研究基于组件的模型全焊梁柱连接的逐步崩溃分析

文摘

的机械行为全焊钢框架的梁柱连接在进步的崩溃是数值使用有限元模拟研究。数值模型的验证是基于前一个测试模型。分析结果表明,全焊梁柱连接的刚度在弹塑性阶段提供的主要是剪切刚度面板的区域,和列上的轴向压缩产生重大影响的能力和延性全焊梁柱连接。一种改进的基于组件的模型,提出了全焊梁柱连接。来验证该模型的准确性,梁柱组装全焊连接建立和悬链线的影响作用,柱轴向压缩、梁柱刚度比、参数化和动态性能进行了分析。验证结果表明,该模型能够模拟全焊梁柱连接的行为结构变形。

1。介绍

进步的崩溃发生在初始局部破坏蔓延不成比例,导致全面崩溃或较大的一部分结构的崩溃。尽管结构的进步的崩溃是一种罕见的事件,它可能会导致大量的人员伤亡和巨大的经济损失时。罗南的部分崩溃点公寓于1968年在伦敦引发结构逐渐崩溃的调查(1,2],和实质性的研究[3- - - - - -7)倒闭以来进行的2001年世界贸易中心双子塔。

许多研究成果表明,梁柱连接的性能是至关重要的预防钢框架的逐渐崩溃8- - - - - -10]。大量的研究也进行了梁柱连接,包括实验和数值计算和理论分析11- - - - - -13]。卢et al。14)进行了全面“推”实验两个钢梁柱议会调查时刻连接的性能与焊接法兰和螺栓web下列移除的场景。唐et al。15)进行了实验和数值研究一个完整的螺栓连接在一个钢筋混凝土柱和钢梁框架结构梁柱连接的响应特性进行调查不对称下崩溃。Dinu et al。16)实验研究了四种类型的行为的梁柱连接在结构崩溃和比较抗震规范的要求。钟等。17)进行了静态实验三复合梁柱总成与不平等的跨度和数值分析了测试模型。结果表明,混凝土板和梁跨度有明显影响的结构崩溃阻力。Stylianidis和Nethercot18)从理论上推导出一个梁柱连接的组件方法和验证提出模型的基础上,从相关测试结果。严和克劳萨默19]分析了单板剪切连接的力学性能,提出了一个简化的连接模型使用组件的方法。数值分析结果表明,该模型在单调工作,循环加载和爆炸载荷。

全焊梁柱连接(包括法兰和web焊接梁的列,如图1 (b))是一种广泛使用的钢框架连接。全焊梁柱连接的机械行为下小结构变形已经被大量研究[20.,21]。然而,有限的研究一直在进行全焊过程中梁柱连接的性能结构崩溃。钱等。22崩溃)进行了实验和数值研究阻力的两层钢框架与两种类型的全焊连接。结果表明,减少梁的焊接连接部分结构发生大变形时表现出更好的性能。杨et al。23)数值分析的动态行为全焊冲击载荷作用下梁柱连接。李等人。24)提出了两种简化方法来评估进步崩溃的潜力与全焊钢框架梁柱连接。

目前,有许多进步崩溃研究螺栓连接,和各种组件的联合模型已经建立了简化的进步崩溃分析钢框架。然而,研究全焊结构大变形下梁柱连接的性能是有限的。全焊梁柱连接的许多可用的基于组件的模型,推导出基于小结构变形的情况下,不适合逐步崩溃分析。

在这项研究中,一个全焊梁柱连接的力学行为在大型结构变形调查是基于前一个测试模型。一种改进的基于组件的模型,提出了全焊梁柱连接。提出了模型验证的准确性考虑悬链线的影响作用,柱轴向压缩、梁柱刚度比,和动态加载,分别。

2。测试模型和有限元分析

2.1。测试模型

大型结构下的力学行为有针对性的连接通过有限元变形进行了分析调查。数值模型和验证基于先前的测试程序开发的全焊梁柱连接在25]。

如图1(一),测试模型的25)由一个梁(1.45米长)和列(身高2.75米)。列是由三个部分使用法兰连接在一起。柱的两端铰接的列可以水平旋转自由但不能动弹。也有出平面支持在梁和柱的两端,防止测试的平面外失稳模型。柱梁完全焊接,如图1 (b)。

一个压缩力P_c(500 kN)是对列的顶部,和循环逆转负载(P_b)被杰克(束一端加载方案如图2)。梁和柱部分h型,大小如表所示1。表2显示了梁和柱的材料属性。

2.2。的有限元分析

验证测试结果,促进进一步的参数分析,壳元模型构建依法使用有限元分析软件测试模型,如图3。列的平面支持使用梁单元模拟相同的轴向刚度(EA)的测试仪器和法兰之间的接触元素设置模拟法兰连接的行为。S4R壳元素的类型和S3,和梁柱连接附近的网格元素的大小是25毫米,大约一半的网格大小的其他区域。有限元分析的延性破坏模式是用来模拟构件的断裂26),和伸长ε_u在表2被选为断裂应变。

力-位移滞回曲线(图4)通过分析壳单元模型的静态非线性分析方法相比,测试结果。在图4,P_b代表着循环扭转加载梁的一端,和Δ点的垂直位移图1(一)。

如图4,结果(如刚度、容量和相应的位移)的有限元(FE)模型是接近试样;一些差异主要是由于初始缺陷,如残余应力测试的成员和实际加载过程中不可避免的离心率(27]。因此,有限元模型可以准确模拟实验连接的行为。

2.3。力学行为的全焊连接在大型结构变形

下全焊梁柱连接的力学行为结构大变形研究基于修改上面的壳单元模型:(a)改变循环荷载P_b(图1(一))一个垂直向下的负载( )结束时的梁和(b)删除列的法兰连接和替代平面支持理想刚性约束忽视的缺陷的影响。

图5显示了t形结构的变形时梁的自由端达到350毫米的垂直位移。很明显,梁柱连接形成一个明显的变形,这主要包括弯曲旋转柱法兰的四个角点和面板的剪切变形区,而后者是主要变形由于剪切变形的角度大于弯曲旋转角的20倍。

然而,连接不能发展这样一个明显的变形在所有情况下当考虑柱轴压的影响。上述模型的列压缩500 kN,大约0.2P_yc(P_yc列的屈服力)。研究全焊梁柱连接的行为在不同条件下,分别列压缩壳单元模型的更改为0,0.5和0.7P_yc,和垂直荷载位移曲线比较图6。

根据GSA规范(28),钢梁被认为是失败的旋转角梁的列是超过12°。因此,在梁的自由端垂直位移不超过350毫米(对应的角是12.5°)在分析壳元模型。

图6表明梁柱接头的可变形性下降随着列压缩的增加。以0.7P_yc案为例,当梁的垂直位移达到40毫米时,塑性铰形成列使t形结构不稳定。因此,当t形结构失败,梁柱连接的变形非常小(大部分是面板的剪切变形区)比0.2P_yc情况下,如图7。梁柱连接的类似行为发生的0.5P_yc。

梁柱连接的能力,总是反映在收益的时刻米_yj,也减少列压缩会增加。理论上,减少影响的列压缩产生的时刻可以被认为是乘以米_yj₀,压缩时的收益率梁柱连接的时刻是0,由一个因素(20.给出)

收益率时刻减少壳单元模型的因素在不同列压缩与公式的结果进行比较(1),如表所示3。比较结果表明,公式(1)可以精确预测的影响列压力时的水平P_c很小。然而,公式的结果(1)越来越不一致与壳单元模型P_c增加,特别是当P_c大于0.5P_yc。

3所示。基于组件的模型的全焊梁柱连接

3.1。一个基于组件的模型

梁柱连接的基于组件的模型广泛应用于地震和崩溃的主要性能的仿真分析连接。梁柱连接的基于组件的模型通常是由梁和春季元素根据连接形式,大小和加载条件。有有限的基于组件的模型目前全焊梁柱连接。Krawinkler [20.)提出了一个基于组件的模型基于实验结果为全焊梁柱连接。模型(称为“KCM”)由四个刚性梁元素和四个旋转弹簧在角落,如图8。

KCM的行为是由四个旋转弹簧的非线性特性。所示的弹簧的刚度和能力 在哪里k_e弹簧的弹性刚度;k_pk是弹簧的postelastic刚度;γ是弹簧的旋转角度;γ_y面板的屈服剪切角区;米_y此刻,γ到达γ_y;米_p此刻,γ达到4γ_y;t板带的厚度;b_c柱截面的宽度;f_y是钢的屈服应力;G是钢的剪切模量;和E钢的弹性模量。

如图9梁单元模型(称为“BEM-K”)与KCM建立了基于图的测试模型1(一)。验证的准确性KCM, BEM-K和验证壳元模型(称为“SEM”)进行了分析,结果比较。

梁单元模型,很难分别定义不同的材料属性的法兰和web h型。因此,材料特性的变化是相同的法兰和web基于测试结果(表2),如表所示4。

根据梁柱连接的几何尺寸和公式(2)- (4),春天KCM计算的属性如表所示5。

负载的曲线点的垂直位移(图得到10)通过分析BEM-K使用静态非线性方法和SEM。图10表明KCM能够准确模拟梁柱接头的弹性行为。然而,在弹塑性阶段,BEM-K的极限容量高于SEM,和关节变形的极限容量非常小,这可能不能反映结构进行了大变形时的连接性能。

KCM的模拟误差的主要原因在弹塑性阶段如下:(一)KCM假设连接的变形和刚度所提供的只是弯曲(图四柱法兰的角落5在弹塑性阶段,有效的角度不超过4γ_y,这是远远低于实际变形角结构大变形下的梁柱连接。(b)根据SEM分析结果、梁柱连接的实际刚度是一个全面的结果面板区剪切刚度和抗弯刚度的列在四个角落法兰;然而,k_p方程(2)计算只有基于列的抗弯刚度法兰不考虑剪切刚度面板区在弹塑性阶段,导致一个明显的模拟误差。

3.2。改进的本构模型KCM春天

因为弹簧的本构模型在KCM(公式(2)- (4)不能准确反映梁柱连接的塑料性能结构大变形下,弹簧的一种改进的本构模型建立了基于全焊梁柱连接的特点。给出了改进的本构模型如下: (一)KCM春天的本构模型可以准确模拟梁柱接头的弹性刚度;因此,弹性刚度k_e改进的本构模型是一样的公式(2)。然而,收益率的时刻米_y修改考虑列压缩的影响。(b)弹塑性刚度k_p改进的本构模型的加权结果抗弯刚度k_pk列的法兰和剪切刚度k_pz面板的区域;也就是说, 在哪里β是权重系数。分析结果表明,柱的抗弯刚度的影响法兰相比非常小的面板区域。因此,改进的弹塑性刚度k_p约等于k_pz计算的 在哪里G_t的切线剪切模量是钢的强化阶段。

一个新梁单元模型(称为“BEM-I”)成立,而春天梁柱连接的属性被修改根据方程(5)和(6)。修改后的弹簧特性如表所示6。验证改进的本构模型,分析了BEM-I静态非线性方法和与SEM结果相比,如图10。

图10表明BEM-I的结果是接近的SEM,这表明改进的本构模型可以准确模拟的行为全焊连接在大型结构变形。

4所示。参数分析的梁柱组装

进一步验证的性能改进composed-based结构逐步崩溃分析模型,建立了梁柱组装基于t形测试模型。如图11,梁柱大会由三列和两个横梁、假设和中间列失败。成员的截面大小相同的测试模型(图1(一))。的净跨度梁是5米。

4.1。梁柱的静态非线性分析大会

三个梁柱装配模型建立了基于图的计算模型11:(a)一个壳单元模型称为“亚欧会议”,(b)梁单元模型(称为“ABEM-I”)的梁柱连接被改进的基于组件的模型,模拟和(c)梁单元模型(称为“ABEM-R”)与理想刚性接头。这三个模型的材料属性如表所示4,spring组件模型的属性表中的相同5。同时按压P_c1和P_c2500 kN。

静态非线性分析三种模式进行了逐步增加负荷( )在没有列上,曲线的负载未列的垂直位移。如图12,三个模型在弹性阶段的结果几乎相同;然而,在弹塑性阶段,ABEM-R的能力高于其他两个模型(在同一垂直位移,竖向荷载的ABEM-R亚欧会议的15%高出-25%)。因此,钢结构的电阻会高估了在使用进步的理想刚性接头模型分析崩溃。

但是,亚欧会议的结果和ABEM-I非常接近在弹性和非弹性阶段即使一个了不起的轴向拉力T生成的梁(通常称为“悬链线行动”)。

4.2。验证在不同的列外按压

基于亚欧会议和ABEM-I,几个不同的压缩(表列7)进行分析来验证改进后的基于组件的模型的准确性。在表7例1和2的列外按压分布对称,而列按压是不对称的情况下3和4。不同列压缩情况下的荷载位移曲线描绘在图13。

如图13的结构行为ABEM-I同意与亚欧会议的情况下,1到4,除了区别的曲线。这一区别的主要原因是发展柱局部屈曲的法兰在亚欧会议(图14),它不能反映在梁单元模型(ABEM-I)。

图13还表明,病例1和2的荷载位移曲线类似的病例3和4,分别,这表明结构行为是由大列压缩。

4.3。验证不同考虑梁柱刚度比

通过改变梁截面的厚度(表8),组装图11与不同的梁柱刚度比(即 ,在哪里我_b和我_c转动惯量的梁和柱截面,分别地。,l_一个和l_b梁和柱的长度,resp)分析来验证改进后的基于组件的模型。两列按压P_c1和P_c2500 kN。分析结果如图所示15。

在图15的分析结果ABEM-I接近的亚欧会议,尤其是对5例。案例6,梁单元模型的容量大约高出8%的壳单元模型。

4.4。动态非线性分析梁柱的组装

作为钢结构的崩溃是一个动态的过程,动态分析也进行了验证改进的基于组件的模型的性能。基于图的计算模型11在动态分析,有两个步骤。(a)一组支持的底部中间列和力量这是160 kN(根据图12,当达到160 kN,装配结构进行了垂直位移160毫米,大约是1/60的跨度)应用在顶部;同时按压P_c1和P_c2500 kN。然后,梁柱大会的初始状态是获得使用准静态分析。(b)基于显式动态分析方法,突然列失败场景模拟的支持在0.007秒(1/10的自然周期的结构28),最后,收购剩余结构的动态响应。垂直位移时间历史失败的列,如图16。

如图16的最大垂直位移ABEM-R是明显小于170毫米的亚欧会议(360毫米)。然而,ABEM-I的结果是348毫米,接近亚欧会议的最大垂直位移(误差大约是4%)。比较结果类似于静态非线性分析。

基于参数分析的结果,可以发现,改进的基于组件的模型能够模拟的行为全焊梁柱连接在大型结构变形。

5。结论

全焊梁柱连接的力学行为在大型结构变形进行了研究。提出了一种改进的基于组件的联合模型由一系列的参数分析和验证。理论和数值分析的基础上,本研究的结果总结如下:(1)在弹塑性阶段,全焊梁柱连接的刚度主要由柱法兰在四个角落的抗弯刚度和剪切刚度的面板区域,而后者是占主导地位的刚度在大型结构变形。(2)列的压缩对梁柱连接的行为产生重大影响;列压力越大,越低能力和延性。(3)理论换算系数是准确的低水平列压缩(不超过0.5P_yc本文根据分析),但是它变得不那么精确的水平列压缩会增加。(4)改进的基于组件的模型能够模拟全焊梁柱连接的行为当结构发生大变形。

数据可用性

使用的数据来支持本研究的结果包括在本文中。

的利益冲突

作者宣称没有利益冲突。

确认

本文的研究是由中国国家自然科学基金(批准号51608234),中国的江苏省自然科学基金(批准号BK20160534),江苏大学的高级人才的科学研究基金会(13 jdg067),感激地承认。

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