土木工程毕业设计外文翻译

弹性平面内抗弯刚度评估非刚性的多平面CHS的X接头L.J.Jia1,*andY.Y.Chen21博士后研究员，名城大学高级研究中心的减少自然灾害风险，日本名古屋2教授，土木工程学院，同济大学，上海，中国摘要管状结构被广泛应用于近海结构与过去几十年民用建筑。一些研究已经在非刚性的圆形空心型材的刚性进行（CHS）关节多种类型，例如T型，Y型，K-和X形接头。然而，在多平面CHS的X关节它们的面内弯曲刚性有限调查在单层结构的格子中常用的可用文献中找到。在本文中，首先有限元模型通过对比进行校准与测试结果，然后在弹性轴向刚度数值参数研究多层面的非刚性CHS的X关节进行了使用校准模型与软件ABAQUS。基于该的结果，对于关节的面内弯曲刚性公式进行拟合。最后，将不同的之间的比较在预测的非刚性CHS的X关节的关节强直公式进行，这表明的良好的可靠性提出的公式。关键词：加筋管接头，CHS的X接头，CHST-接头，CHSY型接头，关节强直1.简介加筋管状接头已被广泛地应用于近海结构与民用建筑。对于非加劲管接头，弦是，而括号连续通常直接焊接到弦。因此，内力必须通过传输弦壁，这导致显著的弯曲一些非刚性的CHS关节的灵活性。重大成员内力重分布可以导致与严格关节的管状结构相比较。此外，它已发现关节刚度具有显著效果上的结构体的位移和疲劳寿命（API，2000年）。另一方面，考虑到联合刚性会给结构刚度的一个保守的预测，这也将给结构较大的主要时期振动（Tebbett，1982）。因此，有必要研究联合刚性较好地预测结构与非增强型管节点结构的性能。除关节间隙，关节CHS剪切刚度相当大，通常视为僵化，很少调查。大多数前研究工作的重点是上的轴向，在面内和面外弯曲刚性。一些调查已经在T型，Y型，K型和关节进行。管节点的节点刚度最早是由研究Bouwkamp（1966年）中的可用文献。Note.-讨论开放至2014年8月1日，2012年10月8手稿本论文提交审查和可能公布十月;2013年12月2日批准。©KSSC和2014年斯普林格*通讯作者电子邮件：[e-mail]大多数前研究工作的重点是上的轴向，在一个了不起的爱牢达单撑管节点的数量进行了测试通过，对于单获得和刚度矩阵和基于所述非钢测试多撑管接头结果（费斯勒等，1986A，b）中。在一些研究经验模型预测的节点刚度非增强型管节点也进行了（Chen等人，1990;Hu等人，1993;Ueda等人，1990;Romeyn等人，1992;海梅等人，1993年和布伊特拉戈等人，1993）。非线性负荷的实验和数值研究合金T-道路，结合下的轴向力Y型接头进行，并提出基于能量的方法预测弹塑性广义荷载-位移根据联合部队管接头和响应由时刻（海德和利恩，1997;利恩和海德，1999年，2000年）。最近，有限元（FE）分析并测试由王某和陈某（2005年）进行的，在此基础上的弹性轴向和面内弯曲刚性式被设置为T型，Y型和K-关节。直到......为止现在，审议关于结构缝刚度性能已被采纳为几种规格如DNV（1977年，2010年），AIJ（2002），API（2000）和ISO（2007）。有几种方法来解释对结构行为包括联合刚性的效果：（1）的交叉点之间的弹簧元件的加成中心线和代表弦面的弦壳灵活性，轴向，在面内和外弹簧的平面弯曲刚度是由经验给出公式，这是由挪威船级社（2010年），AIJ（2002年）通过，API（2000）。（2）的有效长度的因素的适当定义评估成员的力量来修改所需刚度矩阵，这是通过的对角项通过DNV（1977年），ISO（2007年）。（3）三维有限元子结构加成模拟加筋管节点（贾，2010）。方法1是最普遍的方法，该方法在需要的路口增加额外的节点中心线和和弦面。弹簧可以是通过柔性梁单元模拟。方法2是相当便于应用，因为额外的节点不必须的，但结构位移的检查和成员的稳定性是不能够。第三种方法是最准确的，这也能考虑联合期间弹塑性阶段刚性和的相互作用联合刚性内力，但要计算努力是必需的。尽管巨大的努力一直促成了对刚性调查加筋管状接头，仍存在未解决的许多问题。单层带肋拱顶是一种带有圆顶吸引人的建筑外观，并且被广泛用于小型和中等跨度单层网壳结构。稳定性起着的性能具有重要的作用肋圆顶，而单层肋的稳定性穹顶是显著依赖于共同的行为。在肋拱顶使用的接头是多层面CHS的X关节外的平面的角度。然而，现有的式不包括外的平面角度的效果。此外，存在有限的研究上的平面内弯曲对于单面CHS的X关节强直公式，没有平面抗弯刚度公式多平面CHS接头可用。本文的目的是，得到经验公式评估弹性的平面内弯曲多平面非刚性CHS的X接头刚性。该其他研究人员提出了不同的公式的有效性将研究。在本文中，包ABAQUS被采用进行数值模拟研究。对于A校准分析所述数值模型首先通过进行与现有的试验结果进行比较。然后将非刚性CHS的X关节弹性弯曲刚性的两个不同的负荷条件下进行了研究，以获得关节强直的保守预测。一个进行单参数分析研究和弦的D直径的影响，支撑直径与弦直径比β，弦直径到壁厚度比2γ，面内的角度θ和外的平面角度支架与和弦，然后适当的接头之间φ被发现的每个参数的功能。然后，一个广泛的参数进行了分析和公式的非加强弹性的面内弯曲刚性CHS的X关节提出了基于粗放参图1.配置多平面CHS-X接头。数分析的结果。比较还进行以研究弹性的平面之间的差CHST型，Y型接头和X形接头，以及合理的刚性可用经验公式还评价，这表明所提出的一个良好的信度式。2.研究计划2.1.多层面的非刚性CHS接头配置多层面的配置非刚性的CHS关节和几何参数的含义是中所示。1.两个括号是相同的尺寸，并在面内的角度θ和外的平面角φ两个括号也相同，如图的身影。在本研究中，弦长比α是24，和支撑长度与直径之比为6至减少对共同的边界条件的影响刚性。2.2.联合刚性定义有联合刚性定义的几个概念，即初始切线刚度，基尼，割线刚度屈服，KY和割线刚度极限状态，KU，如中所示。2.根据目的应用中，不同的定义联合刚度采纳。在本文中，弹性初始切线刚度研究了审议下列事项方面。（1）这里得到的刚度的目的是评估对全球稳定和管状结构的内力。（2）对全球稳定的弹性结构分析内力，结果不向接头敏感根据佳和陈（2010）的刚性。（3）由于边界条件等必然的原因比较，弹性刚度是比较容易得到通过数值模拟与实验测试，图2.联合定义不同刚性的插图（4）𝐾𝑖𝑛𝑖与𝐾𝑦和𝐾𝑢乘以相关因素的影响，这将使得有可能在其他可利用应用程序。在本分析中，在净的平面内旋转接头由不含梁变形得到如图所示从壳模型的模型。3.∆𝐼𝑃𝐵,𝑋是在关节内的净变形，从而可以如下计算其中和是在位移梁模型和壳单元模型结束分别在单元力矩加载。然后旋转接合区域可为得到其中L1是括号的长度。然后，弹性的面内关节的弯曲刚性，𝐾𝐼𝑃𝐵,𝑋，可以给出方程(3)。其中M是支架的面内弯曲力矩。2.3.本研究范围单参数分析进行了研究每个参数，在此基础上适当的拟合效果功能可以决定每个参数。然后，一个260机型广泛的参数分析进行列于多平面CHS的面内弯曲刚性的X关节以D范围为100到500mm，β从0.2至1.0，γ从10至50，θ从30度到90度，从0°φ至45°，并且从0.2从1.0τ示于表1中，其中的值的范围是一致的CIDECT的设计指南（Wardenier等,1995）。对于面内弯曲刚性的分析，和弦端部固定，而支撑端部是自由的，并在面内单元力矩加载在两个支撑自由端施加分别。图3.非刚性的CHS的X关节强直计算间接法表1.研究了多平面CHS的X关节几何参数下平面内力矩加载图4.两种非刚性的多平面负载条件CHS的X关节。非加强多平面CHS的X关节的两个不同下的弹性的面内弯曲刚性荷载条件在图4（a）和（b）进行了比较。3.有限元分析3.1.有限元建模和校准ABAQUS被模拟了弹性平面内非刚性的多平面CHS的X关节的弯曲刚度。八联接的厚壳单元S8R在与ABAQUS用缩减积分。参数化之前，分析，校准有限元模型进行了通过有限元分析结果和测试之间的比较结果。测试结果包括来自一个数据点CIDECT数据库牧野等人收集。（1996）和王和陈（2005）做了测试。几何对于试样参数示于表2中。表2.校准的有限元模型图5.由范德Vegt等壳焊接建模。（1991）有限元结果与试验结果比较好弹性的面内弯曲刚性，应当指出，一个相对误差的15.2％（RE）是针对相对小的初始节点刚度的预测。此外，效果上的刚性焊缝也通过加入环评价外壳采用周围各个路口元素由范德Vegte等应用方法。（1991）。焊缝大小是根据该焊接尺寸通过如图11所示的AWS（2004）推荐的。5.的CHS的X关节与弹性的面内弯曲刚性D=300mm时，β=0.8，γ=10，τ=1.0，θ=90°，φ=0°与夹杂焊缝与FE的比较模型不包括焊缝。焊缝的夹杂物在有限元模型结果增加2.3％，这也被其他研究人员的焊缝有报道在单面CHSXjoints的强度相对影响不大。但是，夹杂物的焊缝可具有显著在非刚性的管接头缝隙的刚性影响。在本分析中，不包含在焊缝由于焊缝的普遍忽视数值分析导致对刚性分析保守的结果。3.2.收敛性分析单参数分析和广泛的前参数分析，有限元模型收敛性分析进行，以确保数值的准确性模型。图6.典型的网格胸部X关节该接合区域的元件尺寸起着在有限元分析结果的一个重要的角色。一个理性的元素大小接合区域的是与弦壁厚有关。因此，融合进行了分析发现为联合区域合理的单元尺寸。为网格接头区域与有限元模型示于图.6。3.3的弹性的面内弯曲刚性的比较不同载荷下的非刚性CHS的X接头条件有用于在平面内矩两负载条件如所示在图负载。4（b）分别（a）和。的非加强这里，弹性的面内弯曲刚性这两个负荷条件下的CHS的X关节是相比较。为进行比较，25CHS的X关节是分析研究根据节点刚度的差异装载条件，与装载下条件b。对于比较分析，β范围从0.2到1.0，从10γ〜50，而D=300mm时，θ=90°，φ=0°，τ=1。关节刚度的比值这两个负荷条件下于图所示.7。结果表明，总是比小相应的非刚性的CHS的X关节。它还发现的差变大的β增大，具有约最大相对差60％。虽然60％的相对差异是相当大的对的接头强度的预测，已指出（佳和陈，2010），这可能是可接受弹性屈曲分析和内部弹性分析军队。因此，统一的公式为弹性的面内非增强型CHS的X关节将是抗弯刚度给出预测多平面CHSXjoints联合刚性。这里，装载状态如图2所示。图4（a）对于单参数分析和通过了在考虑了广泛的参数分析保守的解决方案。4.参数公式弹性平面内未加强的CHS接头的抗弯刚度4.1．单参数分析为D，β，γ，θ，φ单参数分析，τ为图7.弹性的面内弯曲刚性的比较未加强的CHS的并行和反向在X关节加载。进行研究弹性每个参数的影响平面内多层面的CHS抗弯刚度的X作为关节的图.8.下列结论可以得出从图中。（1）基于五单参数分析CHS的X关节β=0.6，γ=30，θ=90°，φ=0°，τ=1.0，和D从100到500mm，可知D具有在弹性的面内弯曲刚性很大的作用多层面的CHS的X关节。的面内弯曲刚性，ķ，IPB，X是大致成比例D的立方因此，一个线性函数可被用于适合D3在公式，也被其他前采用实证公式。（2）25的FE数据点以D分析=300毫米，θ=90°，φ=0°，τ=1.0，τ从10到50不等，和β范围从0.2到1.0。研究发现，β有很大的日K效应IPB，X和KIPB中，X非线性增加作为β增大。的“EXP（C2+C3βC4）”的函数被发现能够很好拟合ķ平局中，X-β曲线，其中，C2，C3和C4为常系数。（3）对β的单分析类似，可知γ对KIPB中，X有很大的影响。KIPB，X非线性减小作为γ增加，幂函数被发现很好配合ķIPB，X-γ曲线。（4）25的有限元模型，用D=300mm时，β=分析0.6，θ=90°，φ=0°，τ=1.0，γ从10到50不等，在此基础上可以发现，τ的日K的影响IPB，X是相当小的，并且可以在弹性的面内被忽