被联接件形式对结构模态及传递特性影响的研究
基于SAMCEF平台的机床整机动态特性分析
基于SAMCEF平台的机床整机动态特性分析机床的动态性能决定了机床的加工能力。
为分析优化机床的动态特性，研发人员在SAMCEF平台下，建立了机床的动力学模型，对该模型进行模态分析，同时采用LMS设备对该机床进行模态测试。
对比发现有限元计算振型与实验基本一致，计算得到的固有频率与实验得到的频率误差在16%之内，验证了该模型的可靠性。
利用该有限元模型，把所有部件作为柔性体建立动力学模型，进行多体动力学分析，研究载荷作用下导向部件及结构部件的动态应力变化情况，分析结果为机床优化设计提供方向。
机床作为生产的重要工具和设备，也被称为工作母机，其动态性能与其加工性能紧密相关，并直接影响所加工零件的精度。
随着现代设计方法的广泛运用，对机床进行动态特性分析，用动态设计取代静态设计已成为机床设计发展的必然趋势。
在设计中，仅对机床部件进行动态分析无法全面反映机床的整体性能。
因此，要对机床性能进行准确的预测，必须对机床整机进行动力学分析。
伴随着计算机计算速度的飞速提升，有限元分析成为分析计算复杂结构的一种极为有效的数值计算方法，为机床整机的振动模态理论分析提供了有力的工具。
本文利用SAMCEF动力学仿真平台和模态实验相结合的方式，对机床进行有限元计算和模态实验分析，为新产品研发设计提供了参考。
一、模态分析的基本理论振动现象是机械结构经常需要面对的问题之一。
由于振动会造成结构的共振或疲劳，从而破坏结构，所以必须通过模态分析了解模型的各阶固有频率和振型，避免在实际工况中因共振因素造成结构的损坏。
模态分析可以用来确定模型或结构的振动特性，对复杂结构进行精确的模态分析，将为评价现有结构的动态特性，诊断及预报结构系统的故障，新产品动态性能的预估及优化设计提供科学的依据。
三、机床模态实验本次试验是与LMS公司中国区技术支持工程师共同合作完成，针对VMC0540d立式加工中心进行模态实验，确定该机床的结构动力学参数，如图4所示。
同时，此次试验采用了LMS提供的测试设备及相应的分析软件：LMS SC310前端、PCB 333B30单向加速度计、激振器及功率放大器（3台）以及LMS Test Lab 9B模态测试分析软件等。
装配式混凝土框架结构连接节点抗震性能研究进展共3篇
装配式混凝土框架结构连接节点抗震性能研究进展共3篇装配式混凝土框架结构连接节点抗震性能研究进展1装配式混凝土框架结构是一种新型的建筑结构体系，其具有快速装拆、可重复使用、高质量成品等特点。
然而，在地震等自然灾害中，装配式混凝土框架结构需要具备良好的抗震性能，才能保证建筑物的安全性。
因此，本文将阐述装配式混凝土框架结构连接节点抗震性能的研究进展。
一、概述任何结构都会存在受力集中的地方，而装配式混凝土框架结构的连接节点是其中的一个重要环节。
连接节点不仅要承受垂直载荷和水平荷载，还要承受地震力对结构产生的影响。
因此，研究连接节点的抗震性能对于提高装配式混凝土框架结构的抗震能力至关重要。
二、节点类型装配式混凝土框架结构的连接节点类型主要分为刚性节点和半刚性节点两种。
刚性节点指的是在节点处设置刚性连接板和刚性箍筋，使框架节点形成整体刚性的连接方式。
此类节点的抗震性能较好，但在审美和构造上存在一定的限制。
半刚性节点则兼备了连接板和箍筋的作用，同时也可以兼顾节点伸缩性。
与刚性节点相比，其具有更好的工艺性和美观性，但在抗震性能方面可能略逊于刚性节点。
三、节点设计装配式混凝土框架结构的连接节点设计需要充分考虑其在地震作用下的受力特点。
主要包括节点的剪切抗力、轴向力承受能力、旋转能力和节点底部的剪切滞回性。
剪切抗力是连接节点的主要抗震指标之一，其抗震能力需要通过强化节点的节点钢筋来提高。
轴向力承受能力则是指节点在受到在竖向荷载作用下的承载能力，它主要由节点形式和节点刚度所影响。
旋转能力则是指节点在地震时具有可变形性，并且能够承受旋转荷载的能力。
节点底部的剪切滞回性指的是节点地基土壤中的缓慢变形过程，它对节点的剪切性能有着重要的影响。
四、节点连接方式装配式混凝土框架结构的连接方式有螺栓连接和焊接连接两种，而焊接连接由于需要现场施工，对构件的质量和准确性提出了更高的要求，使其难以被广泛采用。
因此，大多数装配式混凝土框架结构采用螺栓连接。
连接结构接触界面非线性力学建模研究
连接结构接触界面非线性力学建模研究王东;徐超;胡杰;万强;陈红永【摘要】The existence of complex multi-scale,multi-physics and nonlinear behaviors on joint interfaces is mainly response for the complex dynamics of assembled structures.Modeling for mechanical joint interfaces is also a challenging scientific problem,due to the complexity of interface behaviors and difficulties of direct experimental observation.Firstly,the multi-scale physics of contact surface is considered.The namely smooth surface is assumed as a rough surface covered with asperities with random height distribution.The micro-scale stick-slip physics of asperity contact is analyzed to conduct the relationship between the tangential load and deformation.The statistical theory of GW model is used to yield the formulation of total contact load of rough surface and verified by a comparison with published experimental results.Then,an improved Iwan constitutive model is proposed to describe the nonlinear behaviors of joint interface.The nonlinear behaviors calculated by the finite element analysis are used to identify the parameters of proposed Iwan model,and verified by a comparison with the results of finite element analysis.The results show that the total contact load of rough surface predicted by the proposed multi-scale model agrees very well with the experimental results at lower normal load.The nonlinear behaviors predicted by the proposed Iwan model also agree very well with finite element analysis.%连接界面上存在的跨尺度、多物理场和非线性行为是引起结构复杂非线性动力学的主要原因.由于连接界面的力学行为的复杂性,以及难以对连接界面进行直接试验观测,连接界面的力学建模一直是非常具有挑战性的科学问题.本文首先从分析结合面的跨尺度物理机理入手,将名义的光滑平面视作凹凸不平的粗糙面,考虑单个微凸体的黏滑摩擦行为,建立接触载荷与变形的非线性关系,然后采用GW(Greenwood and Williamson)模型数理统计方法建立整个粗糙界面的跨尺度力学模型,并与公开文献中试验结果进行对比.考虑连接界面具有典型非线性特征,提出一种改进的Iwan唯象模型,利用精细有限元方法获得非线性特征结果,采用系统辨识理论建立连接结构的降阶力学模型,并利用有限元结果进行模型验证.结果表明,本文提出的粗糙界面跨尺度模型在法向载荷较小时与试验结果吻合较好,改进的Iwan模型能够较好描述连接界面的非线性特征,并与有限元结果吻合较好.【期刊名称】《力学学报》【年(卷),期】2018(050)001【总页数】14页(P44-57)【关键词】连接界面;跨尺度;黏滑摩擦;Iwan模型;降阶力学建模【作者】王东;徐超;胡杰;万强;陈红永【作者单位】中国工程物理研究院总体工程研究所,四川绵阳 621999;西北工业大学航天学院,西安 710072;中国工程物理研究院总体工程研究所,四川绵阳 621999;中国工程物理研究院总体工程研究所,四川绵阳 621999;中国工程物理研究院总体工程研究所,四川绵阳 621999【正文语种】中文【中图分类】O342引言大型武器装配结构中存在着多种形式的连接结构,如螺栓、楔环、铆接、过盈配合等.这些结构部组件之间主要是通过各种各样的连接界面传递载荷.连接界面上复杂的接触机理是造成结构出现复杂非线性动力学行为的主要原因[1-2].连接结构动力学问题就成为制约复杂结构动力学分析、高保真预测仿真、设计、优化和控制等问题的关键和瓶颈所在,而其核心问题是建立考虑连接界面非线性行为的力学模型[3-4].连接界面力学建模研究的主要挑战来源于由界面的非线性、时变性、不确定性等引起的跨尺度、多物理场等复杂力学行为,以及对连接界面直接试验观测的困难性[5].振动环境下,连接界面在法向发生接触、分离和碰撞; 在切向发生黏着、摩擦和滑动,这些力学行为都具有明显的非线性和跨尺度等特点.如,界面法向碰撞行为既可能发生在微观尺度上,也可能发生在宏观尺度上; 切向滑动行为既包括微观尺度的滑移,也包括宏观尺度的滑动,结合面微观滑移发生在微纳米尺度上,而宏观滑动则可能发生在毫米尺度以上.学者们通过试验和理论研究发现连接界面上的黏滑行为,表现为恢复力–位移的非线性软化以及迟滞非线性等特征[1-2,6-7].这些行为直接造成了刚度、阻尼的非线性.一方面,刚度随着变形增大而减小,体现为恢复力与位移的刚度非线性软化,且发生宏观滑移之后仍然存在滑移刚度; 另一方面,阻尼随着载荷而变化,表现为恢复力与能量耗散的幂级数特性[7].连接界面非线性力学行为的实验研究主要有两大类,一类是静态实验方法,利用准静态试验机进行静力试验,并结合数字图像处理技术方法开展研究工作[8].另一类是动态实验方法,采用共振实验原理研究典型连接界面的非线性力学行为[9-13].静力试验的主要缺点是分辨率低,实验结果容易被夹具的弹性变形掩盖; 而动态实验法的优点是分辨率高,但控制难度较大.Gaul等[12]对螺栓连接结构施加周期性激励作用,验证了激励力–位移的非线性软化刚度特征,并发现了随着切向载荷的增大,界面逐步从微观黏滑状态演化到宏观滑移状态.Sandia[13]针对螺栓连接结构展开了深入的研究,发现了连接界面的非线性刚度软化、迟滞非线性等特征.此外,学者们也有通过有限元方法得出位移和恢复力的非线性软化刚度特性,揭示连接界面上由微观滑移引起的刚度软化、迟滞非线性等行为[14-15].结构动力学问题中,传统上对于连接界面一般采用忽略非线性或采用等效线性化方法进行处理[1,5].等效线性化方法就是用线性的等效刚度和等效阻尼元件模拟连接界面,模型参数利用模态试验结果进行标定.该处理方法忽略了界面非线性的本质,常常出现在某种试验条件下标定的模型无法预测其他试验条件下结构动力学行为.因此,这些处理方法无法满足连接结构非线性动力学研究的需要.随着接触力学、摩擦学和塑性力学等学科的发展,人们开始从不同的角度考虑连接问题,建立了多种描述连接界面非线性行为的模型.第一类方法是基于唯象的数学模型,采用数据拟合的方法描述结合面上的黏滑摩擦行为[16-17].经典的模型主要有考虑黏滑特性的Iwan弹簧滑块模型[18-19]、Lugre 毛刷模型[20]、Valanis 模型等[20],如图1所示.以上模型都是根据连接界面上黏滑行为抽象出来的唯象数学模型,多数参数缺少真实的物理意义,难以描述表面粗糙度特征和接触机理对非线性行为的影响.相比于Lugre毛刷模型和Valanis模型,Iwan模型能够更好描述连接界面的微观黏滑演化过程,而且模型的部分参数具有一定的物理意义.Iwan模型是由弹簧和滑块组成的Jenkins单元串联或并联组成的弹簧滑块系统,通过引入概率密度函数描述Jenkins单元临界滑移力的分布特性,根据受力平衡方程建立恢复力–位移关系的唯象模型.Segalman[21]采用幂函数描述Iwan模型滑块临界滑移力分布,提出了一种描述连接界面刚度非线性的四参数模型,但模型不能描述宏观滑移后的剩余刚度.李一堃等[7,22]提出可以同时描述微观滑移阶段能量耗散幂次关系和宏观滑移阶段残余刚度现象的六参数Iwan 模型.Song 等[23-24]对 Iwan 模型并联一弹簧,描述连接界面发生滑移之后的刚度,提出一种修正的Iwan连接梁单元,这种单元可以直接应用到连接梁结构的有限元仿真程序中.图1 连接结构典型的“唯象”模型[20]Fig.1 Typical constitutive model for joints[20]第二类方法是考虑结合面上微观接触机理和粗糙度特征等进行建模.从实际接触表面是绝对粗糙的假设入手,首先分析界面微凸体的弹塑性接触变形和黏滑摩擦行为,再结合粗糙面形貌参数和数理统计分析方法推导出接触界面的非线性力学模型[25-26].相比于第一类方法,后者能够比较真实地反映结合面上的接触机理,也能够较好地表征粗糙度参数对黏滑行为的影响,而且模型的参数大多都具有明确的物理意义. 由于对摩擦机理的认识不充分,结合面切向建模的研究成果不多,研究者大都采用弹性接触理论和库仑摩擦关系进行研究[27-28].Mindlin等[29]基于经典的Hertz理论与局部库仑摩擦定律给出了弹性变形下切向力和相对位移的关系,将微凸体的滑移行为分为黏着和滑移.Phan-Thien[30]将GW模型和经典库仑摩擦定律相结合,导出了粗糙表面切向接触力学模型,该模型假设结合面切向临界滑移力为常数,并假设微凸体处于非黏即滑的状态,忽略界面滑动前的微观滑移现象,因而导出的切向力和相对位移为简单双线性关系.Jones[31]以GW模型为基础,给出了一种考虑微凸体微观滑移行为的结合面摩擦模型,该模型认为切向相对位移和法向变形与切向的恢复力都有关,并且当法向变形不变时切向恢复力和相对位移表现为线性关系.Farhang等[32]假设粗糙表面微凸体高度分布为正态函数,结合Mindlin解将切向恢复力转化为法向接触载荷进行计算,导出了界面切向位移和切向恢复力、界面能量耗散之间的关系,并采用级数展开的方法近似地研究了切向恢复力、相对位移、能量耗散之间的非线性关系.王东等[33]考虑单个微凸体黏滑行为和粗糙度为指数函数分布建立了一种考虑粗糙结合面黏滑摩擦行为的参数化力学模型.Paggi等[34]考虑单个微凸体弹性接触影响的局部滑移行为,基于幂函数的粗糙度分布函数研究了黏着区域对粗糙面滑移力和滑移刚度的影响.牛成超等[35]建立了基于微凸体弹性接触的粗糙表面摩擦模型,并利用该模型模拟心盘的摩擦行为.李玲等[36]考虑微凸体弹性接触,利用平均法建立了栓接结合部等效线性化刚度和阻尼模型.以上的模型都只考虑微凸体的弹性接触行为. 随着接触载荷的增大,界面上将可能出现塑性变形的微凸体[37].Fujimoto等[38]根据试验研究和理论分析给出了完全塑性变形情况下切向恢复力与相对位移的双线性关系,这为考虑接合面塑性变形影响的黏滑摩擦建模奠定了基础.Eriten等[39-40]考虑不同法向载荷下微凸体弹塑性变形对摩擦系数的影响,利用数理统计分析方法建立了粗糙界面跨尺度力学模型.王东等[41-42]建立了一种同时考虑微凸体弹、塑性变形影响的黏滑摩擦模型,但只考虑了完全弹性和完全塑性两种情况,忽略了弹塑性变形的影响.本文从连接结合面上单个微凸体的接触行为着手,建立考虑微凸体恢复力、变形或位移、能量耗散的非线性关系,然后采用数理统计分析的方法建立跨尺度力学模型,或采用赋予唯象模型参数物理意义的途径建立结合面降阶力学模型.针对整体装配结构中连接界面局部非线性特征,建立等效的降阶非线性力学模型.1 基于统计分析的跨尺度力学建模研究表明[26,31],两个粗糙表面间的接触可以等效为一个粗糙面与一个光滑面之间的接触问题,因此本文只考虑一粗糙表面与一理想刚性平面的接触问题.与GW模型基本假设类似,不考虑刚性平面的粗糙度,认为粗糙表面覆盖着高度随机分布的顶端为球截状的微凸体,微凸体的曲率半径相同,高度服从高斯分布,并假设微凸体之间变形互不耦合.如图2所示,R为微凸体曲率半径,z为微凸体的高度,d为刚性平面与微凸体平均高度平面间的距离,h为微凸体平均高度与粗糙面平均高度平面间的距离.刚性平面受到法向载荷与粗糙表面接触,微凸体将发生变形,其法向接触接近量为图2 粗糙结合面接触示意图Fig.2 Contact schematic of rough surface with multi-summits1.1 微凸体接触建模如图3所示,在法向载荷N的作用下,两球被压紧,形成接触半径为a的圆形区域,在接触区域内结合面的摩擦系数为f.受到切向载荷T的作用后,产生切向相对位移为δ.由于接触压力沿接触表面分布具有不均匀性,在接触区边缘发生滑移,并且随着切向载荷的增大,滑动区域不断向接触中心演化,在接触区域形成滑动区和黏着区两部分.图3中,中心黏着区的半径为 c,滑动区为宽度为 a – c,p 表示法向接触压力分布,q表示由于黏滑作用产生的切向力分布.图3 单个微凸体黏滑状态示意图Fig.3 Schematic of stick-slip zone for asperity contact经典Mindlin理论给出了弹性接触界面上接触压力和切向剪力的分布规律,以及切向载荷与相对变形之间的关系为式中,m表示与材料、接触特性等效相关参数集合,δ0为弹性微凸体发生宏观滑动时的切向相对变形式中,G 为等效剪切模量,G=G1/(2 – v1),G1 为微凸体材料剪切模量,v1为微凸体材料泊松比.Hertz弹性接触理论给出了法向接触变形与法向接触载荷、实际接触半径之间的关系为式中,E 为等效弹性模量为微凸体杨氏模量.将式(4)代入式(3),可得弹性微凸体发生宏观滑动时刻的切向相对变形为将式(4)和式(5)代入式(2),可以得到显含法向接近量的切向载荷和相对变形的关系式式(6)描述了在单向拉伸切向载荷作用下,切向恢复力与相对变形的关系.式中第一部分为黏着微凸体贡献的恢复力,而第二部分为滑移微凸体的贡献.在给定法向接触变形的情况下,随着切向变形的增大,切向恢复力也逐渐增大,直至滑移情况,描述了微凸体逐渐从黏着接触状态演化到完全滑动状态的演化过程.在周期性激励作用下,恢复力–相对变形的关系分为黏–黏 (stick-stick),黏–滑(stick-slip),滑–滑(slip-slip)三种状态,如图4所示.在周期性载荷作用下,微凸体在卸载过程中的恢复力可以表示为式中,临界切向滑移变形对应的法向接触变形为图4 黏–滑摩擦行为影响的迟滞曲线Fig.4 Hysteresis curve affected by stick-slip frictional由式(7)可知,微凸体恢复力满足Masing映射准则[1,13]单个微凸体接触的能量耗散满足1.2 粗糙面接触行为在粗糙表面法向接触问题中,GW模型假设微凸高度服从高斯随机分布,采用概率统计分析的方法建立了整个粗糙表面法向载荷与法向接触变形之间的关系.假设微凸体高度随机分布规律为高斯分布,其函数式为式中,σ为高斯分布方差.整个粗糙面上的切向接触载荷为将式(4)代入式(12),可得正则化之后的切向接触载荷定义为粗糙面同时受到切向和法向载荷作用,界面上微凸体的黏滑状态与切向变形和法向变形都有关,如图5所示.图5中,曲线上微凸体处于临界滑移状态; 曲线之上方的微凸体发生滑移,但是,法向接触变形增加将导致部分微凸体从滑移状态转化为黏着状态; 曲线之下方的微凸体都处于黏着状态.基于数理统计分析的方法,由式(7)计算整个粗糙面上卸载过程对应的切向恢复力为将式(12)代入式(15),可得同时,得到粗糙面在加载过程中的恢复力为由式(17)可知,粗糙界面恢复力也满足Masing映射准则.在一个循环加载过程中,单位周期的能量耗散可以表示为图5 粗糙面上黏着和滑移微凸体分布Fig.5 Distribution for stick and slip asperities of rough surface1.3 参数验证根据以上的推导过程,采用文献[42]中不同粗糙面参数预测切向恢复力,粗糙面参数与塑性指数关系如表1所示,预测的切向恢复力如图6所示.由图6可知,在微观黏滑阶段,随着切向变形增大,切向载荷曲线的斜率逐渐下降,表现为连接结构刚度的软化.由黏着作用产生的切向力先增大后减小,而由滑移产生的切向力逐渐增大,直到最后完全由滑移作用产生切向恢复力,表现为宏观滑移,那么连接结构产生切向力逐渐由黏着作用演化为滑移作用,能够较好反映连接结构的黏滑演化过程.随着塑性指数的增大,最大静摩擦力逐渐减小,量纲一化的滑动摩擦力接近于1,而连接界面上的摩擦系数满足由上式可知,微凸体局部库伦摩擦定律的摩擦系数等于粗糙面平均摩擦系数,那么对于微观尺度的摩擦定律在宏观尺度照样适用.表1 粗糙面特征参数和塑性指数关系Table 1 Surface properties and plasticity indexMaterial properties E=2.07 × 105,v1=v2=0.29,H=1.96 × 103 Roughness properties σ/R β ψ σ 1 0.000 160 0.033 9 0.7 0.822 5 2 0.000 302 0.041 4 1.0 0.884 9 3 0.000 658 0.047 6 1.5 0.914 3 4 0.001 144 0.054 1 2.0 0.934 3图6 塑性指数影响的切向恢复力与相对变形Fig.6 Tangential deformation versus total tangential load of rough surface with different plasticity index 由图7可知,切向接触载荷随着接触变形的增大而增大,但是曲线的斜率逐渐减小为0,表明界面刚度的非线性软化特征.随着平均接触距离的增大,相同的切向接触载荷将产生较小的接触变形.由式(13)可知,切向接触载荷由平均接触距离和切向变形共同决定的(d + ωs),当式 (13)给定切向接触载荷时,较大的平均接触距离将对应较小的切向变形.因此,在图中平均接触距离较大的曲线在接触距离较小之上,表现为更大的连接刚度,也更加容易进入宏观滑移阶段.由表 1 可知,塑性指数越大,σ 越大,切向接触载荷由(ω + d + ωs)/σ 决定,当式 (13)给定切向接触载荷时,较大的粗糙面参数使得 (ω + d)/σ 较小,将对应较大的切向变形.因此,在图中粗糙面参数较大的曲线在粗糙面参数较小之下.在周期循环加载过程中,恢复力与相对变形曲线围成区域的面积为单位周期的能量耗散,如图8所示.由式(13)、式(16)～式(18)计算相对变形与能量耗散的关系,如图9所示.由图9中能量耗散与切向变形幅值幂级数关系可知,随着塑性指数的增大,能量耗散的值偏低,这是由界面粗糙度增加造成的.界面粗糙度增大,塑性指数增大,临界接触接触变形减小,那么发生黏着的微凸体贡献将增大,造成能量耗散偏低,但是能量耗散与变形幅值的幂级数并不会减小,反而增大,因为黏着微凸体的幂级数是大于2的,而滑移微凸体的能量耗散那幂级数是等于2的.1.4 试验验证为了验证本文粗糙界面跨尺度建模方法正确性,将本文提出的模型与公开文献[40]中试验数据进行对比,文献中试验装置如图10所示,对比结果如图11所示.由图11可知,在法向界面接触载荷较小时,模型预测切向载荷与试验吻合较好,但是在接触载荷较大时,差异较大,最大的误差达到 100%,这种偏差是模型忽略了界面上塑性变形微凸体对切向载荷的贡献.在载荷较小时,界面上微凸体发生塑性变形较少,而在较大的界面接触载荷作用时,界面上的接触行为主要受到塑性变形的微凸体的影响.图7 粗糙面不同接触特征影响的切向恢复力与相对变形Fig.7 Tangential deformation versus total tangential load of rough surface affected by roughness parameters图8 迟滞曲线与能量耗散关系Fig.8 Relationship between hysteresis curve and energy dissipation图9 塑性指数对能量耗散的影响Fig.9 Energy dissipation versus total tangential deformation with different plasticity index图10 试验装置示意图[40]Fig.10 Profile of experimental equipment[40]2 基于唯象模型的降阶力学建模2.1 改进Iwan模型为了获得栓接结合部刚度软化的非线性特征[6-7,24],设计如图12(a)所示的搭接连接系统模型,模型中下连接件固定,上连接件考虑为一维运动的刚体.x,q分别为结合面的相对位移、对应的临界滑移力,连接界面的柔性采用Iwan模型进行描述.如图12(b)所示,Iwan模型采用n→∞个Jenkins单元并联组成的子系统描述结合面多尺度黏滑摩擦行为.考虑螺栓结构在发生宏观滑移后仍具有一定的刚度,所以再并联一个刚度kα=αk 的线性弹簧单元描述发生宏观滑动后的剩余刚度,如图13(a)所示.子系统中每个线性弹簧的刚度都为 ki=k/n,但每个滑块的临界滑移力qi并不相同.当系统切向受载时,临界滑移力小的滑块先发生滑动,随着相对位移增大,越来越多的滑块发生滑移,直至全部滑块都发生滑移,即结合界面出现了宏观滑动.因此,该模型能够复现连接界面上跨尺度黏滑摩擦过程.图11 与试验结果的对比Fig.11 Comparison of proposed model and experimental test under different normal contact load图12 搭接结构和 Iwan 模型Fig.12 Schematic of joint interface and Iwan model一种改进的Iwan模型被用来描述连接界面刚度非线性软化和能量耗散幂级数特性两个特征.与Song等[23-24]提出的改进Iwan相同,但是滑块临界滑移力的分布不是均匀的,采用一种指数形式的概率分布.图13 修正 Iwan 模型与迟滞曲线Fig.13 Schematic of modified Iwan model and hysteresis curve式中,fq为系统发生宏观滑动时对应的临界宏观滑移力,χ 为幂指数,χ < 0.滑块临界滑移的分布规律满足归“1”,即所有滑块的概率分布之和为1,概率分布函数的系数满足对处于初始平衡位置的Iwan模型受到单调载荷的情况,其恢复力的一般表达式为将式 (20)代入式 (22)中,可得上式中,第一部分为Jenkins单元贡献的连接恢复力,而第二部分为并联弹簧的贡献,αkx.对于式(23),如果参数χ=0,模型将退化为 Song 的修正Iwan 模型,当参数χ=–1 或 fq=0,模型都将退化为一线性模型,而此时的连接恢复力为为了使模型更加具有普适性,将式(23)改写为无量纲形式式中,r 为无量纲相对变形,r=x/xs.xs 宏观滑移变形,Fs 宏观滑移力,表示为对于式 (25),微观黏滑段 (r < 1)表达式与Segalman 四参数模型相同,当参数α=0 时,模型将退化为Segalman的四参数Iwan模型.本文模型在宏观滑移段(r > 1)描述的恢复力–变形存在非零的滑移刚度,而且本文提出的模型描述的恢复力–变形在黏滑过渡点 (r=1) 是光滑连续的,这也与Segalman四参数Iwan模型有所不同.根据式(25)可知,宏观滑移阶段的滑移刚度可以表示为在文献[1,13]中,并联 Jenkins 单元的 Iwan 模型是满足Masing映射准则的.在周期载荷作用下,将循环加载过程分为加载和卸载,根据加载激励的幅值,将两个过程恢复力定义为式中,x0为加载激励幅值对应的变形值,定义为将式(22)代入式(29)、式(30),可得再将式(20)、式(21)分别代入到式(32)、式 (33),可得与式(18)计算方法相同,恢复力–相对位移曲线的面积为单位周期的能量耗散.将式(34)和式(35)代入式(18)中,同时将能量耗散转化为无量纲形式.本文模型能量耗散的幂级数为(χ + 3),这与Song模型是不同的,Song模型的幂级数值为3.因此,由式 (25)和式 (36)可知,本文提出的修正Iwan模型是Segalman和Song模型的推广,即参数取特定值时,本文提出的模型将退化为Segalman 或 Song 的Iwan 模型.由这两式可知,恢复力和相对变形的关系可以由四参数{α,χ,xs,Fs}进行表示,本文提出的四参数可以描述连接界面刚度软化和能量耗散幂级数特征,这与文献[7,22]中六参数有所不同.参数xs为宏观滑移相对变形,由结合面材料属性、法向作用力、摩擦系数等决定. 参数Fs为宏观滑移恢复力,由结合面法向作用力和摩擦系数决定.参数χ决定能量耗散与切向相对位移的幂级数值,参数反映在周期激励作用下能量耗散和周期振荡作用力幅值(相对位移最大值)的幂级数特性,由结合面材料属性和接触条件决定.参数α为剩余刚度系数,决定发生宏观滑移的状态,参数反映切向宏观滑移力,由结合面法向作用力和摩擦系数决定.参数Fs和xs一起决定微观滑移向宏观滑移过渡的状态,以及振荡载荷作用下能量耗散的幅值特性,是反映切向黏滑过程的主要特征量一起决定微观滑移向宏观滑移过渡的状态,以及振荡载荷作用下能量耗散的幅值特性,是反映切向黏滑过程的主要特征量.由式(25)和式(36)可知,无量纲化恢复力和能量耗散只与参数α和χ有关.利用本文模型预测连接结构刚度软化和能量耗散幂级数特征,如图14所示,其中参数选取为: χ=–0.5,α=0.1,0.2,0.3,0.4.图14 改进 Iwan 模型参数验证结果Fig.14 Parameters investigation for proposed Iwan model由图14可知,剩余刚度系数越大预测宏观滑移阶段的滑移刚度越大,但在微观黏着阶段的刚度却更小.黏着阶段能量耗散与相对变形幅值的幂级数值为(χ + 3),在宏观滑移阶段斜率值有所下降.2.2 参数辨识方法由式 (25)、式 (29)、式 (30),可知,在周期载荷作用下,连接界面恢复力与相对变形的关系可由图15表示.图15 连接界面恢复力与相对变形Fig.15 Recycle force of joint interface for unloading and reloading process由图15可知,在单个循环周期内,恢复力和相对变形存在4个转折点,包括最大值、最小值点(x1,f1)/(x3,f3)和加载、卸载黏滑分界点 (x2,f2)/(x4,f4).加载和卸载阶段。
螺栓联接被连接件弹性交互刚度建模分析与计算
σ′ ｒｈ
＝０，在最大径向接触点位置的压应力 σｒ２ ＝０，
σ′ ｒ２
＝０，σ″ ｒ２
＝０，则可得：
σｒｚ｜ｒ＝Ｒｈ
＝（４ｃ１ｒ３ ＋３ｃ２ｒ２ ＋２ｃ３ｒ＋ｃ４）｜ｒ＝Ｒｈ
＝０
σｚ｜ｒ＝Ｒ２
＝（ｃ１ｒ４ ＋ｃ２ｒ３ ＋ｃ３ｒ２ ＋ｃ４ｒ＋ｃ５）｜ｒ＝Ｒ２
＝０
σｒｚ｜ｒ＝Ｒ２
（１）在螺栓预紧的过程中，被连接件仅仅发生 弹性变形；
（２）在螺栓预紧模型中，被连接件仅受到螺栓 的轴向载荷作用；
（３）沿着被连接件厚度方向，其受压层的压应 力保持均匀不变；
（４）对于螺栓联接组件，单个螺栓的压应力作 用保持椎体分布。
２ 螺栓联接结构弹性交互刚度模型构建
对于螺栓联接，假设被连接件的压应力分布为
螺栓联接被连接件弹性交互刚度建模分析与计算①
孙文芳
（安徽新华学院电子通信工程学院，安徽 合肥 ２３００８８）
摘 要： 为了更加精准的描述螺栓联接被连接件交互刚度的理论模型，引入了被连接件的压应 力呈现圆锥体分布，沿着被连接件厚度方向其受压层的压应力保持均匀不变，且在任意受压层上 压应力为径向尺寸的 ４次关系式的假设，由此提出了螺栓联接结构弹性交互刚度理论精准模型， 结合有限元仿真技术对构建的理论模型进行验证，结果表明：建立的单螺栓联接弹性交互刚度理 论模型基本能够精准刻画被连接件的连接性能特征，同时得到螺栓联接结构弹性交互刚度伴随 着待测点到螺栓孔轴线距离的增加而呈指数增长的趋势，对于多螺栓组中螺栓间距的布置具有 指导意义。 关键词： 交互刚度；压应力分布；螺栓联接；有限元仿真 中图分类号： Ｕ４６１；ＴＰ３０８ 文献标识码： Ａ
＋２Ｒ２）
ｃ３ ＝６Ｒ２φ（２Ｒｈ ＋Ｒ２）
自动控制原理复习理论资料
⾃动控制原理复习理论资料第⼀章⾃动控制的⼀般概念本章作为绪论，已较全⾯地展⽰了控制理论课程的全貌，叙述了今后在课程的学习中要进⾏研究的各个环节内容和要点，为了今后的深⼊学习和理解，要特别注意本章给出的⼀些专业术语及定义。
1、基本要求（1）明确什么叫⾃动控制，正确理解被控对象、被控量、控制装置和⾃控系统等概念。
（2）正确理解三种控制⽅式，特别是闭环控制。
（3）初步掌握由系统⼯作原理图画⽅框图的⽅法，并能正确判别系统的控制⽅式。
（4）明确系统常⽤的分类⽅式，掌握各类别的含义和信息特征，特别是按数学模型分类的⽅式。
（5）明确对⾃控系统的基本要求，正确理解三⼤性能指标的含义。
2．内容提要及⼩结⼏个重要概念⾃动控制在没有⼈直接参与的情况下，利⽤控制器使被控对象的被控量⾃动地按预先给定的规律去运⾏。
⾃动控制系统指被控对象和控制装置的总体。
这⾥控制装置是⼀个⼴义的名词，主要是指以控制器为核⼼的⼀系列附加装置的总和。
共同构成控制系统，对被控对象的状态实⾏⾃动控制，有时⼜泛称为控制器或调节器。
⾃动控制系统校正元件执⾏元件放⼤元件⽐较元件测量元件给定元件控制装置（控制器）被控对象负反馈原理把被控量反送到系统的输⼊端与给定量进⾏⽐较，利⽤偏差引起控制器产⽣控制量，以减⼩或消除偏差。
三种基本控制⽅式实现⾃动控制的基本途径有⼆：开环和闭环。
实现⾃动控制的主要原则有三：主反馈原则——按被控量偏差实⾏控制。
补偿原则——按给定或扰动实⾏硬调或补偿控制。
复合控制原则——闭环为主开环为辅的组合控制。
（3）系统分类的重点重点掌握线性与⾮线性系统的分类，特别对线性系统的定义、性质、判别⽅法要准确理解。
线性系统??→?描述→→状态空间法时域法状态⽅程变系数微分⽅程时变状态⽅程频率法根轨迹法时域法状态⽅程频率特性传递函数常系数微分⽅程定常分析法分析法⾮线性系统（4）正确绘制系统⽅框图绘制系统⽅框图⼀般遵循以下步骤：①搞清系统的⼯作原理，正确判别系统的控制⽅式。
新型钢结构梁柱连接节点力学性能
关键词：T型连接节点；承载力；变形能力；破坏形态1引言对于钢结构来说，其自身质量较轻、可以循环利用且施工速度更快，因此在当前的建筑工程中得到了广泛应用。
目前，央视大楼、上海环球金融中心等建筑中均使用了钢结构。
其中，梁柱连接点对钢结构的稳定性、强度有着极大的影响，受到了人们的重点关注。
因此，本文以梁柱T型连接节点为例，对其展开力学性能分析。
2有限元模型的建立2.1试件设计在本次研究中，主要选择了钢结构梁柱T型连接节点作为分析对象，使用有限元结构分析软件完成10个T型连接节点的简化模型设计，具体如图1所示。
在静力荷载的作用下，对相应连接节点模型展开力学性能分析。
研究中，主要对T型连接构件的翼缘板厚度、螺栓直径与设置位置进行变化，将其设定为变化参数，确定其连接节点力学性能的现实影响。
这10个T型连接节点的简化模型的截面尺寸与参数如表1所示。
a-钢结构梁柱T型连接节点；b-T型连接节点的简化模型；c-简化模型尺寸（翼缘板与腹板）在试件1、试件2与试件3中，主要对翼缘板厚度（t1）进行变化，其中，试件1的翼缘板厚度取值为17mm；试件2的翼缘板厚度取值为12mm；试件3的翼缘板厚度取值为20mm。
在试件4、试件5与试件8中，主要对螺栓直径（d）、螺栓中心与腹板边界的距离（e2）、螺栓横向间距（g）进行变化。
在试件5、试件6中，主要对螺栓中心与翼缘板边界之间距离（e1）进行变化，其中，试件5的距离取值为45mm；试件6的距离取值为50mm。
在试件9、试件10中，主要对螺栓中心与翼缘板侧边界之间的距离（s）进行变化，其中，试件9的距离取值为36mm；试件10的距离取值为45mm。
2.2单元的选择及网格划分应用十结点六面体单元完成高强螺栓与T型连接构件的模拟；将三维接触单元中设置于螺栓头与翼缘板、螺母与翼缘板、孔壁与螺栓杆之间；设定滑移摩擦系数为0.45。
在本次研究中，螺栓头、螺母、垫片均涵盖在高强螺栓头的范畴内，因此不对垫片的厚度展开单独考量，直接将其在螺母与螺栓头厚度中完成计算。
螺栓连接对结构模态及传递特性影响研究
振 动 与 冲 击第３３卷第２期ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＶＩＢＲＡＴＩＯＮＡＮＤＳＨＯＣＫＶｏｌ．３３Ｎｏ．２２０１４ 收稿日期：２０１２－１２－０４ 修改稿收到日期：２０１３－０３－１７第一作者陈长盛男，硕士生，１９８８年生螺栓连接对结构模态及传递特性影响研究陈长盛，王 强，柳瑞锋，李国平，周 璞（中船重工第七 四研究所，上海 ２０００３１） 摘 要：针对螺栓刚度及预紧力对装配体模态、传递函数影响较大而在设备装配中因处理困难常被忽略问题，利用有限元计算、试验结合对比方法分析、研究。
用ＡＮＳＹＳ软件预应力模态分析及谐响应分析对装配体进行仿真计算；对三种刚度螺栓分别施加相同预紧力，对钢制螺栓施加六组不同预紧力进行试验；分析对比计算值与试验值误差。
结果表明，忽略接触阻尼的计算值与试验值存在最大误差约１５％；同一预紧力时，随螺栓刚度的提高固有频率呈增大趋势，各阶频率的最大变形量随之增大；随预紧力的增大，结构传递函数趋于明朗化。
关键词：螺栓刚度；预紧力；模态；传递特性；误差分析中图分类号：ＴＨ１３１．３ 文献标识码：ＡＥｆｆｅｃｔｏｆｂｏｌｔｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｏｎｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｖｉｂｒａｔｉｏｎｍｏｄｅｓａｎｄｔｒａｎｓｆｅｒｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓＣＨＥＮＣｈａｎｇ ｓｈｅｎｇ，ＷＡＮＧＱｉａｎｇ，ＬＩＵＲｕｉ ｆｅｎｇ，ＬＩＧｕｏ ｐｉｎｇ，ＺＨＯＵＰｕ（Ｎｏ．７０４ＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＣＳＩＣ，Ｓｈａｎｇｈａｉ２０００３１，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ： Ｂｏｌｔｓｔｉｆｆｎｅｓｓａｎｄｐｒｅ ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅｈａｖｅｇｒｅａｔｉｍｐａｃｔｏｎｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｖｉｂｒａｔｉｏｎｍｏｄｅｓａｎｄｔｒａｎｓｆｅｒｆｕｎｃｔｉｏｎｓ，ｗｈｉｃｈｉｓｏｆｔｅｎｉｇｎｏｒｅｄｉｎａｃｔｕａｌａｓｓｅｍｂｌｉｎｇｂｅｃａｕｓｅｏｆｔｈｅｄｉｆｆｉｃｕｌｔｙｉｎｔｒｅａｔｍｅｎｔ．Ｂｙｃｏｍｐａｒｉｎｇｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｄａｔａａｎｄｔｅｓｔｄａｔａｏｆｔｈｒｅｅｋｉｎｄｓｏｆｂｏｌｔｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔｉｆｆｎｅｓｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐｒｅ ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅ，ｔｈｅｃｈａｎｇｅｓｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒｅｍｏｄｅｓａｎｄｔｒａｎｓｆｅｒｆｕｎｃｔｉｏｎｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄ．ＢｙｕｓｉｎｇｔｈｅＡＮＳＹＳｓｏｆｔｗａｒｅ，ｔｈｅｖｉｂｒａｔｉｏｎｍｏｄｅｓａｎｄｈａｒｍｏｎｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｓｕｎｄｅｒｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｃｏｎｄｉｔｉｏｎｗｅｒｅｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ．Ｔｈｅｎｔｈｅｔｅｓｔｓｒｅｇｕａｒｄｉｎｇｔｈｒｅｅｋｉｎｄｓｏｆｂｏｌｔｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔｉｆｆｎｅｓｓｕｎｄｅｒｔｈｅｓａｍｅｐｒｅ ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅｗｅｒｅｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ，ａｎｄａｓｔｏｔｈｅｓｔｅｅｌｂｏｌｔｔｈｅｔｅｓｔｓｗｅｒｅｐｅｒｆｏｒｍｅｄｕｎｄｅｒｓｉｘｇｒｏｕｐｓｏｆｐｒｅ ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅｓ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｄａｔａａｎｄｔｈｅｔｅｓｔｄａｔａｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｄｉｆｆｅｒａｂｏｕｔ１５％ｆｒｏｍｔｈｅｔｅｓｔｄａｔａｄｕｅｔｏｔｈｅｉｇｎｏｒａｎｃｅｏｆｃｏｎｔａｃｔｄａｍｐｉｎｇ．Ｕｎｄｅｒｔｈｅｓａｍｅｐｒｅ ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅ，ｎａｔｕｒａｌｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓｉｎｃｒｅａｓｅｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｂｏｌｔｓｔｉｆｆｎｅｓｓ，ａｎｄｔｈｅｍａｘｉｍｕｍｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎａｌｓｏｉｎｃｒｅａｓｅｓ．Ｔｈｅｔｒａｎｓｆｅｒｆｕｎｃｔｉｏｎｗｉｌｌｂｅｅａｓｉｅｒｔｏｂｅｃｌｅａｒｌｙｅｘｐｒｅｓｓｅｄａｓｔｈｅｐｒｅ ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅｉｎｃｒｅａｓｅｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｂｏｌｔｓｔｉｆｆｎｅｓｓ；ｐｒｅ ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅ；ｍｏｄａｌ；ｔｒａｎｓｆｅｒｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ；ｅｒｒｏｒａｎａｌｙｓｉｓ 工程机械中诸多零部件间均采用螺栓连接。
连接体变化对非对称连体结构的动力响应分析
连接体变化对非对称连体结构的动力响应分析摘要：本文结合算例，对连接体变化时非对称连体结构的动力特性进行了分析。
分别考虑连接方式和连接体位置变化时对结构的动力特性的影响。
结果表明：连接方式中柔性连接优于刚性连接；连接体位置过低时结构变化复杂，对结构很不利。
关键词：连体结构连接方式连接体位置动力特性1.引言为了满足建筑艺术和城市规划对高层建筑体型的新要求，在建筑物的立面上开大洞、几座建筑物用若干楼层连为一个整体又或者两个或多个高层建筑由设置在一定高度处的架空连接体相连而组成，构成了连体建筑。
本文通过对连接方式和连接体位置变化情况对高层连体结构动力响应分析，以供相关实际工程应用或研究参考。
2. 计算模型【模型】非对称双塔结构，结构形式为框架-剪力墙结构，左塔25层，右塔18层，层高均为3.0m，板厚100mm,混凝土等级为C40,连体部分材料选取Q335级钢，结构各个构件代号及截面尺寸见表2.1，结构平面和立面整体图分别见图2.1（a）和2.1（b）。
两塔楼间有6m高连接体，跨度21.6米。
表2.1构件尺寸（单位：mm）构件截面尺寸构件截面尺寸框架柱（KZ）800×800 桁架柱（HKZ）H500×300×12×20框架梁（KL）400×600 桁架梁（HKL）H400×300×10×16剪力墙（WALL）300 桁架斜腹杆（HJX）□200×200×20图2.1（a）算例结构平面图图2.1（b）算例结构立面图3. 连接体变化时非对称结构的动力特性3.1连接方式变化对结构振动形态的影响当连接方式采用支座连接时，橡胶支座搁置在连接体底部柱牛腿上。
【算例1】连接体两端与塔楼刚性连接，简称“两端刚接”；【算例2】连接体两端与塔楼两端铰接，简称“两端铰接”；【算例3】连接体一端与塔楼铰接，一端与塔楼用橡胶支座连接，简称“一端铰接一端刚接”；【算例4】连接体两端与塔楼铰接，简称“两端铰接”。
连梁耦联作用对联肢钢板剪力墙稳定与变形影响的分析
钢结构(中英文),35(12),29-35(2020)DOI :10.13206/j.gjgS 20111501ISSN 2096-6865CN 10-1609/TF连梁耦联作用对联肢钢板剪力墙稳定与变形影响的分析∗吴星煌㊀郝际平㊀钟炜辉㊀田炜烽(西安建筑科技大学土木工程学院,西安㊀710055)摘㊀要:联肢钢板剪力墙是在钢板剪力墙间引入连梁发展而来的新型抗侧力体系,连梁的引入改变了结构的抗倾覆机制,从而影响柱子的稳定与结构的变形㊂故将连梁截面作为变量,研究连梁与墙肢连接形成的耦联作用对联肢钢板剪力墙稳定与变形的影响㊂取一实际工程的足尺6层联肢钢板剪力墙作为原型,通过改变连梁高度与腹板厚度,利用ABAQUS 进行单调与往复加载模拟,分析结构的力学性能与变形能力㊂分析结果表明:连梁产生的耦联作用有减小外柱受压从而减缓结构失稳的作用,随着连梁截面高度的增加,结构抗剪承载力逐渐提升,但提升程度越来越小且承载力稳定性有所降低;侧移达1/50位移角前,结构处于正常使用阶段,1/30位移角后,结构承载力显著下降而面临倒塌;以延性为判别指标时耦联比有最优段,耦联比从0.6到1.2的过程中,结构延性基本表现出迅速上升ң平缓上升ң缓慢下降ң迅速下降的现象,其中平缓上升段对应耦联比的最优段㊂关键词:联肢钢板剪力墙;ABAQUS 数值模拟;抗震性能;耦联比∗国家自然科学基金面上项目(51878541);陕西省自然科学基础研究计划(2019JQ -754)㊂第一作者:吴星煌,男,1992年出生,博士研究生㊂通信作者:郝际平,男,1959年出生,博士,教授,2453938766@ ㊂收稿日期:2020-09-200㊀引㊀言联肢钢板剪力墙(CSPSW)是在钢板剪力墙的基础上引入连梁而发展来的新型抗侧力体系,其中钢板剪力墙的研究在国内外已有几十年,对于设计合理的钢板剪力墙结构,大量试验和理论分析表明其具有承载力高㊁延性好㊁耗能优的特点㊂20世纪末,Thorburn㊁Timler 等[1-3]对大量工程中的钢板剪力墙做了理论分析并进行了简化模型的试验研究,结果表明墙板的存在与屈曲后变形能有效提升结构的抗侧力和变形能力并节省材料用量;文献[4-7]对不同连接形式的薄板墙㊁低屈服点墙的力学行为做了解析与试验对比分析,表明钢板剪力墙具备卓越的承载与耗能能力,良好的梁-柱-墙板连接配合形式能充分发挥钢板剪力墙的变形与耗能能力㊂国内对钢板剪力墙的研究较晚,但试验与设计研究发展迅速㊂郝际平等[8-15]对墙板开洞㊁梁柱半刚性连接㊁密肋防屈曲等钢板剪力墙形式进行了大量试验研究并基于塑性分析做了性能设计等方面研究㊂然而,近年来对联肢钢板剪力墙整体的试验与理论研究较少,连梁-框架-墙板间的协同受力机制尚不明确,各构件的尺寸㊁连接方式等因素对结构的抗震性能影响亦不清楚㊂联肢的概念起初来自混凝土联肢剪力墙,吕西林等[16]针对混凝土联肢墙设计中塑性耗能机制的适用性问题,提出了能反映墙肢-连梁变形的联肢剪力墙宏观单元;Gholhaki 等[17]研究了连梁长度对联肢钢板剪力墙性能的影响;Pavir 等[18]研究了连梁长度㊁体积变化下结构的滞回性能,指出减小连梁长度,增加其体积会使结构变形由剪切型转为弯曲型;文献[19]直接考虑外框架对剪切强度的贡献,对联肢钢板剪力墙进行了塑92吴星煌,等/钢结构(中英文),35(12),29-35,2020性分析并对其进行了基于层间位移㊁塑性铰机制的性能设计;文献[20]研究了联肢钢板剪力墙剪切型连梁的耦联比㊁变形特征对结构性能的影响,给出了保证结构经济性的耦联比范围㊂前人的研究已表明连梁的引入能进一步提升钢板剪力墙性能,连梁的连接方式㊁长度㊁材料强度等因素对联肢钢板剪力墙的抗倾覆能力㊁柱子稳定性和墙板框架的变形模式影响显著㊂本文以连梁截面为变量,通过有限元模拟分析不同连梁截面高度与腹板厚度对结构抗倾覆和变形的影响㊂首先,从概念和理论上说明连梁的引入和连梁截面的变化对结构受力机制与变形模式的影响;然后,以一实际足尺6层联肢钢板剪力墙为原型,按连梁腹板厚度分组,改变连梁的截面高度,从而获得不同的联肢钢板剪力墙模型;随后,运用ABAQUS有限元软件对各模型进行单调与低周往复加载模拟;最后,引入耦联比作为连梁耦联作用的度量值,对各模型的有限元模拟结果进行对比与统计分析,考察模型的变形㊁承载能力和延性,分析耦联比对结构延性㊁变形模式㊁柱子稳定性的影响㊂1㊀连梁对结构受力与变形影响的分析1.1㊀机理分析联肢钢板剪力墙中连梁直观上起着连接两片钢板墙肢而形成一个连梁-墙肢的整体框架作用,它与梁柱框架形成了一个框架柱抗倾覆和连梁-墙肢抗倾覆的双重抗倾覆机制,具体如图1所示㊂可知,联肢钢板剪力墙不只框架柱抗倾覆,还多出了一个连梁与墙肢形成的力偶抗倾覆作用,该作用分担了框架柱的抗弯矩需求,有减小外柱受压从而减缓结构失稳的作用㊂传统框架由于抗侧刚度不足,结构很柔,表现出剪切变形,不适用超高层建筑,而剪力墙的引入提升了结构的抗侧刚度,结构表现出弯剪变形㊂对于剪力墙中连梁的引入,实质上是增加了剪力墙抗倾覆作用的力臂长度,但光连梁长度的增加会使得连梁的线刚度变小,甚至使得结构变形向框架结构的剪切型变形转变㊂实际上,结构的侧向变形受抗侧刚度的影响,而结构的抗侧刚度是一个整体概念,它受两片钢板墙肢与连梁截面刚度的共同影响,其抗侧移简化分析见图2,图2中假定截面为矩形㊂从图1可知,联肢钢板剪力墙不只框架柱抗倾覆,还多出一个连梁与墙肢形成的力偶抗倾覆作用,该作用分担了框架柱的弯矩需求,有减小外柱受压从而减缓结构失稳的作用㊂从图2可知,在连梁连接刚度很大且不发生压弯失稳时,连梁的增大会使得抗倾覆力臂增大,致使结构的抗侧刚度增大㊂结构抗侧主要受连梁跨高比影响,其中截面高度对结构抗侧刚度影响最大㊂注:M ec为外柱弯矩;M ic为内柱弯矩;M pr为墙肢弯矩;M cp为连梁-墙肢抗倾覆弯矩;P ec为外柱合力;P ic为内柱合力;P pr为墙肢合力㊂图1㊀联肢钢板剪力墙抗倾覆示意Fig.1㊀Schematic diagram of anti-overturning ofCSPSW注:Δ=WH3l224nLEI,I=bh312=WH32n(Lbh)lh()2,其中,Δ为结构侧移;n为楼层数;EI为连梁截面抗弯刚度㊂图2㊀联肢剪力墙抗侧移简化分析Fig.2㊀Simplified diagram of anti-displacement of CSPSW 1.2㊀连梁耦联作用分析由图1的联肢钢板剪力墙抗倾覆示意可知,对于端部连接牢固的连梁有耦联两片墙肢而形成连梁-墙肢抗倾覆的作用,称其为耦联作用㊂借鉴文献[21]的耦联比(式(1)~式(3))概念来度量该耦联作用,其物理意义为连梁-墙肢抗倾覆弯矩占结构总弯矩的比例㊂CR=M coupM vbe+M pir+M coup(1)式中:CR为耦联比;M coup为连梁耦联作用产生的弯矩;M vbe为底层框架柱的弯矩;M pir为墙肢弯矩㊂M coup=ðn i=12M i Pcb l i cb(l i cb+l i pr)(2a)03连梁耦联作用对联肢钢板剪力墙稳定与变形影响的分析M pir =ðni =1(M i Lpr +M i Rpr )(2b)式中:l i cb㊁l i pr分别为第i 层的连梁净长㊁墙肢宽度;M i Lpr ㊁M i Rpr 分别为第i 层左㊁右侧墙肢的抗倾覆弯矩;M i Pcb 为第i 层连梁的塑性弯矩㊂M i Lpr =2M i Phb -2M i Pcbli cb li pr2+12F iyb ㊃(t i sin 2αi -t i +1sin 2αi +1)l i blHi(3a)M i Rpr =2M i Phb -2M i Pcbl i cbli pr2+12F iyb ㊃(t i sin 2αi -t i +1sin 2αi +1)l i br H i(3b)式中:M i Phb 为第i 层框架梁的塑性弯矩;F i yb ㊁t i ㊁αi ㊁l i bl ㊁l i br 分别为第i 层内嵌钢板的屈服强度㊁厚度㊁拉力带角度㊁左侧板宽㊁右侧板宽;H i 为地板到第i 层楼板的高度㊂2㊀联肢钢板剪力墙模型的创建由1.1节的机理分析可知,连梁是发挥耦联作用的关键,其中端部连接牢固的连梁的跨高比是影响结构抗侧移与结构变形模式的主要因素,截面高度对结构抗侧刚度影响最大㊂故本文以连梁截面高度为变化参数,取文献[22]中6层足尺联肢钢板剪力墙作为原型(编号S0416o),按连梁腹板厚度分㊀㊀㊀㊀组,变化连梁截面获得27个分析模型,各模型的连梁截面尺寸组合与构件材性见图3㊁表1㊁表2,柱截面为H500ˑ500ˑ30ˑ45,其他具体信息参照文献[22]㊂原型编号S0416o 中,S 为结构标志,o 为原型标志,前两位数字04为连梁截面高度标志(代表4ˑ100mm),后两位数字16为连梁腹板厚度标志(代表16mm),其他27个分析模型的编号亦遵循上述规则㊂其中,27个变连梁截面的模型已按GB 50011 2010‘建筑抗震设计规范“[23]中钢结构抗震设计的建议对柱子的截面抗弯模量约放大了1.35倍㊂图3㊀各分析模型的立面示意Fig.3㊀Elevation sketch of models表1㊀各分析模型的连粱截面尺寸组合Table 1㊀The coupling beam section of models腹板厚/mm不同截面高度下的模型400mm500mm600mm700mm800mm900mm1000mm1100mm1200mm16S 0416S 0516S 0616S 0716S 0816S 0916S 1016S 1116S 121620S 0420S 0520S 0620S 0720S 0820S 0920S 1020S 1120S 122025S 0425S 0525S 0625S 0725S 0825S 0925S 1025S 1125S 1225表2㊀模型各构件的强度值㊀Table 2㊀The component strength of modelsMPa 参数柱梁连梁腹板翼缘腹板翼缘腹板翼缘板屈服强度415350400430400365220极限强度5644505155055154952883㊀联肢钢板剪力墙模型的有限元模拟3.1㊀材料、约束与加载的模拟用ABAQUS 有限元软件对表1中27个模型进行水平方向的单向推覆和低周往复加载的模拟㊂各模型的梁柱节点均为刚性连接,分布耦合柱顶作为横向水平加载端;以压强的方式对各层框架梁顶面施加各自的楼面荷载;约束框架梁翼缘U 2方向为结构提供面外约束;约束两侧墙肢U 1~U 6方向为结构底部提供固定约束;按各块墙板的最低阶屈曲模态形式引入层高的2/1000作为模型的初始几何缺陷㊂根据钢材加载过程中表现出包辛格效应与损伤累计的特点,在随动强化本构模型中引入文献[24]的应力三轴度损伤判别准则(式(4))后作为本文中钢材的本构模型㊂单向水平推覆选用静力通用求解器进行位移控制的单调加载,直至荷载-位移曲线出现明显下降段为止;低周往复加载采用通用求解模块的动力隐式求解器的准静态方式进行,直至柱脚完全屈曲或加载端严重扭曲变形无法加载为止㊂往复加载采用正弦函数形式多步依次进行,以保证13吴星煌,等/钢结构(中英文),35(12),29-35,2020加载过程具备随时间增量步的连续平滑自适应加密的特点,加载的最大幅值为结构总高的5%(1/20位移角),具体加载制度见图4㊂ε0pl=ɕ㊀㊀㊀ηɤ-1/3C 1/(1+3η)㊀㊀㊀㊀㊀-1/3ɤηɤ0C 1+(C 2-C 1)(η/η0)2㊀㊀0ɤηɤη0C 2η0/η㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀η0ɤηìîíïïïïïï(4)式中:ε0pl 为等效塑性损伤应变;η为应力三轴度;C 1为钢材平板纯剪切状态下(η=0)的等效塑性损伤应变;C 2为钢材开口圆棒单轴拉伸时(η=η0)的等效塑性应变;η0为一常数,近似为1/3㊂图4㊀低周往复加载制度Fig.4㊀Low cycle reciprocating loading system3.2㊀模拟与试验的对比验证为考察有限元模拟方法的有效性,运用上一节描绘的材料本构与加载制度对文献[25]的单层非加劲钢板剪力墙进行低周往复加载模拟,滞回曲线(已作无量纲处理)对比与局部变形对比分别如图5㊁图6所示㊂图5㊀试验与模拟的滞回曲线对比Fig.5㊀The hysteresis curves of experiment and simulation从图5的滞回曲线对比和图6的局部变形对比可知,有限元模拟结果与试验结果吻合良好,即本文提出的有限元模拟方法能有效地模拟结构承载力关键点㊁承载力下降㊁捏缩现象和关键部位的局部变形㊂注:各分图中左为试验情况,右为模拟情况㊂图6㊀试验与模拟的局部变形对比Fig.6㊀The local deformation of experiment and simulation4㊀数值模拟结果的分析4.1㊀单向推覆与低周往复加载按上一节的模拟方式对第2节的足尺联肢钢板剪力墙原型和27个变连梁模型进行单向推覆与低周往复加载㊂各模型的单向推覆与低周往复加载曲线如图7所示,每一子图中横坐标为位移(-1200~1200mm)㊁纵坐标为荷载(-1.2ˑ107~1.2ˑ107N)㊂图7㊀各联肢钢板剪力墙模型的推覆与滞回曲线Fig.7㊀Pushover and hysteretic curves of each CSPSW model4.2㊀结构的性能与统计分析对图7各联肢钢板剪力墙模型按连梁腹板厚度分组进行分类统计,获得各模型的推覆曲线对比与骨架曲线分别如图8㊁图9所示㊂23连梁耦联作用对联肢钢板剪力墙稳定与变形影响的分析a 连梁腹板厚16mm;b 连梁腹板厚20mm;c 连梁腹板厚25mm㊂图8㊀各联肢钢板剪力墙模型的推覆曲线对比Fig.8㊀Comparison of pushover curves of each CSPSWmodela 连梁腹板厚16mm;b 连梁腹板厚20mm;c 连梁腹板厚25mm㊂图9㊀各联肢钢板剪力墙模型的骨架曲线对比Fig.9㊀Comparison of backbone curves of each CSPSW model㊀㊀图8中,对比原型结构S0416o 与相同连梁腹板厚度的结构S0416可知,原型结构S0416o 的抗剪承载力明显偏低且承载力下降点出现过早,侧移刚达到1/50位移角时承载力便出现明显下降,说明原型结构框架柱截面刚度偏低,柱子的面内外刚度是影响结构承载力稳定的重要因素㊂对比图8a ~c 可知,连梁腹板厚度的变化对结构抗剪承载力影响不敏感,随着连梁截面高度的增加,结构的抗剪承载力稳步提升,结构的承载力均能持续到侧移为1/30位移角㊂其中连梁截面高度为400~700mm 的结构的抗剪承载力持续到侧移达到结构总高的5%也未见明显下降;连梁截面高度为800~1000mm 的结构的承载力持续到侧移为1/25位移角时才见明显下降;连梁截面高度为1100~1200mm 的结构的承载力持续到侧移为1/30位移角时有明显下降;表明连梁截面高度的增加有利于结构抗剪承载力的提升,但随着连梁截面高度的增加,抗剪承载力的提升程度越来越小,截面增加到一定高度后,结构的承载力下降情况出现得越来越早且下降程度越来越大,即结构的承载力稳定性越来越差㊂图9中,各结构均在侧移达1/50位移角时开始达到承载力峰值,随后在侧移达1/30位移角的过程中承载力没有明显下降,侧移达1/30位移角后承载力均明显下降;说明侧移达1/50位移角前结构处于正常使用阶段,侧移在1/50~1/30位移角时结构处于极限使用阶段,侧移达1/30位移角后结构承载力持续下降而面临倒塌,与文献[26]描述的剪力墙正常使用㊁生命安全㊁防止倒塌三个阶段的量化指标相吻合㊂对比图9a ~c 的侧移为1/50㊁1/30位移角阶段可知,相比连梁腹板厚度为16mm 的结构,连梁厚度为20㊁25mm 的结构中,除连梁截面高度为1000~1200mm 的结构外,其余结构的承载力基本保持平缓,说明连梁腹板厚度的增加对结构承载力的稳定有一定增强效果㊂从图2的抗侧移简化分析与图8的曲线趋势可知,连梁截面高度的增加对结构的抗侧移和抗剪承载力有利,究其原因是结构在受横向作用过程中连梁端部弯曲会对受拉内柱产生一个压力,使得内柱逐渐由受拉转为受压,从而分担了外柱的受压,一定程度提升了结构抗倾覆能力,有利于发挥结构的延性㊂耦联比恰好表示了连梁产生的这部分抗倾覆作用.而图9表明连梁腹板厚度为20㊁25mm 的结构比厚度为16mm 的结构的承载力更稳定,故下文取连梁腹板厚度为20㊁25mm 的结构考察耦联比与结33吴星煌,等/钢结构(中英文),35(12),29-35,2020构延性之间的关系㊂通过图9的骨架曲线算得各结构的性能信息见表3㊂由表3得出如图10所示的延性与耦联比关系㊂表3中极限位移取荷载下降到峰值荷载的85%时的位移,屈服位移按通用弯矩屈服法获取[27],延性为极限位移与屈服位移的比值㊂表3㊀各联肢钢板剪力墙的结构性能Table3㊀The performance information ofeach CSPSW model结构编号峰值荷载F p/kN极限位移Δp/mm屈服位移U y/mm延性μ耦联比CRS0*******.03785(0.035)205 3.840.48 S0*******.89822(0.036)242 3.400.61 S062010180.10987(0.043)242 4.080.73 S072010655.80987(0.043)242 4.090.84 S082010822.10908(0.040)228 3.980.93 S092011094.20876(0.039)224 3.91 1.03 S102011320.30820(0.036)222 3.70 1.11 S112011512.80771(0.034)218 3.55 1.19 S122011676.60764(0.034)215 3.56 1.26 S0*******.30788(0.035)235 3.350.48 S0*******.27806(0.035)245 3.300.62 S0*******.39825(0.036)205 4.030.74 S072510779.40998(0.044)241 4.140.85 S082511095.50921(0.041)236 3.910.95 S092511246.20877(0.039)225 3.90 1.04 S102511512.70808(0.036)224 3.61 1.13 S112511708.90772(0.034)220 3.51 1.21S122511094.20876(0.039)224 3.91 1.28㊀㊀注:括号内数值为极限位移角,即极限位移与结构总高的比值㊂图10㊀联肢钢板剪力墙延性与耦联比的关系Fig.10㊀The relationship of ductility&coupling ratio㊀㊀从表3可知,对连梁腹板厚度为20㊁25mm的两组结构,随着连梁截面高度的增加,峰值荷载提升效果越来越小,极限位移先增大后减小;延性最高的均出现在连梁截面高度为700mm的结构,其中延性最好的为结构S0725,其耦联比为0.85㊁延性为4.14㊂由图10可知,以延性为判别指标,耦联比从0.6到1.2的过程中,结构延性基本表现出迅速上升ң平缓上升ң缓慢下降ң迅速下降的现象,表明结构耦联比存在最优段;耦联比在0.6左端和1.2右端时结构延性有所上升,左端延性上升可能是连梁抗弯刚度太小而使结构表现出类似框架的破坏模式,使得结构过早进入塑性变形造成的;右端延性上升可能是过分增大连梁截面高度而使结构初始抗侧刚度明显增大,使得结构初始屈服点提前造成的㊂5㊀结㊀论通过对不同连梁截面高度的6层足尺联肢钢板剪力墙模型的耦联作用与结构力学性能的有限元模拟与统计分析,可得如下结论:1)连梁产生的耦联作用有减小外柱受压从而减缓结构失稳的作用㊂在连梁两端连接良好时,连梁的跨高比是影响结构抗侧刚度与耦联作用的主要因素,连梁截面高度对结构抗侧刚度影响最大,随着连梁截面高度的增加,结构抗剪承载力逐渐提升,但提升程度越来越小且承载力稳定性有所降低㊂2)各联肢钢板剪力墙模型均表现出在侧移达1/50位移角时开始达到承载力峰值,侧移达1/30位移角后承载力均明显下降,即1/50位移角前结构处于正常使用阶段,侧移达1/30位移角后结构承载力持续下降而面临倒塌㊂3)以延性为判别指标时,耦联比有最优段,耦联比从0.6到1.2的过程中,结构延性基本表现出迅速上升ң平缓上升ң缓慢下降ң迅速下降的现象,其中平缓上升段对应耦联比的最优段㊂参考文献[1]㊀Thorburn L J,Kulak G L,Montgomery C J.Analysis of steel plateshear walls:structural engineering:Rep.No.107[R].Canada:1983.[2]㊀Timler P A,Kulak G L.Experimental study of steel plate shearwalls:structural engineering:Rep.No.114[R].Canada:1983.[3]㊀Timler P A.Design procedures development,analyticalverification,and cost evaluation of steel plate shear wall structures: Rep.No.98-01[R].Canada:1998.[4]㊀Elgaaly M.Thin steel plate shear walls behavior and analysis[J].Thin-Walled Structures,1998,32(1/2/3):151-180. [5]㊀Berman J W,Bruneau M.Experimental investigation of light-gauge steel plate shear walls[J].Journal of Structural Engineer-ing,2005,131(2):259-267.[6]㊀Chen S J,Jhang C.Cyclic behavior of low yield point steel shearwalls[J].Thin-Walled Structures,2006,44(7):730-738. [7]㊀Chen S J,Jhang C.Experimental study of low-yield-point steelplate shear wall under in-plane load[J].Journal of Constructional Steel Research,2011,67(6):977-985.[8]㊀郝际平,曹春华,王迎春,等.开洞薄钢板剪力墙低周反复荷载试验研究[J].地震工程与工程振动,2009,29(2):79-85.43连梁耦联作用对联肢钢板剪力墙稳定与变形影响的分析[9]㊀曹春华,郝际平,王迎春,等.开缝薄钢板剪力墙低周反复荷载试验研究[J].西安建筑科技大学学报(自然科学版),2008(1):46-52.[10]于金光,郝际平,宁子健,等.半刚性框架-槽钢十字形约束钢板剪力墙结构抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2014(6):75-83.[11]郝际平,于金光,王先铁,等.半刚性节点钢框架-十字加劲钢板剪力墙结构的数值分析[J].西安建筑科技大学学报(自然科学版),2012(2):153-158.[12]房晨,郝际平,樊春雷,等.两种密肋框格屈曲约束低屈服点钢板剪力墙抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2017(10): 38-50.[13]葛明兰.半刚性框架-屈曲约束钢板剪力墙振动台试验研究与抗震性能分析[D].西安:西安建筑科技大学,2018. [14]郝际平,袁昌鲁,樊春雷,等.钢板剪力墙结构基于性能的塑性设计方法研究[J].工程力学,2015(7):118-127. [15]郝际平,樊春雷,钟炜辉,等.钢框架-钢板剪力墙基于中震的性能化设计方法[J].建筑结构,2015(3):1-7. [16]陈云涛,吕西林.联肢剪力墙抗震性能研究:试验和理论分析[J].建筑结构学报,2003,24(4):25-34.[17]Gholhaki M,Ghadaksaz M B.Investigation of the link beamlength of a coupled steel plate shear wall[J].Steel and Composite Structures,2016,20(1):107-125.[18]Pavir A,Shekastehband B.Hysteretic behavior of coupled steelplate shear walls[J].Journal of Constructional Steel Research, 2017,133:19-35.[19]Safari G M,Cheng J J R.Plastic analysis and performance-baseddesign of coupled steel plate shear walls[J].Engineering Struc-tures,2018,166:472-484.[20]谭智诚.联肢钢板剪力墙结构抗震性能分析[D].广州:广州大学,2018.[21]Borello D J,Fahnestock L A.Behavior and mechanisms of steelplate shear walls with coupling[J].Journal of Constructional Steel Research,2012,74:8-16.[22]Li C H,Tsai K C,Chang J T,et al.Cyclic test of a coupledsteel plate shear wall substructure[J].Earthquake Engineering& Structural Dynamics,2012,41(9):1277-1299. [23]中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑抗震设计规范:GB50011 2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2010. [24]周天华,李文超,管宇,等.基于应力三轴度的钢框架循环加载损伤分析[J].工程力学,2014,31(7):146-155. [25]李峰.钢板剪力墙抗震性能的试验与理论研究[D].西安:西安建筑科技大学,2011.[26]樊春雷.钢框架-钢板剪力墙结构基于性能的抗震设计研究[D].西安:西安建筑科技大学,2014.[27]中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑抗震试验规程:JGJ/T101 2015[S].北京:中国建筑工业出版社,2015.The Influence of Coupling Action of Coupling Beam on Stability and Deformation of Coupled SteelPlate Shear WallXinghuang Wu㊀Jiping Hao㊀Weihui Zhong㊀Weifeng Tian(School of Civil Engineering,Xi an University of Architecture and Technology,Xi an710055,China)Abstract:Coupled steel plate shear wall is a new type of lateral resisting system by linking coupling beam between steel plate shear walls.The introduction of coupling beam changes the anti-overturning mechanism,thus affecting the column s stability and structural deformation. Therefore,the cross-section of the coupling beam was used as a variable to study the influence of the coupling action derived from coupling beam on the stability and deformation of the coupling steel plate shear wall.A full-scale6-story steel plate shear wall was taken as the prototype,changing the coupling beam section,then Abaqus was used to simulate the monotonic and cycle loading.The results show that,the coupling effect of coupling beam can reduce the compression of the outer column then lighten the structural instability.With the increase of section height of coupling beam,the structural shear capacity is gradually increased,but the increasing trend is smaller and the instability of the shear capacity is increased gradually. Before the drift ratio reaches1/50,the structure is in normal use stage,while the shear capacity decreases significantly and the structure is in the risk of collapse after exceeding the drift ratio of1/30.When ductility is used as criterion,the coupling ratio has an optimal interval,as it rises from0.6to1.2,the structural ductility basically shows the phenomenon of rapid riseңgentle riseңslow declineңrapid decline.The coupling ratio of the gentle rise stage can attain the optimal interval.Key words:coupling steel plate shear wall;ABAQUS numerical simulation;seismic performance;coupling ratio53。
大型钢结构节点销轴连接接触力分布研究3篇
大型钢结构节点销轴连接接触力分布研究3篇大型钢结构节点销轴连接接触力分布研究1大型钢结构节点销轴连接接触力分布研究随着现代建筑技术的发展，大型钢结构已经成为现代建筑领域的一种常见结构形式。
而大型钢结构节点的连接，则是钢结构的重要组成部分之一。
连接的质量直接关系到钢结构的稳定性和安全性。
其中，销轴连接是一种常见而可靠的连接方式，而该销轴连接的接触力分布则是影响其连接质量的一个关键因素。
因此，在大型钢结构的销轴连接中，接触力分布研究也变得尤为重要。
一、销轴连接的基本结构及特点销轴连接是指通过销轴将两个结构件连接在一起。
其主要结构包括定位销、锁紧销、锁紧螺母、法兰垫片等组成。
在使用时，将定位销固定在一件结构件上，通过锁紧螺母将另一件结构件和定位销紧密接合，以达到连接两件结构件的目的。
这种连接方式具有连接紧密、可靠、便于拆卸等特点，广泛应用于各种钢结构中。
二、销轴连接接触力分布的影响因素销轴连接接触力分布的大小和分布均受到多种因素的影响。
其中，以下几个主要因素需要重视：1.结构件的表面形状和表面粗糙度：结构件表面形状和表面粗糙度决定了连接时两件结构件之间的接触情况，进而影响销轴连接的接触力分布。
2.连接件的尺寸：连接件的尺寸大小直接关系到连接件的强度和稳定性。
尺寸过小或过大都会对连接件的接触力分布产生负面影响。
3.连接时锁定力的大小：锁定力过大会导致连接部位的变形和应力集中，同时也会增加连接部位的接触力分布。
而锁定力过小则会导致连接松动和连接部位接触力分布不均匀。
三、销轴连接接触力分布的研究方法目前，对于销轴连接的接触力分布研究，主要采用有限元模拟方法。
有限元模拟能够模拟出连接部位的内应力分布和变形情况，同时也能够分析各种影响因素对接触力分布的影响程度。
在进行有限元模拟前，需要先进行连接的试验研究，确定连接材料的强度和刚度等参数。
四、销轴连接接触力分布研究的意义销轴连接接触力分布研究的意义在于为钢结构的安全设计提供指导意见。
连接方式对非对称三塔连体结构振动特性的影响
由图 ３可知 ：随着连廊结构与主体结构连接的
减弱， 周 期 逐渐 增 大 ，这 主要 是 由于连廊 的设 置使 三
个主体结构在一定程度上成为一个整体 ， 连接方式越 强， 整体结构刚度越大 ， 周期越小 ； 不同连接方式的 自 振周期变化趋势大致相同 ， 且前两阶的 自 振周期变 化都不大 ； 从第 ３ 阶到第 ９ 阶随着连接 的减弱 ，自 振 周期明显增大；从第 １ Ｏ阶开始 ，阶数越大， 自 振周
图 １ 办公楼 结构 平面
收稿 日 期 ：２ ０ １ ３ — ０ ７ — ２ ３ ；修订 日期 ： ２ ０ １ ３ ． ０ ９ ． ０ ２
Hale Waihona Puke 作者简介 ：姜素娟 （ １ ９ ８ ８ ～） ，女 ，河北承德人 ，天津城建大学硕士生
天 津城 市建 设 学院 学报 姜素娟等：连接方式对非对称三塔连体结构振动特性的影响
连体结构是一种新型的结构形式 ， 它是两个或多 个塔楼 由设置在一定高度处 的连接体相连而成． 连接 体的存在使得原来独立振动的塔楼相互作用 、 相互影 响， 连体结构的相互影响程度主要取决于连接体的刚 度 以及连接方式＿ ｌ Ｊ ． 连接体 与塔楼的连接方式可分为
析， 着重探讨了连接方式对整体结构周期以及振型等 振动特性的影响， 为相关工程设计提供参考依据．
天津城市建设学院学报 第 ｌ ９ 卷 第４ 期 ２ ０ １ ３ 年１ ２月
Ｊ ｏ ｕ ｒ ｎ ａ ｌ ｏ ｆ Ｔ ｉ ａ ｎ ｊ ｉ ｎ Ｉ ｎ ｓ ｔ ｉ ｔ ｕ ｔ ｅ ｏ ｆ Ｕｒ ｂ ａ ｎ Ｃ ｏ ｎ ｓ ｔ ｒ ｕ ｃ ｔ ｉ ｏ ｎ Ｖ ｏ １ ． １ ９ Ｎｏ ． ４ Ｄｅ ｃ ． ２ ０ １ ３
廊为钢结构桁架 ，弹性模量采用 ２ ０ Ｇ Ｐ ａ ．按照结构 施工图，本模型中主体结构 的泊松 比采用 ０ ． ２ ，密度
浅析轻钢结构件的连接工艺与性能研究 祝星杰
浅析轻钢结构件的连接工艺与性能研究祝星杰发表时间：2018-01-28T21:44:33.417Z 来源：《基层建设》2017年第32期作者：祝星杰[导读] 摘要：轻钢结构具有自重轻、用钢省、造价低、可跨越跨度大，在抗震设防烈度7 度及以下地区受地震影响小，制作、安装快捷等优点，近年来在工程中的应用日益增多。
浙江建效工程监理有限公司浙江杭州 310000摘要：轻钢结构具有自重轻、用钢省、造价低、可跨越跨度大，在抗震设防烈度7 度及以下地区受地震影响小，制作、安装快捷等优点，近年来在工程中的应用日益增多。
国家钢结构行业“十三五”整体发展规划中，着重对轻钢结构高性能材料的关键技术以及轻钢结构件的连接工艺说明，并制定了钢结构行业2025发展战略任务，对轻钢结构连接质量提出了较为严格的要求。
本文分析了轻钢结构件的连接工艺与性能。
关键词：轻钢结构件；连接工艺；性能；1 轻钢结构件的连接工艺1.1柱、梁、支撑的上拱与下挠及弯曲。
一是在翼缘板上，对着纵长焊缝，由中间向两端作线状加热，即可矫正弯曲变形。
为避免产生弯曲和扭曲变形，两条加热带要同步进行。
可采取低温矫正或中温矫正法。
这种方法有利于减少焊接内应力，但这种方法在纵向收缩的同时有较大的横向收缩，较难掌握。
二是翼缘板上作线状加热，在腹板上作三角形加热。
用这种方法矫正柱、梁、支撑的弯曲变形，效果显著，横向线状加热宽度一般取20—90mm，板厚比较薄时，加热宽度要窄一些，加热过程应由宽度中间向两边扩展。
线状加热最好由两人同时操作进行，再分别成三角形加热，三角形的宽度不应超过板厚的2倍，三角形的底与对应的翼板上线状加热宽度相等。
加热三角形从顶部开始，然后从中心向两侧扩展，一层层加热直到三角形的底为止。
加热腹板时温度不能太高、太快，否则造成凹陷变形，很难修复。
以上矫正尽量少浇水。
1.2柱、梁、撑腹板的波浪变形。
矫正波浪变形首先要找出凸起的波峰，用圆点加热法配合锤子矫正。
箭体结构连接刚度影响因素研究
收稿日期：2018－02－120引言火箭箭体由若干个舱段或部件组成，各部件之间有一些对接面，通过对接面上的连接件将部件连成一个整体。
通常，箭体各舱段之间采用箭体连接结构，用螺栓进行连接。
典型的螺接方式是将两个组件的对接面，用沿组件周向分布且与外框缘平行的螺栓（也可以是螺钉、销钉等连接件）连接固定。
这种连接方式使组件连接面上的作用内力包含剪力、弯矩、轴向压力。
连接面上的内力由螺栓受拉和对接框的部分端面受挤压来传递。
轴向压力由连接框的端面受压来传递。
部件间的剪力传递因存在对接面之间的摩擦而比较复杂。
当剪力大于摩擦力时，部分螺栓才承受剪力的作用。
这种螺栓连接结构的对接面对整个箭体的刚度影响较大［1⁃3］。
螺栓连接面的结构刚度特性较为复杂，同时受到预紧力、对接件厚度、螺栓分布、载荷等外界因素的影响，使得结构受力状况也很复杂。
本文针对以上几个影响因素进行研究，运用有限元法以及软件进行计算仿真，研究结构刚度和固有特性，连接螺栓预紧力的施加方法，最佳预紧力的确定以及对接件厚度、螺栓分布等外部因素对连接结构刚度和固有特性的影响［4］。
1连接结构特性影响因素理论分析1.1螺栓连接预紧力分析在螺栓连接中，过大的预紧力会导致螺纹连接零件静力破坏、被连接件滑移、分离或紧固件松脱等；过小的预紧力会导致螺栓疲劳破坏、设备质量增大和成本提高。
由此，预紧力的大小十分重要，预紧力的控制是螺栓连接中的重要问题之一［5］。
1.1.1预紧力分析计算根据已有的理论分析，螺栓的总拉力除了和预紧力Q p 、工作拉力F 有关外，还受到螺栓刚度C b 及被连接件刚度C m 等因素的影响。
根据材料力学的变形关系可知：从螺栓连接的受力与变形的关系入手，进行预紧力与工作载荷总拉力的分析计算是可行的［6⁃7］。
一般情况下，螺栓的总拉力F 0并不等于螺栓所受拉力F′与工作拉力F 之和。
当应变在弹性范围之内时，单个零件的受力可根据静力平衡和变形协调条件求出。
一种柔性铰链连接的柔性板结构振动模态分析
(
4
4
4
)
1， 15］ 子矩阵中的元素分别为［ N k = 1 （ 1 + ε k ε ） （ 1 + η k η ） （ 2 + ε k ε + η k η － ε2 － η 2 ） 8 1 2 Nxk = － 8 bη k （ 1 + ε k ε） （ 1 + η k η） （ 1 － η ） Nyk = 1 aε k （ 1 + ε k ε） （ 1 + η k η） （ 1 － ε2 ） 8 （ 4） j， m， n) ， ( k = i， 式中， ε= 单元应变矩阵
｛ δ e ｝ = ｛ w i θ xi θ yi w j θ xj θ yj w m θ xm θ ym w n θ xn θ yn ｝ T （ 2 ）
2
2． 1
铰接板结构有限元建模
图2
四节点板单元
薄板结构横向振动 所谓薄板， 就是板结构的厚度 h p 与板较小边的 hp 1 1 1 1 ． 弹性 ～ ～ ≤ ≤ 边长 b p 之比满足： 80 100 bp 5 8
图1
带有柔性铰链的柔性板结构示意图
1 为固定边界， 2 为水平铰链， 3 为太 在图 1 中， 5 为连接三角架， 4、 6、 8 和 10 为竖 阳帆板驱动机构， 7、 9 和 11 为柔性基板结构． 竖直铰链共有 直铰链， 四对， 其中连接板的三对分别连接于板的一条边的 两个角， 另一对连接三角架和太阳帆板驱动机构 ． 这 里考虑驱动太阳帆板在对准太阳转动时 ， 转动关节 所以引入了水平铰 及减速器引起的柔性关节因素， 链 2， 在分析计算时， 设定水平铰链的刚度比竖直铰 链刚度要大． 上述示意图已经对实际航天器的太阳帆板结构 进行了简化， 将铰链在小范围运动近似为线性扭转
连体结构连接方式探讨
连体结构连接方式探讨【摘要】随着时代的发展，人们审美观念的提高和现代建筑抗震技术的日益完善，高层建筑结构也在向着形式多样化，构件立体化，组合结构化以及高强度，高层次等方向发展，近年来涌现出了多种样式独特、体型复杂的结构形式，例如大底盘多塔楼、立面开大洞、连体结构以及错层结构等；本文研究的连体结构就是其中的一种，由于其形式新颖，规模恢弘的特点，在近二三十年来应用较为广泛。
【abstract 】with the development of The Times and the improvement of people’s aesthetic idea and modern building more perfect of seismic technology, high building structure to form in diversity, component three-dimensional, structured and combination of high strength, high level and the development direction, in recent years, various style emerged in a unique and shape of complex structure form, such as big chassis more open hole, the tower, joint structure and wrong layer structure, etc.; This paper studies the joint structure is one kind, because of its form is novel, the characteristics of the grand scale, in nearly two hundred and thirty years are more widely application.1.连体结构的特点和研究现状1.1连体结构的特点连体结构因为通过连接体将不同结构连接在了一起，体型比一般结构更加复杂，因此连体结构的受力情况比一般单体结构或多塔结构更为复杂[1]，主要表现在以下两个方面：1. 扭转效应应引起重视[2]与其他体型的结构相比较，连体结构的扭转振动变形较大，扭转效应明显，应引起设计人员的关注。
在薄壁框架节点处的扭转翘曲传递：运动学分析、建模和结构响应
毕业设计(论文)文献翻译学生姓名：学号： 1801080402所在学院：土木工程学院专业：土木工程专业文献题目: Torsion warping transmission at thin-walled frame joints: Kinematics, modelling and structural response（page 39 to page 44）中文译名：在薄壁框架节点处的扭转翘曲传递：运动学分析、建模和结构响应（第39页至第44页）指导教师：在薄壁框架节点处的扭转翘曲传递：运动学分析、建模和结构响应C. Basaglia,D. Camotim *, N. Silvestre【摘要】本文叙述了简单运动学模型的使用，来模拟薄壁框架节点处在梁的有限元结构分析的情况下扭转翘曲的约束和传递。
本文在回顾薄壁杆件的扭转行为所涉及的主要概念后，强调运动学模型的发展，旨在模拟连接两个或两个以上不对齐的平整通道（U型截面）或者I型截面的框架节点处的扭转翘曲传递。
最后，为了说明应用和展示上述运动学模型的功能，介绍和讨论了数据结果，这些运动学模型使得利用能说明节点处扭转翘曲行为的梁有限元模型成为可能。
出于验证的目的，将梁有限元获得的结果和由严格的壳有限元分析产生的值进行了比较。
【关键词】薄壁型钢框架、框架节点、扭转翘曲构件、节点扭转翘曲传递、梁有限元1、引言由于薄壁型钢框架往往是建立在有着低扭转刚度和高翘曲控制的敏感性的细长开放截面构件上，所以全面分析结构的节点行为的形成是一个相当复杂的工作。
一般情况下，只能通过使用壳或者固体有限元模型来严格地执行，这是一种需要大量计算（包括数据输入和结果解释）[1,2]的方法。
然而，在设计师明显支持使用基于梁有限元模型基础上、快速且易于使用的数值工具来分析框架（全面的）结构行为的情况下，这样的方法对于常规应用（例如工业建筑的设计）显然是不行的，却往往忽视了在节点处的扭转翘曲约束和传递的影响。
螺栓连接的滑移变形性能研究现状
算和分析，得出了该构件的受力分布图。从理论上对高强度螺栓连接的受力变化和破坏形式进行了分析研 究，为进一步改善高强螺栓连接构件的受力状况和结构设计提供了必要的理论依据。主要目的是通过 ANSYS 进行 3D 实体建模，分析高强度螺栓在高温下的抗拉工作性能和温度对高强度螺栓抗剪和抗拉的 极限承载力的影响。建模过程中，对高强度螺栓施加预拉力，利用接触单元来考虑螺栓和孔壁的接触与分 开的情况，及连接板之间的摩擦作用。材料的选择考虑了高强度螺栓在抗拉状态下的受力分析，考虑到强 化阶段的弹塑性模型；连接板采用双析线弹塑性模型，分析过程中包含了几何、材料和状态的三重非线性。
对于静定结构，连接的滑移并不影响结构的内力大小，但考虑节点的刚性，实际结构一般为非静定的， 此时螺栓连接的滑移变形对结构的内力分布和整体刚度特征有着直接的影响。例如，杆系结构的杆端如采 用螺栓连接，则杆轴线方向的螺栓滑移变形会影响杆件的轴向刚度。如杆端有弯矩，则弯矩方向的滑移变 形会对杆端节点的转动刚度产生影响，即影响节点的“半刚性”连接特征。因此, 要准确地分析钢结构全 过程的受力和变形性能，对螺栓抗剪连接的滑移量及滑移过程进行深入的研究是十分必要的。
（4） 其中： N A 为连接面的最大摩擦力, 即 0. 9n f uP ；u 1 和 u2 按式（4）计算，但应将 N 替换为( N - N A) 。其计算结果比较见图 10。
6
中国矿业大学力学与建筑工程学院《科研创新》课程报告
第7页
图 9 普通螺栓抗剪连接的滑移曲线比较
图 10 承压型高强螺栓抗剪连接的滑移曲线比较
2015-2016 学年第 1 学期 《土木工程科研创新》报 告 书
箱形柱与工字梁连接节点翘曲变形的传递分析
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收稿日期：2008-07-04；修改日期：2011-03-29 基金项目：国家自然科学基金项目(50908203) 作者简介：童根树(1963―)，男，浙江建德人，教授，博士，从事钢结构研究(E-mail: tonggs@)；
王继涛(1983―)，男，山东德州人，硕士，从事结构工程研究与设计工作(E-mail: lavender200303@)； *张 磊(1978―)，男，浙江舟山人，副教授，博士，从事结构工程研究(E-mail: celzhang@).
θb′ = −θc′
(2b)
利用同样的方法可知，对于图 2 所示的另外两
种节点(图 2(b)，图 2(c))，同样有：
θb′,l = θb′,r = −θc′,u = −θc′,l
(3)
从式(3)可知，翘曲变形在上柱( θc′,u )和下柱
柱子两个方向的位移模式如图12e12f所示两个方向的位移沿高度方向的曲线基本相同在数值上沿ansysshell481216800060004000200020004000离开节点中心距离梁扭转角60008000080604161202000204beamb06480880006000400020002000400060008000离节点中心距离10结构梁柱位移比较fig10deformations12162000400060008000离节点中心距离ansysshellbeamansysshellbeamansysshellbeam06016014040120100200800006beam004beam0200200004200040006000800010000120001400016000离柱底的距离12模型2000400060008000离节点中心距离方向位移16fig12deformations从上面几个典型算例的结果的比较可以看出本文的结果与壳体有限元的结果非常吻合说明本文结果的正确性
中国计量学院毕业设计论文 飞机蒙皮夹具设计
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中国计量学院毕业设计（论文）
分类号： TP2 UDC： 621
密 级： 公开 学校代码： 10356
中国计量学院 本科毕业设计（论文）
薄壁结构件装配夹具设计与优化
Design and Optimization on assembly fixture of thin walled part
0800101207
中国计量学院
2012年5月
中国计量学院毕业设计（论文）
郑 重 声 明
本人呈交的毕业设计论文，是在导师的指导下，独立进行研究 工作所取得的成果，所有数据、图片资料真实可靠。尽我所知，除文 中已经注明引用的内容外， 本学位论文的研究成果不包含他人享有著 作权的内容。对本论文所涉及的研究工作做出贡献的其他个人和集 体，均已在文中以明确的方式标明。本学位论文的知识产权归属于培 养单位。
43薄壁件飞机蒙皮定位元件设计及三维建模飞机蒙皮的定位元件包括蒙皮的支承座端面定位元件和侧面定位元件其中支承座不仅用于定位薄壁件同时还有其他定位元件需要安装在上面侧面定位元件将安装在支承座的下侧而对于端面定位元件因为整体框的位置在支承座的同一侧所以在整个夹具两端的薄壁件端面定位元件在结构上有所不同其中一端的元件需要避开整体框的位置影响
沈苏艺
二0一2年五月于中ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ计量学院
中国计量学院毕业设计（论文）
薄壁结构件装配夹具设计与优化 摘要：在机械配套零件中，应用到许多簿壁类零件。这些零件在飞机、汽车等大 型制造业中扮演着举足轻重的角色，在车（机）身的装配中占到了70%以上，汽 车（飞机）覆盖件就是其中重要的薄壁零部件之一。而对薄壁件的装夹工具设计 成为了决定薄壁件加工装配质量和精度的主要因素。 本文首先对薄壁结构组件进行装配工艺设计，再基于工件“3-2-1”定位原 理，设计长2000mm、弧长1537mm、厚3mm的弧形薄壁件（飞机蒙皮）装配夹具结 构，其中包括对薄壁件的分析、定位和夹紧方案设计、夹具结构设计等方面。在 此基础上，应用“N-2-1”原理探究薄板定位最优方案，同时结合个别定位点的 受力和位移误差分析，以此对薄壁件装配夹具进行优化。在结构设计中，主要利 用Solidworks软件进行三维建模；在力学分析上，主要通过Solidworks软件中的 simulation插件进行各定位点的受力和位移误差分析。 总之，飞机蒙皮装配夹具的设计与优化有助于提高蒙皮的装配质量和精度， 具有很强的现实意义。
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振动 ； 在实验过程 中两个部件 的接触面之间存在接 触 阻尼 ， 而有 限元计 算 过程 中未 能考 虑接触 阻尼 ， 进 而产 生误 差 。
传递特性分析 ， 然后对阶梯型螺栓联接结构施加三组 不 同预 紧力 ， 最后将 有 限元 计算值和 实验值进 行 比较 。计算结 果表 明，
由于在模态计算 时忽略 了阻尼 的影 响， 使得计算值和实验值 有误 差， 误 差在工程 允许 的范 围内； 被联 接件 形式为 阶梯型 时结 构的 固有频率较高 ； 被联 接件形式和螺栓预紧力对结构传递特性影响较 明显。
摘
要
被联接件形 式和螺栓预 紧力对螺栓联接结构 的模 态和传 递 函数有较 大的影 响， 但在 实 际的工程装 配和有 限元模 拟
时， 由于处理复 杂而经常被 忽略。首先通过 Ａ Ｎ Ｓ Ｙ Ｓ Ｗｏ ｒ ｋ ｂ ｅ ｎ ｃ ｈ软件 ， 对不 同被联接件形 式下 的螺栓联 接结构进行模 态分析 和
例， 对其进行不同螺栓预紧力下的模态分析， 并与实 验 比较 。在 此基 础上 ， 研究 不 同被 联 接 件形 式 螺 栓 联接结构传递 函数 的变化 ， 得 出在相 同的外界激励
２ ０ １ ３年 ６月 ２ ８ Ｈ收 到 航空科学基金 （ ２ ０ １ ２ Ｚ Ｂ ５ ４ ０ ０ ７） 资 助
０
． ． …
＿ ｌ ０ ｏ ０ ０ ０ （ ｍ ｍ ）
５ ０ ０ ０
图１ “ Ｌ ” 形螺栓联接结构模 型
特性的研究 对控制振动 的传 播有指导意义 Ｊ 。本
文 以不 同被联 接件 形 式下 的“ Ｌ ” 形 螺栓 联 接结 构 为
现 通过 测力 矩扳 手对螺 栓联 接结 构施 加螺 栓 预 紧力 ， 因此 在进 行有 限元 计 算 之 前需 要 将 测 力 矩 扳 手设 置 的螺栓拧 紧力 矩转 化 为沿螺 栓轴 向的螺栓 预 紧力 。在 有 限元 计 算 过程 中 ， 为 了更 加 精 确 的计 算模拟 螺栓 联接 结 构 的 固有 频 率 ， 在 建 模 的 过 程 中 忽 略了螺 纹 ， 并 将 螺母 与螺 杆 组 合 为 一体 Ｊ 。将 被 联接 件与 螺栓杆 之 间 、 螺母 螺 帽与被 联 接件之 问 、 螺 杆与 螺母 之 间均 设 定 为 绑定 接 触 ， 被联 接 件 之 间设 定为 有摩 擦接 触 ， 摩 擦 系数 为 ０ ． １ ５ Ｌ ｌ １ ， 并 采 用哆 曾 强
第一作者简介 ： 艾延廷 （ １ ９ ６ ３ 一） ， 男， 辽宁沈 阳人 ， 博士， 教授 。研究
方向 ： 航空发 动机整 机振 动 、 航空 发 动机试 验 技术 。Ｅ － ｍａ ｉ ｌ ： ｙ ｔ ａ ｉ ＠
１ ６ ３． ｃ ｏ ｎ。 ｒ
４期
艾延廷 ， 等： 被联接件形式对结构模 态及传递 特性 影响的研 究
分析， 且很 多学者 只 是 对螺 栓 联 接 结 构进 行 静 力 学 分析 ， 而 忽 略 其 动 力 学 特 性 的影 响 。 目前 ， 还 没 有把 不 同被联 接件 形式 的螺 栓连 接结 构及其 动 力学
１ 有 限元 模 型 模 态 分 析
１ ． １ 螺栓 联接 结构 有 限元模 型
４ ９
由振 动 中 ， 螺栓 联 接 结构 的两 个 接 触 面 之 间 的接 触 半径 一直 在改 变 ， 所 以接 触 刚度也 会 随着变 化 ， 而有 限元 模态 分析 ， 只 考虑 了线性 分析 ， 而 忽 略了非 线性
日 ｐ ＼ 馨
０ ４ ； ３ ８ ｌ ． ｌ ６ ３ ４ ３ ３ ２ ３ Ｏ ● ８ ● ２ ６ ２ ） 。
第 １ ４卷
第 ４期
２ ０ １ ４年 ２月
科
学
技
术
与
工
程
Ｖｏ １ ． １ ４ Ｎｏ ． ４ Ｆ ｅ ｂ． ２ ０１ ４
１ ６ ７ １ —１ ８ １ ５ ｆ ２ ０ １ ４ ） ｏ ４ — ０ ０ ４ ６ — ０ ５
Ｓ ｃ ｉ ｅ ｎ ｃ ｅ Ｔｅ ｃ ｈｎ ｏ ｌ ｏ ｇ ｙ ａ ｎｄ Ｅｎｇ ｉ ｎｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ
“ Ｌ ” 形 螺栓 联接 结构 （ 标准 型 ） 有 限元 模 型 如 图
１ 所示。
特性 分析 结合 起来 的研 究 。传递 函数 作为描 述 系统
动力 学特 性 的一种 方 式 ， 在较 多 的振 动 描述 方 法 当 中， 能够 直 接 反 映 激 励 和 响应 之 间 的关 系 Ｊ ， 传 递
关键 词 螺栓联接 模态 传递特性 螺栓预 紧力
中图法分类号
Ｔ Ｈ １ ３ １ ． ３ ；
文献标 志码
Ａ
螺栓联接被广 泛应用 于实际工程结 构 ， 在对螺栓
条件 下 ， 被联 接件 的联 接 形 式 和 螺 栓 预 紧力 对 结 构 传 递 函数 的影 响 。
联接结构 进行模 态仿真 和动力学 响应分析 时 ， 螺栓预 紧力对其 有着重 要 的影 响 ， 因而不能被 忽 略…。螺栓 联接结构 的被联 接件有 多种结构 形式 ， 可根据 被联接 件接触 面之 问的几何形状和被联接件 的几何 形状分为 标准型 、 阶梯 型 、 Ｖ型等 ， 而 不 同的结 构形 式具有 不 同 的几何 特性 。在对螺 栓联 接结构 进行 动力学 分析 时 ， 仅对其进 行稳定 载荷作用 下 的静 力学分析 是不够 的 ， 尤其是在载荷 随时问变化时更是如此 。 对螺 栓 联 接 结构 问题 的研 究 ， 学 者 们做 了大 量 的工 作 ， 但 是他 们 都 是基 于被 联 接 件 在一 种 结 构 形 式下 进行 研究 ， 而 没 有对 多 种 结 构形 式 进 行 比较
⑥
２ ０ １ ４ Ｓ ｃ ｉ ． Ｔ ｅ ｃ ｈ ． Ｅ ｎ ｇ ｒ ｇ ．
仪 表 技 术
被联接件形 式对结构 模态及传递 特 性 影 响 的研 究
艾延延 武 威 田 晶 路 闽
（ 沈 阳航空航天大学辽宁省航空推进 系统先进测试技术重点实验室 ， 沈阳 １ １ ０ １ ３ ６ ）