土木工程建筑外文翻译外文文献英文文献弯钢框架结点在变化轴向

1、附件 1：外文资料翻译译文出自工程索引，The Engineering Index,简称El。弯钢框架结点在变化轴向荷载和侧向位移的作用下的周期性行为摘要 :这篇论文讨论的是在变化的轴向荷载和侧向位移的作用下，接受测试的四种受弯钢结点的周期性行为。梁的试样由变截面梁，翼缘以及纵向的加劲肋组成。受测 试样加载轴向荷载和侧向位移用以模拟侧向荷载对组合梁抗弯系统的影响。实验结 果表明试样在旋转角度超过 0.03 弧度后经历了从塑性到延性的变化。纵向加劲肋的 存在帮助传递轴向荷载以及延缓腹板的局部弯曲。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 尺寸的样品进行了测

2、试。这些测试打算评价为旧金山展览中心扩建设计的受弯结点 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。基于上 述而做的对 RBS 受弯结点的研究指出 RBS 形式的结点能够获得超过 0.03 弧度的旋 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质量提出了 怀疑。旧金山展览中心扩建工程是一个 3层构造， 并以钢受弯框架作为基本的侧向力抵 抗系统。 Fig.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，大致是 35.36m（ 116ft）。展览厅天花板的高度是 8.23m（27ft），层高为11.43m（37.5ft）。建 筑物按照 1 99

3、7统一建筑规范设计。 框架系统由以下几部分组成：四个东西走向的受弯框架，每个电梯塔边各一个；四 个南北走向的受弯框架，在每个楼梯和电梯井各一个的；整体分布在建筑物的东西 两侧。考虑到层高的影响，提出了双梁抗弯框架系统的观念。通过连接大梁， 受弯框架系统的抵抗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 -拉伸分担，而不是仅仅通过梁的弯曲。结果，达到了一个刚性侧向荷 载抵抗系统。竖向部分与梁以联结杆的形式连接。联结杆在结构中模拟偏心刚性构 架并起到与其相同的作用。通常地联结杆都很短，并有很大的剪弯比。在地震类荷载的作用下， CGMRFS 梁的最终弯矩将考虑到可变轴向力的影响。梁 中的轴

4、向力是切向力连续积累的结果。2CGMRF 的解析模型非线性静力推出器模型是以典型的单间 CGMRF 模板为指导。图 2展示了模型的 尺寸规格和多个部分。翼缘板尺寸为 28.5mm 254mm（ 1 1/8in 10in），腹板尺寸为 9.5mm 476mm（3/8in 18 3/4in）。推进器模型中运用了 SAP 2000计算机程序。框架的 特色是全约束（ FR）。 FR 受弯框架是一种由结点应变引起的挠度不超过侧向挠度的 5%的框架。这个 5%仅与梁-柱应变有关，而与柱底板区应变引起的框架应变无关。 模型通过屈服应力和匹配强度的期望值来运行。这些值各自为372Mpa（ 54ksi）和518

5、Mpa（ 75ksi）。 Fig.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以Eps5.1和5.2为基底运算，如下：P-M 铰合线荷载 -应变模型上的点 C， D 和 E 的取值如表 5.4y以0.01rad为幅度取值见表5.8。切变铰合线荷载-应变模型点C，D和E取值见表 5.8。对于连续梁，假定两个模型点 B 和 C 之间的形变硬化比有 3%的弹性比。 Fig.4定性的给出了侧向荷载下的 CGMRF中的弯矩，切应力和正应力的分布。其中 切应力和正应力对梁的影响要小于弯矩的作用，尽管他们必须在设计中加以考虑。内力分布图解见Fig.5，可

6、见，弹性范围和非弹性范围的内力行为基本相同。内力的 比值将随框架的屈服和内力的重分布的变化而变化。基本内力图见 Fig.5，然而，仍 然是一样的。非静力推进器模型的运行通过柱子顶部的侧向位移的单调增加来实现，如 Fig.5 所示。在四个 RBS 同时屈服后，发生在腹板与翼缘端部的竖向的统一屈服将开始形 成。这是框架的屈服中心，在柱子被固定后将在柱底部形成塑性铰。 Fig.7 给出了基 本切应力偏移角。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 进器将有一个特有的很长的过渡（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， 被定义为：结点强度从开始递减到低于 80%的总的

7、塑性旋转角。 这 个定义不同于第9段（附录）AISC地震条款的描述。使用Eq源于RBS塑性旋转能 力被定在 0.037 弧度。被 替代， 用来计算理论屈服强度与实际屈服强度的区别（标 号是 50 钢）。3实践规划 如图 6 所示，实验布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。用图中所给的塑性位移，塑性转角，塑性偏移角，由几何结构，有如下： 这里的S和丫包括了弹性组合。上述近似值用于大型的非弹性梁的变形破坏。图6a表明用图 6b 所示的位移控制下的替代组合能够表示 CGMRF 结构中的典型梁的非弹 性行为。图8所示，建立这个实验装置来发展图 6a和图6b所示的机构

8、学。轴心装置附以 3 个 2438mm： 1219mm 1219mm （8ft Hft 4ft） RC 块。并用 24个 32mm 径的杆与实验 室的地板固定。这种装置允许在每次测验后换实验样品。根据实验布置的动力学要求，随着侧面的元件放置，轴向的元件，元件 1 和元件 2， 将钉到B和C中去，如图8所示。因此，轴向元件提供的轴向力 P可以被分解为 相互正交的力的组合， 和，由于轴向力的倾斜角度不超过 ，因此 近似等于P。然 而，侧向力分量， ，引起了一个在梁柱交接处的附加弯矩。如果轴向元件压试样的 话，那么将会加到侧向力中，若轴向是拉力，对于侧向元件来说则是个反向力。当 轴向元件有个侧向位移

9、 ，他们将在梁柱交接处引起一个附加弯矩，因此，梁柱交接 处的弯矩等于： M=HL+P 其中H是侧向力，L是力臂，P是轴向力，是侧向位移。四个梁柱结点全尺寸实验做完了。拉伸试样检测的结果和构件尺寸见表2。所有柱和梁的钢筋为A572标号50钢（=344.5Mpa）。经测定的梁翼缘屈服应力值等于 372Mpa （54ksi），整体的强度范围是从 502Mpa （72.8ksi）到 543Mpa （78.7ksi）。 表3列出了各个试样的全截面和 RBS中间变截面处的塑性弯矩值（受拉应力下的数 据）。本文所指的试样专指试样 1 到 4。被检试样细部图见图 9到图 12。在设计梁柱结 点时用到了以下数据

10、： 梁翼缘部分采用RBS结构。配备环形掏槽，如图11和图12所示。对于所有的试样， 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 量见效切口。应用全焊接腹板结点。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 AWS D1.1 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表面到变截面开始处，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形式与柱边缘相连接。 侧板的作用是增加受弯单元的承受能力，平稳过渡是为了减少应力集中而导致的破裂。两根纵向的加劲肋，95mm1219 mm (8 ft 4 ft 4 f

11、t) RC blocks. These blocks were tensioned to the laboratory floor by means of twenty-four 32 mm diameter dywidag rods. This arrangement permitted replaceme nt of the specime n after each test.Therefore, the force applied by the axial actuator, P, can be resolved into two or thog onal comp onen ts, P

12、axial and Plateral. Since the in cli nati on an gle of the axial actuator does not exceed 3.0 , therefore Paxial is approximately equal to P 4. However, the lateral comp onent, Plateral, causes an additi onal mome nt at the beam-to colu mn joi nt. If the axial actuators compress the specimen, then t

13、he lateral components will be adding to the lateral actuator forces, while if the axial actuators pull the specimen, the Plateral will be an oppos ing force to the lateral actuators. Whe n the axial actuators un dergoaxial actuators undergo a lateral displacement _, they cause an additional moment a

14、t the beam-to-column joint (P-A effect). Therefore, the moment at the beam-to column joint is equal to: where H is the lateral forces, L is the arm, P is the axial force and _ is the lateral displaceme nt.Four full-scale experime nts of beam colu mn conn ecti ons were con ducted.The member sizes and

15、 the results of ten sile coup on tests are listed in Table 2All of the colu mns and beams were of A572 Grade 50 steel (Fy 344.5 MPa). The actual measured beam flange yield stress value was equal to 372 MPa (54 ksi), while the ultimate strength ranged from 502 MPa (72.8 ksi) to 543 MPa (78.7 ksi).Tab

16、le 3 shows the values of the plastic mome nt for each specime n (based on measured ten sile coup on data) at the full cross-secti on and at the reduced secti on at mid-le ngth of the RBS cutout.The specime ns were desig nated as specime n 1 through specime n 4. Test specime ns details are show n in

17、Fig. 9 through Fig. 12. The follow ing features were utilized in the desig n of the beam-c olumn connection:The use of RBS in beam flan ges. A circular cutout was provided, as illustr- ated in Figs. 11 and 12. For all specimens, 30% of the beam flange width was removed.The cuts were made carefully,

18、and then ground smooth in a direct- tion parallel to the beam flange to mini mize no tches.Use of a fully welded web connection. The connection between the beam web and the colu mn flange was made with a complete joi nt pen etrati on groove weld (CJP). All CJP welds were performed accord ing to AWS

19、D1.1 Structural Weldi ng CodeUse of two side plates welded with CJP to exterior sides of top and bottom beam flan- ges, from the face of the colu mn flange to the beg inning of the RBS, as show n in Figs. 11 and 12. The end of the side plate was smoothed to meet the begi nning of the RBS. The side p

20、lates were welded with CJP with the column flanges. The side plate was added to in crease the flexural capacity at the joi nt locati on, while the smooth tran siti on was to reduce the stress raisers, which may in itiate fractureTwo Ion gitudi nal stiffe ners, 95 mm 35 mm (S 3/4 in 1 3/8 in), were w

21、elded with 12.7 mm (1/2 in) fillet weld at the middle height of the web as shown in Figs. 9 and 10. The stiffe ners were welded with CJP to colu mn flan ges.Removal of weld tabs at both the top and bottom beam flange groove welds. The weld tabs were removed to elim in ate any pote ntial no tches in

22、troduced by the tabs or by weld disc on ti nu ities in the groove weld run out regi ons.Use of con tin uity plates with a thick ness approximately equal to the beam flange thick ness. One-inch thick continuity plates were used for all specimens.While the RBS is the most distinguishing feature of the

23、se test specimens, the Iongitudinal stiffener played an important role in delaying the formation of web local buckling and develop ing reliable conn ecti on performa nce4. Loadi ng historySpecimens were tested by applying cycles of alternated load with tip displacement in creme nts of _y as show n in Table 4. The tip displaceme nt of the beam was imposed by servo-c on trolled actuators 3 and 4. Whe n the axial force was to be applied, actuators 1 and 2 were activated such that its force simulates the shear force in the link to be transferred