988 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 47 卷 作为目前比较成熟的装配式混凝土结构体系, 装配式剪力墙结构备受关注 [1]. 目前, 装配式建筑大多采用大面积预制一体成型的低矮剪力墙. 低矮剪力墙以受剪为主, 刚度和强度较大, 自重较大, 地震作用较大, 延性较差. 为提高剪力墙的延性, 文
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1 第 47 卷第 5 期 2017 年 9 月 东南大学学报 ( 自然科学版 ) JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEdition) Vol.47 No.5 Sept.2017 DOI: /j.isn 空腔剪力墙受力机理的理论与数值分析 徐 1 刚 1,2 李爱群 ( 1 东南大学土木工程学院, 南京 ) ( 2 北京建筑大学土木与交通工程学院, 北京 ) 摘要 : 为改善低矮剪力墙的抗震性能, 设计了一种空腔剪力墙. 分析了配筋的普通剪力墙 开暗缝剪力墙和空腔剪力墙在侧向荷载下受力特点的差异, 建立了空腔剪力墙的理论计算模型, 推导了空腔剪力墙在侧向荷载作用下的等效抗侧刚度和内力的计算公式, 并对影响空腔剪力墙刚度的各参数进行了探讨, 研究了各参数的影响规律. 结果表明, 空腔剪力墙降低了构件刚度和承载力, 提高了延性, 通过改变空腔的参数, 可实现剪力墙刚度 承载力和延性的合理匹配. 不同参数的模型验证结果表明, 理论计算公式误差在 15% 以内, 可满足工程估测需要. 对于低矮剪力墙, 通过合理改变空腔的长度和厚度, 不仅可以降低自重, 还可以较为显著地降低剪力墙刚度, 从而达到减小地震作用的目的. 关键词 : 空腔剪力墙 ; 装配式结构 ; 等效抗侧刚度 ; 低矮剪力墙中图分类号 :TU973 文献标志码 :A 文章编号 : (2017) Theoreticalandnumericalanalysisonstresmechanism ofcavityshearwal XuGang 1 LiAiqun 1,2 ( 1 SchoolofCivilEngineering,SoutheastUniversity,Nanjing210096,China) ( 2 SchoolofCivilandTransportationEngineering,BeijingUniversityofCivilEngineeringandArchitecture,Beijing100044,China) Abstract:Toimprovetheaseismicperformanceoftheshearwalwiththelowaspectratio,acavity shearwalwasdesigned.thediferenceofthemechanicalcharacteristicsamongthecommonshear wal,theshearwalwithconcealedverticaljointandthecavityshearwalunderthelateralloadswas analyzed.thetheoreticalcalculationmodelofthecavityshearwalwasbuilt.thecalculationfor mulasoftheequivalentlateralstifnesandtheinternalforceofthecavityshearwalunderlateral loadswerededuced.theparametersinfluencingthestifnesofthecavityshearwalwerediscused, andtheinfluenceruleofeachparameterwasstudied.theresultsshowthatthestifnesandthebear ingcapacityofthecavityshearwalisreducedandtheductilityareimproved.thereasonablematc hingamongthestifnes,thebearingcapacityandtheductilitycanberealizedbychangingthepa rametersofthecavity.theverificationresultsofthemodelswithdiferentparametersshowthatthe erorsofthetheoreticalcalculationformulasarelesthan15%,whichcanmeettheneedsofengi neeringestimation.forthecavityshearwal,bychangingthelengthandthethicknesofthecavity reasonably,boththeweightandthestifnescanbesignificantlyreducedsoastoreducetheseismic action. Keywords:cavityshearwal;prefabricatedstructure;equivalentlateralstifnes;shearwalwith lowaspectratio 收稿日期 : 作者简介 : 徐刚 (1990 ), 男, 博士生 ; 李爱群 ( 联系人 ), 男, 博士, 教授, 博士生导师,aiqunli@seu.edu.cn. 基金项目 : 国家自然科学基金重点资助项目 ( ). 引用本文 : 徐刚, 李爱群. 空腔剪力墙受力机理的理论与数值分析 [J]. 东南大学学报 ( 自然科学版 ),2017,47(5): DOI: / j.isn
2 988 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 47 卷 作为目前比较成熟的装配式混凝土结构体系, 装配式剪力墙结构备受关注 [1]. 目前, 装配式建筑大多采用大面积预制一体成型的低矮剪力墙. 低矮剪力墙以受剪为主, 刚度和强度较大, 自重较大, 地震作用较大, 延性较差. 为提高剪力墙的延性, 文献 [2] 提出了带竖缝剪力墙的概念, 从而大大提高了剪力墙的延性. 文献 [3] 尝试在剪力墙上开缝槽且允许墙板纵横向钢筋穿过, 其变形能力和耗能能力虽较整体墙有所提高, 但与开竖缝墙相差较多. 王 [4] 尧鸿等设计了一种空心剪力墙, 试验结果表明空心剪力墙改善了剪力墙的抗震性能, 较普通剪力墙延性好, 可应用于小高层结构中. 为改善低矮剪力墙的抗震性能, 本文提出了一种空腔剪力墙. 首先, 验证了数值模拟方法的合理性 ; 然后, 将普通剪力墙与空腔剪力墙的数值模拟结果进行对比分析, 并进行了空腔剪力墙受力机理的理论计算和数值模拟验证 ; 最后, 研究了空腔的各参数对于剪力墙等效抗弯刚度的影响. 1 空腔剪力墙的受力特点 选取文献 [1] 中的构件试验 SW1, 用 ABAQUS 软件建模, 进行单调加载分析. 钢筋采用空间桁架单元 T3D2, 混凝土采用连续实体单元 C3D8R. 钢筋通过 Embeddedregion 约束功能嵌入到混凝土中. 钢筋屈服准则为 vonmises 准则, 应力应变曲线为二折线, 屈服后斜率取初始弹性模量的 0.01 倍. 混凝土采用 ABAQUS 软件中的损伤塑性模型 [56], 塑性参数参照文献 [7] 确定, 定义本构时材料强度均取试验中的实测值. 试验滞回曲线与数值模拟骨架曲线对比如图 1 所示. 图中,F 为顶点施加的水平荷载值 ;Δ 为剪力墙加载点侧移. 由图可知, 从初始刚度到后期承 载力下降, 骨架曲线均与试验结果接近, 最终加载状态与试验结果相同. 试验过程为往复加载, 因此构件开裂和破坏分布基本对称 ; 数值模拟为单调加载, 构件塑性损伤基本呈单侧分布. 比较数值模拟塑性损伤云图和试验构件单侧裂缝的分布发现结果基本吻合, 剪力墙脚部均发生集中塑性破坏现象. 以上结果表明, 数值模拟较为准确地反映了剪力墙的真实受力状态, 从而验证了数值模拟方法的有效性. 设计了 5 个剪力墙模型, 编号分别为 HSW1, HSW2,HSW3,HSW4,HSW5. 各模型的截面尺寸和配筋如图 2 所示, 剪力墙高度均为 2m. 按照 SW1 有限元建模分析方法进行单调加载分析, 结果见表 1. 表中, 刚度是指构件位移角达到 1/1000 时的割线刚度, 现行规范对剪力墙层间位移角的限值为 1/1000, 此时的刚度可较为明确地表征构件在小震下的刚度 ; 位移延性为极限位移和屈服位移的比值, 其中屈服位移按作图法求得, 极限位移取承载力下降到峰值承载力的 85% 时对应的侧向位移 [8]. 比较表 1 中 HSW1 和 HSW2 的结果可知, 普 (a)hsw1 (b)hsw2 (c)hsw3 (d)hsw4 (e)hsw5 图 1 试验滞回曲线与数值模拟骨架曲线对比 图 2 剪力墙模型配筋图 ( 单位 :mm)
3 第 5 期 徐刚, 等 : 空腔剪力墙受力机理的理论与数值分析 989 通剪力墙开竖缝可以显著提高构件延性, 但对承载力和刚度的影响不大.HSW3,HSW4,HSW5 均设置了空腔, 空腔尺寸对剪力墙的性能影响较大, HSW3 和 HSW5 中不合理的空腔尺寸虽可降低剪力墙刚度, 但是延性提高并不大, 其中 HSW4 的延性显著高于其他构件, 且刚度降低较为明显. 表 1 单调加载分析结果 参数 HSW1 HSW2 HSW3 HSW4 HSW5 刚度 /(N mm 2 ) 峰值承载力 /kn 屈服位移 /mm 极限位移 /mm 位移延性 (a)hsw1 混凝土 (b)hsw2 混凝土 图 3 为极限位移状态的混凝土等效塑性应变云图. 由图可知,HSW1 呈现出明显的剪切破坏, 符合低矮剪力墙的破坏特点. 对于 HSW2, 在侧移较小时, 构件整体受力变形接近于 HSW1, 随侧移逐渐变大, 暗缝处混凝土损伤加重, 将构件混凝土明显分为 3 个墙柱分别受力. 对于 HSW3, 由于空腔壁较薄, 较早发生大面积塑性损伤破坏, 构件极限位移较小, 构件整体端部混凝土并未发生太大的塑性变形, 构件刚度和承载力大大降低. 对于 HSW4, 在逐步施加载过程中, 空腔壁先行塑性破坏, 而后内力转移至端墙, 端墙开始累积更大的塑性变形, 逐步破坏, 混凝土的塑性变形较为分散, 较为符合设计空腔剪力墙的初衷. 对于 HSW5, 由于空腔壁较厚, 未能发挥出空腔剪力墙的优势, 腔壁仍相当于整片剪力墙板, 整体破坏发生剪切破坏, 与普通剪力墙类似. 以上分析说明, 通过合理布置空腔壁厚和长度 ( 如 HSW4), 可以显著提高构件延性, 降低构件刚度和承载力, 使三者达到合理匹配. 2 受力机理的理论计算与数值模拟 [9] 本文以联肢剪力墙计算中的连续连杆法为基础 [10], 对空腔剪力墙的受力机理进行研究. 将空腔剪力墙分为左 右墙肢和中部空腔壁 3 个部分, 分别研究各自的受力和变形. 2.1 理论计算的基本假定 空腔剪力墙模型的几何参数如图 4 所示, 空腔可以为矩形或者等效矩形. 图中,A 1 为左墙肢截面积 ;A 2 为右墙肢截面积 ;I 1 为左墙肢惯性矩,I 2 为右墙肢惯性矩 ;H 为剪力墙总高度 ;P 为顶部集中荷载值 ;W 为倒三角荷载顶点值 ;q 为顶部集中荷载值 ;a 为空墙长度 ;b 为空腔厚度 ;c 为左 右墙肢中心距离 ;d 为剪力墙厚度. 对模型进行如下的基本假定 :1 忽略空腔壁的水平方向变形, 即假定 2 (c)hsw3 混凝土 (d)hsw4 混凝土 (e)hsw5 混凝土 图 3 混凝土等效塑性应变云图图 4 空腔剪力墙模型个墙肢在同一标高处水平位移相等, 转角和曲率相等 ;2 空腔两侧薄壁较薄, 可简化为分布于墙厚度中心的同等厚度的薄壁 ( 见图 5);3 空墙壁相对于剪力墙面积较小, 不考虑与基础的约束作用 ; 4 空腔剪力墙高度远大于空腔长度. 图 5 空腔壁产生的相对位移
4 990 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 47 卷 2.2 微分方程的建立与求解 由基本假定 2 可知, 空腔壁可简化为分布于墙厚度中心的同等厚度的薄壁. 应用结构力学原理, 将空腔壁沿中点切开, 得到静力基本体系, 切开后空腔壁只受正应力和剪应力作用, 正应力 σ(x) 与求解剪应力 τ(x) 无关, 因此可以将剪应力 τ(x) 作为基本未知量. 切口处沿剪应力 τ(x) 方向的位移由 3 个部分组成, 即墙肢弯曲变形产生的相对位移 δ 1 (x) 墙肢轴向变形产生的相对位移 δ 2 (x) 和空腔壁产生的相对位移 δ 3 (x), 其中 δ 1 (x) 和 δ 2 (x) 的计算公式同文献 [10],δ 3 (x) 如图 5 所示. 由基本假定 4 可知, 单位长度的空腔壁在 τ(x) 作用下产生的相对位移为 δ 3 (x)= 2aτ(x) (1) G 将 δ 1 (x),δ 2 (x) 和 δ 3 (x) 代入式 (1) 并经 2 次求导得 ( ) -2cθ m (x) bτ(x)+ 2aτ (x) E A 1 A2 G =0(2) 式中,E 为弹性模量 ;G 为剪切模量 ;θ m (x) 为各墙肢在截面 x 处的相对转角. 对于常见的 3 种荷载 ( 倒三角荷载 均布荷载和顶部集中荷载 ), 令 V 0 为剪力墙底部 (x=h 处 ) 的总剪力,V p (x) 为任意截面处的总剪力. 运用梁的弯曲理论, 整理式 (2) 可得 τ (x)- 2bc2 GH 2 ae(i 1 +I 2 ) +bgh2 2aE ( ) [ ] A 1 A 2 τ(x) H = 2-2bc2 GH 2 V p (x) (3) ae(i 1 +I 2 ) 2bcH 2 令 τ(x)= V 0α 2 1 2bcα 2 φ(x) (4) α 2 1= 2bc2 GH 2 ae(i 1+I 2 ) ( ) (5) α 2 =α 2 1+ bgh (6) 2aE A 1 A2 将式 (4)~(6) 代入微分方程 (3), 设 ξ=x/h, 求解可得在倒三角荷载 均布荷载和顶部集中荷载作用下的结果分别如下 : 1-(1-ξ) 2 + 2shα α -1+2 ch(αξ) ( 2 α) chα - 2 α sh(αξ)-2 倒三角荷载 α 2 (ξ)= ξ+ ( shα -1 α ) ch(αξ) chα -sh(αξ) 均布荷载 α 1- ch(αξ) 顶部集中荷载 chα (7) 将式 (7) 代入式 (4), 便可求得对应荷载下任意相对高度 ξ 处空腔壁受到的剪应力 τ(ξ). 将式 (4) 求导并令其为零, 可得空腔壁的最大剪应力及位置. 由基本假定 1 可知, 空腔剪力墙同一高度处侧向位移相等. 就空腔剪力墙的墙肢而言, 侧向位移由墙肢的弯曲变形和剪切变形叠加得到, 计算结果与联肢墙相同 [10], 但其中的各项参数 ( 如 α,α 1, I 1,I 2 等 ) 取本文空腔剪力墙的相应计算结果. 同样地, 当 ξ=0 时, 可求得空腔剪力墙顶点水平位移和等效抗弯刚度. 2.3 内力计算与截面设计 计算得到空腔剪力墙结构中各片空腔剪力墙的等效抗弯刚度后, 由悬臂梁原理可求得任一主轴方向上结构总水平荷载作用下第 j 层总剪力 V p,j (ξ) 和总弯矩 M p,j (ξ). 第 i 片空腔剪力墙 ( 共 n 片 ) 第 j 层分配到的水平剪力 V ij 和倾覆弯矩 M ij 分别为 V ij = V p,j(ξ)ei eq,i (8) n EI eq,i i=1 M ij = M p,j(ξ)ei eq,i (9) n EI eq,i i=1 式中,EI eq,i 为第 i 片空腔剪力墙的等效抗弯刚度. 对每一片空腔剪力墙分别进行分析设计. 每个墙肢任意高度 ξ 处的轴力 N(ξ) 为高度 ξ 处以上剪应力的积分, 两墙肢轴力大小相等, 方向相反, 即 ξ N(ξ)= bτ(ξ)dξ (10) 2 个墙肢任意高度 ξ 处的弯矩之和为 0 ξ M(ξ)=M p (ξ)-2c bτ(ξ)dξ (11) 根据基本假定 1, 各墙肢所承担的截面弯矩按各墙肢抗弯刚度进行分配. 另外假定剪力按各墙肢横截面积分配. 各层各墙肢的弯矩 轴力和剪力均可经式 (8)~(11) 求出, 按普通剪力墙截面配筋. 3 算例验证 为验证上述假定及理论推导结果, 设计了 7 个空腔剪力墙算例. 令左右墙肢长度分别为 L 1 和 L 3, 且 L 1 =L 3, 空腔长度为 L 2, 剪力墙厚度为 L 4 = 0.2m, 空腔厚度为 L 5, 弹性模量 E=30GPa, 泊松比为 0.2. 剪力墙总长度 L 1 +L 2 +L 3 =3m. 3 种荷载作用下的误差呈现出类似规律. 表 2 仅列出各模型在顶部集中荷载作用下的顶点侧移, 0
5 第 5 期 徐刚, 等 : 空腔剪力墙受力机理的理论与数值分析 991 其中数值解为 ABAQUS 弹性数值分析结果, 解析解为采用 2.2 节理论推导的计算结果. 在剪力墙顶端施加侧向点荷载 1MN. 模型编号 表 2 理论与数值结果对比 L 2 /m L 5 /m H/m 数值解 /m 解析解 /m 误差 /% 由表 2 可知, 随剪力墙高度增加, 误差逐渐减小, 这是因为基本假定 3 忽略了基础对空腔壁的约束作用, 剪力墙越低矮, 基础的约束作用对空腔影响越大, 假定所造成的误差越大. 空腔壁越薄, 基础对空腔壁的约束作用越弱, 误差越小. 空腔壁越长, 空腔壁面积越大, 基础的约束作用越大, 忽略约束造成的误差也越大. 总体来说, 各算例误差均不超过 15%, 工程上可以接受, 因此, 侧移和刚度公式可以作为估测空腔剪力墙变形和内力的依据. 顶部集中荷载作用下, 模型 6 和 7 的空腔剪力墙侧移曲线和空腔壁剪应力分布曲线分别见图 6 和图 7. 由图可知, 随着剪力墙高度增加, 理论推导的侧移曲线和空腔壁剪力分布的精度明显提高, 这主要是由基本假定 4 造成的, 通常情况下理论计算公式可以较准确地预测剪力墙结构中各片空腔剪力墙的侧向变形, 但是在空腔剪力墙顶部, 剪应力数值计算结果均减小, 理论推导结果与实际不符, 究其原因在于, 根据基本假定 4, 空墙高宽比无限大时, 空腔顶部仍与中部受力条件相同, 剪应力未减小. 然而, 对于整体结构中竖向通长的单片空腔剪力墙而言, 仅上部很少一部分楼层的剪应力减小, 对整体结构受力影响较小, 且在工程上, 偏大的剪应力是偏于安全的. 由此可知, 理论推导公式可较为准确地估测空腔剪力墙在侧向荷载下的响应. (a) 模型 6 (b) 模型 7 图 7 空腔壁剪应力分布曲线 4 参数影响分析 取表 2 中模型 6 为基本模型, 进行单参数分析. 各参数与剪力墙等效抗弯刚度的关系如图 8 所示. 其中,ω 为空腔长度与剪力墙总长度的比值 ;ε 为空腔厚度与总腔厚的比值 ;λ 为高宽比, 即剪力墙高度与总长度的比值. 由图可知, 增大空腔长度或增大空墙厚度均可降低剪力墙的等效抗弯刚度 ; 空腔对 λ 较小的低矮剪力墙的刚度影响显著大于细高的剪力墙. 当空腔厚度超过墙厚的 1/2 时, 刚度将迅速下降, 因此可通过开竖向小空腔或设置半透缝, 将剪力墙分为若干墙柱. 但是, 当剪力墙空腔长度较长时, 空腔厚度过大, 剪力墙整体的等效抗弯刚度降低较多. 空腔长度对剪力墙刚度的影响较为均匀, 基本呈现线性变化, 这是因为剪应力在截 (a) 空腔长度的影响曲线 (b) 空腔厚度的影响曲线 (a) 模型 6 (b) 模型 7 图 6 墙肢侧移曲线 (c) 剪力墙高度的影响曲线 图 8 各参数与剪力墙等效抗弯刚度关系曲线
6 992 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 47 卷 面上的分布沿长度方向基本均匀. 空腔在剪力墙中部附近, 对剪切变形的影响大于弯曲变形. 当 λ 大于 3 时, 等效抗弯刚度趋于稳定.λ 越小, 剪切变形比例越大, 空腔影响越大, 刚度变化越迅速. 因此, 对于低矮剪力墙, 通过合理改变空腔长度和厚度, 可以较为显著地降低剪力墙的刚度. 5 结论 1) 对若干空腔剪力墙模型进行单调加载弹塑性分析, 结果表明, 空腔剪力墙通过合理设置可以达到自重小 刚度低和延性好的目标. 2) 建立了空腔剪力墙的简化模型以及内力 刚度和侧移的理论计算公式. 通过算例验证了理论计算公式的精度, 且随参数变化, 公式预测精度和稳定性较好, 总体能满足工程要求. 3) 各参数对剪力墙等效侧移刚度的影响表明, 对于低矮剪力墙, 通过合理改变空腔长度和厚度, 不仅可以降低自重, 还可以较为显著降低剪力墙的刚度, 从而达到减小地震作用的目的. 参考文献 (References) [1] PengYY,QianJR,WangY H.Cyclicperformance ofprecastconcreteshearwalswithamortar sleevecon nectionforlongitudinalsteelbars[j].materialsand Structures,2015,49(6): DOI: / s [2] 武藤清. 结构物动力设计 [M]. 滕家禄, 等译. 北京 : 中国建筑工业出版社,1984: [3] 唐兴荣, 蒋永生, 丁大钧. 一种新型低剪力墙的试验研究 [J]. 东南大学学报 ( 自然科学版 ),1994,24 (3):53 58.DOI: /j.isn TangXingrong,JiangYongsheng,DingDajun.Experi mentalstudyonanew typeoflow riseconcreteshear wal[j].journalofsoutheastuniversity(naturalsci enceedition),1994,24(3):53 58.DOI: / j.isn (inChinese) [4] 王尧鸿, 吴定燕, 许淑芳. 带缝空心 RC 剪力墙墙板 及房屋模型刚度退化研究 [J]. 工程抗震与加固改造,2016,38(5):21 26.DOI: /j.isn WangYaohong,WuDingyan,XuShufang.Studyon stifnesdegradationofwalboardandbuildingmodels ofrc holow shearwalwithseams[j].earthquake ResistantEngineeringandRetrofiting,2016,38(5): DOI: /j.isn (inChinese) [5] 聂建国, 王宇航.ABAQUS 中混凝土本构模型用于模拟结构静力行为的比较研究 [J]. 工程力学,2013, 30(4):59 67,82. NieJianguo,WangYuhang.Comparisonstudyofcon stitutivemodelofconcreteinabaqusforstaticanaly sisofstructures[j].engineeringmechanics,2013,30 (4):59 67,82.(inChinese) [6] 刘巍, 徐明, 陈忠范.ABAQUS 混凝土损伤塑性模型参数标定及验证 [J]. 工业建筑,2014,44(S1): ,213. LiuWei,XuMing,ChenZhongfan.Parameterscali brationandverificationofconcretedamageplasticity modelofabaqus[j].industrialconstruction,2014, 44(S1): ,213.(inChinese) [7] 李伟琛, 韩小雷, 崔济东. 基于试验的 ABAQUS 混凝土塑性损伤参数取值方法 [J]. 结构工程师,2016,32 (2):64 69.DOI: /j.isn LiWeichen,HanXiaolei,CuiJidong.Determinationof damageparameterofabaquscdpmodelbasedon testdata[j].structuralengineers,2016,32(2):64 69.DOI: /j.isn (inchinese) [8]ParkR.Evaluationofductilityofstructuresandstruc turalasemblagesfromlaboratorytesting[j].buletinof thenewzealandnationalsocietyforearthquakeengi neering,1989,22(3): [9] CoulA,PuriRD.Analysisofcoupledshearwalsof variablethicknes[j].buildingscience,1967,2(2): DOI: / (67) [10] 吕西林. 高层建筑结构 [M]. 武汉 : 武汉理工大学出版社,2011:88 98.
吉林大学学报 工学版 ２４４ 第 ４ 卷 复杂 鉴于本文篇幅所限 具体公式可详见参考文 献 ７ 每帧的动力学方程建立及其解算方法如图 ３ 所示 图４ 滚转角速度与输入量 η 随时间的变化波形 Ｆｉｇ ４ Ｗａｖｅｆｏｒｍ ｏｆ ｒｏｌｌ ｒａｔｅ ａｎｄ ｉｎｐｕｔ η ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｃｈａｎｇｉｎｇ 图５ Ｆｉｇ ５ 滚转角随时间的变化波形 Ｗａｖｅｆｏｒｍ ｏｆ ｒｏｌｌ ａｎｇｌｅ ｗｉｔｈ
标题
第 35 卷第 期西南大学学报 ( 自然科学版 ) 3 年 月 Vol.35 No. JouralofSouthwestUiversity (NaturalScieceEditio) Feb. 3 文章编号 :673 9868(3) 69 4 一类积分型 Meyer-KiḡZeler-Bzier 算子的点态逼近 赵晓娣, 孙渭滨 宁夏大学数学计算机学院, 银川 75 摘要 : 应用一阶 DitziaṉTotik
任春平 邹志利 在坡度为 的平面斜坡上进行了单向不规则波的沿岸流不稳定运动实验 观测到了沿 岸流的周期性波动 波动周期约为 利用最大熵方法和三角函数回归法求得这种波动的主 频率以及幅值 分析了波动幅值在垂直岸线方向的变化 结果表明该变化与沿岸流变化类似 即在 沿岸流最大值附近这种波动强度最大 为了分析波动的机理 利用线性沿岸流不稳定模型对模型实验结果进行了分析 求得了不稳定运动增长模式和波动周期 并与对应实测结果进行了比较
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浙江大学材料与化学工程学院博士学位论文铝内衬轻质高压储氢容器强度和可靠性研究姓名 : 开方明申请学位级别 : 博士专业 : 化工过程机械指导教师 : 郑津洋 20070801 浙江人学工学博士学位论文 同几何结构的金属材料的有限元计算结果 轴向位移云图见图３
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第 期 孙义刚 等 砖混组合结构特征刚度系数对混凝土墙数量的影响 柱 圈梁箍紧砌体墙协同工作 因此混凝土和砌筑 砂浆强度等级是抗御地震力的第一道防线 在地震 力作用下 结构进入弹塑性阶段后 钢筋混凝土剪力 墙和钢筋混凝土楼板发挥其主要作用 承担着地震 水平力的作用和传递 作到裂而不倒 是抗御地震的
第 卷第 期 重庆大学学报 年 月!" #"$%&"' % 文章编号 ()(- 砖混组合结构特征刚度系数对混凝土墙数量的影响 孙义刚 潘志宏 邵阳学院城市建设系 湖南邵阳 + 摘 要 根据砌体墙钢筋混凝土墙组合结构的受力特点 提出了在地震作用下混凝土剪力墙合理数量的计算公式 公式中混凝土墙数量的取值参数的主要影响因素为 场地特征周期 抗震设防烈度 弹性层间位移角限值 组合结构特征刚度系数 非承重墙的自振周期折减系数等
南通大学学报 社会科学版 第 卷 第 期 双月刊 年 月出版 3 9 S ^ 9 F = S ]( ^ >? 67 = D ^ E Y GH I 摘要!"#$%&' ()*+,-./* :; 1 < #D.E? FGAH!" BI7JK LM.NO F
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高层建筑结构设计 第 6 章剪力墙结构分析与设计 西安建筑科技大学 史庆轩 标题 主要内容 : 6.1 结构布置 重点 难点 : 6.2 剪力墙结构平面协同工作分析 结构分类和分析方法 6.3 整截面墙的内力和位移计算 6.4 双肢墙的内力和位移计算 6.5 多肢墙的内力和位移计算 6.6 整体小开口墙的内力和位移计算 6.7 壁式框架的内力和位移计算 6.8 剪力墙分类的判别 受力特点对比和计算参数判别
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高强配筋剪力墙框 - 剪结构的地震行为研究 缪志伟 1,2, 陆新征 1,2, 叶列平 1,2, 姚震宇 (1. 清华大学土木工程系, 北京 184;2. 清华大学结构工程与振动教育部重点实验室 ) 摘要在框 - 剪结构的剪力墙中配置高强钢筋可以显著提高其安全储备, 使得剪力墙在框架之后屈服, 并改变地震剪力的分配规律 本文利用 MSC.Marc 25 以及清华大学在 MSC.Marc 基础上开发的混凝土纤维模型程序
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广西科技大学学报 第 卷 域 塑性铰区以外墙体基本保持弹性 腹板纵筋配筋区 纵筋配筋区 状态 因此 翼缘上竖缝可仅设置在墙体塑性铰区 以保证墙体刚度不至因翼缘设缝而降低很多 墙体按图 图 所示位置在其底部设置竖缝 竖缝高度采用东南大学 给出的塑性铰长度计算公式计算!! 光圆钢筋变形钢筋 图 形截面局
第 # 卷第 期广西科技大学学报 &!# '! % 第 年期 月 ' ( )')*+ '+&,+-. (,/+'/ '0 -/1'). % "#/$#%/$/ 局部设缝短肢剪力墙静力弹塑性分析 廖桂红 张 敏 广西科技大学土木建筑工程学院 广西柳州 摘要 针对底部设缝与传统不设缝短肢剪力墙 对静力弹塑性进行了分析 表明在剪力墙底部塑性铰区域设置竖缝后 破坏形式及变形能力均发生了改变 设缝后墙体塑性铰区域增大
第 29 卷第 9 期 Vol. 29 NO. 9 重庆工商大学学报 ( 自然科学版 ) J Chongqing Technol Business Univ. Nat Sci Ed Sept X * ABAQUS 1 2
第 29 卷第 9 期 Vol. 29 NO. 9 重庆工商大学学报 ( 自然科学版 ) J Chongqing Technol Business Univ. Nat Sci Ed 2012 9 Sept. 2012 1672-058X 2012 09-0076 - 06 * ABAQUS 1 2 1 2 1 2 1. 400074 2. 400074 初始地应力是岩土工程数值模拟时必需考虑的重要因素,
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318 第 44 卷 [5 6] 究则多集中于普通高剪力墙的抗震性能方面 如 : 曹万林等针对 RAC 普通剪力墙进行了低周反复荷载 [7] 作用下的抗震性能试验, 结果表明, 普通 RAC 高剪力墙的抗震性能比普通混凝土高剪力墙略差 ; 肖飞则针 对普通 RAC 高剪力墙在不同轴压比作用下的抗震性
![318 第 44 卷 [5 6] 究则多集中于普通高剪力墙的抗震性能方面 如 : 曹万林等针对 RAC 普通剪力墙进行了低周反复荷载 [7] 作用下的抗震性能试验, 结果表明, 普通 RAC 高剪力墙的抗震性能比普通混凝土高剪力墙略差 ; 肖飞则针 对普通 RAC 高剪力墙在不同轴压比作用下的抗震性](/thumbs/49/25921485.jpg "318 第 44 卷 [5 6] 究则多集中于普通高剪力墙的抗震性能方面 如 : 曹万林等针对 RAC 普通剪力墙进行了低周反复荷载 [7] 作用下的抗震性能试验, 结果表明, 普通 RAC 高剪力墙的抗震性能比普通混凝土高剪力墙略差 ; 肖飞则针 对普通 RAC 高剪力墙在不同轴压比作用下的抗震性")
第 44 卷第 4 期 2016 年 7 月 Journal of Hohai University( Natural Sciences) Vol.44 No.4 Jul. 2016 DOI:10.3876 / j.issn.1000 1980.2016.04.006 T 形 RAC 短肢剪力墙抗震性能试验研究 樊禹江 1,3, 余滨杉 2, 熊二刚 3 3, 苗晓瑜 (1. 长安大学建筑学院, 陕西西安
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建筑钢结构进展第 卷 :(2-!"9,+"9!5,:,-!9,!+,5.,+"! 联肢剪力墙体系作为一种高效的抗侧力体系 被广 泛应用于高层建筑结构中 在应用联肢墙体系的高层建筑结构中 建筑的门窗洞口上方形成沿高度方向均匀布置的连梁 连梁的作用主要体现在两个方面 一方面是作为联系构件连接两片单独的墙
第 卷第 期 年 月 建 筑 钢 结 构 进 展!" & 双阶屈服钢连梁联肢剪力墙体系的小震消能减震设计方法 李国强 庞梦德 孙飞飞 侯兆新 同济大学土木工程防灾国家重点实验室 上海 同济大学土木工程学院 上海 中冶建筑研究总院有限公司 北京 00 摘 要 提出了一种应用于联肢剪力墙体系的新型钢连梁 称之为双阶屈服消能钢连梁 并且在此基础上提出了基于小震消能的双阶屈服钢连梁联肢剪力墙体系的抗震设计方法
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38 5 216 1 1),2) 163318) 163318). API. TE256 A doi 1.652/1-879-15-298 MODE OF CASING EXTERNA EXTRUSION BASED ON THE PRINCIPE OF VIRTUA WORK 1) ZHAO Wanchun,2) ZENG Jia WANG Tingting FENG Xiaohan School
Ⅰ Ⅱ 1 2 Ⅲ Ⅳ
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自然科学版 预处理 视盘粗定位 视盘垂直坐标的粗定位 视盘水平坐标的粗定位
自然科学版 文章编号 视网膜图像中视盘的快速自动定位方法 赵晓芳 林土胜 李碧 摘 要 基于眼底视网膜血管的分布结构及视盘本身的特点 提出一种快速自动定位视盘的方法 首先根据视网膜血管的网络分布结构大致定位视盘的垂直坐标 然后根据视盘 的亮度信息及视盘与血管的关系来定位视盘的水平坐标 最后把视盘限定在以粗定位的视盘为中心的一个小窗口内 用 变换精确定位视盘中心 该方法不需要事先分割视网膜血管 也不需要对算法进行训练
机 械 工 程 材 料 大连理工大学三束材料改性国家重点实验室 材料科学与工程学院 辽宁大连 对铝热焊接不同预热时间 下 钢轨焊缝的显微组织 力学 性能和断裂机制等进行了研究 结果表明 在上述预热工艺下铝热焊缝处的组织均为铁素体和珠光体 焊缝中心处的硬度最低 缩短预热时间硬度值稍有提高 随着离开焊缝中心距离的增加硬度 值提高 热影响区靠近焊缝处硬度较大 向母材一侧逐渐降低 焊缝处轨头部位的抗拉强度最高
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一级建造师 建筑工程管理与实务 嗨学讲师 : 安慧 新浪微博 : 筱安安课堂开课了 答疑邮箱 :2475465940@qq.com 1 1A411010 建筑结构工程的可靠性一 可靠性 : 安全性 : 坚固不坏 不倒塌适用性 : 控制大的变形 裂缝耐久性 : 使用年限内 2 例 : 在遇到强震时, 房屋只局部出现裂缝不倒塌, 这表明该建筑 物满足 ( ) 要求 A 经济性 B 安全性 C 适用性 D
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高层建筑结构设计 第 4 章 结构计算分析和设计要求 西安建筑科技大学 : 史庆轩 标题 主要内容 : 4.1 高层结构计算分析 4.2 荷载效应和地震作用组合 4.3 高层结构的设计要求 4.4 抗震概念设计 4.5 超限高层建筑工程 主要内容 4.1 高层建筑结构的计算分析 4.1.1 计算假定 弹性假定 : 竖向荷载 风荷载及多遇地震作用下的内力和位移计算 但允许考虑结构的塑性内力重分布 原因
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第 期 房建成等 动态定位的强跟踪卡尔曼滤波研究
第 卷第 期 年 月 东南大学学报 房建成万德钧吴秋平 东南大学仪器科学与工程系 南京 提出一种改进的强跟踪卡尔曼滤波算法 应用于 动态定位滤波中获得明显效果 首先采用描述机动载体运动的 当前 统计模型 建立了一种新的 动态定位扩展卡尔曼滤波模型及其自适应算法 然后 为了进一步提高滤波器的动态性能 改进了周东华等提出的强跟踪滤波器 大大提高了 动态定位扩展卡尔曼滤波器的跟踪能力 动态定位 卡尔曼滤波
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31 4 2012 8 JournalofLanzhouJiaotongUniversity Vol31No4 Aug2012 :1001-4373(2012)04-0097-07 * 张友兵 张 波 ( 100073) : 分析了列车运行过程中的受力情况 给出了制动过程中减速度的计算方法 并采用正向 反向两种迭代方式计算列车制动曲线 两种方式计算出的制动曲线一致 证明了计算制动曲线的方法是正确的
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- * (( )) :-,,, ( ) ~ 与常规管中气 - 液两相流动不同, 水平管气 - 液两相变质量流动存在沿程管壁入流 在水平管单相变质量流动试验研究的基础上, 考虑了管壁入流对管壁摩阻系数的影响, 提出了孔缝 管管壁摩阻系数相关式 将气 - 液两相混合物看作均匀介质, 使水平管气 - 液两相变质量流的均相流模型的基本模型等同于单相变质量流的流动模型, 重点研究了气 - 液两相变质量流均相流模型中
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Rupture Index 12 4 a SPB C - 1 b SPB C Fig. 1 Model dimension 1 2 Fig. 2 Position of welding seam Fig s Temperature distrib
* 1 1 2 1 1. 266033 2. 266071 DOI 10. 7617 /j. issn. 1000-8993. 2013. 08. 026 EFFECT OF WELD BETWEEN SIDE-PLATE AND BEAM FLANGE ON THE BRITTLE FRACTURE OF SIDE-PLATE REINFORCED JOINT Liu Yun 1 Wang Yan
第 期 - #!- 李小军等$核电工程双钢板混凝土剪力墙面外受弯性能 率以及良好 的 抗 震 性 能 被 认 为 是 新 一 代 核 电 站 * 安全相关 墙 体 结 构 的 重 要 形 式 目 前 虽 然 钢 板混凝土剪 力 墙 结 构 已 经 被 应 用 于 核 电 工 程 但 缺乏钢板混 凝
* 3 6 第! 卷第 期 #$ 年 月 ; * < #$ 核电工程双钢板混凝土剪力墙面外受弯性能!# 李小军!李晓虎!
况伟大 本文在住房存量调整模型基础上 考察了预期和投机对房价影响 理性预 期模型表明 理性预期房价越高 投机越盛 房价波动越大 适应性预期模型表明 当消费 性需求占主导时 上期房价越高 房价波动越小 当投机性需求占主导时 上期房价越高 房价波动越大 本文对中国 个大中城市 年数据的实证结果表明 预期及 其投机对中国城市房价波动都具有较强的解释力 研究发现 经济基本面对房价波动影 响大于预期和投机 但这并不意味着个别城市房价变动不是由预期和投机决定的
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第 期 22 板填充墙钢框架受力性能的有限元研究 响 填充墙成为不参与地震剪力分配的 非结构 构 件 因此造成地震发生时框架短柱出现破坏 墙体大量开 裂甚至倒塌等灾害 建筑抗震设计规范 :! 也指出应避免不合理的墙体设置所导致的结构 主体发生破坏 压蒸无石棉纤维素纤维水泥板 22 板 填充墙是以 冷
第 卷第 期 年 月 建 筑 钢 结 构 进 展!" # "$" % &' & " & 00 板填充墙钢框架受力性能的有限元研究 郁有升 谢阳果 李建峰 胡海涛 & 青岛理工大学土木工程学院 山东青岛 & 青岛腾远设计事务所有限公司 山东青岛 摘 要 为了研究 22 板填充墙钢框架的受力性能和破坏机理 利用有限元软件! C1 对 22 板填充墙钢框架试件 设置两条中间竖缝的 22 板填充墙钢框架试件
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第 4 期 刘成清, 等 : 短肢剪力墙抗震性能理论分析与数值模拟 691 the accuracy of the calculation theory for ultimate axial compression ratio is verified. In the case of equal se
第 51 卷第 4 期 2016 年 8 月西南交通大学学报 JOURNAL OF SOUTHWEST JIAOTONG UNIVERSITY Vol. 51 No. 4 Aug. 2016 文章编号 :02582724(2016)04069007 DOI:10. 3969 / j. issn. 02582724. 2016. 04. 013 短肢剪力墙抗震性能理论分析与数值模拟刘成清, 韦小丹,
北京工业大学硕士学位论文弯桥理论的探讨及其支承体系的研究姓名 : 赵辉申请学位级别 : 硕士专业 : 桥梁与隧道工程指导教师 : 徐贺文 20070501 弯桥理论的探讨及其支承体系的研究 作者 : 赵辉 学位授予单位 : 北京工业大学 相似文献 (3 条 ) 1. 期刊论文谭万忠.
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剪力墙结构构件变形指标的研究 及计算平台开发 2008 级博士生 : 陈学伟指导老师 : 韩小雷教授华南理工大学土木与交通学院 剪力墙结构构件变形指标的研究 及计算平台开发 主要内容 第一章 第二章 第三章 第四章 绪论宏观单元理论研究及结构弹塑性分析平台 MESAP 的开发剪力墙宏观单元理论与单元开发修正斜压场单元理论与单元开发 平台开发 创新点 第五章 第六章 第七章 第八章 剪力墙构件低周往复试验及数值分析受弯控制的剪力墙构件变形性能指标研究受剪控制的剪力墙构件变形性能指标研究连梁构件变形性能指标研究
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84 哈尔滨工业大学学报第 45 卷 波纹管浆锚外墙拼缝的构造, 见图 1. 拼缝处采用了 外高内低 的 Z 形拼缝, 以达到外墙防水的目的. 灌浆孔设置在墙体内侧, 便于在结构内部灌浆施工, 通过安装斜向支撑固定和校正垂直度, 施工简便. 浆锚内墙水平拼缝设计在楼板处, 施工时可将上下层预制内墙接
第 45 卷 第 6 期 2013 年 6 月 哈尔滨工业大学学报 JOURNALOFHARBININSTITUTEOFTECHNOLOGY Vol45 No6 June2013 装配式剪力墙水平拼缝钢筋浆锚搭接抗震性能试验 陈云钢 1,2, 刘家彬 1, 郭正兴 1 1, 张建玺 (1. 东南大学土木工程学院,210096 南京 ;2. 安徽工业大学建筑工程学院,243002 安徽马鞍山 ) 摘要
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Microsoft Word - 习题答案1-6.doc
习题参考答案一 第一部分 几何组成分析 一 O X X X 二 ace 或 ade; 固定支座 ; 不可以 虚铰是连接两个刚片之间的两个链杆 三 无多余约束的几何不变体系 ; 有 个多余约束的几何不变体系 ; 无多余约束的几何不变体系 ; 无多余约束的几何不变体系 ; 5 瞬变体系 ; 6 无多余约束的几何不变体系 ; 7 无多余约束的几何不变体系 ; 8 无多余约束的几何不变体系 ; 第二部分 静定梁
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《全宋词》
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第 期 黄雪莲等 响应面优化绿色木霉菌培养基 材料与方法 菌种 仪器与试剂 菌种的活化 单因素试验 响应面优化试验 优化工艺的验证 数据处理 结果与分析
第 卷第 期 年 月 食品与生物技术学报 响应面优化绿色木霉菌培养基 黄雪莲 于新 仲恺农业工程学院轻工食品学院 广东广州 利用响应面分析法对绿色木霉菌的培养基进行优化 通过测量不同营养条件下绿色木霉 菌落生长直径研究其生物学特性 在单因素实验的基础上 选定葡萄糖添加量 丙氨酸添加量和磷酸二氢钾添加量 个因素进行中心组合实验 建立二次回归方程 并应用响应面分析法进行优化 结果表明 绿色木霉菌最佳培养基为葡萄糖
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33 7 2017 7 Vol.33,No.7 Jul.2017 DOI10.13652/j.issn.1003-5788.2017.07.027 Stimulationandtheoreticalanalysisofheattransferduringthe freezingprocesssimulationofbeef 1,2 1,2 1,2 1,2 TANG Wan 1,2 WANG Jin-feng
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934 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 42 卷 在结构基于能量抗震设计方法中, 累积滞回耗能 E H 在结构中的分布直接影响构件耗能需求的计算. 大量研究成果表明, 由于结构参数分布的复杂性和地面运动的不确定性, 强震作用下 E H 在结构中的分布存在不可控性, 即可能出现个别楼层形成局部耗
第 42 卷第 5 期 2012 年 9 月 东南大学学报 ( 自然科学版 ) JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEdition) Vol.42 No.5 Sept.2012 doi:10.3969/j.isn.1001-0505.2012.05.025 RC 框剪结构强震作用下的耗能分布模式与损伤机制 1 缪志伟 2 叶列平 1 裘赵云 1 李爱群
第 1 期闵珍, 等 : 再生混凝土框架抗震性能试验研究 23 生混凝土结构的研究不多, 影响了再生混凝土的推广应用 框架结构是目前我国一般建筑结构应用最多的结构形式, 也是再生混凝土可能率先应用的结构形式 为了给再生混凝土框架结构工程应用提供依据, 通过对 2 榀再生骨料掺量分别为 25% 50%
第 27 卷, 第 1 期 2011 年 3 月 世界地震工程 WORLD EARTHQUAKE ENGINEERING Vol. 27,No. 1 Mar. 2011 文章编号 : 1007-6069( 2011) 01-0022 - 06 再生混凝土框架抗震性能试验研究 闵 珍, 孙伟民, 郭樟根 ( 南京工业大学土木工程学院, 南京 210009) 摘要 : 通过 2 榀再生骨料掺量分别为 25%