曲线是由从第一环取来的一系列峰值来构造的。每个漂移水平的e值（在该周期的峰值漂移点）来自梁端载荷与漂移响应之间的关系。一个被广泛接受的用于评估系统延性的指标叫做延性。y系数，用以下方式表示：(11)其中du=极限位移，Dy=屈服位移。如图9(B)所示，对于任何荷载-位移响应(或骨架曲线)，确定du和dy的通用方法如下：LD位移Dy对应于B点，B点是骨架曲线与穿过点C的垂直线之间的交点，其中C点是ex之间的交点。张力线和水平线Cd通过峰值荷载d,极限位移对应于e点，即d点处峰值荷载的85%,如果t没有明显的减小。荷载超过峰值荷载时，以E点作为试样最终破坏前的点。在上述定义的基础上，确定了延性系数(实测值的平均值)。表2列出了试样的e和负加载方向。所有试样的L值均超
