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钢结构负载下焊接加固压弯构件研究重庆大学硕士学位论文（学术学位）学生姓名：蒋立指导教师：戴国欣教授专业：土木工程学科门类：工学重庆大学土木工程学院二〇一五年五月 ResearchonSteelBeam-columnsStrengthenedbyWeldingwhileUnderLoadAThesisSubmittedtoChongqingUniversityinPartialFulfillmentoftheRequirementfortheMaster’sDegreeofEngineeringByJiangLiSupervisedbyProf.DaiGuoxinSpecialty:CivilEngineeringCollegeofCivilEngineeringofChongqingUniversity,Chongqing,ChinaMay,2015 重庆大学硕士学位论文中文摘要摘要考虑到国内钢结构加固的需求在工业建筑中集中显现，以及可预期的在公共和民用建筑中的潜在需求，钢结构加固方面技术规范的修订具有重要应用价值。作为钢结构加固方法中最传统和最重要的手段，负载下焊接钢加固技术因其施工方便且耐久可靠，在目前各类结构加固工程中被广泛接受并寄予厚望。钢结构负载是既有状态，在负载的常态下要完成焊接加固并实现加固目标，需要对焊接加固过程及加固后受力性能规律的深刻认识。然而国外相关研究虽起步较早却不具体实用，国内既有规范亦年久失修，大量参照苏联经验，缺乏科学基础，不再符合当前需要。本文基于对国内外负载下焊接加固方法的相关研究、工程应用和技术规范现状的整体把握，特别是对国内外负载下焊接加固的焊接热影响问题的研究对比分析以及对国内规范和规程解决负载下焊接加固问题的条文框架的整体梳理，进一步完成了负载下焊接加固压弯构件的试验和数值研究，填补了国内外研究空白，着重研究和讨论了焊接热影响问题，并结合试验及有限元影响因素分析结果，在现有设计条文框架下改进提出了解决负载下焊接加固基本问题的新方法，以完善国内标准的系统性与科学性。本文主要研究内容为：（1）采用翼缘外对称贴焊钢板加固方案完成了不同初始负载下焊接加固压弯钢柱的静力试验，研究了负载下焊接加固过程构件的位移变化、腹板焊接应力应变重分布、加固后失稳破坏模式及稳定承载力。（2）依次采用不考虑焊接热影响与考虑焊接热影响的有限元分析方法，并考虑体壳耦合、接触及摩擦对试验的4个试件进行了非线性有限元模拟，并与试验对比验证可靠，进而获得了试验中无法获得的塑性渗透、焊接温度场、翼缘与加固板的焊接应力应变重分布以及翼缘边缘屈服承载力等结果。（3）采用考虑焊接热影响的有限元分析方法，对不同初始负载、偏心距、长细比及焊接热输入等级等因素适当扩大参数进行影响因素分析，完成了包括被加固压弯钢柱及加固压弯钢柱的共72个构件的受力全过程模拟分析，获得了各因素影响规律。（4）结合影响因素分析结果、国内外试验结果与规范计算结果对比，提出了新的负载下焊接加固钢构件的焊接残余变形的建议系数及公式以及压弯构件平面外稳定承载力计算的改进建议，为修订我国国家标准《钢结构加固设计规范》关于负载下焊接加固压弯构件设计计算方法提供了参考和依据。关键词：钢结构，负载下，焊接加固，压弯构件，静力试验，有限元，设计规范I 重庆大学硕士学位论文英文摘要AbstractConsideringthatinChinathedemandsforreinforcementofsteelstructureshaveintensivelyappearedinindustrialconstructions,andthatthepotentialdemandsinpublicandcivilbuildingscanbeexpected,itpossessgreatapplicationvaluetorevisetechnicalcodesforstrengtheningsteelstructures.Asthemosttraditionalandimportantmethodofstrengtheningsteelstructures,thetechnologyofstrengtheningbyweldingunderloadhasnownotonlybeenwidelyusedinvariousstructuralreinforcementengineerings,butalsobeengrantedhighexpectationsforitseaseofoperationanddurabilityandreliabilityofeffect.Beingplacedunderloadistheexistingstateofsteelstructures.Thusittakesprofoundknowledgeofperformancefeaturesduringandafterweldingstrengthening,astocompleteweldingoperationandachievegoalofreinforcementinthisnormalstateofloading.However,foreignresearcheslackspecificorpracticalprovisionsalthoughstartearly.Whiletheexistingdomesticcodehasbeenleftindisrepairforyears,whichquantitivelyreferstoSovietUnion’sexperiences,lacksscientificbasisandaccordinglynomoresuitsforcurrentneeds.Thispaperproceedsfromoverallgraspofrelatedresearches,engineeringapplicationsandtechnicalcodestatusofstructurestrengthenedbyweldingunderloadathomeandabroad.Theweldingheateffectproblemofweldingstrengtheningunderloadisspecificallycomparedandanalyzed,andtheprovisionsframeworkofdomesticcodeandspecificationtosolvetheproblemofstrengtheningbyweldingunderloadisthoroughlycombed.Thenexperimentalandnumericalstudyofbeam-columnstrengthenedbyweldingunderloadiscarriedout,whichfillsintheblanksofdomesticandforeignresearches.Theweldingheatproblemisstudiedanddiscussedsignificantly,andbycombiningtestingresultswithfiniteelementinfluencefactoranalysisanewmethodofsolvingthebasicproblemsofstrengtheningbyweldingunderloadisproposedwithinpresentdesignprovisionsframework.Thenewmethodwouldstrengthenthesystemicnessandscientificalnessofdomesticstandard.Themainresearchcontentsofthispaperareasfollows:(1)Statictestofsteelbeam-columnsstrengthenedbyweldingunderdifferentinitialloadsiscarriedout,withstrengtheningschemeselectedbysymmetricallyweldingsteelplatestooutsidesurfaceofflanges.ThedisplacementchangesofspecimenandweldingstressandstraindistributionofwebarediscussedduringweldingstrengtheningwhileIII 重庆大学硕士学位论文英文摘要underload,aswellasthebucklingmodeandstabilitybearingcapacityafterstrengthening.(2)Non-linearfiniteelementanalyses(FEA)neglectingandconsideringweldingheateffectareappliedinturntosimulate4specimensrespectively,whiletheanalysesalsoconsiderbody-shellelementcoupling,contactandfriction.ThenbycomparisonwithtestingresultstheFEAareverifiedreliable.Andfurthertheplasticpenetration,weldingtemperaturefield,strain-stressredistributionbetweenflangeandstrengtheningplateandflangemarginyieldcapacityareacquired,whichcannoteasilybemeasuredbytest.(3)Takingdifferentfactorslikeinitialloads,eccentricities,slenderratiosandclassesofweldingheatinputintoaccountmeanwhileexpandingtheparameters,FEAconsideringweldingheateffectareappliedtosimulate72steelbeam-columns.Theto-bestrengthenedandstrengthenedsteelbeam-columnsareallincludedinthewhole-processanalysesofloadingandtheeffectofthesevariousfactorsareacquired.(4)Bycomparisonofinfluencefactoranalysisresults,domesticandforeigntestresultsandcodescalculatitonresults,anewsuggestedcoefficientandformulaforcalculatingweldingresidualdeformationofsteelmembersstrengthenedbyweldingunderloadareproposed.Simultaneously,constructivesuggestionsforout-planestabilitycapacityofsteelbeam-columnsareputforward.ThesewillprovidereferenceandbasisfortherevisionofChinesenationalstandard“Designcodeforstrengtheningsteelstructure”.Keywords:Steelstructure,underload,weldingstrengthening,beam-columns,statictest,finiteelement,designcodeIV 重庆大学硕士学位论文目录目录摘要.........................................................................................................................................IAbstract.........................................................................................................................................III1绪论..............................................................................................................................................11.1选题背景及意义.......................................................................................................................11.2钢结构负载下焊接加固技术及其工程应用...........................................................................31.2.1钢结构加固概述...............................................................................................................31.2.2负载下焊接加固技术.......................................................................................................61.2.3负载下焊接加固的工程应用............................................................................................81.3国内外负载下焊接加固钢柱设计方法.................................................................................101.3.1国内外相关设计规范现状..............................................................................................101.3.2现有规范思路及其条文框架..........................................................................................111.3.3不同规范关于“一限值、二准则、四参数”的规定对比..........................................121.4国内外负载下焊接加固钢构件的研究现状.........................................................................181.4.2国外研究.........................................................................................................................191.4.3国内研究.........................................................................................................................241.5本文研究内容及方法.............................................................................................................271.5.1现有研究和设计方法不足..............................................................................................271.5.2本文的研究内容.............................................................................................................302负载下焊接加固工形压弯钢柱的试验研究.......................................................312.1试件设计.................................................................................................................................312.1.1试件尺寸.........................................................................................................................312.1.2钢材材料性能.................................................................................................................322.1.3试件初始缺陷.................................................................................................................342.2试验加载、加固及测试方案.................................................................................................352.2.1试验装置及加载.............................................................................................................352.2.2位移及应变测试.............................................................................................................372.2.3焊接加固.........................................................................................................................382.3试验结果及分析.....................................................................................................................392.3.1试验现象.........................................................................................................................392.3.2焊接加固过程位移特征.................................................................................................402.3.3截面应变.........................................................................................................................422.3.4荷载-位移及荷载-扭转关系曲线...................................................................................46V 重庆大学硕士学位论文目录2.3.5极限承载力.....................................................................................................................482.4本章小结.................................................................................................................................493不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析..................503.1生死单元技术.........................................................................................................................503.2有限元建模.............................................................................................................................513.2.1体壳耦合连接.................................................................................................................513.2.2边界约束.........................................................................................................................513.2.3接触及摩擦.....................................................................................................................523.2.4材性参数.........................................................................................................................523.3有限元结果分析.....................................................................................................................533.3.1极限变形状态.................................................................................................................533.3.2塑性渗透.........................................................................................................................533.3.3荷载-位移关系曲线.......................................................................................................543.3.4极限承载力.....................................................................................................................553.3.5设计承载力.....................................................................................................................563.4本章小结.................................................................................................................................574考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析.......................584.1间接热-结构耦合方法............................................................................................................584.2焊接热输入.............................................................................................................................594.2.1移动高斯热源的等效简化串热源（或点热源）模型..................................................594.2.2焊接热源模型的简单算例..............................................................................................604.3有限元建模.............................................................................................................................624.3.1加固焊接顺序模拟.........................................................................................................624.3.2材性参数.........................................................................................................................634.3.3初始残余应力.................................................................................................................634.4有限元结果分析.....................................................................................................................674.4.1焊接温度场.....................................................................................................................674.4.2极限变形状态.................................................................................................................694.4.3焊接时程-位移关系曲线................................................................................................694.4.4截面应变.........................................................................................................................724.4.5荷载-位移关系曲线........................................................................................................754.4.6边缘屈服承载力.............................................................................................................764.4.7极限承载力.....................................................................................................................764.5本章小结.................................................................................................................................78VI 重庆大学硕士学位论文目录5影响因素分析及设计方法建议..................................................................................805.1有限元模型参数化目标.........................................................................................................805.1.1计算长度系数的确定.....................................................................................................805.1.2初始应力比的确定.........................................................................................................825.1.3钢材材料性能的确定.....................................................................................................835.1.4热输入等级及焊接顺序的确定......................................................................................835.1.5初始缺陷.........................................................................................................................845.2有限元结果及影响因素分析.................................................................................................855.2.1最大名义应力比与被加固柱极限承载力......................................................................855.2.2荷载位移曲线.................................................................................................................885.2.3焊接残余变形.................................................................................................................945.3设计方法建议.........................................................................................................................955.3.1焊接残余变形计算.........................................................................................................955.3.2设计承载力...................................................................................................................1005.4本章小结...............................................................................................................................1056结论与展望..........................................................................................................................1076.1本文主要结论.......................................................................................................................1076.2展望.......................................................................................................................................108致谢..........................................................................................................................................109参考文献.....................................................................................................................................111附录..........................................................................................................................................118A.作者在攻读硕士学位期间发表的论文目录........................................................................118B.作者在攻读硕士学位期间参与的科研项目........................................................................118C.有限元影响因素分析的各试件过程计算参数及计算结果表............................................119D.有限元的核心源程序（影响因素分析部分APDL）........................................................122VII 重庆大学硕士学位论文1绪论1绪论1.1选题背景及意义近代发达国家工程建设的发展大致经历了三个时期：大规模新建时期、新建与加固改造并重时期和重点转向既有建筑的维修改造时期[1]。21世纪初，美国联邦政府行政部门（U.S.Dep.ofLabor）经过统计并预测，建筑加固改造业将成为新九大行业之一，美国土木工程师学会（ASCE）当时估算，美国需每年平均投入约2.6万亿人民币，以改善自二战后以来基础设施的安全性不良状态[2]。相比之下，我国2008年为应对全球金融危机由政府主导的4年4万亿基础设施投资的经济刺激计划，其中重点为新建和重建，即是说每年美国在加固改造工程方面的投资约是我国在新建项目上投入的2~3倍。发达国家建筑加固改造业已逐渐替代新建筑业成为主流，美、日及苏欧各国较早地重视对既有建筑的加固改造的研究和相关法规制定，日本在上世纪70年代便制定了《住宅区改造法》《土木建筑更换标准》等[3]，美国80年代出版了《房屋检查手册》及相关标准[1]，前苏联政府曾认为城市的改造与旧房的改建是现代条件下城市建设的关键，有《居住房屋技术管理》《建筑工程事故及其发生原因和预防办法》等十本专著出版[3]。在投入资金比例方面，90年代初，美国对既有建筑加固改造的投资占建设总投资的比重已经达到约50%，英国为70%，德国则达到80%。考察我国建设发展中更新改造资金占同期总基本建设投资比例情况，“一五”期间（1953-1957年），我国只有4%，“三五”期间（1966-1970年）为27%，“四五”期间（1970-1975年）为32%，“七五”期间（1986-1990年）已达54%[3]。1997年以后，我国加固工程年均增量超过30%，至2000年全国年加固工程已破百万平米[4]。到2009年，我国436.5亿m2城乡既有建筑中约有30-50%接近和超过设计年限，出现安全性和可靠度降低或功能衰退[5]。可以看到，虽然在二战后，我国因为历史原因大规模基础设施建设较发达国家滞后数十年，但是改革开放以来的社会经济快速发展，我国建筑业迅速发展达到空前繁荣，也经历着新建，新建与加固改造并举的过程。一方面既有建筑加固改造任务紧迫。当前我国大量建筑面临服役超期、抗震设防、旧城改造等问题，有待加固的各类建（构）筑物总面积超过100亿m2[2]。另一方面加固改造是建筑业向绿色低碳经济转变的要求。经济性上，据国内资料统计，改造比新建可节省资金约2/5，施工速度提高一倍，收回投资周期缩短2/3~3/4[6]。节能减排上，我国近95%的建筑是高能耗建筑，单位建筑能量耗费比同等气候条件国家高2~3倍，而加固改造是对建筑资源的再利用，减少再建设过程的1 重庆大学硕士学位论文1绪论资源占用和建筑垃圾的产生，降低能耗，符合社会可持续发展的要求[2]。综上两方面可以预见，我国不久将势必进入以维修加固改造为重心的第三个发展期，国家用于对既有建筑的加固改造费用将逐年增加，特别是工业建筑。我国五、六十年代，结合苏联援助建设156项重大工业项目，共建成的各类工业项目50多万个，其中一大批钢结构厂房的使用期限已接近结构的设计基准期，其维修改造加固已大量提到议事日程[6][7]。此外，国家统计局发布2010年我国城市化率51.3%，工业化率46.8%，同年世界银行数据显示全球平均城市化率50.9%，工业化率26.1%，我国工业化总量超前，然而城市化/工业化率的两率比仅为1.09，不及全球平均水平的1.95，远远低于发达国家诸如法国4.11、美国4.10、英国4.09、德国2.64和日本2.48，工业化对城市化推动力严重不足[8]。为加快从制造大国转向制造强国实施“中国制造2025”，大力调整产业结构，淘汰落后产能，推动产业技术改造，已成为当前政府工作的一项重要部署[9]。国内发展工业生产力的重心已从新建企业转移到对已有企业进行技术改造，生产工艺和设备更新周期日趋缩短，对已有钢结构在安全评定和加固技术方面提出了更高的需求[6][7]。钢结构本身层面，钢结构凭借其高材料强度、低结构重量、良好的塑韧性、制作安装机械化程度高和施工周期短等优点，已在工业建筑中占据绝对优势，在民用公共建筑特别是高层和大跨度结构中也得到了工程师的广泛认可，成为“向高度、空间获得更大建筑面积的最具价值、效益的选择”[10]。钢结构也因其环保型、易于产业化和可再次利用而被称为可持续发展的结构[11]。技术经济政策和产业政策层面，随着社会经济快速发展，钢材产量和品质不断提高，国家对建筑钢结构产业政策的积极转变，由限制使用钢材转变为合理利用钢材到积极使用钢材，积极合理地扩大钢结构在建筑中的应用。1997年，建设部发布《建筑钢结构产业“十五”计划和2010年发展规划纲要》明确指出，建筑钢结构是可持续发展的结构，应更加积极地发展[11]。2011年发布的《我国建筑钢结构行业发展“十二五”规划》指出，到2015年逐步实现全国钢材总产量的10％用于建筑钢结构，钢结构住宅建设占房屋建筑总面积比达到约15%[10]。综上观之，遵循国家可持续性发展战略，建筑业势必沿着绿色低碳的建设思路朝前发展。在这样的大背景下，建筑业一方面逐渐由以新建为重点转向对旧有建筑的加固改造，另一方面在新建建筑中逐渐加大钢结构建筑比重且不断往能源、基础设施、城市公共设施等其他建设领域延伸，虽然目前钢结构加固的需求主要集中在工业建筑中，但在可以预见的未来，钢结构加固必定大有可为。钢结构加固新技术的研究工作既具有重要的现实意义，又具有超前的预见性。2 重庆大学硕士学位论文1绪论1.2钢结构负载下焊接加固技术及其工程应用1.2.1钢结构加固概述一般建筑结构需要进行加固的原因有：①先天性缺陷；②后天管理不善、使用不当造成损坏；③为抗御灾害的加强或灾后的修复；④适应新的使用要求；⑤为进入中老年期建筑物而进行的正常诊断、处理[5]。从结构工作性能角度出发来看，一般建筑物的加固需根据建筑物的鉴定结论，进行针对建筑物缺陷及损坏的加固修复，以恢复或提高建筑安全性及耐久性，也可结合加固改善建筑使用功能，满足新的适用性要求[12]。相对混凝土结构和砌体结构而言，钢结构是一种便于加固的结构[13]。当钢结构存在严重缺陷、损伤或使用条件发生改变，经检查、验算结构的强度（包括连接）、刚度或稳定性等不满足设计要求时，应对钢结构进行加固[14][15]。常见的钢结构需加固补强的情况如图1.1所示。自然灾害设计施工钢材质量不合格事故损坏地基基础下沉缺陷构造处理不当生产安全事故钢结构加固工艺改进锈蚀使用条件长期使用设备更新改变削弱磨损图1.1钢结构加固的常见原因Fig1.1Commoncausesofstrengtheningsteelstructure注意到，也有可不进行加固的情况。对于已经使用多年的钢结构，考虑到它实际上已经经受过承载能力和使用的检验，在生产环境、荷载状况没有改变的条件下，为了保持结构的完整，对某些项目可不进行加固处理。例如超过规定限值但不影响正常使用的结构变形以及长细比超过规定限值但变形和承载能力仍满足要求的细长杆件[16]。当结构必须进行加固处理时，一般遵循如图1.2所示程序或如下工作程序[17]:结构可靠性鉴定→加固方案选定→加固设计→施工及验收。但结构或构件加固是一项复杂的工作，考虑因素很多，一般原则如下[14][15]：3 重庆大学硕士学位论文1绪论图1.2钢结构加固的工作程序[14]Fig1.2Operationalproceduresofstrengtheningsteelstructure(1)加固设计的范围及内容，可以是整体结构、指定的结构区段和特定的结构构件或部位，应依据建筑物鉴定结论及加固后的使用要求，由业主与设计单位商定。(2)加固后的钢结构安全等级，应依据结构破坏后果的严重性、结构的重要程度及下一个使用周期内的特定要求，由委托单位和设计人员商定。(3)加固时应尽量减少停产损失，因其往往是加固费用的数倍至数十倍，然而在负载下进行焊接加固是非常危险的，能否在负载下不停产进行加固，取决于结构应力应变状态。(4)加固设计应充分考虑实际施工方法并采取有效措施，以保证加固件与原构件可靠连接实现整体协同工作。加固施工应避免对未加固部分结构或构件产生不利影响，并充分考虑现场条件对加固施工方法、工期及加固成效的影响，应注意加固施工前（对加固时存在倾斜、失稳或倒塌等风险的结构）的临时安全措施以及加固过程中减少加固附加变形的加固措施。(5)对于损坏结构的加固，尚应分析造成损坏的具体原因（如高温、冷脆、腐蚀、振动、地基不均匀沉降等），并在进行结构加固之前提出针对性的处理对策。钢结构的加固方法最早由M.H.拉新科在《金属结构的加固》[18]一书中分为临时性、紧急性、永久性和预见性四种。（1）临时性加固：对于在根本性加固前而又必须在一个短时期内使用结构的情况，可以采用临时加固，其特点是采用简化的加固方法，且使用的材料与根本加固时不同。安装加固也属于临时加固的一种，当升起、移动及悬吊结构时，其受力条件与设计中确定的正常受力条件是不一样的，可能出现显著的逾越应力，因而有必要在安装时临时加固结构。（2）紧急性加固：在特殊突发情况下进行的加固，其特点与临时性加固一样。（3）永久性加固：（根本性加固）是加固的主要类型。（4）预见性加固：（一种先进的加固方法）是发展钢结构方面主要的任务之一，主要是在工业建筑中采用预见性加固，那些随着时间的进展，而有可能逐渐增加荷载的结构，要采用预见性加固的方法。例如有吊车荷载的车间结构物。4 重庆大学硕士学位论文1绪论我国1996年最先编制完成的CECS77:96《钢结构加固技术规范》[19]中已经将当时存在的加固方法进行了总结，同年编制完成的YB9257-96《钢结构检测评定及加固技术规程》[20]主要对增大截面加固方法进行了具有差异性的规定。国内规范对钢结构加固方法的分类认识也已较全面，如图1.3所示。钢柱的加固钢梁的加固钢屋架或托架的加固按加固对象分吊车系统的加固连接和节点的加固裂纹的修复和加固增加杆件截面法减小杆件自由长度法局部加固连接节点加固法按损害范围分全面加固改变荷载分布状况钢结构加固方法改变传力途径改变节点性质改变计算简图改变边界条件增设附加杆件或支撑按设计方法分施加预应力考虑空间协同作用不改变计算简图（增大截面法）负载加固按施工方式分卸载或部分卸载加固未负载加固（从原结构上拆下应加固或更新的部件）图1.3钢结构加固方法及其分类Fig1.3Methodsandclassificationofstrengtheningsteelstructure综上，现有钢结构加固的主要方法有：减轻荷载、改变计算图形、增加原结构构件截面和连接强度、阻止裂纹扩展等[19]。在1996年规范总结的加固方法框架下，加固方法的内涵随着结构新材料、预应力技术及组合结构技术的发展而不断丰富，近十几年国内外又发展起来一些具体的加固新技术，如粘贴钢板加固[21][22]、粘贴纤维复合材（FRP）加固[23]-[28]、套管加固[29]、预应力加固[30]-[33]、外包钢筋混凝土加固、钢管内填混凝土加固等。5 重庆大学硕士学位论文1绪论1.2.2负载下焊接加固技术增大截面的加固方法就是在原结构构件上增设新的加固件，增加构件截面积从而提高刚度和承载力的方法[34]。增大截面法加固涉及面广且施工便捷，特别是在满足一定前提条件下，还可在负载下进行加固，因而是钢结构加固中最常用的方法[14]。截面的加大，是借助于金属、混凝土、钢筋混凝土等，通过螺栓、电焊、粘接剂或者混合方式将辅助构件与原构件连接，或者仅在被加固构件中或整个结构中浇筑混凝土实现。有时，当构件已不能符合所提要求可用新的更大截面构件替换。借混凝土或钢筋混凝土加固的主要缺点是结构的自重增加很多，同时，如果在今后由于某些原因需要拆除加固构件的话，则就会产生许多复杂性，因此，仅仅是金属结构永久性的及预见性的加固才采用混凝土及钢筋混凝土，特别适用于已严重变形的构件和结构[18]。图1.4焊接加固与螺栓加固对比Fig1.4contrastofstrengthengingbyweldingandboltM.H.拉新科在《金属结构的加固》中指出，采用焊接钢板加固时由于能够使材料集中在离中性轴最远处，截面抵抗矩急剧增长，可以取得最大的效果，而如以螺栓加固构件就不可能达到目的，其加固也是很少有效的，如图1.4所示[18]。图1.51953年O’Sullivan螺栓钢板加固试验Fig1.5Testofstrengtheningusingsteelplatebyboltin1953(O’Sullivan)此外，增加的垫板和螺栓也带来的自重的增加，以及开洞带来截面的削弱，这6 重庆大学硕士学位论文1绪论些都使得螺栓加固效果将次于直接采用焊接加固的。如图1.5为1953年O’Sullivan螺栓钢板加固试验的加固后构件，他最终指出采用焊接加固可能更有效[35]。对于采用粘贴纤维复合材料(FRP)的增大截面加固方法，施工时需首先进行钢板的表面处理，通过粘结剂来保证加固件与原构件连接协同工作的性能可靠性不高，特别是在高温和腐蚀条件下工作的结构构件。此外，复合材料价格也相对较贵，对构件加固后刚度的提高能力也很有限。综上，仅从钢结构加固方法的比较而言，焊接钢板加固是最具有普遍应用价值的一种方法。文献[14]中给出了各类受力构件的一些现有可供设计时参考的采用钢材增大截面加固的形式，如图1.6~图1.9所示。加固时应综合考虑结构构件的受力及缺陷情况、加固后连接性能以及施工条件等方面选取最有效的截面加固形式。图1.6受拉构件的截面加固形式Fig1.6Sectionalstrengtheningpatternsoftensionmembers图1.7受压构件的截面加固形式Fig1.7Sectionalstrengtheningpatternsofcompressionmembers根据钢结构加固原则，加固时应尽量减少停产损失，因其往往是加固费用的数倍至数十倍[15]。因而，在负载下进行加固施工的情况是经常发生的，甚至是很难避免的，实际上即使将结构卸荷或设置临时支承，构件的自重仍然是存在影响的（特别是跨度较大的钢梁等）。此外，将构件全部拆卸下来在地面上进行加固，不仅在经济上往往不合算，并且还可能影响到其他构件。因此，在负载状态下进行加固便显7 重庆大学硕士学位论文1绪论示出特别的重要性[34]。图1.8受弯构件的截面加固形式Fig1.8Sectionalstrengtheningpatternsofflexuralmembers图1.9偏心受力构件的截面加固形式Fig1.9Sectionalstrengtheningpatternsofeccentricallyloadedmembers然而，负载下焊接加固本身存在一些需要解决的问题。一方面在负载状态下进行焊接加固是非常危险的，能否在负载下不停产加固，取决于结构应力应变状态[14]；另一方面如果加固施工时能完全卸荷，例如将构件全部拆卸下来放在地面上进行加固，加固件与原有构件中的应力水平是相当的，加固后构件的承载能力和刚度与相同截面的新构件没有什么差别，然而不能完全卸载时，在负载状态下加固所造成的加固件与原有构件应力水平的差别会使承载能力和刚度降低[34]。此外，负载下加固过程的焊接热影响带来的应力应变变化并对后期承载力带来一定的影响[36]。1.2.3负载下焊接加固的工程应用负载下加固人工少，工期短，工程直接费用低，且使建筑停用日期压缩到最短，间接经济效益明显，在实际加固工程中已经大量应用。王元清和祝瑞祥等[37][38]综述了近年负载下工程应用现状，包括某制药厂单层门8 重庆大学硕士学位论文1绪论式刚架轻钢结构厂房刚架梁和节点域加固[39]，河北省某高科技园区轻钢结构工业厂房加固[40]，广州石化总厂芳烃抽提装置改造工程中钢结构冷换框架加固[41]，峨眉铁合金厂五车间及一分厂加固工程[42]，波兰设计公司设计的某钢结构多层厂房加固[43]，某汽车交易市场的办公楼二层轻钢框架加固改造[44]以及合肥某机械制造公司2#钢结构厂房加固[45]等加固工程项目。此外，受到研究人员关注的还有，苏庆田等介绍了宝钢2号高炉炉体框架加固设计[46][47]，龚顺风等介绍了某电厂脱硝改造[48]，郭寓岷等介绍了青岛锻压机械厂机加工车间厂房加固[49]，张坚等介绍了上海世茂国际广场主楼钢柱负荷下补焊幕墙连接[50]，牛犇等介绍了天津国际贸易中心主塔楼续建和改建工程的钢结构焊接加固补焊[51]。这些工程应用实例表明负载下焊接加固技术在国内已经应用普遍，并积累了一定的工程经验。(a)(b)(c)(d)(e)图1.10负载下焊接加固工程中应用的工字形钢梁加固方式Fig1.10AppliedpatternsofstrengtheningI-sectionsteelbeamsbyweldingwhileunderloadinengineeringpractice这些工程，有的是由于工艺技术的改造及设备的增置而荷载增加引起的结构加固[39]-[43][46]-[48]，有的是由于建筑功能改变，结构局部削弱而引起的结构加固[44]，还有的是由于建造时设计或施工先天不足引起的结构加固[45][49]，同时均由于工艺、厂房或建筑净高的限制不允许增加结构高度，确定采用增大截面法进行加固。对工字形梁使用了如图1.10(a)上下翼缘内焊接钢板[39][40]、图1.10(b)上下翼缘外焊接钢板[41]、图1.10(c)单独下翼缘外焊接钢板[39]、图1.10(d)单独下翼缘外焊接T形钢[42][51]或图1.10(e)工字形变箱型焊接钢板[46][47]等加固方案；对工字形柱或支撑采用了如图1.11(a)翼缘内焊接钢板[40]、图1.11(b)翼缘外焊接钢板[41][45][48]、图1.11(c)单翼缘外焊接钢板[45]、图1.11(d)工字形变箱型焊接钢板[43][51]、图1.11(e)工字形变箱型混合翼缘外焊接钢板[43]或图1.11(f)单翼缘焊接T形钢混合两侧焊接角钢[44]等加固方案；对十字形柱采用如图1.11(h)十字形变八边形焊接钢板加固方案[46][47]；对双角钢杆截面屋架采用如图1.7(o)上弦并焊背角钢[49]加固方案。9 重庆大学硕士学位论文1绪论(a)(b)(c)(d)(e)(f)(g)(h)图1.11负载下焊接加固工程中应用的钢柱或钢支撑加固方式Fig1.11Appliedpatternsofstrengtheningsteelcolumnsandbracesbyweldingwhileunderloadinengineeringpractice在这些工程中，由于考虑到要求充分地利用已有建筑资源，缩短施工工期，减小对建筑使用功能和生产影响，或不破坏相联相关的围护结构（如屋面板、墙板）等经济因素，同时考虑现场焊接的可实施性，最终确定采用负载下焊接加固技术进行现场加固。1.3国内外负载下焊接加固钢柱设计方法1.3.1国内外相关设计规范现状国外虽然对于负载下焊接加固技术的研究开展较早，但除了前苏联《改建企业钢结构加固计算建议》给出个别限值规定，国外技术标准中均无具体规定或只有一般性提示。欧洲规范Eurocode（1993）[52]，德国标准DIN（1990）[53]和加拿大手册[54]等都没有含有通过焊接或者螺栓将钢板附于构件上的截面加固设计程序。美国焊接协会标准AWSD1.1/D1.1M:2010《钢结构焊接规范》也未提出具体的要求，只是提醒负荷状态下的补强与加固应由工程师决定当进行加热、焊接或热切割时构件允许承载的程度，必要时必须减轻荷载，考虑到升温将遍布横截面各处而应进行构件的局部和整体稳定的核查，以及在加固计算时按照不同应力来区别采用是否考虑应力重分布原则[55]。10 重庆大学硕士学位论文1绪论我国由清华大学土木工程系主编制定了协会标准的《钢结构加固技术规范》（CECS77:96）[19]，于1996年批准实施，这是我国第一部钢结构加固规范，同年冶金工业部建筑研究总院也主编完成了冶金行业标准《钢结构检测评定及加固技术规程》（YB9257-96）[20]。后来颁布的中国建筑工程行业标准《建筑钢结构焊接技术规程》（JGJ81-2002）[56]也主要借鉴YB9257-96的条文，规定了对于负荷状态下的补强与加固的具体要求。因此，长期以来的钢结构加固工作是按照CECS77:96和YB9257-96这两本96版标准来进行设计和施工。两本标准都对负载下焊接加固钢结构有若干设计计算及施工构造规定，但存在一定程度的差异。1.3.2现有规范思路及其条文框架如前所述，负载下焊接加固技术本身存在一些需要解决的问题。在形成技术规范时，需要在设计条文框架下解决负载下焊接加固的三个基本问题：能否焊接加固、加固后承载力、焊接过程的影响。目前我国的两部标准采用了相似的框架思路来进行考虑，总结起来可概括为“一限值、二准则、四参数”，即：①给出应力或应力比限值对能否负载下焊接加固进行限定；②基于“原有构件截面边缘屈服”或“加固后全截面边缘屈服”准则，采用加固折减系数、稳定系数、焊接残余变形和钢材换算强度这“四参数”分别对应力应变滞后效应、稳定影响、焊接热影响和异种钢焊接效应进行考虑，得出加固后承载力；③通过加固折减系数和焊接残余变形对焊接热影响进行考虑。但两部标准在具体规定内容上存在差异[57][58]。能否焊接加固：原构件中应力或应力比焊接残余变形焊接残余挠度焊接热影响焊接侧偏值负载下焊接加固焊接残余应力：加固折减系数k（仅YB）的基本问题加固件承载力贡献：计算原则应力应变滞后效应加固折减系数（塑性发展程度）截面塑性发展系数γx（仅CECS）加固后承载力焊接热影响：焊接残余变形异等级钢焊接：钢材换算强度稳定影响：稳定系数图1.12现有规范和规程对负载下焊接加固基本问题的解决框架Fig1.12Solutionframeworkonthebasicproblemsofstrengthengingbyweldingwhileunderloadinpresentcodeandspecification11 重庆大学硕士学位论文1绪论1.3.3不同规范关于“一限值、二准则、四参数”的规定对比（1）原有构件中应力的限值根据目前规范的思路，能否在负载下焊接加固，取决于原有构件应力状态，当满足限值要求才能在负荷状态下进行加固。因而负荷状态下采用焊接方法增加构件截面，应首先确定加固时的应力情况。对此，规范规定有所区别：YB9257-96给出对荷载的规定，验算时应据实际重新确定荷载；而CECS77:96给出了一般情况下对于承受轴心压（拉）力和弯矩的构件加固时的最大名义应力计算公式。加固时原有构件中应力限值大小的规范取定十分重要，将影响到负荷下焊接加固技术的应用范围、加固施工安全以及加固效果。国内外相关文献资料中的负载下焊接应力限值取定情况总结如表1.1所示。表1.1国内外相关文献的负载下焊接加固应力限值Table1.1Limitvaluesofstressforstrengtheningbyweldingwhileunderloadinrelatedmaterialshomeandabroad国家相关文献应力限值前苏联《结构构件焊接加固指南》σ≤0.8R前苏联《金属结构》[59]压杆σ≤0.7R~0.8R；拉杆无限制中国《钢桁架在荷载高应力下的加固补焊》[60]压杆σ≤0.85R；拉杆σ≤1.0R前苏联《改建企业钢结构加固计算建议》静力σ≤0.8R；动力σ≤0.4R，动力特重级σ≤0.2R中国《高荷载下的焊接技术》[49]拉力σ≤1.0fy；压力σcr≤f《钢结构检测评定及加固技术规程》非高荷载下静力σ≤0.8f；动力σ≤0.4f中国（YB9257-96）高荷载下静力（拉力σ≤0.9f或1.0fy，压力σcr≤f）《钢结构加固技术规范》静力或间接动力σ≤0.55fy；动力σ≤0.4fy，动力中国（CECS77:96）特重级σ≤0.2fy*注：表中R为钢材设计计算强度，fy为钢材屈服强度标准值，f为钢材设计强度；高荷载下静力指在承受静力下加固时应力超过0.8f的情况。对比可知，YB9257-96的应力限值，非高荷载下焊接加固的规定主要是考虑加固施工对原有构件的影响（原有构件因孔洞削弱截面或焊接时强度下降），根据《钢桁架在荷载高应力下的加固补焊试验》结果，并参考前苏联的《改建企业钢结构加固计算建议》和《结构构件焊接加固指南》的限值取保守值确定；高荷载下焊接加固的规定则考虑区分不同荷载形态，仅根据《高荷载下的焊接技术》试验结论得到，只是附加规定了在有经验的焊接工程师指导，并由经专门培训合格的焊工施焊的前提下才能进行高荷载下的焊接加固。此外，考虑fy=1.11f时对比中国规范和规程的取值可知，CECS77:96的规定应力限值比YB9257-96更偏保守。（2）加固后构件的计算原则12 重庆大学硕士学位论文1绪论负载下焊接加固后的新旧构件之间是如何协同工作发挥承载力的，或者说主要是加固的新加部分的承载力贡献程度如何，在设计计算中首先体现于计算原则。1）“原构件截面边缘屈服”准则，即加固后继续加载的新增荷载由加固件和原构件共同承担，以达原构件截面边缘屈服为设计承载力控制标准。其加固计算基本表达式为：00（1.1）0式中—加固时原有构件中的应力；0—加固后考虑加固件和原构件协同工作，在新增荷载下原构件截面的新增应力。2）“加固后全截面边缘屈服”准则，即加固后继续加载的新增荷载由加固件和原构件共同承担，原构件截面屈服后进一步考虑截面间发生应力应变重分布，以达加固件截面边缘屈服为设计承载力控制标准。显然，这种准则下的加固计算等同于将加固后全截面按新构件计算。两种计算准则的区别在于，是否考虑新旧部分的塑性及相互作用。以轴压构件为例，考虑一种理想极端情况，假定原构件截面在初始负载下已经达到屈服，如果按照“原构件截面边缘屈服”准则，则加固的新加部分没有承载力贡献，然而如果按照“加固后全截面边缘屈服”准则，新加部分的加固效果达到最大。考察国内外标准计算原则的发展历程，前苏联在二战后（50年代）对加固后构件的计算原则统一采用“原有构件截面边缘屈服”的准则[18]，60年代对钢结构加固进行了大量的研究后进一步提出了新旧截面间“应力重分布”概念。我国60年代参考当时前苏联的思路，并结合第一冶金建设公司做的钢桁架在荷载高应力下的加固补焊试验，由重庆钢铁设计院《工业厂房钢结构设计手册》[61]确定了在静载作用下采用考虑应力重分布的“加固后全截面边缘屈服”准则，在动力荷载作用下采用“原有构件截面边缘屈服”准则的计算原则。90年代编制冶金行业标准YB9257-96时继续沿用该原则。而同期的协会标准CECS77:96则参考80年代前苏联出版的《改建企业钢结构加固计算建议》更新后的思路，即不区分动力还是静力作用，都采用“加固后全截面边缘屈服”的计算原则，只是对承受动力荷载作用下的构件加固时采用比静力作用下相对更苛刻的应力比限值和加固折减系数。（3）加固折减系数负载下加固的结构属二次受力结构，存在二次受力特征。当结构进行加固时截面已经承受一定的应力和应变水平，在加固后的第二次加载受力过程中，虽然新旧截面共同受力，但加固件的应力应变始终滞后于原构件的累计应力应变，当原构件13 重庆大学硕士学位论文1绪论达到极限状态时，加固件可能达不到自身的极限状态，其潜力得不到充分发挥。表1.2国内规范与规程中计算原则及相关参数的比较Table1.2Comparisonofcalculationprincipleandrelatedparametersindomesticcodeandspecification二准则及CECS77：96YB9257-96四参数①静力下：“加固后全截面边缘计算原则“加固后全截面边缘屈服”准则屈服”准则；②动力下：“原构件截面边缘屈服”准则①轴压和N/An≥0.55fy的偏心受力情况下：①静力下，轴心受力取0.8，其加固折减ηEM=0.85-0.23σ0/fy；②其余情况，动力下取0.85，他情况均取0.9；②动力下取系数静力或间接动力下取0.91.0①静力下：按加固后截面取用轴压和偏心受压构件，按加固后截面查取《钢稳定系数稳定系数②动力下：按加固前结构设计规范》c类截面稳定系数后分别取用稳定系数①加固折减系数k综合考虑焊①偏心构件稳定和强度计算分别按ωx和ωT计接加固产生的残余应力和附加算附加弯矩：总挠度ωT=初始挠度ω0+加固焊接变形对承载力影响；②对非对焊接残余残余挠度ωw+增量挠度Δω称布置加固件、焊缝或非对称变形焊接加固后综合初始缺陷ωx=ωw+ω0施焊情况，计算中考虑焊接形②变形控制规定ωT计算值不超过限值心偏移值Δ；③焊接产生的挠度宜通过施工措施解决①强度计算的钢材强度设计值取值同YB方法；②稳定计算采用钢材换算强度设计值f*：钢材强度设计值取为加固件强钢材换算f0≤fs<1.15f0时，f*=f0；1.15f0Pu,cecs>Pu,yb”，YB计算值相对保守，主要原因是YB规定取加固板和原构件屈服强度两者的小值进行计算；而当初始负载较大（如BCS3）时，按GB的理论计算值更接近实际承载力。注意到，BCS2的初始几何缺陷极小，其试验的极限承载力比非负载下加固柱略偏高，也比规范结果偏高较多。48 重庆大学硕士学位论文2负载下焊接加固工形压弯钢柱的试验研究表2.7试验结果与规范计算结果比较Table2.7Comparisonoftestresultswithcodescalculatingresults试件P0/kNPu,exp/kNPu,gb/kNPu,gb/Pu,expPu,yb/kNPu,yb/Pu,expPu,cecs/kNPu,cecs/Pu,exp编号BCS001273.11063.30.84905.50.85961.10.75BCS11801229.21056.80.86899.90.85955.10.78BCS23601298.01065.00.82906.90.85963.30.74BCS35901132.61052.80.93896.50.85951.70.84*注：Pu,gb为按GB50017-2003计算的承载力，不考虑加固折减系数；Pu,cecs和Pu,yb分别按CECS77:96和YB9257-96计算的承载力，加固折减系数均取得0.9。2.4本章小结本章为研究钢结构压弯构件在负载下焊接加固过程的热影响以及不同初始负载对焊接加固后受力特性的影响，进行了Q345B工字形双轴对称截面采用翼缘外对称贴焊钢板加固方案的压弯钢柱的静力试验。研究了负载下焊接加固过程构件的位移变化、腹板焊接应力应变重分布、加固后失稳破坏模式及稳定承载力。并将试验结果与规范计算结果进行对比分析，得到以下结论：(1)四个压弯钢柱均呈现压弯受力状态，最终都发生明显的空间弯扭失稳破坏，卸载后试件整体弯扭残余变形明显。(2)加固焊接次序决定焊接残余变形的发展机理，焊接冷却后构件竖向位移、水平面内位移、水平面外位移等加固焊接残余变形的增大程度与初始负载有关，初始负载越大，焊接残余变形越大。焊接热输入大小和初始负载大小共同影响持载焊接的位移范围，即荷载-位移曲线的焊接平台段宽。(3)负载下焊接加固试件在的焊接加固过程产生应力应变重分布现象，加固后腹板应变较加固前明显增大，且受压近侧的腹板受压增大更多，加固焊接次序影响应力应变重分布开展方式。(4)初始负载和初始几何缺陷影响负载下压弯构件的承载力，初应力比为0.22时初始负载对承载力的影响可以忽略，而初始应力比为0.72时初始负载影响明显。(5)现有规范均未反映初始负载对压弯构件加固后承载力的影响，按YB的规范结果较为保守。49 重庆大学硕士学位论文3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析结构工程是以试验为基础的，通过试验研究以形成实用经验，但工程领域的问题并非完全都用试验，因为试验方法是费钱又费时的，甚至有些试验是在当前实验室条件下不可实现的。近些年来随着计算机的发展和有限元商业软件的普及，在工程领域中试验-有限元结合的研究方法逐渐成为主流，即采用有限元建立数值分析模型，并基于部分关键性试验进行有效性验证，再通过有限元模拟的影响因素及扩大参数化分析，可以进行更全面的研究，供研究者更加充分地进行预估、认识机理或者掌握规律，经济快捷且科学可靠。目前的负载下焊接加固钢结构研究几乎全部集中于轴压构件和受弯构件，仅清华大学李少甫和张纳新[79]进行了理论推导长程残余应力下偏压杆极限承载力的数值积分方法，作为CECS77:96《钢结构加固技术规范》[19]的基础，且此前国内外尚无一例关于压弯构件的试验研究，结合试验的相关讨论仍留存空白。本章采用生死单元技术并优化网格划分，考虑耦合约束和摩擦接触问题，对4个工字形压弯钢柱进行了负载下焊接加固的模拟分析。通过对比有限元与相应试验结果进行验证可靠，并与规范CECS77:96的计算结果进行了对比分析，以期为相关设计提供参考，同时为后续参数化研究指导规范修订奠定基础。3.1生死单元技术以往国内外学者对负载加固的轴压柱尝试建立了简略的分析方法。Brown建立了加固件与原构件间采用刚性连杆连接的受压加固柱简化力学模型，粗略地区分原构件与加固件之间的负载进行力学分析[69]。Marzouk等基于应变叠加理论，推导了考虑塑性渗透的负载下加固柱的数值有限元理论公式[71]。龚顺风等采用ANSYS对负载下加固轴压柱将初始负载作为初应力施加[48]，但不能考虑初负载下构件的受力变形，且对受弯和压弯构件需首先确定初应力分布，不能简单方便地运用。生死单元技术是目前结构施工过程模拟的主要方法[97]，通过杀死和分阶段激活可有效模拟构件的安装或加固过程，WuZQ等[74]和LiuYi等[75]-[77]分别首先用生死单元法对轴压钢柱和钢梁进行负载下焊接加固模拟。王元清等运用ANSYS结合生死单元法和热-结构耦合法进行负载下焊接加固过程仿真，模拟了轴压钢柱和受弯钢梁的负载下焊接加固试验，发现初负载越大，承载力越低，且仅采用生死单元的分析结果与考虑热输入有限元以及试验的承载力结果误差不超过8%，吻合较好[84][85]。采用该方法进行有限元分析，方法原理及具体过程如图3.1所示。50 重庆大学硕士学位论文3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析施工状态建模分析数学物理原理整体建模单元刚度矩阵乘绝对小数（默认1e-6）后置0，安装初始态杀死加固板及焊缝不贡献整体刚度，同样单元荷载、质量、阻尼等效果也相应为0P0加载施工过程态施加初始负载时死单元仍漂移然存在，将随活单元一起受力变形协调安装完成态全部激活恢复单元上述物理力学参数加载至破坏图3.1生死单元法原理及分析流程Fig3.1Theoryandanalysisprocedureofbirth-deathelementmethod3.2有限元建模3.2.1体壳耦合连接采用通用有限元软件ANSYS中的SHELL181壳单元模拟加固钢柱的翼缘、腹板、加固板和焊缝，采用SOLID185实体单元建立钢柱两端刚性端板和柱顶约束梁。通过对体壳共用节点的连接部位细化网格后CERIG生成耦合约束方程创建垂直刚性线，以实现模拟钢柱端部与端板焊接刚接，如图3.2所示。图3.2柱与端板的体壳耦合刚接Fig3.2Body-shellrigidcouplingbetweencolumnandend-plate3.2.2边界约束构件的约束条件通过对端板的约束体现，将底端板底面所有节点和约束梁外侧面所有节点的ux，uy和uz向平动约束，顶端板通过约束梁仅约束端板侧面节点的面外水平位移，以模拟试验中构件底端固接、顶端面内自由面外平动约束的边界条件。有限元模型及整体初始缺陷如图3.3所示。51 重庆大学硕士学位论文3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析底端板底面偏心加载约束ux,uy,uz约束梁外侧面约束ux,uy,uz侧向约束底端固结(a)网格划分及边界约束(b)受力简图(c)初始缺陷图3.3有限元模型及初始缺陷Fig3.3Finiteelementmodelandinitialimperfection3.2.3接触及摩擦考虑加固板与钢柱翼缘相互触碰且互切，实际处于面—面接触状态，其不互相穿透，具有只传递切向摩擦而不传递法向拉力的受力特点，本文采用TARGE170目标单元和CONTA174接触单元建立3D接触对，加固板内侧面为接触面，钢柱翼缘板外侧面为目标面，设置摩擦系数为0.3。试验时柱顶端板与约束梁的接触并非光滑而实际存在摩擦，边界摩擦约束的存在对刚度和承载力的影响不可忽略。采用混合接触，建立端板侧面与约束梁面之间的TARGE170-CONTA174面-面接触对以及端板角点与约束梁面之间的TARGE170-CONTA175点-面接触对，以模拟实际接触处于点-面接触状态与面-面接触状态的不断切换。摩擦系数对不同构件设置在0.035以内可以获得良好收敛结果。然而摩擦的影响复杂，试验加载初期摩擦对刚度影响较大，一段过后才趋于稳定，采用上述面-面接触的一致摩擦系数难于模拟前期摩擦影响的渐变过程，本文对非负载加固构件BCS0结合CNOF设置建立过盈渐变的接触模型来解决该问题，而CNOF只能在第一荷载步进行渐变，负载下加固构件的采用生死单元法要求多步加载，盈渐变方式在后续加载步中将实际过盈而不能适用。3.2.4材性参数腹板、翼缘以及加固板的应力—应变曲线关系如图3.4，均采用带有平台段的多线性等向强化模型，相应特征值根据相关材性试验数据取得（表2.2）。焊缝因缺乏实际模型，材性参数取同加固板。52 重庆大学硕士学位论文3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析fufy/Mpa应力f/Eystu应变图3.4常温下钢材的本构关系模型Fig3.4Constitutiverelationmodelofsteelatnormaltemperature3.3有限元结果分析3.3.1极限变形状态有限元模型分别按考虑约束梁与柱顶端板之间的摩擦与不考虑其摩擦进行分析，得到4根压弯构件的相应有限元分析结果，钢柱最终均发生空间弯扭失稳，与试验的破坏模态一致，典型试件BCS2的极限变形状态如图3.5所示。(a)平面外扭转(b)平面内弯曲图3.5典型试件BCS2的极限变形Fig3.5UltimatedeformationoftypicalspecimenBCS23.3.2塑性渗透图3.6给出了典型试件BCS2受力过程的屈服渗透情况。对于负载下加固试件，其偏心受压近侧的柱底翼缘边缘是受力最大部位，首先达到屈服，而此时新加的加53 重庆大学硕士学位论文3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析固板尚未进入塑性，如图3.6（a）所示。随着负载加大，截面上受压近侧的腹板和加固板相继进入屈服，沿构件方向屈服区也从柱底向柱顶渗透扩大。达到极限承载力时，构件三分点至中点部分的受压近侧截面向面外侧扭，屈服渗透情况因弯扭发生变化，如图3.6（b）所示，BCS2因侧扭翼缘向右凸出，出现受压近侧翼缘和加固板的压应力在试件中部右边和两端部左边卸载。（a）翼缘边缘屈服时（b）达极限承载力时图3.6典型试件BCS2的屈服渗透情况Fig3.6PlasticpenetrationoftypicalcolumnBCS23.3.3荷载-位移关系曲线图3.7有限元分析得到的柱顶荷载-面内水平位移曲线与试验结果的对比。可以看出，考虑摩擦的有限元相比未考虑摩擦的有限元结果与试验吻合更好。对于非负载下加固构件BCS0，其前期采用过盈渐变接触设置可模拟出两折线以适应试验前期摩擦影响下的刚度偏高现象，而后期通过混合接触摩擦设置模拟出的刚度与试验的后期摩擦影响下的刚度良好地吻合。对于负载下加固构件BCS1~BCS3，由于过盈渐变设置不适用于生死单元模型，考虑摩擦的有限元在初始加载阶段的刚度与无摩擦的有限元相同均比试验的刚度低，而在激活后的继续加载阶段，混合接触摩擦设置使得后期曲线刚度及趋势与试验较好吻合。值得指出的是，虽然考虑摩擦的有限元结果吻合较好，但仍然略有差异，可能的主要原因为：1）构件边界约束的实际摩擦影响极其复杂，有限元尚难全真模拟；2）有限元未考虑焊接热过程的加固焊接残余变形及焊接残余应力影响；3）未考虑焊接工字形截面的原始残余应力影响。54 重庆大学硕士学位论文3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析1200120010001000800800NNk/k/P600P600400400试验结果试验结果200有限元结果（有摩擦）200有限元结果（有摩擦）有限元结果（无摩擦）有限元结果（无摩擦）00020406080100120140020406080100120140160位移/mm位移/mm(a)BCS0(b)BCS11200120010001000800800NNk/k/P600P600400400试验结果试验结果200有限元结果（有摩擦）200有限元结果（有摩擦）有限元结果（无摩擦）有限元结果（无摩擦）00020406080100120140160020406080100120140160位移/mm位移/mm(c)BCS2(d)BCS3图3.7柱顶面内荷载-位移曲线有限元结果与试验结果对比Fig3.7Comparisonofload-displacementcurveattopofcolumnin-plainbetweenFEAandtest3.3.4极限承载力表3.1有限元极限承载力结果与试验结果对比Table3.1ComparisonofultimatecapacitybetweenFEAandtestresultsP0Pu,ExpPu,FEAPu,FEAPu,FEA0Pu,FEA0e/L试件编号/kN/kN/kN/Pu,Exp/kN/Pu,Exp(‰)BCS00127312300.9710980.860.78BCS1180122911740.9610830.880.61BCS2360129811950.9210820.830.07BCS3590113311811.0410360.920.21*注：表中Pu,Exp为试验得到的构件极限承载力，Pu,FEA为考虑摩擦有限元得到的极限承载力，而Pu,FEA0为不考虑摩擦有限元得到的极限承载力。有限元分析得到构件的极限承载力结果，将计算结果与试验值相比较如表3.1所示。可知，考虑摩擦的有限元比不考虑摩擦的有限元承载力结果与试验吻合更好。对于考虑摩擦的有限元分析结果，BCS0~BCS2均比试验结果偏小，主要由于摩擦因素增大承载力的复杂影响未能完全考虑。而BCS3承载力比试验偏大4%，是因为55 重庆大学硕士学位论文3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析试验焊接残余变形的附加偏心对承载力影响更明显，仅采用生死单元法的有限元尚难得出荷载-位移曲线中与持载加固焊接过程相对应的位移平台段，因而承载力的模拟较试验值偏高。对于不考虑摩擦的有限元分析结果，虽然BCS2相对BCS1初始负载增大，而初始几何缺陷极小，故承载力相对BCS1降低并不多，可见初始几何缺陷影响承载力。加之摩擦的影响或可解释试验中BCS2试件初始负载增大而承载力反而降低的原因。3.3.5设计承载力试验对试件BCS0的柱端和柱中点及三分点截面进行了受力全过程应变监测，发现受力最大位置为柱底截面的偏压近侧。如图3.8所示试验的柱底翼缘达屈服（压应变为0.0016）时对应承载力为1177kN，而考虑摩擦的有限元的柱底翼缘屈服时对应承载力为1099kN，两者吻合较好。SB-F-1SB-F-21200N（远侧）1000NB-F-1NB-F-2NB-F-1NB-F-2800N/k600P400SB-F-1SB-F-2200S（近侧）0-0.005-0.004-0.003-0.002-0.0010.0000.0010.002应变图3.8BCS0底端截面翼缘的荷载—应变试验曲线Fig3.8Load-straintestcurveofflangeofBCS0bottomsection现有CECS77:96《钢结构加固技术规范》对于设计承载力的计算是基于全截面边缘屈服准则，通过加固强度折减（或降低）系数修正以考虑负载下加固后新旧部分的应力滞后效应。根据有限元塑性渗透情况可知，对负载下加固试件BCS1~BCS3，可取偏压近侧柱底翼缘边缘屈服时对应承载力与规范设计承载力进行对比，如表3.2所示。而非负载下加固试件BCS0不存在应力滞后问题，理论上应采用加固板边缘屈服时对应承载力进行对比，但试验时加固板屈服强度高于翼缘，故实际翼缘先屈服，表3.2中仍采用有限元的偏压近侧柱底翼缘边缘屈服时对应承载力与规范设计承载力进行对比。56 重庆大学硕士学位论文3不考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析表3.2有限元翼缘边缘屈服承载力结果与规范结果对比Table3.2ComparisonofflangemarginyieldcapacitybetweenFEAandcoderesults0Pu,cecsPy,FEAPy,FEAPy,FEA0Py,FEA0试件编号fy/kN/kN/Pu,cecs/kN/Pu,cecsBCS0096110991.149881.03BCS10.229559851.039090.95BCS20.449638870.928490.88BCS30.729527440.787000.74*注：表中σ0为初始负载下按压弯构件计算的名义应力，σ0/fy为名义应力比，fy为材料名义屈服强度，取材性试验中腹板和翼缘结果的较大值，Py,FEA为有摩擦有限元得到的翼缘边缘屈服承载力，Py,FEA0为无摩擦有限元得到的翼缘边缘屈服承载力，Pu,cecs为按CECS77:96公式计算得到的设计承载力，加固折减系数为0.9。由表3.2有限元结果可知，初始负载越大，原柱边缘屈服时对应的承载力越小。CECS规范结果在初始负载较小时尚与有限元结果良好吻合，而初始负载较大时规范方法将偏不安全。分析原因在于，CECS77:96规范对静力和间接动力下的压弯构件统一取加固折减系数ηEM=0.9，只在接近轴压受力（N/An≥0.55fy）的少数情况下才取与初始负载相关式ηEM=0.85-0.23σ0/fy，对于大量偏心受力情况并未反映出不同初始负载的影响。3.4本章小结基于已经完成的负载下焊接加固压弯钢柱试验研究，采用不考虑焊接热影响的区分考虑摩擦与否的两种有限元分析方法，完成了负载下焊接加固压弯构件试验的数值模拟，并将试验结果与有限元分析结果对比分析，得到以下结论：（1）对无负载加固试件BCS0和负载下焊接加固试件BCS1~BCS3，采用不考虑焊接热影响的有限元方法，并用构件的实际尺寸、常温材性、初始几何缺陷及摩擦等建模分析计算的结果与试验吻合较好，验证了本文有限元方法的有效性。（2）有限元得到与试验一致的规律：初始负载越大，极限承载力越低，且初始几何缺陷影响极限承载力。但仅采用生死单元法不能模拟热影响的荷载-位移曲线平台段，对初始负载较大而焊接残余变形明显的情况，将一定程度高估承载力。（3）有限元揭示了试件受力过程的塑性渗透规律，且发现初始负载越大，原柱边缘屈服时对应承载力越小。按CECS77:96的规范结果不能反映初始负载对压弯构件承载力的影响，对初始负载较大时规范方法将偏不安全。（4）验证了试验摩擦实际存在的影响，考虑摩擦比不考虑摩擦的有限元在刚度和承载力方面都更接近试验结果。对于各类试验中不可避免的类似摩擦影响，采用本文混合接触与过盈渐变相配合的摩擦接触设置进行模拟具有一定的可行性。57 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析负载下焊接加固过程中，高度集中的瞬时热输入将造成不均匀的温度场分布。同时构件的材性与其温度是相关的，不同温度下物理力学性能通常不同，在焊接加固过程中和焊接加固后将产生焊接应力及焊接变形，可能对结构后续承载性能造成影响，因而需要考虑焊接热影响建立有限元进行分析。本章基于前面的生死单元方法，并对前期在ANSYS平台的有限元研究[84][85]所采用考虑焊接热影响的热-结构耦合分析方法进行了热源模型热输入改进和试验验证，对负载下焊接加固的3个工字形压弯钢柱进行了模拟分析并通过对比相应试验结果进行验证可靠，以期为相关设计提供参考，同时为后续参数化研究指导规范修订奠定基础。4.1间接热-结构耦合方法负载下焊接加固的全过程模拟，主要涉及焊接热力过程的温度场与应力应变场的耦合作用问题，现有有限元对于多物理场的耦合模拟主要有直接法和间接法两种方法。热-结构直接耦合法是使用同时具有温度自由度及位移自由度的耦合单元，进行一次求解即得到温度场和结构应力应变结果。但直接法可供选用的单元较少，且进行热分析和结构分析的双向耦合计算所需周期较长，同时考虑到温度场与应力应变场的耦合作用是低度非线性的弱相互作用，可忽略应力应变场对温度场的耦合影响，故本文采用间接方法进行分析。热-结构间接耦合法即先执行热分析获得温度场结果，再将节点温度作为荷载施加到经过热-结构单元变换的结构模型完成结构分析。热模型热-结构结构模型（SHELL131）单元变换（SHELL181）ETCHG定义随温度变化的热物理参数定义随温度变化的材性定义热力学边界条件定义结构边界条件施加热载荷杀死加固板瞬态求解应力应变场结果及焊缝单元BCS.rst初始负载温度场结果P0施加BCS.rthLDREAD,TEMP温度与力的激活加固板继续加载及焊缝单元图4.1间接热-结构耦合法分析流程图Fig4.1Analysisprocedureofindirectthermal-structuralcouplingmethod本文分析建模采用SHELL131-SHELL181热-结构单元对，加固板与翼缘间的58 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析TARGE170-CONTA174接触对同时支持热分析和结构分析，端板和约束梁只在结构分析中采用SOLID185建立，忽略其对热分析的影响，具体步骤如图4.1所示。4.2焊接热输入根据传热学的理论，热的传递有传导、对流和辐射三种基本形式，焊接时，电弧热源把热能传给焊件是通过一定的作用面积进行的，焊接时相当部分热量是通过辐射和对流输给焊件的[98]。焊接热源具有瞬时性（加热速度极快，电弧焊时可达1500°C/s以上）、局部集中性和运动性的特点，在时间及空间域内均容易形成较大梯度的非均匀温度场[99]，对于焊件而言，这种局部不均匀热输入是产生焊接应力与变形的决定因素，因而焊接数值模拟时关键的前提是焊接热源模型的合理选取[100]。移动高斯热源模型被认为是对目前常用焊接方法（如手工电弧焊、钨极氩弧焊等）进行数值模拟的较理想模型，常用来进行较精细的焊接残余应力分析，但相当耗时[101]。Sharatkumar等采用9节点的退化壳单元按高斯热源加载模拟焊接残余应力，结果表明使用高斯热源和壳单元对薄板和厚板均适用，与实验结果吻合较好[102]。牛犇等采用三维实体单元建模在表面施加热流密度的热源模型，对1:5缩尺构件进行热分析获得温度场结果[51]。对于实际加固构件的全长角焊缝情况，先前对于受弯和轴压构件的焊接加固研究采用移动点热源的简化模型[84][85]，但热输入以1500摄氏度为控制目标尚未能体现实际热输入的影响。本文基于与移动高斯热源模型热量输入等效原则，采用ANSYS壳单元模拟焊缝建立了简化的移动分段点热源模型，即按试验分段采用只在每道次的焊缝中心施加热输入功率的特殊串热源模型。点热源作用的坐标定位按试验的施焊次序随时间变化，热输入功率则由实测有效功率确定，以尽量模拟试验真实的焊接过程。4.2.1移动高斯热源的等效简化串热源（或点热源）模型(a)高斯热源热流密度分布简图(b)焊缝分段示意图图4.2串热源模型[93]Fig4.2Stringheatsourcemodel59 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析相关数值算例表明，采用基于与移动高斯热源热量输入等效原则的串热源模型，可以在保持精度的同时提高计算效率高达200倍，适于对构件的焊接模拟[103]。高斯热源的热流密度分布可由如下函数描述[98]：2qrqKrmexp（4.1）式中q(r)——热流密度J/(m2·s)；q2m——加热斑点中心最大比热流J/(m·s)；K——能量集中系数，m-2。串热源模型的简化效率得到证实，但与广泛在工程中运用商用有限元尚无衔接，应用受到限制。通用有限元软件ANSYS为瞬态热分析提供了BF或BFE命令[104]，可对通过节点或单元施加热生成载荷HGEN（体荷载HGEN表示单位体积上的生热速率W/m3）实现热输入。本文考虑在ANSYS有限元模型建立时对每一焊接道次的焊缝只包含四个单元为一组，将串热源模型进一步简化，采用只在焊缝单元组中心节点用BF命令施加热输入功率的特殊串热源（或点热源）模型，仍基于热量输入等效原则，建立如下关系进行衔接：HGENPV/(4.2)PUIHGENUIV/(4.3)其中，P表示有效热输入功率；η表示功率有效系数，本文认为所采用二氧化碳气体保护焊的飞溅损失热量较少，对于从焊机端读取的电流I和电压U经导线降低不多，该系数可取1；V表示所施加热输入的焊缝单元组的体积或节点的从属体积。4.2.2焊接热源模型的简单算例表4.1简单算例的相关热性能参数Table4.1Relatedthermalparametersofsimplecalculationexample单元体积电流电压焊接时间对流换热系数导热系数密度比热/mm3/A/V/s/(W/(m2·K))/(W/(m·K))/(kg/m3)/(J/(kg·K))420110228.520537850439.8对焊接加固钢柱时分区段焊接的一道长60mm厚4mm的焊缝进行壳单元的模拟，厚度和长度方向等分将一道焊缝划为四个单元，如图4.3(a)所示。建立对流边界条件并采用BFE命令对焊缝单元组施加热生成率（HGEN=1.44e9W/m3）进行热60 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析分析，相关热性能参数见表4.1。热分析结果如图4.3(b)和(c)所示，初始整体环境温度为20℃，焊接加热后焊缝温度达到3511.6℃。(a)焊缝网格划分(b)稳态热分析结果(c)瞬态热分析结果图4.3焊缝的有限元热分析（BFE命令对单元施加HGEN=1.44e9）Fig4.3Thermalfiniteelementanalysisofweld(BFEcommandonelement,HGEN=1.44e9)考虑绝热条件下的热量传递与温度变化（不计热传导过程和能量散失），有如下理论升温公式：QPtcVT(4.4)(a)对边线中间节点(b)对中间节点图4.4焊缝的有限元热分析（BF命令对节点施加HGEN=1.44e9）Fig4.4Thermalfiniteelementanalysisofweld(BFcommandonnode,HGEN=1.44e9)图4.5焊缝的有限元热分析（BF命令对中间节点施加HGEN=5.76e9）Fig4.5Thermalfiniteelementanalysisofweld(BFcommandoncentrenode,HGEN=5.76e9)可知，升温与热生成率和时间正相关，与密度和比热容反相关。按上述热输入代入理论公式计算得到升温ΔT为3551.7℃，有限元热分析结果与理论分析结果吻合良好。61 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析如图4.4所示，若HGEN只施加到焊缝边线中间节点（BF命令），得到梯度温度分布，最高温度795.9℃，最低温度117.0℃，平均温度456.5℃为原温度结果的1/8左右；若HGEN只施加到焊缝中间节点，温度结果892.9℃为原温度结果的1/4左右。可知，有限元中对节点施加热生成率时是按节点从属体积施加，故热输入按公式(4.3)考虑中间节点从属体积进行计算得到HGEN为5.76e9W/m3，分析得到温度为3511.6℃与原按单元施加热生成率的温度结果一致，如图4.5所示。实际试验能控制的是电流电压，高斯热源是热流分布，有限元的是热生成率，本文基于能量等效原则提出的简化串热源（点热源）模型及其衔接公式建立联系三者的桥梁，使得有限元分析能够模拟实际焊接的热输入。基于以上方法，结合焊接时间和焊接次序，可以实现考虑不同焊接热影响进行因素分析：（1）焊接速度不变时，电流电压增大（即热生成率HGEN变大）的影响；（2）电流电压不变时，焊接速度快慢（即焊接时间变化）的影响；（3）焊接速度，电流电压不变时，焊接次序不同的影响。4.3有限元建模4.3.1加固焊接顺序模拟试验中先焊偏心受压远侧加固板，再焊受压近侧。图4.6为钢柱负载焊接加固顺序，每一侧均按照A-B-C-…-H-I的区段顺序，区段内再细分道次，对区段长度200mm的A区段分8道焊，每道焊长50mm；对区段长度均为350mm的B~I在每区段各10道焊，每道焊长70mm。每道焊缝现场焊接约20s，焊后停歇40~60s。910785B634127856A3412(a)焊接的区段顺序(b)焊接的道次顺序图4.6焊接加固施焊顺序Fig4.6Weldingprocedureofstrengthening62 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析4.3.2材性参数不同温度下材料性能包括物理特性（热传导系数、比热和密度等）和力学特性（强度、弹性模量和应力-应变本构等）两方面，前者用于计算温度场，后者用于计算不同温度下构件的内力和变形[105]。欧洲规范EC3[52]对钢材不同温度下钢材热物理及力学性能特征值有比较全面的规定，本文取值按EC3确定如表4.2所示。此外，常温下钢材的材性特征值见表2.2，钢材密度ρ取7.85×103kg/m3，界面对流系数取25W/m2•K，线膨胀系数α取1.4×10-5/℃。表4.2钢材的热物理及力学性能参数Table4.2Thermalandmechanicalparametersofsteel温度/℃CT/(J/(kg·K))λT/(W/(m·K))ηp,Tηy,TηE,T20439.853.31.0001.0001.000100487.750.71.0001.0001.000200529.847.30.8071.0000.900300564.744.10.6131.0000.800400605.940.70.4201.0000.700500650.037.40.3600.7800.600600650.034.00.1800.4700.310700650.030.70.0750.2300.130800650.027.30.0500.1100.090900650.027.30.03750.0600.06751000650.027.30.02500.0400.04501100650.027.30.01250.0200.02251200650.027.30.00300.0040.0100*注：CT和λT分别为各温度下的比热容和导热系数，ηp,T,ηy,T和ηE,T分别为钢材的比例极限，屈服强度和弹性模量在各温度下相对常温时的降低系数。4.3.3初始残余应力由于未进行本文Q345钢试件的残余应力测试，故数值分析采用的截面残余应力分布模式及数值参考国内外相关资料确定。对于压弯构件所采用的焊接工字形截面，1983年为制定钢结构设计规范时结合考虑残余应力提出压弯构件相关公式，钢结构规范管理组发布了《结构规范管理组.关于受压构件科研专题采用残余应力统一模式的通知》，包括了清华大学提供的焊接（刨边）工形及轧制工形截面残余应力试验数据，重庆大学提供的焊接方钢管残余应力试验数据以及同济大学提供的国外相关残余应力试验数据[106]。重庆大学李开禧等补充了焰切工字形截面残余应力实测数据，并结合统一文件采用逆算单元长度法进行了弯扭屈曲临界力计算，焰切工字形截面所采用的初始残余应力图如图4.7(a)63 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析所示[107]。郭在田在偏心钢压杆考虑残余应力进行弯扭屈曲临界力计算[108]时采用如图4.7(b)所示残余应力模型。(a)李开禧等残余应力模式(b)郭在田残余应力模式(c)典型截面图4.7中国钢结构规范讨论所采用残余应力分布模式及典型截面Fig4.7ResidualstressdistributionandtypicalsectionusedindiscussiononChinesesteelstructuredesigncode班慧勇汇总了国内外普通钢材及高强钢材的残余应力试验数据，提出了可以考虑不同强度等级钢材、不同截面尺寸的焊接工字形截面残余应力统一分布模型[109]，如下所示为普通Q345钢材适用的残余应力模式及相关参数公式。考虑到钢结构规范所用典型截面[110]尺寸与本文所用尺寸差别较大，故按本文试件尺寸采用班慧勇的统一多折线阶梯模型得到的应力分布如图4.8所示，有限元考虑网格划分后所取用的焊接工字形截面残余应力分布简化模型如图4.9所示。翼缘frtyfethwf2frte50MPaabbh()/10fffrdA02()abcdebfAf0.061.317452030(b/ttf)f4000()0.1且frcfffyy腹板wrtyfuhfwrdA02(uv)wh0Aw21.480180(0.1/)httff760()0.1且wrcwwyy0图4.8班慧勇统一多折线阶梯模型（Q345钢）Fig4.8Ban’suniformmulti-linearstairmodel(Q345steel)64 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析34534550455050339.1141.6207207202.65.145.11415.8320720713.5731185254503505.034534(a)采用的班慧勇模型分布(b)有限元采用的简化分布图4.9焊接工字形截面的初始残余应力分布Fig4.9InitialresidualstressdistributionofweldedI-section对于火焰切割的加固板，焰切往往造成切割边缘处达到拉应力屈服。国内没有相关的单独焰切割加固板残余应力研究报道，国外Tall[68]给出了钢柱加固试验的一块A36钢（屈服点36ksi=248MPa）12in×7/8in（305mm×22mm）焰切加固板的残余应力实测分布如图4.10(a)所示。欧洲钢结构协会(ECCS)《钢结构稳定设计手册》[111]采用如图4.10(b)所示矩形分布模型和基于单边火焰切割的6.3mm和12.7mm板的残余应力实验研究的等效矩形受拉区公式。本文采用ECCS模型，所取用的加固板截面残余应力分布如图4.11所示。(a)Tall的焰切板残余应力(b)ECCS焰切板残余应力分布模型图4.10国外文献中的单独焰切割加固板残余应力分布Fig4.10Residualstressdistributionofflame-cutplateinforeignliterature65 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析1100tc（4.5）r2ccr（4.6）(bc2)其中；σr为板屈服强度（MPa），σc为受压区均匀残余应力（MPa），c为等效矩形受拉区宽度（mm），t为板厚（mm）。345135.840.140.1(a)采用的ECCS模型分布(b)有限元采用的简化分布图4.11加固板截面的初始残余应力分布Fig4.11Initialresidualstressdistributionofstrengtheningplate有限元按简化分布通过INISTATE命令施加残余应力后，进行数值迭代求解得到平衡的残余应力分布如图4.12所示，沿构件全长各截面基本相同且数值与简化输入存在较小（约10MPa）的误差。(a)沿构件全长分布(b)截面残余应力分布图4.12有限元模型中的残余应力分布Fig4.12Residualstressdistributioninfiniteelementmodel由于负载加固会首先杀死加固板，如果杀死加固板单元再重新激活后初应力不能恢复，则负载下焊接加固问题将不能考虑初始残余应力。为讨论初应力与生死单66 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析元方法的兼容性问题，考虑施加残余应力、杀死加固板单元（不施加初始负载）和重新激活加固板单元的过程应力云图如图4.13所示。可知，杀死加固板后加固板单元应力消除为0，再重新激活后，加固板能基本恢复原初始残余应力模式。(a)施加初始残余应力(b)杀死加固板单元(c)重新激活加固板单元图4.13初应力与生死单元法兼容性Fig4.13Compatibilityofinitialstressandbirth-deathelementmethod4.4有限元结果分析4.4.1焊接温度场表4.3各区段焊接完毕时对应区段加固板和腹板中心温度的有限元结果与试验结果对比（BCS3）Table4.3StrengtheningplateandwebcentretemperatureresultscomparisonbetweenFEAandtestatendofweldingcorrespondingregion（BCS3）近侧加固板中心温度区段位置ABCDEFGHI试验105.0129.2115.9105.498.1106.8112.1100.090.9有限元122.5103.4102.0101.9101.9101.9101.9101.9103.0腹板中心温度区段位置ABCDEFGHI试验40.050.759.353.656.559.147.544.745.8有限元37.038.237.837.737.737.737.737.737.9有限元热分析的瞬态温度场模拟结果如图4.14所示，模拟的环境温度取为试验实测室内温度28.6℃。焊接时，焊点附近高温区云图形状呈现以施焊方向为长轴的近似纺锤形或椭圆形，这与焊接工艺参数相近的多层多道焊试验的首层焊温度分布结果相似[112]，对称施焊的两焊点温度场相互叠加在加固板中间形成鞍部。每焊道焊接时高温区温度最高分别可达约1024.9℃（对A区段）和725.7℃（对B~I区段），67 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析但温度梯度大，距离焊点越远，温度迅速降低，如图4.14（a）和（b）所示。每道焊缝焊接操作间歇时，最高温度迅速降低到250℃以下，温度场分布如图4.14（c）所示，在加固板平面内温度场呈钺形，在腹板平面内呈半纺锤形而略滞后于加固板温度场，随焊点移动温度场分布动态稳定地整体向前推移。加固板平面加固板平面(a)A区段焊接时(b)B~I区段焊接时加固板平面腹板平面(c)每焊道焊接后停歇时图4.14试件BCS3的温度场云图Fig4.14TemperaturenephogramofspecimenBCS3试验中使用手持式红外线测温仪对BCS3进行了焊接及冷却过程温度测试，获得了温度场特征点变化数据，其中，焊接受压近侧时各区段焊接完毕对应的区段加固板中心和腹板中心温度的试验结果列于表4.3。有限元结果与试验结果的相应对比可知，两者吻合良好。注意到，腹板中心有限元结果比试验结果略小，原因是加固板与翼缘之间实际存在一定程度的接触可以传递热流，而有限元未能考虑。而加固板中心温度有限元结果比试验结果在开始焊接时（A区段）略高，原因是柱底与刚性基座之间实际存在温度传递，有限元模型热分析未建立基座。68 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析4.4.2极限变形状态考虑焊接热影响的有限元模型得出3个负载下焊接加固压弯构件的相应分析结果，发现钢柱均发生与试验的破坏模态一致的空间弯扭失稳，典型试件BCS2的极限变形状态如图4.15所示。(a)平面外扭转(b)平面内弯曲图4.15典型试件BCS2的极限变形Fig4.15UltimatedeformationoftypicalspecimenBCS24.4.3焊接时程-位移关系曲线试验中对负载下焊接加固过程进行了位移监测，得到焊接时程曲线如图4.16所示，考虑焊接热影响的有限元模拟出的柱顶面内位移时程曲线同时作于图上，对比可见两者在趋势上吻合较好，有限元可以揭示与试验结果一致的规律。1214ExpExp1622FEAFEA10121420810/mm/mm/mm/mm121868101646814试验位移结果试验位移结果24有限元位移结果有限元位移结果61202410-2015020025030035040045050050100150200250300350400450时间/min时间/min(a)BCS1(b)BCS269 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析3438ExpFEA32363034/mm/mm28322630试验位移结果2428有限元位移结果2226202450100150200250300350400450500时间/min(c)BCS3图4.16焊接位移时程曲线的试验与有限元结果对比Fig4.16Time-historycurvecomparisionbetweentestandFEAresultsduringweldingprocedure有限元的时程曲线呈现局部和总体波动变化。局部的波动是由于每一侧焊接时各区段采用对称交替的焊接道次顺序引起；而“一峰一谷”的总体波动变化，是由先焊接受压近侧，再焊接受压远侧的焊接次序决定，每焊接一侧时，柱顶面内位移先向与焊接侧相反的方向变动，然后向与焊接侧相同的方向变动。可见，焊接次序决定焊接变形的发展规律。注意到试验的位移时程曲线的峰谷处趋平且对称交替焊接的局部波动不明显，是由于试验摩擦存在影响。表4.4焊接加固过程的柱顶面内位移变化Table4.4Changeofin-planedisplacementattopofsteelbeam-columnsduringweldingstrengtheningprocedure试验结果/mm试件编号P0/kNΔ0Δ1Δ2Δ3δ1δ2δ1/δ2BCS11803.758.400.206.248.202.493.3BCS23608.5913.076.2613.786.815.191.3BCS359022.7828.2021.4232.706.789.920.7有限元结果/mm试件编号P0/kNΔ0Δ1Δ2Δ3δ1δ2δ1/δ2BCS11807.4613.110.568.3812.550.9213.6BCS236016.0722.089.4419.1212.643.054.1BCS359028.9934.0824.4836.539.607.541.3*注：表中Δ0为焊接前位移，Δ1为焊接波峰对应位移，Δ2为焊接波谷对应位移，Δ3为焊接冷却后位移，δ1为焊接位移峰谷幅值，δ2为焊接残余变形。试验与有限元的焊接时程曲线相应位移变化的特征值见表4.4，可知，初始负载越大，焊接残余变形越大；初始负载越大，焊接热影响的峰谷波动位移幅值与焊接70 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析残余位移的比值越小。此外，由图4.16也可看出，初始负载越大，焊接残余变形将趋于超过焊接过程由焊接高温热应力引起的波峰幅值，提醒关注焊接过程的热输入。因此，焊接热输入大小和初始负载大小共同决定了持载焊接的位移变化范围和焊接残余变形的大小。N（远侧）N（远侧）140140120120M-W-1M-W-4L-W-1L-W-4100100M-W-2M-W-5L-W-2L-W-58080M-W-3M-W-6L-W-3L-W-66060404020S（近侧）应变20S（近侧）应变00-20-0.0025-0.0020-0.0015-0.0010-0.00050.00000.0005-20-0.0025-0.0020-0.0015-0.0010-0.00050.00000.0005-40-40测点距中心距离/mmTest-beforeTest-before-60-60Test-after测点距中心距离/mmTest-after-80Test-ultimate-80Test-ultimate-100FEA-before-100FEA-before-120FEA-after-120FEA-after-140FEA-ultimateFEA-ultimate-140(a)BCS1柱中截面(b)BCS1柱三分点截面N（远侧）N（远侧）140140120120M-W-1M-W-4L-W-1L-W-4100100M-W-2M-W-5L-W-2L-W-58080M-W-3M-W-6L-W-3L-W-66060404020S（近侧）20应变S（近侧）应变00-0.0025-0.0020-0.0015-0.0010-0.00050.00000.0005-0.0035-0.0030-0.0025-0.0020-0.0015-0.0010-0.00050.00000.0005-20-20-40-40Test-before测点距中心距离/mmTest-before测点距中心距离/mmTest-after-60-60Test-after-80Test-ultimate-80Test-ultimateFEA-before-100FEA-before-100FEA-after-120FEA-after-120FEA-ultimateFEA-ultimate-140-140(c)BCS2柱中截面(d)BCS2柱三分点截面N（远侧）N（远侧）140140120120100M-W-1M-W-4100L-W-1L-W-480M-W-2M-W-580L-W-2L-W-560M-W-3M-W-660L-W-3L-W-6404020S（近侧）应变20S（近侧）应变00-0.0030-0.0025-0.0020-0.0015-0.0010-0.00050.00000.0005-0.0035-0.0030-0.0025-0.0020-0.0015-0.0010-0.00050.00000.00050.0010-20-20-40-40Test-beforeTest-before测点距中心距离/mm-60Test-after-60Test-after测点距中心距离/mm-80Test-ultimate-80Test-ultimate-100FEA-before-100FEA-beforeFEA-afterFEA-after-120-120FEA-ultimateFEA-ultimate-140-140(e)BCS3柱中截面(f)BCS3柱三分点截面图4.17柱中截面和柱三分点截面腹板应变分布的有限元结果与试验实测结果对比Fig4.17ComparisionofwebstraindistributionatL/2andL/3ofcolumnbetweenFEAandtestresults*注：图中有限元应变结果为分析获得的弹性应变EPEL，塑性应变EPPL和热应变EPTH之和。71 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析4.4.4截面应变试验时获得了负载下焊接加固试件BCS1~BCS3腹板个别位置的应变时程数据，柱中截面和柱三分点截面腹板的考虑焊接热影响的有限元应变分布与试验实测结果对比见图4.17，包括焊接加固前后及达到极限承载力时的应变情况。对比可知，考虑焊接热影响的有限元得到与试验结果一致的规律：焊接加固后，腹板压应变整体相对加固前增大，即焊接加固过程引起截面应力应变重分布现象，且初始负载越大，应力应变重分布往偏心受压近侧发展越多。注意到，由于试验比未考虑摩擦的有限元极限承载力高，故而极限承载力对应的应变试验值比有限元值偏大较多。试验时由于焊接高温使得贴于翼缘的应变片烧损，未能得到有效数据，通过有限元弥补这一缺憾，以探讨焊接加固过程的截面主要受力部分的应力应变重分布情况。考虑焊接热影响的有限元给出了焊接加固前后受力最大的柱底截面的应力云图情况如图4.18所示，并提取了翼缘与加固板的单元应力结果，分别作出应力分布图如图4.19和图4.20所示。-468-332-374-254-280-175-187-96.9焊焊焊焊-92.7-18.6接接接接加加1.20加加59.7固固固固前后95.1前后138189216283295377373(a)BCS1(b)BCS2-370-290-211-131焊焊-516接接加加28.0固固前后108187267346(c)BCS3图4.18焊接加固前后的柱底截面应力云图（单位：MPa）Fig4.18Stressnephogramatbottomsectionofcolumnbeforeandafterstrengtheningbywelding(unit:MPa)据图可知，焊接前加固板无初始应力，焊接后偏压近侧加固板应力并不自相平72 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析衡而趋于出现合压力，而偏压近侧翼缘的合压力趋于减小，且初始负载越大，这种应力重分布越明显。注意到偏压远侧这种现象并不明显。所以，截面应力应变重分布往偏心受力趋势更大的方向发展，这与腹板情况的结论相一致。300300BeforeAfter200Ultimate200100100测点距中心距离/mm00应变-100-80-60-40-20020406080100应变-100-80-60-40-20020406080100-100-100测点距中心距离/mm-200-200Before-300-300AfterUltimate-400-400(a)BCS1受压近侧(b)BCS1受压远侧300300BeforeAfter200200Ultimate100100测点距中心距离/mm00应变-100-80-60-40-20020406080100应变-100-80-60-40-20020406080100-100-100测点距中心距离/mm-200-200Before-300-300AfterUltimate-400-400(c)BCS2受压近侧(d)BCS2受压远侧300300BeforeAfter200200Ultimate10010000应变-100-80-60-40-20020406080100应变-100-80-60-40-20020406080100测点距中心距离/mm测点距中心距离/mm-100-100-200-200BeforeAfter-300-300Ultimate-400-400(e)BCS3受压近侧(f)BCS3受压远侧图4.19焊接加固前后的柱底截面翼缘的单元应力（单位：MPa）Fig4.19Elementstressofflangeatbottomsectionofcolumnbeforeandafterstrengtheningbywelding(unit:MPa)73 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析综上所述，经历负载下焊接加固的试件，其焊接热影响下的截面应力应变的变化情况非常复杂。由于逐渐形成的加固焊缝带动截面新旧部分同时受力，焊接残余应力形成过程中同时伴随初始负载在新旧部分应力重分布。此外，负载下焊接使得构件产生残余变形，由此造成的荷载效应放大也将带来新增应力叠加效果。400400300Before300After200Ultimate200100100测点距中心距离/mm测点距中心距离/mm00应变应变-80-60-40-20020406080-80-60-40-20020406080-100-100-200-200Before-300-300AfterUltimate-400-400(a)BCS1受压近侧(b)BCS1受压远侧400400300Before300After200Ultimate200100100测点距中心距离/mm测点距中心距离/mm00应变-80-60-40-20020406080应变-80-60-40-20020406080-100-100-200-200Before-300-300AfterUltimate-400-400(c)BCS2受压近侧(d)BCS2受压远侧400400300Before300After200Ultimate200100100测点距中心距离/mm测点距中心距离/mm00应变-80-60-40-20020406080应变-80-60-40-20020406080-100-100-200-200Before-300-300AfterUltimate-400-400(e)BCS3受压近侧(f)BCS3受压远侧图4.20焊接加固前后的柱底截面加固板的单元应力（单位：MPa）Fig4.20Elementstressofstrengtheningplateatbottomsectionofcolumnbeforeandafterstrengtheningbywelding(unit:MPa)74 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析4.4.5荷载-位移关系曲线图4.21为考虑焊接热影响的有限元模拟出的柱顶荷载-面内水平位移曲线与试验曲线对比，可知考虑摩擦的有限元结果仍然比不考虑摩擦的结果更接近试验结果。此外，与前文中不考虑焊接热影响的有限元的区别在于，模拟出了试验负载焊接加固过程产生的平台段，即持载焊接的位移变化范围。由时程位移曲线的分析结果可知，平台段的宽度受焊接热输入和初始负载的综合影响。1200120010001000800800NNk/Pk/600600P400400试验结果试验结果200有限元结果（有摩擦）200有限元结果（有摩擦）有限元结果（无摩擦）有限元结果（无摩擦）00020406080100120140160020406080100120140160位移/mm位移/mm(a)BCS1(b)BCS212001000800N600k/P400试验结果200有限元结果（有摩擦）有限元结果（无摩擦）0020406080100120140160位移/mm(c)BCS3图4.21试件考虑热影响有限元的荷载-位移曲线与试验对比Fig4.21Load-displacementcurvecomparisionbetweenFEA(consideringthermaleffect)andtestresults同不考虑热影响的有摩擦有限元一样，对于负载下加固构件BCS1~BCS3，由于过盈渐变设置不适用于生死单元模型，混合接触设置的摩擦影响主要体现在激活后的继续加载阶段，后期曲线刚度及趋势与试验较好吻合。注意到，考虑热影响的BCS1在达承载力附近模拟出了受摩擦影响的承载力的不规则波动上升现象，这与试验现象相吻合，可能是因为摩擦是路径相关的影响因素，而BCS1的初始几何缺陷相比BCS2和BCS3较大造成柱顶偏向约束梁的趋势更大引起。75 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析4.4.6边缘屈服承载力CECS对接近轴压受力的压弯构件采用同轴心受力的加固折减系数公式，可以考虑初始负载的影响，而对大部分偏心受力构件的加固计算统一取等同受弯构件的加固折减系数ηEM为0.9，尚未考虑初始负载的影响。新编《钢结构加固设计规范》规范征求意见稿[113]按0.2，0.4，0.65三档初始应力比分级分别取定折减系数，对压弯构件接近轴心受压时仍取同轴心受压构件，取值在分级处保持原CECS公式水平，而对压弯构件偏心受力时所取用系数介于轴压构件和受弯构件实现过渡，均考虑初始负载的影响。现有规范对于平面外稳定计算均采用的是基于稳定屈曲理论的简化直线公式，只是公式中套用轴压构件和受弯构件的稳定系数来进行协调。此外，折减系数的来源也主要是平面内承载力的数值计算结果，基于全截面边缘准则的修正[57]。表4.5给出了分别按CECS规范和新编《钢结构加固设计规范》征求意见稿的设计承载力与有限元边缘屈服时对应承载力结果对比。可见征求意见稿水平大致是不考虑热影响的有限元的边缘屈服承载力的水平，而考虑热影响的有限元的边缘屈服承载力结果则过于保守。表4.5不考虑摩擦的有限元边缘屈服承载力结果对比Table4.5FlangemarginyieldcapacitycomparisionbetweenFEA(neglectingfriction)andcoderesultsP00Pu,cecsPy,FEA0Pu,GB-XPy,FEA0r试件编号f/kNy/kN/kN/kN/kNBCS000961988965.1(η=0.85)—BCS11800.22955909902.3(η=0.80)435BCS23600.44963849853.5(η=0.75)467BCS35900.72952700730.9(η=0.65)590*注：表中σ0为初始负载下按压弯构件计算的名义应力，计算时不考虑二阶效应对弯矩的放大，σ0/fy为名义应力比，fy为材料名义屈服强度，取材性试验中腹板和翼缘结果的较大值；Pu,cecs为按CECS77:96公式计算的设计承载力，加固折减系数为0.9；Py,FEA0为无摩擦有限元得到的翼缘边缘屈服承载力；Pu,GB-X为按GB50xxx-201x结构加固设计规范（征求意见稿）计算的设计承载力，括号中为相应所采用的加固折减系数；Py,FEA0r为考虑热影响的无摩擦有限元得到的翼缘边缘屈服承载力。4.4.7极限承载力表4.6给出BCS1~BCS3试件考虑焊接热影响的有限元承载力结果和试验的对比，初始负载较大的BCS3考虑焊接热影响的有限元与试验结果较吻合，初始负载较小的BCS1和BCS2考虑焊接热影响的承载力结果整体比表3.1中不考虑焊接热影响的有限元结果低，也比试验结果更低。76 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析虽然采用考虑焊接热影响的有限元能够模拟出焊接时程曲线，获得试验类似的平台段，但在平台段长度和承载力及其对应变形方面与试验相比仍有一些差异，产生差异的原因主要有：1）试验实际存在的摩擦对受力及变形的影响复杂，有限元难于准确地进行考虑；2）实际加固焊接过程的复杂多变，有限元难于完全真实地模拟；3）有限元采用的高温下材性同试验钢材真实的高温本构之间存在一定的差异；4）有限元同时考虑摩擦和焊接热影响分析使得问题的非线性程度更大，增加了模拟的复杂性和收敛难度。表4.6考虑热影响的有限元的承载力结果与试验结果对比Table4.6UltimatecapacitycomparisionbetweenFEA(consideringthermaleffect)andtestresultsP0Pu,ExpPu,FEArPu,FEArPu,FEA0rPu,FEA0re/L试件编号/kN/kN/kN/Pu,Exp/kN/Pu,Exp(‰)BCS11801229.21095.40.8911004.60.8170.61BCS23601298.01083.30.835994.40.7660.07BCS35901132.61115.60.985946.40.8360.21*注：表中Pu,FEA0r为考虑热影响的无摩擦有限元得到的极限承载力，Pu,FEAr为考虑热影响的有摩擦有限元得到的极限承载力。排除有限元中边界摩擦的复杂影响，仅考察热影响对承载力的降低程度，对比不考虑焊接热影响和考虑焊接热影响的有限元结果（见表4.7），发现初始负载越大，考虑焊接热影响的结果相对不考虑焊接热影响的结果有折减越大的趋势，从BCS1到BCS3依次降低约7%、8%、9%，即是说初始负载越大，越应在承载力折减中将热影响考虑进去。再进而考察初始负载对承载力的总体折减程度，发现BCS1和BCS2不考虑焊接热影响的有限元结果以及BCS3考虑焊接热影响的有限元结果的折减比值分别为0.99、0.99和0.86，这与试验的相应折减比值0.97、1.02和0.89较为吻合。即是说，在初始负载较小时采用不考虑焊接热影响的有限元，在初始负载较大时采用考虑焊接热影响的有限元进行计算可以获得较好的结果。表4.7不考虑摩擦的有限元承载力结果与试验结果对比Table4.7UltimatecapacitycomparisionbetweenFEA(neglectingfriction)andtestresults试件P0Pu,ExpPui,ExpPu,FEA0Pui,FEA0Pu,FEA0rPui,FEA0rPui,FEA0r/编号/kN/kN/Pu0,Exp/kN/Pu0,FEA0/kN/Pu0,FEA0Pui,FEA0BCS001273.11.001097.61.00———BCS11801229.20.9710830.991004.60.920.93BCS23601298.01.021082.30.99994.40.910.92BCS35901132.60.891036.30.94946.40.860.91*注：表中Pui,Exp为BCSi对应的试验承载力，Pui,FEA0为BCSi对应的考虑热影响的无摩擦有限元得到的极限承载力，而Pu,FEA为不考虑热影响的有摩擦有限元得到的极限承载力。77 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析至此对有限元结果的分析尚未涉及初始残余应力，下面将给出考虑初始残余应力和不考虑初始残余应力对极限承载力结果对比，如表4.8所示，除不考虑热影响的BCS2之外，考虑初始残余应力后承载力均略降低，可见考虑热影响与不考虑热影响的情况下，初始残余应力都几乎不影响构件的极限承载力。然而与规范设计承载力结果对比可见，虽然不考虑摩擦的有限元结果比试验结果偏低，但相当于边缘屈服承载力水平的GB规范征求意见稿计算结果偏低更多，因此规范设计方法似有可以提升的空间，有待进一步扩大参数化分析进行验证。表4.8不考虑摩擦的有限元承载力结果与试验及规范结果对比Table4.8UltimatecapacitycomparisionbetweenFEA(neglectingfriction),testandcoderesults试件P00Pu,ExpPu,cecsPu,GB-XPu,FEA0Pu,FEA0-resPu,FEA0rPu,FEA0r-resf编号/kNy/kN/kN/kN/kN/kN/kN/kNBCS0001273.1961965.1(η=0.85)1097.61079.5——BCS11800.221229.2955902.3(η=0.80)1083.01075.41004.61000.3BCS23600.441298.0963853.5(η=0.75)1082.31087.1994.4990.8BCS35900.721132.6952730.9(η=0.65)1036.31028.0946.4928.2*注：表中Pu,FEA0-res为计入初始残余应力但不考虑热影响的无摩擦有限元得到的极限承载力；Pu,FEA0r-res为计入初始残余应力且考虑热影响的无摩擦有限元得到的极限承载力。4.5本章小结本章主要对负载下焊接加固试件BCS1~BCS3，采用考虑焊接热影响的有限元方法，使用构件的实际尺寸、高温材性、初始几何缺陷、初始残余应力以及摩擦等建模分析计算，并与不考虑焊接热影响的有限元分析结果、试验结果以及相关规范计算结果进行了对比。（1）建立了能够考虑实际热输入的方法，采用简化串热源模型进行热分析获得负载焊接温度场分布，与试验结果吻合良好，表明有限元热分析的有效性。（2）采用考虑焊接热影响的有限元方法可以较好地模拟出负载下焊接加固的焊接时程曲线，获得荷载-位移曲线的平台段，以及模拟焊接过程产生的截面新旧部分间应力应变重分布，并与试验一致地揭示出如下规律：焊接次序决定焊接变形的发展过程，焊接热输入大小和初始负载大小共同决定了持载焊接的位移变化范围和焊接残余变形的大小。初始负载越大，截面应力应变重分布往偏心受力趋势更大的方向发展更多。（3）有限元验证了试验摩擦实际存在的影响，考虑摩擦的有限元比不考虑摩擦的有限元在刚度和承载力方面都相对更接近试验结果。虽然由于试验中高温材性、焊接过程和边界摩擦等难以完全真实模拟的复杂因素影响，有限元结果较试验结果偏低，但通过荷载-位移曲线的对比和排除摩擦的有限元承载力折减结果对比可知，78 重庆大学硕士学位论文4考虑热影响的负载下焊接加固工形压弯钢柱有限元分析采用考虑焊接热影响的有限元方法进行压弯构件的负载下焊接加固全过程模拟具有一定的可行性，为后续开展参数化研究提供了方法及依据。（4）采用考虑焊接热影响和不考虑焊接热影响的分析方法，通过有摩擦的有限元荷载-位移曲线和承载力结果以及无摩擦的有限元承载力折减结果与试验对比表明：初始负载较低时可采用不考虑焊接热影响的有限元，初始负载较大时应采用考虑焊接热影响的有限元。（5）有限元考虑了初始残余应力，但其对极限承载力的影响可以忽略不计。（6）新编《钢结构加固设计规范》征求意见稿的设计承载力水平大致是不考虑焊接热影响的有限元的边缘屈服承载力水平，比考虑焊接热影响的有限元的极限承载力更低，比较保守，设计方法有可以提升的空间。79 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议5影响因素分析及设计方法建议文献综述表明，加固方式、屈曲方向、长细比、初始几何缺陷、初始负载（初应力比）、加固件尺寸和强度等都可能影响负载下焊接加固轴压构件和受弯构件加固过程受力性能及加固后承载力，而负载下焊接加固压弯构件受力性能的影响因素可能更多且影响更复杂，本章基于所完成对数值模型的试验验证，采用考虑热影响的无摩擦有限元分析具备一定的准确性和总体安全性，考虑扩大规模进行影响因素分析，并结合规范及国内外试验进行综合对比，为规范修订提供直接参考。5.1有限元模型参数化目标负载下焊接加固的影响因素诸多，本文拟选取如下所示不同初始负载、偏心距、长细比及焊接热输入等级等目标参数分别进行计算。所计算试件命名方式为BCS-N1-N2-N3-N4，各试件对应的详细过程计算参数及计算结果见附录C。1）N1初始最大应力比：0,0.2,0.4,0.6,0.82）N2偏心距（mm）：50，100，1503）N3长细比（加固后面外）：40,60,80,1004）N4焊接热输入等级：O：无焊接热输入；A：电流电压25Vx110A（HGEN=6.55e9W/m3），焊接速度7mm/s（dt=60/7≈8.5s），焊接间歇2min；B：电流电压25Vx220A（HGEN=1.31e10W/m3），焊接速度3.5mm/s（dt=60/3.5≈17s），焊接间歇2min。5.1.1计算长度系数的确定本文扩大参数计算采用如图5.1所示工字形截面翼缘外对称贴焊钢板加固钢柱，其截面尺寸取值及截面属性如表5.1所示。表5.1截面尺寸及其几何属性Table5.1SectionaldimensionsandgeometricalpropertyHbftwtfbstshfI0xI0yIxIy/mm/mm/mm/mm/mm/mm/mm/mm4/mm4/mm4/mm4256180108150645581824077960008671344011171000*注：表中H为被加固柱截面高度，bf和bs分别为翼缘宽度和加固板宽度，tw、tf和ts分别为腹板、翼缘和加固板厚度，hf为焊脚尺寸，I0x和Ix分别为加固前后绕强轴方向惯性矩，I0y和Iy为分别为加固前后绕弱轴方向惯性矩。80 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议tstfHtwtftsbs图5.1工字形截面翼缘外对称贴焊钢板加固压弯钢柱Fig5.1SteelI-sectionbeam-columnstrengthenedbysymmetricallyweldingsteelplatetooutsidesurfaceofflange在柱顶施加单位轴力，考察屈曲面内和面外失稳模态及其对应特征值屈曲荷载，由Eular公式得到柱两个方向的计算长度系数：(a)平面内屈曲荷载Pcrx(b)平面外屈曲荷载Pcry图5.2面内及面外失稳模态及对应特征值屈曲荷载Fig5.2In-planeandout-planebucklingmodeandcorrespondingeigenvaluebucklingload2EIy(5.1)y2Plcry2EIx(5.2)x2Plcrx经多次试算，得到不同柱长度对应的面内面外计算长度系数，进而获得目标长细比情况，如表5.2所示。81 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议表5.2计算长度系数及长细比Table5.2EffectivelengthcoefficientandslenderratioL/mmμ0xμ0yλ0xλ0yμxμyλxλy32102.00—62.5—1.710.5049.54048602.000.5194.263.91.450.4963.86065102.000.50126.085.31.240.4972.88081002.000.50156.5106.01.070.4978.2100*注：表中L为柱长度，μ0x和μ0y分别为被加固柱平面内和平面外计算长度系数，—表示特征值屈曲分析无面外失稳模态，λ0x和λ0y分别为被加固柱绕强轴和绕弱轴长细比，μx和μy分别为加固后柱平面内和平面外计算长度系数，λx和λy分别为加固后柱绕强轴和绕弱轴长细比。5.1.2初始应力比的确定CECS给出了一般情况下，对于负荷下焊接加固受有轴心压（拉）力和弯矩的构件时，其原构件在轴力和弯矩作用下的最大名义应力σomax计算公式：NoMoxNooyMoyNooxomax＝±±（5.3）AonNxWonxNyWony式中Aon,Wonx,Wony——分别为原构件的净截面面积，对x与y轴的净截面抵抗矩；No,Mox,Moy——分别为原构件的轴力，绕x与y轴的弯矩；Nx,Ny——弯矩增大系数。对拉弯构件取Nx＝Ny＝1.0；对压弯构件按下式（5.4）和（5.5）计算。N2oxNx＝1–（5.4）2EAoN2oyNy＝1–（5.5）2EAo式中Ao,λx,λy——分别为原构件的毛截面面积，对x与y轴的长细比；ox,oy——原构件对x与y轴的初始挠度，其值取实测值与按式（5.6）和（5.7）计算的等效偏心距eox（或eoy）之和。Monx(NoyNo)(NoExNo)eox＝（5.6）NoNoyNoExMony(NoyNo)(NoEyNo)eoy＝（5.7）NoNoyNoEy其中No为原构件轴力；Noy，NoEx，NoEy，Monx，Mony分别按下列各式计算：Noy＝Aofy（5.8）82 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议2EAoNoEx＝（5.9）2x2EAoNoEy＝（5.10）2yMonx＝Wonxfy（5.11）Mony＝Wonyfy（5.12）根据上述CECS规定，考虑单向偏心下，平面内受弯的压弯构件，其最大名义应力计算公式为：（5.13）除了CECS公式方法之外，确定名义应力的方法还有材料力学公式（5.14），以及进一步通过放大系数考虑二阶效应的公式（5.15）。NMoox=o（5.14）AWononxNMoox=omax（5.15）AWonNxonx本文按照考虑二阶效应的应力公式（5.15）求得最大名义应力比与参数化构件的目标应力比相对应，据目标应力比反推有限元分析中需施加的初始负载，对于不同长细比和偏心距试件不同应力比目标所对应的初始负载不同，具体取值详见附录C表格。同时用经目标应力比确定的初始负载分别与按照CECS公式（5.13）和材料力学公式（5.14）的最大应力比结果α0和α1进行对比。5.1.3钢材材料性能的确定有限元计算的钢材材性参数，取GB50017-2003《钢结构设计规范》水平，即对Q235钢，屈服强度fy=235MPa，极限强度fu=1.15fce=374MPa；对Q345钢，屈服强度fy=345MPa，极限强度fu=1.175fce=470MPa。不同温度下材性按欧洲规范EC3规定确定，其中不同温度下的屈服应变εyT，对应屈服强度的最大应变εsT和极限应变εuT分别取0.02，0.15和0.2。5.1.4热输入等级及焊接顺序的确定热输入等级目标的确定参考了如表5.3所示现有相关规范结合本课题组相关试验经验，焊接模拟仍然按前文所述简化的串热源模型，控制HGEN和焊接时间输入。焊接顺序仍为先焊接受压远侧，再焊接受压近侧，由固端向另一端分区段道次进行，83 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议焊接受压远侧与受压近侧之间停歇冷却1小时，焊接完毕后冷却1小时。表5.3国内相关文献的焊接电流电压及焊接速度取值Table5.3Valueofweldingcurrent-voltageandweldingspeedindomesticrelatedliterature相关文献电流电压及焊接速度规定《初始负载下焊接加固工字形截面钢柱受力电压23V，电流200A，焊接速度性能试验研究》[82]70mm/10s=7mm/s，间歇20s《工字形截面受弯钢梁负载下焊接加固试验电压33V，电流200A，焊接速度研究》[83]70mm/10s=7mm/s，间歇20s电压22V，电流110A，焊接速度本文试验70mm/20s=3.5mm/s，间歇40~60s（熔敷金属力学性能试验焊接规范）碳钢焊《气体保护电弧焊用碳钢、低合金钢焊丝》丝直径1.2mm的CO2气体保护焊的焊接速度5.5（GB/T8110-2008）±1.0mm/s，电压27~32V，电流260~290A焊接连接的加固规定焊接电流不宜超过《钢结构加固技术规范》220A，加固件施焊连接焊缝的分区段长度不大（CECS77:96）于70mm，且每区段施焊完毕应间歇2min～5min《钢结构加固设计规范》（征求意见稿）同《钢结构加固技术规范》（CECS77:96）（GB50xxx-201x）5.1.5初始缺陷34534550545050339.1141.6207207202.65.1415.1416112.9.2072072829.175254503505.034543(a)采用的班慧勇模型分布(b)有限元采用的简化分布图5.3焊接工字形截面的初始残余应力分布（Q345）Fig5.3InitialresidualstressdistributionofweldedI-section（Q345）84 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议345135.840.140.1(a)采用的ECCS模型分布(b)有限元采用的简化分布图5.4加固板截面的初始残余应力分布（Q345）Fig5.4Initialresidualstressdistributionofstrengtheningplate（Q345）初始残余应力仍采用前文所述模式，如图5.3和图5.4所示。初始几何缺陷大小同GB50017-2003《钢结构设计规范》水平按1/1000杆长施加，同时，由于结构屈曲时的位移倾向于特征值屈曲分析的最低阶模态，按照一致缺陷模态法[114]，对不同长细比构件和不同偏心情况分别提取一阶模态分布模式，施加到非线性屈曲分析作为初始缺陷分布，本文主要有如下两种分布模式（IMP）。面内面外面内面外(a)S1(b)S2图5.5初始几何缺陷分布模式（IMP）Fig5.5Initialgeometricalimperfectionsmodes(IMP)5.2有限元结果及影响因素分析5.2.1最大名义应力比与被加固柱极限承载力初始负载下应力比计算结果见表5.4和表5.5，发现按照CECS公式计算的名义应力比结果总是大于1.0，下面对规范公式进行化简分析。NMNooxoox=omax（5.16）AWonNxonx85 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议其中，令oxo=ee实测x，得到：NMNee（+）ooxoox实测=omaxAWonNxonx（5.17）对eox公式（6.1.5–4）进行化简得到：M(NN)(NN)onxoyooExoeox=NNNooyoEx（5.18）将（5.18）式代入（5.17）式中第三项，可以进一步简化：NeNMNNooxoonxoo(1-)(1-)WWNNNNxonxNxonxooyoExNNooff(1-)=(1-)（5.19）yyNAfoyoy22EANNNo1ox1o1o，M(NoEx2，Nx22onx＝Wonxfy，Noy＝Aofy）xEAoEAoNoEx2x因此，名义最大应力公式（5.16）可最终化简为三项和公式：（5.20）分析三项和公式可知，名义应力比计算结果均超过1.0，主要第三项计算结果明显偏高。第三项物理意义为“初负载下轴压截面承载力的应力余量”，是一个能力储备空间概念，不是应力现状概念，与公式第一项为互补，两项和已接近fy，明显不合理。因此，如果按照CECS的最大名义应力比计算结果来考察是否能进行加固，将使得负载下焊接加固方法完全不可用。86 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议表5.4初始负载下最大名义应力比的界定及被加固柱极限承载力Table5.4determinationofnominalmaximumstressratiounderinitialloadandultimatecapacityofto-bestrengthenedcolumns序号e/mmL/mmμ0xμ0yλ0xλ0yP0/kNα0α1α2Pu0/kNP0/Pu12201.080.190.200.2424201.160.370.400.4632102.0—62.5—917.536101.260.540.600.6647901.370.700.800.8652101.080.190.200.3363851.190.340.400.6048602.00.5194.263.9644.975301.310.470.600.8286401.450.560.800.995092001.090.180.200.47103301.210.290.400.7865102.00.50126.085.3423.4114201.370.370.600.99124761.530.420.801.12131801.100.160.200.59142751.250.240.400.9081002.00.50156.5106.0305.6153251.420.290.601.06163531.600.310.801.16171601.110.190.200.23183101.230.380.400.4432102.0—62.5—708.6194501.360.550.600.64205751.480.700.800.81211501.110.180.200.30222801.240.340.400.5648602.00.5194.263.9503.6233901.380.470.600.77244851.540.590.800.96100251451.120.180.200.42262501.260.300.400.7365102.00.50126.085.3343.0273281.420.400.600.96283831.590.460.801.12291351.130.160.200.53302151.280.260.400.8481002.00.50156.5106.0255.4312661.450.320.601.04323001.630.360.801.17*注：e为面内偏心距，L为柱长度，μ0x和μ0y分别为平面内和平面外计算长度系数，—表示特征值屈曲分析无面外失稳模态，λ0x和λ0y分别为被加固柱绕强轴和绕弱轴长细比，P0为初始负载，α0、α1和α2分别为按CECS公式、材料力学公式和考虑二阶效应的公式计算的名义应力比，Pu0为被加固柱考虑初始缺陷的非线性有限元分析的极限承载力。87 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议将考虑二阶效应的公式计算得到的应力比α2与被加固试件的初始负载-极限承载力比P0/Pu相比，两者在绕强轴方向的长细比不超过62.5时吻合较好，小于94.2时比较接近，而随着长细比增大，α2比P0/Pu越偏小较多，主要是由于长细比越大的试件越易于失稳而极限承载力越低。此外，仅按材料力学截面公式计算的结果整体比考虑二阶效应的结算结果更偏小。综上，在常见长细比小于100范围内使用考虑二阶效应的公式计算最大名义应力比是合理的，可以一定程度反映被加固构件的初始负载水平。因此，经推荐在新编《钢结构加固设计规范》征求意见稿中使用了这个公式。表5.5初始负载下最大名义应力比的界定及被加固柱极限承载力（续）Table5.5determinationofnominalmaximumstressratiounderinitialloadandultimatecapacityofto-bestrengthenedcolumns(cont’d)序号e/mmL/mmμ0xμ0yλ0xλ0yP0/kNα0α1α2Pu0/kNP0/Pu331251.130.190.200.22342451.270.380.400.4232102.0—62.5—580.2353551.410.550.600.61364601.550.710.800.79371201.130.190.200.30382251.280.350.400.5748602.00.5194.263.9394.9393151.420.490.600.80403941.580.610.801.00150411151.140.180.200.39422041.290.320.400.7065102.00.50126.085.3291.3432701.450.420.600.93443251.620.500.801.12451051.140.160.200.47461801.300.280.400.8181002.00.50156.5106.0221.5472281.470.350.601.03482631.660.410.801.19*注：e为面内偏心距，L为柱长度，μ0x和μ0y分别为平面内和平面外计算长度系数，—表示特征值屈曲分析无面外失稳模态，λ0x和λ0y分别为被加固柱绕强轴和绕弱轴长细比，P0为初始负载，α0、α1和α2分别为按CECS公式、材料力学公式和考虑二阶效应的公式计算的名义应力比，Pu0为被加固柱考虑初始缺陷的非线性有限元分析的极限承载力。5.2.2荷载位移曲线有限元结果发现，本章参数化模拟的所有构件最终均是发生空间的弯扭破坏模式，如图5.6所示。有限元的柱顶面内荷载-水平位移曲线及柱三分点的荷载-面内面外位移曲线如图5.7~图5.10所示，所有构件在达极限承载力前，随着荷载增加，88 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议构件的面内位移发生从线性到非线性的增加，而面外位移变化极小；达极限承载力后，构件面外位移迅速发展，乃至超过面内位移，这种面内面外变形发展特征与构件弯扭破坏的形态是相适应的。平面外平面内平面外平面内(a)L=3210mm(b)L=4860mm图5.6弯扭破坏模式Fig5.6Flexural-torsionalbucklingmode从不同影响因素来看，由图5.7~图5.10可知，随着柱长度（长细比）和偏心距增大，失稳时面外位移的趋势越来越重，达极限承载力后的下降段的面外位移下降速率越来越快甚至快过面内位移。此外，柱长度（长细比）和偏心距越大，极限承载力越低。焊接热输入和初始负载越大，焊接后面内的荷载位移曲线平台段长度及残余变形越大，极限承载力也越低。影响极限承载力的主要因素依次为：偏心距，柱长度（长细比）、焊接热输入、初始负载。对于初始几何缺陷模式为S1（主要为面内缺陷）的情况，其面外失稳时的偏向是不确定的、随机的，面外荷载-位移曲线体现为分叉失稳的特征。因此，本文试验中负载下焊接加固试件失稳时面外位移方向不一致（见图2.25），也可能是由于面外初始几何缺陷很小的原因。对于初始缺陷为S2（包括面内和面外缺陷）情况，如图5.8(f)和图5.10(f)，其面外位移的方向与初始几何缺陷的方向一致，面外位移影响规律也与面内位移一致，即焊接热输入和初始负载越大，焊接后荷载—位移曲线的平台段长度及残余变形越大。89 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议140014001200120010001000NNk/800/k800PPσ0/fy=0.2,in-planeσ0/fy=0.4,in-plane600600σ0/fy=0.2σ0/fy=0.6,in-planeσ0/fy=0.4σ0/fy=0.8,in-plane400σ0/fy=0.6400σ0/fy=0.2,out-planeσ0/fy=0.8σ0/fy=0.4,out-planeσ0/fy=0.6,out-plane200200σ0/fy=0.8,out-plane00020406080100120140-5051015202530位移/mm位移/mm(a)柱顶面内水平位移(e=50mm)(b)柱三分点面内面外水平位移(e=50mm)10001000800800600600NNσ0/fy=0.2,in-planek/Pk/σ0/fy=0.4,in-plane400σ0/fy=0.2Pσ0/fy=0.6,in-planeσ0/fy=0.4400σ0/fy=0.8,in-planeσ0/fy=0.6σ0/fy=0.2,out-plane200σ0/fy=0.8σ0/fy=0.4,out-plane200σ0/fy=0.6,out-planeσ0/fy=0.8,out-plane00204060801001201400位移/mm-5051015202530(c)柱顶面内水平位移(e=100mm)(d)柱三分点面内面外水平位移(e=100mm)800800600600NNk/k/σ0/fy=0.2,in-planePP400400σ0/fy=0.4,in-planeσ0/fy=0.6,in-planeσ0/fy=0.2σ0/fy=0.8,in-planeσ0/fy=0.4σ0/fy=0.2,out-plane200σ0/fy=0.6200σ0/fy=0.4,out-planeσ0/fy=0.8σ0/fy=0.6,out-planeσ0/fy=0.8,out-plane00020406080100120140-5051015202530位移/mm位移/mm(e)柱顶面内水平位移(e=150mm)(f)柱三分点面内面外水平位移(e=150mm)图5.7不同初负载下荷载-位移曲线（L=3210mm）Fig5.7Load-displacementcurvesunderdifferentinitialload(L=3210mm)90 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议10001000800800600600NNk/k/PP400σ0/fy=0.2400σ0/fy=0.2,in-planeσ0/fy=0.4σ0/fy=0.4,in-planeσ0/fy=0.6σ0/fy=0.6,in-planeσ0/fy=0.2,out-plane200200σ0/fy=0.4,out-planeσ0/fy=0.6,out-plane00020406080100120140160180200220240-10-50510152025303540位移/mm位移/mm(a)柱顶面内水平位移(e=50mm)(b)柱三分点面内面外水平位移(e=50mm)800800700700600600N500k/N500k/PP400400σ0/fy=0.2,in-plane300σ0/fy=0.2300σ0/fy=0.4,in-planeσ0/fy=0.4σ0/fy=0.6,in-plane200σ0/fy=0.6200σ0/fy=0.2,out-planeσ0/fy=0.4,out-plane100100σ0/fy=0.6,out-plane00020406080100120140160180200220240260-15-10-505101520253035404550位移/mm位移/mm(c)柱顶面内水平位移(e=100mm)(d)柱三分点面内面外水平位移(e=100mm)600600500500400400NNk/k/PP300300σ0/fy=0.2,in-planeσ0/fy=0.2σ0/fy=0.4,in-plane200σ0/fy=0.4200σ0/fy=0.6,in-planeσ0/fy=0.6σ0/fy=0.2,out-planeσ0/fy=0.4,out-plane100100σ0/fy=0.6,out-plane00020406080100120140160180200220240260280-30-25-20-15-10-5051015202530位移/mm位移/mm(e)柱顶面内水平位移(e=150mm)(f)柱三分点面内面外水平位移(e=150mm)图5.8不同初负载下荷载-位移曲线（L=4860mm）Fig5.8Load-displacementcurvesunderdifferentinitialload(L=4860mm)91 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议140014001200120010001000N800k/N800k/PPσ0/fy=0.2,in-plane600600σ0/fy=0.4,in-planeσ0/fy=0.6,in-planeσ0/fy=0.2σ0/fy=0.8,in-plane400σ0/fy=0.4400σ0/fy=0.2,out-planeσ0/fy=0.6σ0/fy=0.4,out-plane200σ0/fy=0.8200σ0/fy=0.6,out-planeσ0/fy=0.8,out-plane00020406080100120140051015202530位移/mm位移/mm(a)柱顶面内水平位移(e=50mm)(b)柱三分点面内面外水平位移(e=50mm)10001000800800N600N600k/k/σ0/fy=0.2,in-planePPσ0/fy=0.4,in-planeσ0/fy=0.6,in-plane400σ0/fy=0.2400σ0/fy=0.8,in-planeσ0/fy=0.4σ0/fy=0.2,out-planeσ0/fy=0.6σ0/fy=0.4,out-plane200σ0/fy=0.8200σ0/fy=0.6,out-planeσ0/fy=0.8,out-plane00020406080100120140051015202530位移/mm位移/mm(c)柱顶面内水平位移(e=100mm)(d)柱三分点面内面外水平位移(e=100mm)800800600600NNk/k/PPσ0/fy=0.2,in-plane400400σ0/fy=0.4,in-planeσ0/fy=0.6,in-planeσ0/fy=0.2σ0/fy=0.8,in-planeσ0/fy=0.4σ0/fy=0.2,out-plane200σ0/fy=0.6200σ0/fy=0.4,out-planeσ0/fy=0.8σ0/fy=0.6,out-planeσ0/fy=0.8,out-plane00020406080100120140160180-5051015202530位移/mm位移/mm(e)柱顶面内水平位移(e=150mm)(f)柱三分点面内面外水平位移(e=150mm)图5.9不同初负载下荷载-位移曲线（L=3210mm,B级焊接热输入）Fig5.9Load-displacementcurvesunderdifferentinitialload(L=3210mm,B-classweldheatinput)92 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议10001000800800N600N600k/k/PP400400σ0/fy=0.2,in-planeσ0/fy=0.2σ0/fy=0.4,in-planeσ0/fy=0.4σ0/fy=0.6,in-plane200σ0/fy=0.6200σ0/fy=0.2,out-planeσ0/fy=0.4,out-planeσ0/fy=0.6,out-plane0004080120160200240280-10-50510152025303540位移/mm位移/mm(a)柱顶面内水平位移(e=50mm)(b)柱三分点面内面外水平位移(e=50mm)800800700700600600500500NNk/k/P400P400300300σ0/fy=0.2,in-planeσ0/fy=0.2σ0/fy=0.4,in-planeσ0/fy=0.4200σ/f=0.6200σ0/fy=0.6,in-plane0yσ/f=0.2,out-plane0y100100σ0/fy=0.4,out-planeσ0/fy=0.6,out-plane0004080120160200240280-10-505101520253035404550位移/mm位移/mm(c)柱顶面内水平位移(e=100mm)(d)柱三分点面内面外水平位移(e=100mm)600600500500N400N400k/k/PP300300σ0/fy=0.2,in-planeσ0/fy=0.2200σ/f=0.4200σ0/fy=0.4,in-plane0yσ0/fy=0.6,in-planeσ0/fy=0.6σ0/fy=0.2,out-plane100100σ0/fy=0.4,out-planeσ0/fy=0.6,out-plane0004080120160200240280-20-15-10-50510152025303540位移/mm位移/mm(e)柱顶面内水平位移(e=150mm)(f)柱三分点面内面外水平位移(e=150mm)图5.10不同初负载下荷载-位移曲线（L=4860mm,B级焊接热输入）Fig5.10Load-displacementcurvesunderdifferentinitialload(L=4860mm,B-classweldheatinput)93 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议5.2.3焊接残余变形据图5.11和图5.12显然可知，其他条件不变的情况下，焊接热输入越大，焊接残余变形越大；初始应力比越大，焊接残余变形越大；柱长度（长细比），焊接残余变形越大。影响焊接残余变形的主要因素依次为：焊接热输入、初始负载（初应力比）、柱长度（长细比）。4.04.03.53.53.0/f=0.23.00y/f=0.40/fy=0.20y2.52.5/f=0.40/fy=0.6/mm0yw/f=0.6/mm2.00/fy=0.82.00yw1.51.51.01.00.50.50.00.0406080100120140160406080100120140160e/mme/mm(a)L=3210mm(b)L=4860mm图5.11不同偏心距和不同初负载下柱顶面内水平焊接残余变形Fig5.11In-planehorizontalweldingresidualdeformationunderdifferenteccentricityandinitialload0/fy=0.245/f=0.2240y0/fy=0.4/f=0.422400y0/fy=0.6/f=0.6200y/f=0.8350y181630m1425m/12/mmww10208156104250406080100120140160406080100120140160e/mme/mm(a)L=3210mm(b)L=4860mm图5.12不同偏心距和不同初负载下柱顶面内水平焊接残余变形(B级焊接热输入)Fig5.12In-planehorizontalweldingresidualdeformationunderdifferenteccentricityandinitialload(B-classweldheatinput)由图5.11和图5.12可以看出，偏心距对于对称焊接加固的焊接残余变形不敏感；而由图5.13图5.14可以看出，偏心距和初始应力比对于非对称焊接加固（仅94 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议焊接偏心受压远侧加固板）的焊接残余变形有抑制作用，偏心距或初始应力比越大则焊接残余变形越小，但考虑到偏心受压远侧焊接时的残余变形方向是与面内偏心相反的而对承载力有利，故偏心距越大，这种有利作用越小。0.00.2406080100120140160/f=0.2/f=0.40y0ye/mm0.1/f=0.6/f=0.8-0.20y0y/f=0.20y0.0/f=0.44060801001201401600y-0.4-0.1e/mm/f=0.60y/mm-0.2/mm-0.6ww-0.3-0.8-0.4-0.5-1.0-0.6-1.2(a)L=3210mm(b)L=4860mm图5.13不同偏心距和不同初负载下柱顶面内水平焊接残余变形（仅焊远侧加固板）Fig5.13In-planehorizontalweldingresidualdeformationunderdifferenteccentricityandinitialload(onlyweldingfarsidestrengtheningplate)00406080100120140160-1406080100120140160e/mme/mm-20/fy=0.2/f=0.2-50y-30/fy=0.4/f=0.40y0/fy=0.6/f=0.6-40y/mm/f=0.8-10w0y/mm-5w-6-15-7-8-20-9-10(a)L=3210mm(b)L=4860mm图5.14不同偏心距和不同初负载下柱顶面内水平焊接残余变形（仅焊远侧加固板,B级焊接热输入）Fig5.14In-planehorizontalweldingresidualdeformationunderdifferenteccentricityandinitialload(onlyweldingfarsidestrengtheningplate,B-classweldheatinput)5.3设计方法建议5.3.1焊接残余变形计算如前文所述，CECS和YB均给出了焊接残余变形公式，来源不同，CECS公式（5.10）为参考前苏联资料给出，而YB公式（5.11）是基于热应力与变形理论的最大侧偏量计算式（5.12），进行小角钢构件（∠50×5×2000）的断续焊（70/140和70/190）95 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议并焊角钢（∠40×5×2000）试验后得出的经验系数公式。hL2L(2L)mfss0Wiiiy（5.10）200Ioi12=0.005eAWWLI（5.11）2=KeAWWLI（5.12）yy考虑工字形截面翼缘外对称焊接钢板（i）情况，取=1，i=1，焊缝为直角角焊缝，对CECS公式化简如下：hL22L(2Lh)0.5LLL2(2mm)（）fssfss00Wiiiiyy=0.005200IIooii11m=0.005yA[2(2WLsLsioL)I]/0（5.13）i1值得注意的是，CECS虽然规定Ls为加固件焊缝延续的总长度，但分析公式形式可知对于沿构件全长焊接的试件，取所有焊缝总长度进行计算会得出负值，不符合物理意义。而文献[38]对所完成的负载下焊接加固钢梁试验以及LiuYi等先前国外试验研究的验算发现对钢梁所有纵向焊缝中取其中一条的长度作为Ls代入CECS公式计算，已能获得比试验实测结果更高的计算结果。对全长角焊缝加固情况，如果只取Ls为一条全长角焊缝长度（YB中ΣLw仍为焊缝总长度），公式（5.11）和（5.13）分别进一步化简为：22=0.005eAmLI（5.14）W0m0.005yA[2(2mL1)I]/21（5.15）WWxiomi1m1（定义：i）mi1其中，CECS给出i的取值表，实际是加固焊缝处应力比的线性公式（5.16），其值总是大于1，可以将系数理解为考虑初始负载的对无负载焊接加固构件焊接残余变形的放大，m为截面上焊缝数量（对焊接残余变形的放大）：00ii2.51,0.4当时ffyy00ii5,0.4当0.7时iffyy（5.16）0i3.50,当0.7时fy此外，2μx-1为考虑不同约束情况的协调，认为两端完全固端约束的试件（μx=0.5）焊接残余变形为0，对两端铰接或简支的试件（μ0x=1.0）焊接残余变形的约束协调为1。比较式（5.14）与式（5.15）可知，CECS公式比YB公式略复杂，相当于在YB96 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议公式基础上多乘了一项：m2(21)1Wximmi1（5.17）易知，对于两端铰接或简支的试件的无负载焊接加固且只有两条全长角焊缝的情况，CECS与YB公式结果一致。对于本文工字形截面翼缘外对称焊接钢板压弯构件（m=4,μx≈2.0），CECS公式计算的焊接残余变形结果约是YB公式计算结果的1.5ξ倍（ωw/Δ≈1.5ξ）。将焊接残余变形的规范计算结果与有限元结果对比，如图5.15所示。对比可知，CECS规范结果远大于有限元结果，而YB计算结果未反映出初始负载对焊接残余变形的影响。分析可知，两部规范公式中均出现0.005的系数，而据YB规范相关背景表明该系数是来自角钢构件试验的经验系数，将高估工字形截面的变形。这种高估来自两方面的原因：1）热输入造成的影响差异，由于角钢构件截面较小，焊接热影响明显，而本文工字形截面尺寸相对较大且截面开展，热影响没那么大；2）焊接方法的差异，由于角钢构件试验是采用手工电弧焊，而本文热输入是基于CO2气体保护焊试验的有限元验证，一般情况下手工电弧焊的焊接热影响大于CO2气体保护焊。因而有必要进行修正，有限元对本文两种长细比（λ0x=62.5和94.2）试件的无负载焊接加固情况的模拟结果表明，CECS规范计算结果（无负载焊接下自由变形，ξ=1）是有限元结果的28~33倍（见附录表数据），建议可将原公式中1/200变为1/5600，同时对不同初始应力比下的变形放大系数ξi按下式（5.18）进行调整。0i55-2ify（5.18）65130CECSCECS60YB120YB55FEA(A-class)110FEA(A-class)50FEA(B-class)100FEA(B-class)suggestsuggest45904080/mm3570w30/mm60w2550204015301020510000.20.30.40.50.60.70.80.20.30.40.50.6/f/f0y0y(a)L=3210mm,e=50mm(b)L=4860mm,e=50mm97 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议70140CECSCECS65130YBYB60120FEA(A-class)FEA(A-class)55FEA(B-class)110FEA(B-class)50suggest100suggest459040803570/mm30/mm60ww2550204015301020510000.20.30.40.50.60.70.80.20.30.40.50.6/f/f0y0y(c)L=3210mm,e=100mm(d)L=4860mm,e=100mm75150CECSCECS70140YBYB65130FEA(A-class)FEA(A-class)60120FEA(B-class)FEA(B-class)55110suggestsuggest5010045904080/mm3570w/mm30w602550204015301020510000.20.30.40.50.60.70.80.20.30.40.50.6/f/f0y0y(e)L=3210mm,e=150mm(f)L=4860mm,e=150mm图5.15不同柱长度、偏心距和不同负载下柱顶面内水平焊接残余变形结果对比Fig5.15Comparisionofin-planehorizontalweldingresidualdeformationunderdifferentcolumnlength,loadeccentricityandinitialload式（5.18）与有限元及CECS的结果对比如图5.16所示。其中对有限元结果，σ0i/fy为按考虑二阶效应的名义应力比公式（5.15）计算的偏心受压近侧和远侧应力比结果的绝对平均值（(|σ0c|+|σ0t|)/2fy），ξi为负载下焊接加固的焊接残余变形与相应无负载焊接加固试件的焊接残余变形结果的比值。由图5.15可知，采用建议的系数及公式对有限元最终焊接残余变形值的估计比较准确。如表5.6所示与国内外相关试验实测结果的对比可知，本文建议系数及公式能够对不同种类构件不同初始负载条件下的实际焊接残余变形进行更加合理有效的估计。（其中，BCS1~BCS3为本文压弯钢柱试验试件，BI-S2~BI-S3为国内文献[83]钢梁试验试件，A2~A3及C2~C3为国外文献[76]钢梁试验试件。）98 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议3028L=3210,e=5026L=3210,e=100L=3210,e=15024L=4860,e=5022L=4860,e=10020L=4860,e=15018suggesti16CECSξ141210864200.100.150.200.250.300.350.400.450.500.550.60σ0i/fy图5.16不同初始应力比对变形的放大系数结果对比Fig5.16Comparisonofdeformationmagnificationfactorsbydifferentinitialstressratio表5.6规范及建议公式计算结果与试验结果对比Table5.6Comparisonofcodesandsuggestedformulacalculationandtestresults试件编号BCS1BCS2BCS3BI-S2BI-S3A2A3C2C3L/mm2998.82999.03001.03001.03000.52400240012001200H/mm256.2255.6255.5415.3414.8309309309309bf/mm179.4178.9178.7159.7159102102102102tf/mm7.6237.6397.6257.917.98.98.98.98.9tw/mm10.11010.05910.0617.937.926666Ls/mm2978.82979.02981.02718.02718.02306230611151115bs/mm149.7150.4150.5128.8130.3137137137137ts/mm5.7745.9645.7685.925.899.59.59.59.5m444442222hf/mm444446666y/mm150.9150.9150.8220.2220.2173.4173.4173.4173.4P0/kN180360590120240501001170340fy/(N/mm2)353353353379379374374374374σ0/fy0.230.470.820.340.670.150.310.260.52ΔCECS/mm31.6943.0459.767.9214.449.1911.742.734.31ΔYB/mm15.8515.9716.036.156.151.441.447.097.13Δsuggest/mm4.3411.3621.902.555.361.533.530.731.58ΔEXP/mm2.495.199.921.12.590.811.070.420.62*注：L表示实际柱长度或梁跨度，Ls表示加固板长度；H表示被加固截面高度，bf和bs分别为翼缘宽度和加固板宽度，tw、tf和ts分别为腹板、翼缘和加固板厚度；m表示全长加固角焊缝条数，hf表示焊缝尺寸，y表示加固焊缝至截面形心距离；fy表示钢材屈服强度，σ0/fy为名义应力99 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议比，对柱计算时考虑二阶效应；ΔCECS、ΔYB和Δsuggest分别为按照CECS77：96、YB9257-96和本文建议方法计算的焊接残余变形，ΔEXP为试验实测焊接残余变形。5.3.2设计承载力现有相关规范对压弯钢柱平面外稳定静力计算公式分别如式（5.19）~式（5.21），其中GB50017-2003为新构件设计公式，CECS77:96、YB9257-96和GB500x-201x为加固构件设计公式，相关符号含义详参各规范注释。CECS77:96与YB9257-96的相关设计原理及系数的区别已在绪论部分详细对比，此处不再赘述。NMtxxGB50017-2003：f（5.19）AWybx1CECS77:96和GB50xxx-201x：NtxxMNx*fEM（5.20）AWybx1YB9257-96：（5.21）CECS77:96和GB50xxx-201x虽采用相同的公式，但系数规定主要有两点差别：1）CECS对弯矩作用面外的轴压构件的稳定系数φy不区分截面类别，统一取《钢结构设计规范》的c类截面系数，而GB征求意见稿取消这一统一的类别限制，对不同类别截面按《钢结构设计规范》的相应截面类别稳定系数确定。2）CECS对加固折减系数ηEM按两类受力状态分别确定，当N/An>0.55fy时（其中，N应为初算的加固后试件的承载力），偏心受力构件受力状态接近于轴心受力构件，加固折减系数取同轴压构件的与初始负载相关式ηEM=0.85-0.23σ0/fy；当N/An≤0.55fy时，统一取同受弯构件的ηEM=0.9。GB征求意见稿考虑不同初始负载对承载力的影响，采用按不同初始应力比等级分级进行加固折减的思路，同时认为当N/An≤0.55fy时，系数应介于受弯构件与轴心受力构件之间，因而经推荐采用了表5.7所示加固折减系数规定。表5.7GB50xxx-201x中ηEM系数取值Table5.7CoefficientvaluesofηEMinGB50xxx-201x强度降低Ⅰ、ⅡⅢ、Ⅳ类构件备注系数类构件σomax/f≤0.20.2<σomax/f≤0.40.4<σomax/f≤0.65σomax/f>0.65轴心受拉0.850.9—受弯0.850.90.850.8——0.80.850.80.75—N/An≤0.55fy拉弯或压弯0.70.80.750.7—N/An>0.55fy轴心受压0.70.80.750.7——100 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议将有限元极限承载力结果与GB50017-2003、YB9257-96规范结果以及不计入焊接残余变形ωw（偏大地估计）的CECS规范和GB征求意见稿计算结果比较，如图5.17图5.20所示。2200GB50017-2003YB9257-96CECS77:96(σ0/fy=0.2)CECS77:96(σ0/fy=0.4)2000CECS77:96(σ0/fy=0.6)CECS77:96(σ0/fy=0.8)GB-X(σ0/fy=0.2)GB-X(σ0/fy=0.4)GB-X(σ0/fy=0.6)FEA(unreinforcedcolumn)1800FEA(σ0/fy=0)FEA(σ0/fy=0.2)1600FEA(σ0/fy=0.4)Nk/1400FEA(σ0/fy=0.6)PFEA(σ0/fy=0.8)12001000800600020406080100120140160180Mx/(kN·m)图5.17有限元结果与规范相关曲线对比（L=3210mm，A级热输入）Fig5.17ComparisionofFEAresultsandcodescorrelationcurve(L=3210mm,A-classweldheatinput)2200GB50017-2003YB9257-96CECS77:96(σ0/fy=0.2)CECS77:96(σ0/fy=0.4)2000CECS77:96(σ0/fy=0.6)CECS77:96(σ0/fy=0.8)GB-X(σ0/fy=0.2)GB-X(σ0/fy=0.4)GB-X(σ0/fy=0.6)FEA(unreinforcedcolumn)1800FEA(σ0/fy=0)FEA(σ0/fy=0.2)1600FEA(σ0/fy=0.4)N/k1400FEA(σ0/fy=0.6)PFEA(σ0/fy=0.8)12001000800600020406080100120140160180Mx/(kN·m)图5.18有限元结果与规范相关曲线对比（L=3210mm，B级热输入）Fig5.18ComparisionofFEAresultsandcodescorrelationcurve(L=3210mm,B-classweldheatinput)101 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议GB50017-20031800YB9257-96CECS77:96(σ0/fy=0.2)1600CECS77:96(σ0/fy=0.4)CECS77:96(σ0/fy=0.6)CECS77:96(σ0/fy=0.8)1400GB-X(σ0/fy=0.2)GB-X(σ0/fy=0.4)1200GB-X(σ0/fy=0.6)Nk/FEA(unreinforcedcolumn)PFEA(σ0/fy=0)1000FEA(σ0/fy=0.2)FEA(σ0/fy=0.4)800FEA(σ0/fy=0.6)600400020406080100120140160180Mx/(kN·m)图5.19有限元结果与规范相关曲线对比（L=4860mm，A级热输入）Fig5.19ComparisionofFEAresultsandcodescorrelationcurve(L=4860mm,A-classweldheatinput)GB50017-20031800YB9257-96CECS77:96(σ0/fy=0.2)1600CECS77:96(σ0/fy=0.4)CECS77:96(σ0/fy=0.6)CECS77:96(σ0/fy=0.8)1400GB-X(σ0/fy=0.2)GB-X(σ0/fy=0.4)N1200GB-X(σ0/fy=0.6)/kPFEA(unreinforcedcolumn)FEA(σ0/fy=0)1000FEA(σ0/fy=0.2)FEA(σ0/fy=0.4)800FEA(σ0/fy=0.6)600400020406080100120140160180Mx/(kN·m)图5.20有限元结果与规范相关曲线对比（L=4860mm，B级热输入）Fig5.20ComparisionofFEAresultsandcodescorrelationcurve(L=4860mm,B-classweldheatinput)102 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议如图5.17和图5.19可知，在接近轴心受力情况下，GB征求意见稿承载力结果由于不再统一采用c类截面的稳定系数（本文截面为b类截面），在不同初始应力比情况下均相对CECS结果增大；而在其余大部分偏心受力情况下，GB征求意见稿由于对不同初应力比情况采用相比0.9更小的加固折减系数，承载力结果相对CECS结果持平或降低。有限元结果均比按加固后截面等同于新构件设计的GB50017-2003结果偏低，然而在长细比较小情况下（图5.17和图5.18），有限元结果比CECS规范和GB征求意见稿不计ωw偏大地估计的承载力计算结果还高，说明规范在这种情况下的规定比较保守。而在长细比较大的情况（图5.19和图5.20），有限元结果将较多地低于不计ωw的CECS规范和GB征求意见稿结果，此时需要按照规范规定进一步考虑计入ωw进行比较。而有限元计算结果相比YB计算结果，由于YB计算时未考虑初始负载的影响在长细比较小情况下有限元基本处于YB计算结果附近；在长细比较大的情况有限元结果将远低于YB计算结果，而YB计算对于一般情况（对称焊接加固）下不计入焊接残余变形，故YB公式明显是不安全的。分别按照GB征求意见稿的焊接残余变形公式（即原CECS公式）和本文建议的焊接残余变形计算系数和公式计算ωw，并将其代入GB征求意见稿的承载力计算公式中求得承载力结果与有限元极限承载力结果比较，如图5.21~图5.24所示。1600GB-x(ωw,σ0/fy=0.2)suggest(ωw,σ0/fy=0.2)GB-x(ωw,σ0/fy=0.4)suggest(ωw,σ0/fy=0.4)1500GB-x(ωw,σ0/fy=0.6)suggest(ωw,σ0/fy=0.6)1400FEA(σ0/fy=0)FEA(σ0/fy=0.2)1300FEA(σ0/fy=0.4)1200FEA(σ0/fy=0.6)FEA(σ0/fy=0.8)N1100k/FEA(unreinforcedcolumn)P10009008007006005000102030405060708090100110120130140150160Mx/(kN·m)图5.21有限元结果与计入ωw的规范相关曲线对比（L=3210mm，A级热输入）Fig5.21ComparisionofFEAresultsandcodescorrelationcurveconsideringωw(L=3210mm,A-classweldheatinput)103 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议1600GB-x(ωw,σ0/fy=0.2)suggest(ωw,σ0/fy=0.2)GB-x(ωw,σ0/fy=0.4)suggest(ωw,σ0/fy=0.4)1500GB-x(ωw,σ0/fy=0.6)suggest(ωw,σ0/fy=0.6)1400FEA(σ0/fy=0)FEA(σ0/fy=0.2)1300FEA(σ0/fy=0.4)1200FEA(σ0/fy=0.6)FEA(σ0/fy=0.8)N1100k/FEA(unreinforcedcolumn)P10009008007006005000102030405060708090100110120130140150160Mx/(kN·m)图5.22有限元结果与计入ωw的规范相关曲线对比（L=3210mm，B级热输入）Fig5.22ComparisionofFEAresultsandcodescorrelationcurveconsideringωw(L=3210mm,B-classweldheatinput)1400GB-x(ωw,σ0/fy=0.2)GB-x(ωw,σ0/fy=0.4)GB-x(ωw,σ0/fy=0.6)1200suggest(ωw,σ0/fy=0.2)suggest(ωw,σ0/fy=0.4)suggest(ωw,σ0/fy=0.6)1000FEA(σ0/fy=0)FEA(σ0/fy=0.2)NFEA(σ0/fy=0.4)/kPFEA(σ0/fy=0.6)800FEA(unreinforcedcolumn)6004000102030405060708090100110120130140150Mx/(kN·m)图5.23有限元结果与计入ωw的规范相关曲线对比（L=4860mm，A级热输入）Fig5.23ComparisionofFEAresultsandcodescorrelationcurveconsideringωw(L=4860mm,A-classweldheatinput)可见，规范承载力公式中计入焊接残余变形ωw后，计算结果将偏安全，特别是按原CECS公式确定的ωw代入计算时，其初应力比为0.2的计算结果甚至远小于104 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议有限元初应力比为0.6和0.8的构件承载力，过于保守。而按本文建议的焊接残余变形公式确定的ωw代入计算时，与有限元结果更为接近，只是对长细比较大的构件需要按初始应力比等级提高一级计算才能保证设计结果的安全性，即如图5.24所示，按初应力比分别为0.4和0.6确定的焊接残余变形和加固折减系数计算的承载力能保证分别低于有限元中初应力比为0.2和0.4的构件的承载力。1400GB-x(ωw,σ0/fy=0.2)GB-x(ωw,σ0/fy=0.4)GB-x(ωw,σ0/fy=0.6)1200suggest(ωw,σ0/fy=0.2)suggest(ωw,σ0/fy=0.4)suggest(ωw,σ0/fy=0.6)1000FEA(σ0/fy=0)FEA(σ0/fy=0.2)NFEA(σ0/fy=0.4)k/PFEA(σ0/fy=0.6)800FEA(unreinforcedcolumn)6004000102030405060708090100110120130140150Mx/(kN·m)图5.24有限元结果与计入ωw的规范相关曲线对比（L=4860mm，B级热输入）Fig5.24ComparisionofFEAresultsandcodescorrelationcurveconsideringωw(L=4860mm,B-classweldheatinput)5.4本章小结本章主要采用考虑焊接热影响的有限元分析方法，对不同初始负载、偏心距、长细比及焊接热输入等级等因素适当扩大参数进行影响因素分析，完成了12个被加固压弯钢柱、6个无负载未焊接加固压弯钢柱、12个无负载下焊接加固压弯钢柱和42个负载下焊接加固压弯钢柱的受力全过程模拟分析。（1）初始负载下最大名义应力比（初始应力比）的计算，使用考虑二阶效应的公式可以一定程度反映被加固构件的初始负载水平。（2）影响极限承载力的主要因素依次为：偏心距，柱长度（长细比）、焊接热输入、初始负载。影响焊接残余变形的主要因素依次为：焊接热输入、初始负载、柱长度（长细比），而焊接残余变形在对称加固时对偏心距不敏感。（3）基于考虑焊接热影响的有限元分析结果结合CECS焊接残余变形计算公式，105 重庆大学硕士学位论文5影响因素分析及设计方法建议提出了新的负载下焊接加固钢构件的焊接残余变形的建议系数及公式，并经国内外相关试验实测结果对比验证，能够对不同种类构件不同初始负载条件下的实际焊接残余变形进行合理有效的估计。（4）GB规范征求意见稿采用本文建议的焊接残余变形计算公式，可以得到更为合理的设计承载力结果，同时对长细比较大的构件在计算压弯构件稳定承载力时，建议按初始应力比等级提高一级计算焊接残余变形ωw和取用加固折减系数ηEM。106 重庆大学硕士学位论文6结论与展望6结论与展望6.1本文主要结论（1）关于试验方案。本文创新地对压弯构件首次采用非刀口铰支座的试验方案，试验监测表明试件受力过程均呈现压弯受力状态，且最终都发生空间的弯扭失稳破坏形态，效果良好。（2）关于焊接热输入。本文提出的简化串热源（点热源）模型及其衔接公式建立起联系试验实际、焊接理论模型及有限元模型三者的桥梁，使得有限元能够模拟实际焊接热输入，热分析结果与试验实测吻合良好，所提方法与热分析有效。（3）关于焊接变形。本文试验和有限元结果一致表明，加固焊接次序决定焊接残余变形的发展过程，焊接热输入和初始负载共同决定持载焊接的位移变化范围和焊接残余变形的大小，呈正相关。影响因素分析结果表明，影响焊接残余变形的主要因素依次为：焊接热输入、初始负载（初应力比）、柱长度（长细比），而焊接残余变形在对称加固时对偏心距不敏感。同时，基于影响因素分析结果，结合CECS焊接残余变形公式，提出了新的负载下焊接加固钢构件焊接残余变形的建议系数及公式，并经国内外相关试验对比验证，能对不同种类构件不同初负载条件的实际焊接残余变形进行合理有效估计。（4）关于应力应变重分布和焊接残余应力。本文截面应变的试验实测和有限元结果趋势吻合，表明焊接加固过程引起截面应力应变重分布，且初负载越大，重分布趋势往偏心受力的方向发展更多。此外，初负载可能并不影响焊接残余应力分布，但负载焊接下构件产生的残余变形放大荷载效应也将带来新增应力叠加。（5）关于实际摩擦影响。本文有限元建立了一种混合接触与过盈渐变相配合的摩擦接触设置的方法，验证了试验摩擦实际存在的影响，对于各类试验中不可避免的类似摩擦影响，采用本文该方法具有一定的可行性。（6）关于初始应力比的界定。与有限元的被加固柱的初始负载-极限承载力比P0/Pu对比表明，初始负载下最大名义应力比（初始应力比）的计算，使用考虑二阶效应的公式可以一定程度反映被加固构件的初始负载水平。（7）关于加固后承载力。本文试验结果表明，初始负载和初始几何缺陷影响负载下压弯构件的承载力，初应力比较小时初始负载对承载力的影响可以忽略，而初始应力比较大时初始负载影响显著。有限元与试验结果对比表明，初始负载较低时可采用不考虑焊接热影响的有限元，初始负载较大时应考虑焊接热影响。此外，初始残余应力后对极限承载力几乎没有影响。影响因素分析结果表明，影响极限承载力的主要因素依次为：偏心距，柱长度、焊接热输入、初始负载。107 重庆大学硕士学位论文6结论与展望本文将试验及其有限元模拟的承载力结果与不计入焊接残余变形ωw的规范计算结果对比表明，CECS和YB两部规范的计算结果保守，且未能考虑初始负载对承载力的影响，而新编《钢结构加固设计规范》征求意见稿的设计承载力水平大致是不考虑焊接热影响的有限元的边缘屈服承载力水平。进一步的有限元影响因素分析结果分别与计入ωw和不计入ωw的规范计算结果进行对比表明，对GB规范征求意见稿采用本文建议的焊接残余变形计算公式，可以得到更为合理的设计承载力结果，同时对长细比较大的构件在计算压弯构件稳定承载力时，建议按初始应力比等级提高一级计算焊接残余变形ωw和取用加固折减系数ηEM。6.2展望本文对钢结构负载下焊接加固问题和负载下焊接加固工字形压弯钢柱的受力性能进行了较为系统的梳理和详细的研究，但负载下焊接加固问题除了初始条件影响众多之外，还具有一般纯粹金属结构研究中所没有的过程影响问题，以其广泛复杂性实难一蹴而就，仍留存许多问题有待解决。作者认为可以从如下几方面进一步更全面和深入地开展研究：（1）本文对加固件与被加固构件的不同的截面尺寸、钢材种类（如高强钢采用普通钢加固）及强度等级（如采用更低强度钢材加固）等不同初始条件的影响，以及不同焊接次序及焊接工艺等的过程影响尚未进行充分考虑，有待完善。（2）本文所研究的压弯钢柱均发生空间的弯扭失稳破坏，对于面外有足够支撑而发生平面内整体弯曲失稳情况的压弯构件需要进一步研究。（3）本文采用简单的翼缘外侧对称贴焊钢板的加固方案，而实际工程中的加固方式不一而足，对于其中一些高效或常用的加固方式（如单独下翼缘外焊接T形钢或工字形变箱型焊接钢板等）需要进一步的研究。（4）本文以及现有研究多为工字形的被加固构件，对于不同截面形式（如箱型截面和钢管截面等）的被加固构件的加固尚无研究。（5）本文试验中虽然在达承载力的下降段末期才出现局部凸曲，但被加固构件在负载下焊接加固过程中以及加固后被加固构件的非加固部分在继续加载过程中仍有发生局部屈曲的可能，有待详细研究和讨论。108 重庆大学硕士学位论文致谢致谢试验室旧大厅的钟又敲在了22:30，终于搁笔之时，思绪万千。春去夏至，三年的光阴飞逝，甜酸苦辣之间体悟着“知与行”、“仁与义”，将归落定，也有不尽的感激。敬爱的我的导师戴国欣教授，是我在钢结构方面的学术启蒙导师，师父博学而严谨，乐观且宽厚，澹泊名利，从容不羁的人格魅力真切而深刻地感染着弟子。师父因材施教，谆谆教诲，铭记于心，受益一生。清华大学王元清教授，为我提供了优越的科研条件和系统的学术引导，王老师海纳百川，兼容并蓄，一丝不苟，严格要求，对我产生了重要影响。同时，清华大学石永久教授、施刚教授、张天申高工以及徐悦工程师对本课题工作亦给予了大力支持，特此表衷心感谢。祝瑞祥师兄对本文工作的不懈解惑贯穿始终，特别感谢。感谢郭彦林教授、金声老师、聂诗东老师、班慧勇研究员、宗亮博士、廖小伟博士对本文工作的重要启发和有益建议。感谢土木工程安全与耐久教育部重点实验室金同乐老师团队高水准的技术支持及多维集团北京香河钢构公司的有力配合。感谢重庆大学土木工程学院建工馆1116（原1115）工作室与钢木结构教研室各位师长、师兄弟和师姐妹以及清华大学土木工程系基地118和110B室诸位同学的关心和热忱帮助。感谢夏洪流副院长的长期关怀和鼓励，感谢邓玉孙师兄和陈昌海师兄的具体工作指引，感谢同门曹文龙、好友郑宗兴的真诚支持和帮助。感谢我的家人始终默默的陪伴和支持。本课题承蒙《钢结构加固设计规范》国家标准管理组科研专项资助(No.2013-01)，特此致谢。蒋立二〇一五年五月于清华园109 重庆大学硕士学位论文参考文献参考文献[1]卫龙武,吕志伟,郭彤.建筑物评估,加固与改造[M].江苏科学技术出版社,2006.[2]陈伟坚,王幼松,吕文龙.建筑工程加固改造业的发展现状与前景分析[J].建筑监督检测与造价,2010,1:008.[3]邸小坛,周燕.旧建筑物的检测加固与维护[M].北京:地震出版社,1992.[4]李美娟,封金财.浅谈工业建筑改造与加固现状[J].中国科技信息,2010(015):72-73.[5]张鑫,李安起,赵考重.建筑结构鉴定与加固改造技术的进展[C]//第19届全国结构工程学术会议论文集（第Ⅰ册）.2010.[6]王永维.我国建筑物鉴定与加固改造技术现状与展望[C]//第五届全国建筑物鉴定与加固改造学术会议论文集.汕头:汕头大学出版社.2000.[7]俞国音.工业厂房钢结构的安全评定和加固技术(上)[J].工业建筑,1995,12:50-55.[8]周其仁.工业化超前、城市化滞后[J].中国对外贸易,2012,05:37.[9]李克强.政府工作报告:2015年3月5日在第十二届全国人民代表大会第三次会议上[M].北京:人民出版社,2015.[10]建筑钢结构委员会.我国建筑钢结构行业发展“十二五”规划[J].中国建筑金属结构,2011(6):17-20.[11]建设部、国家冶金工业局建筑用钢技术协调组钢结构专家小组,建筑钢结构产业“十五”计划和2010年发展规划纲要[J].新型建筑材料,2001,01:47-49.[12]郅伦海,周会平.浅谈建筑结构的鉴定与加固[J].国外建材科技,2006,27(1):54-56.[13]陈绍蕃.钢结构设计原理（第三版）[M].科学出版社,2005.[14]郭兵,雷淑忠.钢结构的检测鉴定与加固改造[M].中国建筑工业出版社,2006.[15]雷宏刚.钢结构事故分析与处理[M].中国建材工业出版社,2003.[16]俞国音,杨建平.新编《钢结构检测评定及加固技术规程》(YB9257-96)介绍(2)[J].钢结构,1998,13(1):37-46.[17]刘延峰.混凝土结构,砌体结构,钢结构加固设计[J].四川建材,2011,37(001):57-58.[18]M.H.Лащенко.Усилениеметаллическихконструкций[M].Ленинград:Государственноеиздательстволитературыпостроительствуиархитектуре,1954.[19]中国工程建设标准化协会.CECS77:96钢结构加固技术规范[S].北京:中国计划出版社,2005.[20]中华人民共和国冶金工业部.YB9257-96钢结构检测评定及加固技术规程[S].北京:冶金工业出版社,1997.[21]卢亦焱,陈莉,高作平,等.外粘钢板加固钢管柱承载力试验研究[J].建筑结构,2002(4).111 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重庆大学硕士学位论文附录C.有限元影响因素分析的各试件过程计算参数及计算结果表表C.1无负载下焊接加固试件PuΔpvΔphδδ’序号试件编号L/mmλ0xλ0yλxλyIMP/kN/mm/mm/mm/mm1BCS-0-50-40-A321062.5—49.540S11337.14.450.7-0.007-0.4492BCS-0-100-40-A321062.5—49.540S11043.94.264.4-0.007-0.4493BCS-0-150-40-A321062.5—49.540S1863.84.072.4-0.006-0.4494BCS-0-50-60-A486094.263.963.860S1983.15.5109.0-0.013-1.0295BCS-0-100-60-A486094.263.963.860S1786.55.7132.2-0.013-1.0296BCS-0-150-60-A486094.263.963.860S2632.24.9128.3-0.012-1.0297BCS-0-50-40-B321062.5—49.540S11354.35.753.9-0.805-7.7468BCS-0-100-40-B321062.5—49.540S11062.25.366.5-0.807-7.7469BCS-0-150-40-B321062.5—49.540S1880.55.175.0-0.806-7.74610BCS-0-50-60-B486094.263.963.860S1982.57.6123.3-2.193-17.32411BCS-0-100-60-B486094.263.963.860S1794.28.2154.7-2.189-17.32712BCS-0-150-60-B486094.263.963.860S2668.18.0167.3-2.179-17.321*注：L为柱长度，λ0x为加固前绕强轴长细比，λ0y为加固前绕弱轴长细比，λx为加固后绕强轴长细比，λy为加固后绕弱轴长细比，Pu为有限元的加固后极限承载力，Δpv和Δph分别为有限元的加固后试件达极限承载力时对应的柱顶面内竖向和水平位移，δ和δ’分别为两侧均焊接（对称焊接）时和仅焊接远侧加固板有限元的柱顶面内水平焊接残余变形。表C.2无负载未焊接加固试件序号试件编号L/mmλ0xλ0yλxλyIMPPu/kNΔpv/mmΔph/mm1BCS-0-50-40-O321062.5—49.540S11333.74.249.62BCS-0-100-40-O321062.5—49.540S11038.74.062.53BCS-0-150-40-O321062.5—49.540S1860.94.072.74BCS-0-50-60-O486094.263.963.860S1984.75.4108.65BCS-0-100-60-O486094.263.963.860S1790.16.0139.26BCS-0-150-60-O486094.263.963.860S2632.04.5122.4*注：L为柱长度，λ0x为加固前绕强轴长细比，λ0y为加固前绕弱轴长细比，λx为加固后绕强轴长细比，λy为加固后绕弱轴长细比，Pu为有限元的加固后极限承载力，Δpv和Δph分别为有限元的加固后试件达极限承载力时对应的柱顶面内竖向和水平位移。119 重庆大学硕士学位论文附录表C.3负载下焊接加固试件L=3210mm，λ0x=62.5，μx=1.71，μy=0.5，λx=49.5，λy=40序号试件编号IMPP0/kNPu0/kNPu/kNΔpv/mmΔph/mmδ/mmδ’/mm1BCS-0.2-50-40-AS1220917.51328.74.754.20.084-0.5152BCS-0.2-100-40-AS1160708.61038.64.569.10.198-0.3983BCS-0.2-150-40-AS1125580.2860.84.377.90.194-0.3974BCS-0.4-50-40-AS1420917.51320.04.855.70.273-0.6165BCS-0.4-100-40-AS1310708.61029.44.570.40.473-0.4256BCS-0.4-150-40-AS1245580.2852.34.479.90.464-0.4247BCS-0.6-50-40-AS1610917.51299.45.160.31.253-0.5248BCS-0.6-100-40-AS1450708.61013.74.773.91.491-0.3359BCS-0.6-150-40-AS1355580.2840.04.683.61.475-0.29510BCS-0.8-50-40-AS1790917.51253.15.566.13.875-0.31811BCS-0.8-100-40-AS1575708.6986.35.282.13.475-0.24312BCS-0.8-150-40-AS1460580.2819.85.091.53.7750.16013BCS-0.2-50-40-BS1220917.5061306.86.260.61.878-8.93414BCS-0.2-100-40-BS1160708.6481024.15.875.43.078-7.71015BCS-0.2-150-40-BS1125580.224850.55.685.13.666-7.07316BCS-0.4-50-40-BS1420917.5061269.06.867.05.130-9.87417BCS-0.4-100-40-BS1310708.648992.66.484.77.670-7.40618BCS-0.4-150-40-BS1245580.224825.16.395.99.054-5.97219BCS-0.6-50-40-BS1610917.5061217.47.577.49.805-10.09720BCS-0.6-100-40-BS1450708.648954.67.296.813.367-6.29221BCS-0.6-150-40-BS1355580.224797.47.2108.915.324-4.02922BCS-0.8-50-40-BS1790917.5061146.48.593.216.399-9.31523BCS-0.8-100-40-BS1575708.648911.58.3112.320.043-4.37524BCS-0.8-150-40-BS1460580.224767.18.3124.321.945-1.823*注：L为柱长度，λ0x为加固前绕强轴长细比，λ0y为加固前绕弱轴长细比，λx为加固后绕强轴长细比，λy为加固后绕弱轴长细比，P0为初始负载，Pu0为有限元的被加固试件极限承载力，Pu为有限元的加固后极限承载力，Δpv和Δph分别为有限元的加固后试件达极限承载力时对应的柱顶面内竖向和水平位移，δ和δ’分别为两侧均焊接（对称焊接）时和仅焊接远侧加固板有限元的柱顶面内水平焊接残余变形。120 重庆大学硕士学位论文附录表C.3负载下焊接加固试件（续）L=4860mm，λ0x=94.2，λ0y=63.9，μx=1.45，μy=0.49，λx=63.8，λy=60序号试件编号IMPP0/kNPu0/kNPu/kNΔpv/mmΔph/mmδ/mmδ’/mm25BCS-0.2-50-60-AS1210644.9968.36.4124.00.202-1.10626BCS-0.2-100-60-AS1150503.6777.86.6148.00.416-0.87627BCS-0.2-150-60-AS2125394.9630.45.6144.60.404-0.87128BCS-0.4-50-60-AS1385644.9947.56.7129.60.847-1.22229BCS-0.4-100-60-AS1280503.6761.87.1158.71.012-0.97330BCS-0.4-150-60-AS2225394.9618.86.1154.61.030-0.92831BCS-0.6-50-60-AS1530644.9907.87.2141.53.928-0.84632BCS-0.6-100-60-AS1390503.6736.38.0176.13.579-0.77533BCS-0.6-150-60-AS2315394.9599.97.0171.54.020-0.34934BCS-0.2-50-60-BS1210644.882928.08.5137.94.545-20.98235BCS-0.2-100-60-BS1150503.632747.59.1171.17.148-17.83636BCS-0.2-150-60-BS2125394.939625.98.9183.08.812-16.13437BCS-0.4-50-60-BS1385644.882882.29.4152.214.634-23.11638BCS-0.4-100-60-BS1280503.632707.810.1187.519.743-16.79239BCS-0.4-150-60-BS2225394.939595.010.1203.923.156-13.09340BCS-0.6-50-60-BS1530644.882806.310.7177.733.207-21.24441BCS-0.6-100-60-BS1390503.632656.912.3222.438.827-11.84842BCS-0.6-150-60-BS2315394.939557.111.9230.142.131-7.082*注：L为柱长度，λ0x为加固前绕强轴长细比，λ0y为加固前绕弱轴长细比，λx为加固后绕强轴长细比，λy为加固后绕弱轴长细比，P0为初始负载，Pu0为有限元的被加固试件极限承载力，Pu为有限元的加固后极限承载力，Δpv和Δph分别为有限元的加固后试件达极限承载力时对应的柱顶面内竖向和水平位移，δ和δ’分别为两侧均焊接（对称焊接）时和仅焊接远侧加固板有限元的柱顶面内水平焊接残余变形。121 重庆大学硕士学位论文附录D.有限元的核心源程序（影响因素分析部分APDL）FINISH/CLEAR,NOSTART/FILNAME,BCS/NERR,200,999999,/CONFIG,NRES,10000/CONFIG,nproc,2!availableCPU/PREP7!*********************************************************************************************!建立有限元模型(Unit:m,N,Pa)*!*********************************************************************************************!Oringinalcloumnsectiondimensions!【参数化】可改参数*SET,Bf,180/1000!定义翼缘宽度!------------------------------------------------------------------*SET,Tf,8/1000!定义翼缘厚度*SET,L,4860/1000!定义柱长度*SET,H,240/1000+2*Tf!定义梁截面高度!L=3210,4860,6510和8100对应长细比40,60,80,100*SET,Hw,H-Tf!定义模型腹板高度*SET,Ecent,150/1000*SET,Tw,10/1000!定义腹板厚度!面内偏心距Ecent，分50,100,150三档!Parametersforstrengtheningplate*SET,P1,315000*SET,Bs,150/1000!定义加固板宽度!初始负载对应不同初始应力比，取值见附录表格*SET,Ts,6/1000!定义加固板厚度*set,h_gen,1.31e10*SET,Tweld,4/1000!定义焊缝厚度*set,dt,17*SET,Bweld,(Tf+Ts)/2!定义焊缝高度!焊接热生成率和焊道焊接时间不同等级热输入不同：!Parametersforendplate!(A级)h_gen=6.55e9，dt=8.5*SET,Td,20/1000!定义加载板或支承板的厚度!(B级)h_gen=1.31e10，dt=17*SET,P0,1!用于屈曲分析的单位荷载!*********************************************************************************************!定义局部坐标系*!*********************************************************************************************LOCAL,11,,,,,-90,,90CSYS,0LOCAL,12,,,,,180,,90/VIEW,1,1,1,1LOCAL,13,,,,,,,-90/ANG,1/PSYMB,CS,-1/REP,FAST!*********************************************************************************************!几何建模*!*********************************************************************************************WPOFFS,,Hw/2WPOFFS,,,-Bs/2WPOFFS,,,-(Bs/2-Bweld)WPROTA,,90ASBW,ALLASBW,ALLBLC4,-Bf/2,,Bf,LWPOFFS,,,BsWPOFFS,,,-2*BweldWPROTA,,,90ASBW,ALLASBW,ALLASBW,ALLWPCSYS,-1122 重庆大学硕士学位论文附录AGEN,2,ALL,,,,-HwCMSEL,U,FLANGECMSEL,A,SPLATE1CM,FLANGE,AREACMSEL,U,WEBCM,SPLATE,AREAWPROTA,,,90WPROTA,,,-90ASBW,ALLBLC4,,-Hw/2,L,Hw!建立焊缝模型CMSEL,U,FLANGEWPOFFS,,,Bweld!!topflangeWPCSYS,-1ASBW,ALLWPCSYS,-1WPROTA,,90WPOFFS,,,-2*BweldWPOFFS,-Bs/2,Hw/2ASBW,ALLASBW,ALL!WPROTA,,,-90BLC4,,(Tf+Ts)/2,L,-(Tf+Ts)/2WPOFFS,,,-(Hw/2-Bweld)CM,SPLATE1,AREACMSEL,U,SPLATEASBW,ALLWPCSYS,-1WPCSYS,-1WPOFFS,,,2*(Hw/2-Bweld)AGEN,2,ALL,,,BsASBW,ALL!!bottomflangeCM,WELD1,AREAWPOFFS,,,-(Hw/2-Bweld)+100/10WPOFFS,,-(Hw+Tf+Ts)/200WPROTA,,90!!bottomflangeASBW,ALLBLC4,-Bs/2,,Bs,LWPCSYS,-1WPOFFS,,,-200/1000CMSEL,U,SPLATE1WPOFFS,-Bs/2,-Hw/2ASBW,ALLWPROTA,,,90WPROTA,,,-90CM,WEB,AREAASBW,ALLBLC4,,-(Tf+Ts)/2,L,(Tf+Ts)/2CMSEL,U,WELD1!建立加固板模型WPOFFS,,,BweldWPCSYS,-1!!topflangeASBW,ALLAGEN,2,ALL,,,BsWPCSYS,-1WPOFFS,,,-2*BweldCM,WELD2,AREAWPOFFS,,(Hw+Tf+Ts)/2ASBW,ALL!CMSEL,A,WELD1WPROTA,,90CM,SPLATE2,AREACM,WELD,AREABLC4,-Bs/2,,Bs,L!-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------!建立端板模型allselWPCSYS,-1*SET,Tadd,(16+20)/1000BLC4,-Bf/2-Td,-(Hw+Tf+Ts)/2-Tadd,Bf+2*Td,Hw+Tf+Ts+2*Tadd,-Td!-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------WPROTA,,,90VSBW,ALLVSBW,ALLVSBW,ALLWPOFFS,,,-Bf/2-BweldWPOFFS,,,HwWPOFFS,,,-Bs/2VSBW,ALLVSBW,ALLVSBW,ALLWPOFFS,,,2*BweldWPOFFS,,,(Tf+Ts)/2WPOFFS,,,BsVSBW,ALLVSBW,ALLVSBW,ALLWPOFFS,,,-Bs/2-Bf/2WPROTA,,90WPOFFS,,,-2*BweldVSBW,ALLVSBW,ALLVSBW,ALLWPOFFS,,,BfWPOFFS,,,-Hw/2WPOFFS,,,-2*(Hw/2-Bweld)123 重庆大学硕士学位论文附录VSBW,ALLVSBW,ALLVSBW,ALLWPOFFS,,,-2*BweldWPOFFS,,,200/1000WPOFFS,,,300/1000VSBW,ALLVSBW,ALLVSBW,ALLWPCSYS,-1WPCSYS,-1WPCSYS,-1WPROTA,,,90WPROTA,,,90VGEN,2,ALL,,,,,L+TdWPROTA,,90WPROTA,,90CM,DUANBAN,VOLUWPOFFS,,,-100/1000WPOFFS,,,-150/1000ALLSEL!*********************************************************************************************!定义单元类型和材料属性*!*********************************************************************************************ET,1,SHELL131SECDATA,Tw,1!WEBKEYOPT,1,3,2SECTYPE,2,SHELLmp,dens,1,7850SECDATA,Tf,1!FLANGEmptemp,1,20,100,200,300,400,500SECTYPE,3,SHELLmptemp,7,600,700,800,900,1000,1100SECDATA,Ts,1!S_PLATEmptemp,13,1200SECTYPE,4,SHELL!定义与温度表对应的线性材性，kxx为热传导率SECDATA,Tweld,1!WELDmpdata,kxx,1,1,53.33,50.67,47.34,44.01,40.68,37.35!补充定义接触单元mpdata,kxx,1,7,34.02,30.69,27.3,27.3,27.3,27.3ET,4,TARGE170!目标单元mpdata,kxx,1,13,27.3ET,5,CONTA174!接触单元!定义与温度表对应的线性材性，c为比热容KEYOPT,5,11,1!考虑壳厚度mpdata,c,1,1,439.8,487.6,529.8,564.7,605.9,666.5KEYOPT,5,1,2mpdata,c,1,7,759.9,1008.2,650,650,650,650R,5,,,0.1,0.01mpdata,c,1,13,650MP,MU,5,0.3!接触面摩擦系数0.3SECTYPE,1,SHELLR,6,,,0.1,0.01!*********************************************************************************************!单元网格尺寸控制并划分网格*!**********************************************************************************************SET,E_SIZE,30/1000CMSEL,A,WEB!加固板划分!赋予单元材料属性LSLA,SCMSEL,S,SPLATE!翼缘和腹板划分LSEL,R,LENGTH,,LAATT,,,1,11,3CMSEL,S,WEBLESIZE,ALL,,,L/E_SIZELSLA,SAATT,,,1,12,1LSEL,R,LENGTH,,Bs/2-BweldLSLA,SCMSEL,S,WEBLESIZE,ALL,,,4LSEL,R,LENGTH,,100/1000CMSEL,A,FLANGELESIZE,ALL,,,6LSLA,SLSLA,SMSHAPE,0,2DLSEL,R,LENGTH,,LCMSEL,S,FLANGEMSHKEY,1LESIZE,ALL,,,L/E_SIZEAATT,,,1,11,2ESIZE,E_SIZELSLA,SAMESH,ALLMSHAPE,0,2DLSEL,R,LENGTH,,Bs/2-BweldCM,EL_COLUMN,ELEMMSHKEY,1LESIZE,ALL,,,4ESIZE,E_SIZEAMESH,ALL124 重庆大学硕士学位论文附录CMSEL,U,EL_COLUMNAMESH,ALLNSEL,R,LOC,X,Bs/2CM,EL_SPLATE,ELEMCMSEL,U,EL_SPLATENSEL,R,LOC,Y,Hw/2+(Tf+Ts)/4CM,EL_WELD,ELEMCM,NODE_2WELD,NODE!焊缝划分CMSEL,S,WELDNSLE,SCMSEL,S,NODE_WELDAATT,,,1,,4CM,ALLNODE_WELD,NODENSEL,R,LOC,X,-Bs/2LSLA,SNSEL,S,LOC,Y,Hw/2+(Tf+Ts)/4NSEL,R,LOC,Y,-Hw/2-(Tf+Ts)/4LSEL,R,LENGTH,,(Tf+Ts)/2NSEL,A,LOC,Y,-Hw/2-(Tf+Ts)/4CM,NODE_3WELD,NODELESIZE,ALL,,,2CM,NODE_WELD,NODECMSEL,S,NODE_WELDallselNSEL,R,LOC,X,Bs/2LSLA,SNSEL,R,LOC,Y,-Hw/2-(Tf+Ts)/4LSEL,R,LENGTH,,L!将四条焊缝划分开来CM,NODE_4WELD,NODELESIZE,ALL,,,L/E_SIZECMSEL,S,NODE_WELDNSEL,R,LOC,X,-Bs/2ALLSELMSHAPE,0,2DNSEL,R,LOC,Y,Hw/2+(Tf+Ts)/4NUMMRG,NODE,0.05/1000MSHKEY,1CM,NODE_1WELD,NODEEPLOTESIZE,E_SIZECMSEL,S,NODE_WELD!-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------*SET,NLw,L/E_SIZE/2*DO,I,1,NLwCMSEL,S,ALLNODE_WELDNSEL,R,LOC,Z,(I-1)*E_SIZE*2,I*E_SIZE*2ESLN,S,1CM,EL_WELD%I%,ELEM*ENDDOALLSEL*DO,I,1,NLwCMSEL,S,NODE_1WELDNSEL,R,LOC,Z,(I-1)*E_SIZE*2+E_SIZE-1/1000,(I-1)*E_SIZE*2+E_SIZE+1/1000CM,NODE_1WELD%I%,NODE*ENDDO*DO,I,1,NLwCMSEL,S,NODE_2WELDNSEL,R,LOC,Z,(I-1)*E_SIZE*2+E_SIZE-1/1000,(I-1)*E_SIZE*2+E_SIZE+1/1000CM,NODE_2WELD%I%,NODE*ENDDO*DO,I,1,NLwCMSEL,S,NODE_3WELDNSEL,R,LOC,Z,(I-1)*E_SIZE*2+E_SIZE-1/1000,(I-1)*E_SIZE*2+E_SIZE+1/1000CM,NODE_3WELD%I%,NODE*ENDDO125 重庆大学硕士学位论文附录*DO,I,1,NLwCMSEL,S,NODE_4WELDNSEL,R,LOC,Z,(I-1)*E_SIZE*2+E_SIZE-1/1000,(I-1)*E_SIZE*2+E_SIZE+1/1000CM,NODE_4WELD%I%,NODE*ENDDOALLSEL!*********************************************************************************************!建立接触对*!*********************************************************************************************NSEL,S,LOC,Y,-Hw/2REAL,5REAL,6NSEL,R,LOC,Z,0,LTYPE,4TYPE,5NSEL,R,LOC,X,-Bs/2,Bs/2ESURF,ALLESURF,ALLESLN,S,1ESURF,,REVEESURF,,REVEMAT,5ALLSEL,ALLREAL,5NSEL,S,LOC,Y,(Hw+Tf+Ts)/2TYPE,5NSEL,S,LOC,Y,Hw/2ESLN,S,1ESURF,ALLNSEL,R,LOC,Z,0,LREAL,6NSEL,R,LOC,X,-Bs/2,Bs/2TYPE,4NSEL,S,LOC,Y,-(Hw+Tf+Ts)/2ESLN,S,1ESURF,ALLESLN,S,1MAT,5ALLSEL,ALL!*********************************************************************************************!对流边界条件*!*********************************************************************************************/SOLUESEL,U,TYPE,,5*SET,T_room,20.0!定义室温ESEL,U,TYPE,,4antype,4SFE,ALL,2,CONV,1,25autots,offSFE,ALL,2,CONV,2,T_roomkbc,1outres,all,lastNSEL,S,LOC,Y,Hw/2timint,1,strucESLN,S,1timint,1,thermESEL,U,TYPE,,5tunif,T_roomESEL,U,TYPE,,4SFE,ALL,2,CONV,1,25!对流边界条件SFE,ALL,2,CONV,2,T_roomNSEL,S,LOC,Y,(Hw+Tf+Ts)/2NSEL,S,LOC,Y,-Hw/2ESLN,S,1ESLN,S,1ESEL,U,TYPE,,5ESEL,U,TYPE,,5ESEL,U,TYPE,,4ESEL,U,TYPE,,4SFE,ALL,1,CONV,1,25SFE,ALL,1,CONV,1,25SFE,ALL,1,CONV,2,T_roomSFE,ALL,1,CONV,2,T_roomNSEL,S,LOC,Y,-(Hw+Tf+Ts)/2ESLN,S,1NSEL,S,LOC,Y,Hw/2126 重庆大学硕士学位论文附录NSEL,U,LOC,X,-Bs/2+0.1/1000,Bs/2-0.1/1000SFE,ALL,1,CONV,2,T_roomESLN,S,1SFE,ALL,2,CONV,1,25SFE,ALL,1,CONV,1,25SFE,ALL,2,CONV,2,T_roomSFE,ALL,1,CONV,2,T_roomNSEL,S,LOC,Y,-Hw/2CMSEL,S,ALLNODE_WELDNSEL,U,LOC,X,-Bs/2+0.1/1000,Bs/2-0.1/1000NSEL,R,LOC,X,-Bs/2ESLN,S,1ESLN,S,1SFE,ALL,2,CONV,1,25SFE,ALL,2,CONV,1,25SFE,ALL,2,CONV,2,T_roomSFE,ALL,2,CONV,2,T_roomCMSEL,S,ALLNODE_WELDCMSEL,S,WEBNSEL,R,LOC,X,Bs/2NSLA,SESLN,S,1CMSEL,S,WEBSFE,ALL,1,CONV,1,25ESLA,SSFE,ALL,1,CONV,2,T_roomSFE,ALL,1,CONV,1,25ALLSEL!*********************************************************************************************!循环点热的源热分析求解*!*********************************************************************************************!焊接过程求解alls*do,j,1,5*set,t0,120!焊接间歇2minsolvensubst,1*set,tt,0tt=tt+2time,0tt=tt+dttime,ttallstime,ttsolvett=2.0nsubst,3*enddotime,ttcmsel,s,NODE_4WELD%i%allselbf,all,hgen,h_genallssolveallsel*do,j,1,5allssolvensubst,1tt=tt+t0tt=tt+5!焊接偏压远侧time,tttime,tt*DO,j,1,NLwnsubst,1solvett=tt+dtcmsel,s,NODE_4WELD%i%*enddotime,ttbfdele,all,hgennsubst,3alls*do,j,1,6i=jsolvensubst,1cmsel,s,NODE_3WELD%i%*enddott=tt+10bf,all,hgen,h_gentime,ttallselalls!间歇冷却3600ssolvesolve*do,j,1,5*enddott=tt+t0nsubst,1time,tttt=tt+1*do,j,1,5nsubst,1time,ttnsubst,1cmsel,s,NODE_3WELD%i%solvett=tt+20bfdele,all,hgen*enddotime,tt127 重庆大学硕士学位论文附录solvetime,tt*enddonsubst,1*do,j,1,6cmsel,s,NODE_2WELD%i%nsubst,1*do,j,1,6bfdele,all,hgentt=tt+10nsubst,1allstime,tttt=tt+50solvesolvetime,tt*enddosolvett=tt+dt*enddotime,tt*do,j,1,5nsubst,3nsubst,1*do,j,1,6cmsel,s,NODE_1WELD%i%tt=tt+20allsbf,all,hgen,h_gentime,ttnsubst,1allselsolvett=tt+100solve*enddotime,tttt=tt+t0solvetime,tt*do,j,1,6*enddonsubst,1nsubst,1cmsel,s,NODE_1WELD%i%tt=tt+50*do,j,1,5bfdele,all,hgentime,ttallsallssolvensubst,1solve*enddott=tt+200*enddotime,tt*do,j,1,6solvealls!焊完冷却3600salls*enddo*do,j,1,5nsubst,1nsubst,1tt=tt+100*do,j,1,5tt=tt+1time,ttallstime,ttsolvensubst,1solve*enddott=tt+300*enddotime,tt*do,j,1,5solve*do,j,1,5alls*enddonsubst,1nsubst,1tt=tt+2tt=tt+200!焊接偏压近侧time,tttime,tt*DO,j,1,NLwsolvesolvett=tt+dt*enddo*enddotime,ttnsubst,3alls*do,j,1,5i=j*do,j,1,5allscmsel,s,NODE_2WELD%i%nsubst,1nsubst,1bf,all,hgen,h_gentt=tt+5tt=tt+300allseltime,tttime,ttsolvesolvesolvett=tt+t0*enddo*enddo128 重庆大学硕士学位论文附录!*********************************************************************************************!耦合分析定义温度材性*!*********************************************************************************************/prep7mp,alpx,10,0LSEL,R,LENGTH,,100/1000allsLESIZE,ALL,,,6etchg,tts!Changeselementtypes!端板赋材性并划分单元!ESIZE,20/1000!ThermaltoStructuralVSEL,ALLVMESH,ALLKEYOPT,5,1,0!uxuyuzVATT,10,1,2ESLV,SET,2,SOLID185!垫板实体单元MSHAPE,0,3DCM,EL_DUANBAN,ELEMMSHKEY,1!模态分析的线性模量ASLV,SALLSELMP,EX,1,2.06e11LSLA,SNUMMRG,NODE,0.05/1000MP,PRXY,1,0.3LSEL,R,LENGTH,,Bs/2-Bweld!NUMMRG,KP,0.05/1000MP,EX,10,2.06e14LESIZE,ALL,,,4!NUMCMP,NODEMP,PRXY,10,0.3LSLA,SEPLOT!*********************************************************************************************!建立体与壳的刚性连接*!*********************************************************************************************NSEL,S,LOC,Z,0*ENDDONSEL,R,LOC,Y,Hw/2ALLSEL,ALLNSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2*get,nCountf,NODE,,COUNTNSEL,S,LOC,Z,0NSEL,S,LOC,Z,0NSEL,R,LOC,Y,-Hw/2NSEL,R,LOC,X,0NSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2NSEL,R,LOC,Y,-Hw/2+10/1000,Hw/2-10/1000CM,Fr2,NODE*get,nCountw,NODE,,COUNTNSEL,S,LOC,Z,0NSEL,R,LOC,Y,-Hw/2-Bweld,-Hw/2+Bweld!翼缘与端板创建刚性线NSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2!底端板CM,Gr2,NODENSEL,S,LOC,Z,0nNow1=0NSEL,R,LOC,Y,Hw/2*DO,I,1,nCountfNSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2CMSEL,S,Fr2CM,Fr1,NODEnNow1=NDNEXT(nNow1)NSEL,S,LOC,Z,0CMSEL,S,Gr2NSEL,R,LOC,Y,Hw/2-Bweld,Hw/2+BweldNSEL,R,LOC,X,NX(nNow1)NSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2CERIG,nNow1,ALL,UX,UZCM,Gr1,NODE*ENDDOnNow0=0ALLSEL,ALL*DO,I,1,nCountfCMSEL,S,Fr1!顶端板nNow0=NDNEXT(nNow0)NSEL,S,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000CMSEL,S,Gr1NSEL,R,LOC,Y,Hw/2NSEL,R,LOC,X,NX(nNow0)NSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2CERIG,nNow0,ALL,UX,UZCM,Fr3,NODE129 重庆大学硕士学位论文附录NSEL,S,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000NSEL,R,LOC,X,0NSEL,R,LOC,Y,Hw/2-Bweld,Hw/2+BweldNSEL,R,LOC,Y,-Hw/2+10/1000,Hw/2-10/1000NSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2CM,Wr1,NODECM,Gr3,NODENSEL,S,LOC,Z,0nNow2=0NSEL,R,LOC,Y,-Hw/2+10/1000,Hw/2-10/1000*DO,I,1,nCountfNSEL,R,LOC,X,-Bweld,BweldCMSEL,S,Fr3CM,Gr5,NODEnNow2=NDNEXT(nNow2)nNow4=0CMSEL,S,Gr3*DO,I,1,nCountwNSEL,R,LOC,X,NX(nNow2)CMSEL,S,Wr1CERIG,nNow2,ALL,UX,UZnNow4=NDNEXT(nNow4)*ENDDOCMSEL,S,Gr5ALLSEL,ALLNSEL,R,LOC,Y,NY(nNow4)CERIG,nNow4,ALL,UY,UZNSEL,S,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000*ENDDONSEL,R,LOC,Y,-Hw/2ALLSEL,ALLNSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2CM,Fr4,NODE!顶端板NSEL,S,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000NSEL,S,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000NSEL,R,LOC,Y,-Hw/2-Bweld,-Hw/2+BweldNSEL,R,LOC,X,0NSEL,R,LOC,X,-Bf/2,Bf/2NSEL,R,LOC,Y,-Hw/2+10/1000,Hw/2-10/1000CM,Gr4,NODECM,Wr2,NODEnNow3=0NSEL,S,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000*DO,I,1,nCountfNSEL,R,LOC,Y,-Hw/2+10/1000,Hw/2-10/1000CMSEL,S,Fr4NSEL,R,LOC,X,-Bweld,BweldnNow3=NDNEXT(nNow3)CM,Gr6,NODECMSEL,S,Gr4nNow5=0NSEL,R,LOC,X,NX(nNow3)*DO,I,1,nCountwCERIG,nNow3,ALL,UX,UZCMSEL,S,Wr2*ENDDOnNow5=NDNEXT(nNow5)ALLSEL,ALLCMSEL,S,Gr6NSEL,R,LOC,Y,NY(nNow5)!腹板与端板创建刚性线CERIG,nNow5,ALL,UY,UZ!底端板*ENDDONSEL,S,LOC,Z,0ALLSEL,ALL!*********************************************************************************************!选择施加荷载的节点群*!*********************************************************************************************NSEL,S,LOC,X,0NSEL,S,LOC,X,0NSEL,R,LOC,Y,EcentNSEL,R,LOC,Y,EcentNSEL,R,LOC,Z,L+Td-1/1000,L+Td+1/1000NSEL,R,LOC,Z,L+Td-1/1000,L+Td+1/1000*GET,LOADN1,NODE,0,NUM,MAX*GET,LOADN,NODE,0,NUM,MAX130 重庆大学硕士学位论文附录!*********************************************************************************************!标记要输出位移或应力的特征点及特征单元*!*********************************************************************************************!-----------------位移输出特征点-----------------nsel,s,loc,z,L/3-E_SIZE/2,L/3+E_SIZE/2-1/1000!【柱顶】截面中点TOPNNSEL,R,LOC,Y,-Hw/2NSEL,S,LOC,X,0NSEL,R,LOC,X,Bf/2NSEL,R,LOC,Y,0*GET,TorNXf2,NODE,0,NUM,MAXNSEL,R,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000ALLSEL*GET,TOPN,NODE,0,NUM,MAX!腹板中点ALLSEL!-----------------应力输出特征单元-----------------!1【柱中】【近侧】【加固板】!【柱中】截面中点ZhongNnsel,s,loc,z,L/2-E_SIZE,L/2+E_SIZE-1/1000NSEL,S,LOC,X,0nsel,r,loc,y,Hw/2+BweldNSEL,R,LOC,Y,0esln,s,1nsel,r,loc,z,L/2-E_SIZE/2,L/2+E_SIZE/2-1/1000esel,r,MAT,,1*GET,ZhongN,NODE,0,NUM,MAX!腹板中点*get,eCount1,ELEM,,COUNTALLSELCM,JGB2_EL1,ELEM!【JGB2_EL1】!【柱下三分点】截面中点SanfenN/OUTPUT,ELIST_2Splate1,txtnsel,s,loc,z,L/3-E_SIZE/2,L/3+E_SIZE/2-1/1000elistNSEL,R,LOC,X,0/outputNSEL,R,LOC,Y,0nsle,1*GET,SanfenN,NODE,0,NUM,MAX!腹板中点/OUTPUT,NLIST_2Splate1,txtALLSELnlist/output!【柱中】两翼缘边点StopNXf1，StopNXf2nsel,s,loc,z,L/2-E_SIZE/2,L/2+E_SIZE/2-1/1000!2【柱中】【远侧】【加固板】NSEL,R,LOC,Y,Hw/2nsel,s,loc,z,L/2-E_SIZE,L/2+E_SIZE-1/1000NSEL,R,LOC,X,Bf/2nsel,r,loc,y,-Hw/2-Bweld*GET,StopNXf1,NODE,0,NUM,MAXesln,s,1ALLSELesel,r,MAT,,1*get,eCount2,ELEM,,COUNTnsel,s,loc,z,L/2-E_SIZE/2,L/2+E_SIZE/2-1/1000CM,JGB2_EL2,ELEM!【JGB2_EL2】NSEL,R,LOC,Y,-Hw/2NSEL,R,LOC,X,Bf/2/OUTPUT,ELIST_2Splate2,txt*GET,StopNXf2,NODE,0,NUM,MAXelistALLSEL/outputnsle,1!【三分点】两翼缘边点TorNXf1，TorNXf2/OUTPUT,NLIST_2Splate2,txtnsel,s,loc,z,L/3-E_SIZE/2,L/3+E_SIZE/2-1/1000nlistNSEL,R,LOC,Y,Hw/2/outputNSEL,R,LOC,X,Bf/2*GET,TorNXf1,NODE,0,NUM,MAX!3【柱中】【近侧】【翼缘】ALLSELnsel,s,loc,z,L/2-E_SIZE,L/2+E_SIZE-1/1000nsel,r,loc,y,Hw/2131 重庆大学硕士学位论文附录esln,s,1!6【柱三分点】【近侧】【加固板】esel,r,MAT,,1nsel,s,loc,z,L/3-E_SIZE,L/3+E_SIZE-1/1000*get,eCount3,ELEM,,COUNTnsel,r,loc,y,Hw/2+BweldCM,YYB2_EL1,ELEM!【YYB2_EL1】esln,s,1esel,r,MAT,,1/OUTPUT,ELIST_2Flange1,txt*get,eCount6,ELEM,,COUNTelistCM,JGB3_EL1,ELEM!【JGB3_EL1】/outputnsle,1/OUTPUT,ELIST_3Splate1,txt/OUTPUT,NLIST_2Flange1,txtelistnlist/output/outputnsle,1/OUTPUT,NLIST_3Splate1,txt!4【柱中】【远侧】【翼缘】nlistnsel,s,loc,z,L/2-E_SIZE,L/2+E_SIZE-1/1000/outputnsel,r,loc,y,-Hw/2esln,s,1!7【柱三分点】【远侧】【加固板】esel,r,MAT,,1nsel,s,loc,z,L/3-E_SIZE,L/3+E_SIZE-1/1000*get,eCount4,ELEM,,COUNTnsel,r,loc,y,-Hw/2-BweldCM,YYB2_EL2,ELEM!【YYB2_EL2】esln,s,1esel,r,MAT,,1/OUTPUT,ELIST_2Flange2,txt*get,eCount7,ELEM,,COUNTelistCM,JGB3_EL2,ELEM!【JGB3_EL2】/outputnsle,1/OUTPUT,ELIST_3Splate2,txt/OUTPUT,NLIST_2Flange2,txtelistnlist/output/outputnsle,1/OUTPUT,NLIST_3Splate2,txt!5【柱中】【腹板】nlistnsel,s,loc,z,L/2-E_SIZE,L/2+E_SIZE-1/1000/outputnsel,r,loc,x,0-1/1000,0+1/1000esln,s,1!8【柱三分点】【近侧】【翼缘】*get,eCount5,ELEM,,COUNTnsel,s,loc,z,L/3-E_SIZE,L/3+E_SIZE-1/1000CM,FB2_EL,ELEM!【FB2_EL】nsel,r,loc,y,Hw/2esln,s,1/OUTPUT,ELIST_2Web,txtesel,r,MAT,,1elist*get,eCount8,ELEM,,COUNT/outputCM,YYB3_EL1,ELEM!【YYB3_EL1】nsle,1/OUTPUT,NLIST_2Web,txt/OUTPUT,ELIST_3Flange1,txtnlistelist/output/outputnsle,1/OUTPUT,NLIST_3Flange1,txt132 重庆大学硕士学位论文附录nlist/output/output!10【柱三分点】【腹板】!9【柱三分点】【远侧】【翼缘】nsel,s,loc,z,L/3-E_SIZE,L/3+E_SIZE-1/1000nsel,s,loc,z,L/3-E_SIZE,L/3+E_SIZE-1/1000nsel,r,loc,x,0-1/1000,0+1/1000nsel,r,loc,y,-Hw/2esln,s,1esln,s,1*get,eCount10,ELEM,,COUNTesel,r,MAT,,1CM,FB3_EL,ELEM!【FB3_EL】*get,eCount9,ELEM,,COUNTCM,YYB3_EL2,ELEM!【YYB3_EL2】/OUTPUT,ELIST_3Web,txtelist/OUTPUT,ELIST_3Flange2,txt/outputelistnsle,1/output/OUTPUT,NLIST_3Web,txtnsle,1nlist/OUTPUT,NLIST_3Flange2,txt/outputnlist!-----------------------------------------------------------初始残余应力标记---------------------------------------------------------cmsel,s,flange!翼缘esla,s,1esel,u,cent,x,-Bs/2,Bs/2CM,FlangeR1,ELEM*DO,I,1,4cmsel,s,flangeesla,s,1esel,r,cent,x,-(Bs/2-(I-1)*(Bs/2-Bweld)/4),Bs/2-(I-1)*(Bs/2-Bweld)/4esel,u,cent,x,-(Bs/2-I*(Bs/2-Bweld)/4),Bs/2-I*(Bs/2-Bweld)/4CM,FlangeR%I+1%,ELEM*ENDDOcmsel,s,flangeesla,s,1esel,r,cent,x,-Bweld,BweldCM,FlangeR6,ELEM*DO,I,1,4cmsel,s,splate!加固板esla,s,1esel,r,cent,x,-(Bs/2-(I-1)*(Bs/2-Bweld)/4),Bs/2-(I-1)*(Bs/2-Bweld)/4esel,u,cent,x,-(Bs/2-I*(Bs/2-Bweld)/4),Bs/2-I*(Bs/2-Bweld)/4CM,SplateR%I%,ELEM*ENDDO133 重庆大学硕士学位论文附录cmsel,s,splateesla,s,1esel,r,cent,x,-Bweld,BweldCM,SplateR5,ELEMcmsel,s,web!腹板esla,s,1esel,u,cent,y,-(Hw/2-Bweld),Hw/2-BweldCM,WEbR1,ELEMcmsel,s,webesla,s,1esel,r,cent,y,-(Hw/2-Bweld),Hw/2-Bweldesel,u,cent,y,-100/1000,100/1000CM,WEbR2,ELEM*DO,I,1,6cmsel,s,webesla,s,1esel,r,cent,y,-(100/1000-(I-1)*100/1000/6),100/1000-(I-1)*100/1000/6esel,u,cent,y,-(100/1000-I*100/1000/6),100/1000-I*100/1000/6CM,WebR%I+2%,ELEM*ENDDO!*********************************************************************************************!选择支座节点并施加支座约束*!*********************************************************************************************ALLSELD,ALL,UXNSEL,S,LOC,Z,-TdD,ALL,UX,,,,,UY,UZALLSELNSEL,S,LOC,X,Bf/2+TdALLSELNSEL,R,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000NSEL,S,LOC,X,-Bf/2-TdD,ALL,UXNSEL,R,LOC,Z,L-1/1000,L+1/1000D,ALL,UXALLSELNSEL,S,LOC,X,Bf/2+TdALLSELNSEL,R,LOC,Z,L+Td-1/1000,L+Td+1/1000NSEL,S,LOC,X,-Bf/2-TdD,ALL,UXNSEL,R,LOC,Z,L+Td-1/1000,L+Td+1/1000ALLSEL!*********************************************************************************************!屈曲模态分析*!*********************************************************************************************/SOLUF,LOADN1,FZ,-P0SOLVEANTYPE,STATICPSTRES,ONSAVE134 重庆大学硕士学位论文附录FINISHBUCOPT,LANB,5SAVEMXPAND,5FINISH/SOLUOUTRES,NSOL,ALLANTYPE,1ALLSELlumpm,0SOLVE!*********************************************************************************************!模态后处理*!*********************************************************************************************/POST1/ANG,1,-90,YS,1PLNSOL,U,Y,0,1.0/RGB,INDEX,100,100,100,0/AUTO,1/VIEW,1,,-1/RGB,INDEX,80,80,80,13/REP,FAST/ANG,1/RGB,INDEX,60,60,60,14/REPLO/ANG,1,-90,YS,1/RGB,INDEX,0,0,0,15/image,save,MODE1y,bmp/AUTO,1/REPLOTPLNSOL,U,x,0,1.0/REP,FAST/ANG,1,-90,YS,1/REPLO/VIEW,1,1,1,1/REP,FAST/image,save,MODE2y,bmp/ANG,1/image,save,MODE1x,bmpPLNSOL,U,x,0,1.0/REP,FAST/ANG,1,-90,YS,1/VIEW,1,1,1,1/REP,FASTSET,FIRST/ANG,1/image,save,MODE2x,bmp/EFACET,1/REP,FASTPLNSOL,U,Y,0,1.0/OUTPUT,MODEN,txt/VIEW,1,,-1SET,NEXTset,list/ANG,1/EFACET,1/output!*********************************************************************************************!重新进入建模层*!*********************************************************************************************/PREP7!*********************************************************************************************!定义温度材性*!**********************************************************************************************SET,E,206000e6*SET,FY,345e6*SET,FU,470e6*SET,eu,0.2mpdata,ex,1,1,E,E,0.9*E,0.8*E,0.7*E,0.6*Empdata,ex,1,7,0.31*E,0.13*E,0.09*E,0.0675*E,0.045*E,0.0225*Empdata,ex,1,13,0.01*Emp,alpx,1,1.4e-5mp,prxy,1,0.3tb,KINH,1,13,7!-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------135 重庆大学硕士学位论文附录tbtemp,20TBTEMP,500tbpt,,FY/E,FYtbpt,,0.36*FY/(0.6*E),0.36*FYtbpt,,0.01,FYtbpt,,0.004804,207.4e6tbpt,,0.015,FYtbpt,,0.008603,238.2e6tbpt,,0.018,FYtbpt,,0.012402,256.2e6tbpt,,0.019,FYtbpt,,0.016201,266.0e6tbpt,,0.02,FYtbpt,,0.02,0.78*FYtbpt,,eu,FUtbpt,,eu,0.78*FYTBTEMP,100TBTEMP,600tbpt,,FY/E,FYtbpt,,0.18*FY/(0.31*E),0.18*FYtbpt,,0.01,FYtbpt,,0.004778,118.7e6tbpt,,0.015,FYtbpt,,0.008583,140.4e6tbpt,,0.018,FYtbpt,,0.012389,153.1e6tbpt,,0.019,FYtbpt,,0.016194,159.9e6tbpt,,0.02,FYtbpt,,0.02,0.47*FYtbpt,,EU,FUtbpt,,eu,0.47*FYTBTEMP,200TBTEMP,700tbpt,,0.807*FY/(0.9*E),0.807*FYtbpt,,0.075*FY/(0.13*E),0.075*FYtbpt,,0.005201,317.8e6tbpt,,0.004773,55.6e6tbpt,,0.008901,331.4e6tbpt,,0.008580,67.4e6tbpt,,0.012601,339.3e6tbpt,,0.012386,74.4e6tbpt,,0.016300,343.6e6tbpt,,0.016193,78.1e6tbpt,,0.02,FYtbpt,,0.02,0.23*FYtbpt,,eu,FUtbpt,,eu,0.23*FYTBTEMP,300TBTEMP,800tbpt,,0.613*FY/(0.8*E),0.613*FYtbpt,,0.05*FY/(0.09*E),0.05*FYtbpt,,0.005027,289.2e6tbpt,,0.004744,29.2e6tbpt,,0.008770,317.1e6tbpt,,0.008558,33.6e6tbpt,,0.012513,333.4e6tbpt,,0.012372,36.1e6tbpt,,0.016257,342.2e6tbpt,,0.016186,37.5e6tbpt,,0.02,FYtbpt,,0.02,0.11*FYtbpt,,eu,FUtbpt,,eu,0.11*FYTBTEMP,400TBTEMP,900tbpt,,0.42*FY/(0.7*E),0.42*FYtbpt,,0.0375*FY/(0.0675*E),0.0375*FYtbpt,,0.004804,258.8e6tbpt,,0.004744,17.5e6tbpt,,0.008603,301.9e6tbpt,,0.008558,19.1e6tbpt,,0.012402,327.0e6tbpt,,0.012372,20.0e6tbpt,,0.016201,340.6e6tbpt,,0.016186,20.5e6tbpt,,0.02,FYtbpt,,0.02,0.06*FYtbpt,,eu,FYtbpt,,eu,0.06*FY136 重庆大学硕士学位论文附录TBTEMP,1000tbpt,,0.016186,6.8e6tbpt,,0.025*FY/(0.045*E),0.025*FYtbpt,,0.02,0.02*FYtbpt,,0.004744,11.7e6tbpt,,eu,0.02*FYtbpt,,0.008558,12.7e6tbpt,,0.012372,13.4e6TBTEMP,1200tbpt,,0.016186,13.7e6tbpt,,0.003*FY/(0.01*E),0.003*FYtbpt,,0.02,0.04*FYtbpt,,0.004402,1.2e6tbpt,,eu,0.04*FYtbpt,,0.008301,1.3e6tbpt,,0.012201,1.4e6TBTEMP,1100tbpt,,0.016100,1.4e6tbpt,,0.0125*FY/(0.0225*E),0.0125*FYtbpt,,0.02,0.004*FYtbpt,,0.004744,5.8e6tbpt,,eu,0.004*FYtbpt,,0.008558,6.4e6tbplottbpt,,0.012372,6.7e6!--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------*SET,E,206000e6*SET,FY,345e6*SET,FU,470e6*SET,eu,0.2mpdata,ex,2,1,E,E,0.9*E,0.8*E,0.7*E,0.6*Empdata,ex,2,7,0.31*E,0.13*E,0.09*E,0.0675*E,0.045*E,0.0225*Empdata,ex,2,13,0.01*Emp,alpx,2,1.4e-5mp,prxy,2,0.3tb,KINH,2,13,7!--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------tbtemp,20TBTEMP,200tbpt,,FY/E,FYtbpt,,0.807*FY/(0.9*E),0.807*FYtbpt,,0.01,FYtbpt,,0.005201,317.8e6tbpt,,0.015,FYtbpt,,0.008901,331.4e6tbpt,,0.018,FYtbpt,,0.012601,339.3e6tbpt,,0.019,FYtbpt,,0.016300,343.6e6tbpt,,0.02,FYtbpt,,0.02,FYtbpt,,eu,FUtbpt,,eu,FUTBTEMP,100TBTEMP,300tbpt,,FY/E,FYtbpt,,0.613*FY/(0.8*E),0.613*FYtbpt,,0.01,FYtbpt,,0.005027,289.2e6tbpt,,0.015,FYtbpt,,0.008770,317.1e6tbpt,,0.018,FYtbpt,,0.012513,333.4e6tbpt,,0.019,FYtbpt,,0.016257,342.2e6tbpt,,0.02,FYtbpt,,0.02,FYtbpt,,EU,FUtbpt,,eu,FU137 重庆大学硕士学位论文附录tbpt,,eu,0.11*FYTBTEMP,400tbpt,,0.42*FY/(0.7*E),0.42*FYTBTEMP,900tbpt,,0.004804,258.8e6tbpt,,0.0375*FY/(0.0675*E),0.0375*FYtbpt,,0.008603,301.9e6tbpt,,0.004744,17.5e6tbpt,,0.012402,327.0e6tbpt,,0.008558,19.1e6tbpt,,0.016201,340.6e6tbpt,,0.012372,20.0e6tbpt,,0.02,FYtbpt,,0.016186,20.5e6tbpt,,eu,FYtbpt,,0.02,0.06*FYtbpt,,eu,0.06*FYTBTEMP,500tbpt,,0.36*FY/(0.6*E),0.36*FYTBTEMP,1000tbpt,,0.004804,207.4e6tbpt,,0.025*FY/(0.045*E),0.025*FYtbpt,,0.008603,238.2e6tbpt,,0.004744,11.7e6tbpt,,0.012402,256.2e6tbpt,,0.008558,12.7e6tbpt,,0.016201,266.0e6tbpt,,0.012372,13.4e6tbpt,,0.02,0.78*FYtbpt,,0.016186,13.7e6tbpt,,eu,0.78*FYtbpt,,0.02,0.04*FYtbpt,,eu,0.04*FYTBTEMP,600tbpt,,0.18*FY/(0.31*E),0.18*FYTBTEMP,1100tbpt,,0.004778,118.7e6tbpt,,0.0125*FY/(0.0225*E),0.0125*FYtbpt,,0.008583,140.4e6tbpt,,0.004744,5.8e6tbpt,,0.012389,153.1e6tbpt,,0.008558,6.4e6tbpt,,0.016194,159.9e6tbpt,,0.012372,6.7e6tbpt,,0.02,0.47*FYtbpt,,0.016186,6.8e6tbpt,,eu,0.47*FYtbpt,,0.02,0.02*FYtbpt,,eu,0.02*FYTBTEMP,700tbpt,,0.075*FY/(0.13*E),0.075*FYTBTEMP,1200tbpt,,0.004773,55.6e6tbpt,,0.003*FY/(0.01*E),0.003*FYtbpt,,0.008580,67.4e6tbpt,,0.004402,1.2e6tbpt,,0.012386,74.4e6tbpt,,0.008301,1.3e6tbpt,,0.016193,78.1e6tbpt,,0.012201,1.4e6tbpt,,0.02,0.23*FYtbpt,,0.016100,1.4e6tbpt,,eu,0.23*FYtbpt,,0.02,0.004*FYtbpt,,eu,0.004*FYTBTEMP,800tbplottbpt,,0.05*FY/(0.09*E),0.05*FYtbpt,,0.004744,29.2e6!改赋温度材性tbpt,,0.008558,33.6e6CMSEL,S,EL_SPLATEtbpt,,0.012372,36.1e6CMSEL,A,EL_WELDtbpt,,0.016186,37.5e6EMODIFY,ALL,MAT,2tbpt,,0.02,0.11*FYALLSEL,ALL138 重庆大学硕士学位论文附录!*********************************************************************************************!进入求解层分析*!*********************************************************************************************!施加构件的初始缺陷*GET,ZD2,SORT,,MIN/PREP7/POST1ZD2=ABS(ZD2)ALLSELfile,BCS,RST*IF,ZD1,LT,ZD2,THENNSEL,S,LOC,Z,0,LSET,1,1ZD1=ZD2*SET,IMF,L/1000NSORT,U,X*ENDIFUPGEOM,IMF/ZD1,1,1,BCS,RST*GET,ZD1,SORT,,MAXFINISH!*********************************************************************************************!施加初始残余应力并求解*!*********************************************************************************************!定义残余应力参数*SET,RESI_F5,200.4e6/SOLU!加固板*SET,RESI_F6,345e6allsel*SET,RESI_S1,135.8e6ANTYPE,STATIC*SET,RESI_S2,-40.1e6!腹板NLGEOM,ON*SET,RESI_S3,-40.1e6*SET,RESI_W1,340.5e6NSUBST,100*SET,RESI_S4,-40.1e6*SET,RESI_W2,257.6e6neqit,50*SET,RESI_S5,-40.1e6*SET,RESI_W3,128.9e6OUTRES,ALL,ALL*SET,RESI_W4,2.2e6TIME,1!翼缘*SET,RESI_W5,-116e6*SET,RESI_F1,50e6*SET,RESI_W6,-141.5e6ALLSEL,ALL*SET,RESI_F2,-39.1e6*SET,RESI_W7,-141.5e6FDELE,LOADN1,FZ*SET,RESI_F3,-202.6e6*SET,RESI_W8,-141.5e6ALLSEL*SET,RESI_F4,-141.6e6!----------------------------------------------------------施加残余应力（开始）-------------------------------------------------------*DO,I,1,6INISTATE,DEFINE,,ALL,,,RESI_S%I%,0,0,0,0,0CMSEL,S,FlangeR%I%!翼缘(6)*ENDDOINISTATE,DEFINE,,ALL,,,RESI_F%I%,0,0,0,0,0*ENDDO*DO,I,1,8CMSEL,S,WebR%I%!腹板(8)*DO,I,1,5INISTATE,DEFINE,,ALL,,,RESI_W%I%,0,0,0,0,0CMSEL,S,SplateR%I%!加固板(5)*ENDDO!----------------------------------------------------------施加残余应力（结束）-------------------------------------------------------ALLSELINIS,LISTAUTOTS,ONALLSELSOLVE139 重庆大学硕士学位论文附录!*********************************************************************************************!热结构耦合分析及承载力求解*!*********************************************************************************************/SOLUsolve*enddoTREF,T_roomTOFFST,273.15tt=tt+t0*do,j,1,5ALLStime,ttnsubst,10,1000,5ldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=tt+20ANTYPE,STATICsolvetime,ttAUTOTS,ON*enddoldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'NLGEOM,ON*enddosolveNEQIT,100*enddo/GST,ON!中间间歇冷却段温度加载3600salls*do,j,1,6CMSEL,S,EL_WELD*do,j,1,5nsubst,10,1000,5CMSEL,A,EL_SPLATEnsubst,10,1000,5tt=tt+50ESEL,A,REAL,,5tt=tt+1time,ttESEL,A,REAL,,6time,ttldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'EKILL,ALLldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'solveALLSELsolve*enddoKBC,0*enddoOUTRES,ALL,ALL*do,j,1,6TIME,2*do,j,1,5nsubst,10,1000,5nsubst,10,1000,5tt=tt+100tt=0tt=tt+2time,ttallstime,ttldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=2.0ldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'solvetime,ttsolve*enddoallsel*enddonsubst,200,800,100*do,j,1,5F,LOADN,FZ,-P1allsnsubst,10,1000,5outres,all,all*do,j,1,5tt=tt+200solvensubst,10,1000,5time,tttt=tt+5ldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'ALLStime,ttsolveEALIVE,ALLldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'*enddonsubst,10,1000,5solveoutres,all,last*enddo*do,j,1,5nsubst,10,1000,5!受压远侧的温度耦合加载循环*do,j,1,6tt=tt+300*DO,j,1,NLwnsubst,10,1000,5time,tt*DO,I,1,2tt=tt+10ldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=tt+dttime,ttsolvetime,ttldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'*enddoldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'solve140 重庆大学硕士学位论文附录!受压近侧的温度耦合加载循环solvett=tt+50*DO,j,1,NLw*enddotime,tt*DO,I,1,2ldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=tt+dtallssolvetime,tt*do,j,1,5*enddoldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'nsubst,10,1000,5solvett=tt+5*do,j,1,6time,ttnsubst,10,1000,5tt=tt+t0ldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=tt+100time,ttsolvetime,ttldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'*enddoldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'solvesolve*enddo*do,j,1,6*enddo*enddonsubst,10,1000,5tt=tt+10*do,j,1,5!焊完冷却段温度加载3600stime,ttnsubst,10,1000,5allsldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=tt+200*do,j,1,5solvetime,ttnsubst,10,1000,5*enddoldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=tt+1solvetime,tt*do,j,1,5*enddoldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'nsubst,10,1000,5solvett=tt+20*do,j,1,5*enddotime,ttnsubst,10,1000,5ldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=tt+300*do,j,1,5solvetime,ttnsubst,10,1000,5*enddoldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'tt=tt+2solvetime,tt*do,j,1,6*enddoldread,temp,,,tt,,'BCS','rth'nsubst,10,1000,5!---------------------------------------------------------加固后继续加载-------------------------------------------------------------*SET,Dis,35/1000ALLSELKBC,0!EALIVE,ALLOUTRES,ALL,ALLKBC,1NSUBST,800,1200,400OUTRES,ALL,LASTTT=TT+1.0NSUBST,50,800,10TIME,TTTT=TT+1.0D,LOADN,UZ,-DisTIME,TTALLSEL,ALLD,LOADN,UZ,UZ(LOADN)SOLVE*GET,LOADN_DZ,NODE,LOADN,U,ZFINISHSOLVESAVE141 重庆大学硕士学位论文附录!*********************************************************************************************!后处理*!*********************************************************************************************/POST26*do,I,1,eCount1LINES,10000eNow=ELNEXT(eNow)NUMVAR,200ESOL,19+I,eNow,,s,X*enddo!-----------------荷载-位移输出-----------------CMSEL,S,JGB2_EL2,ELEM!远侧加固板!3=竖向荷载【LOADBB】*get,eCount2,ELEM,,COUNTnsel,s,loc,z,-TdeNow=0*get,nCount,NODE,,COUNT*do,I,1,eCount2nNow=0eNow=ELNEXT(eNow)*do,I,1,nCountESOL,29+I,eNow,,s,XnNow=NDNEXT(nNow)*enddorforce,2,nNow,f,z,zforceadd,3,3,2,,LOADBB,,,1,1/1000!翼缘*enddoCMSEL,S,YYB2_EL1,ELEM!近侧翼缘!5=【柱顶】竖向位移【V_top】*get,eCount3,ELEM,,COUNTNSOL,4,TOPN,U,Z,VERTICAL_DISeNow=0ADD,5,4,,,V_top,,,-1*do,I,1,eCount3!6=【柱顶】面内位移【Y_top】eNow=ELNEXT(eNow)NSOL,6,TOPN,U,Y,Y_topESOL,39+I,eNow,,s,X!7=【柱中】面外位移【X_zhong】*enddoNSOL,7,ZhongN,U,X,X_zhongCMSEL,S,YYB2_EL2,ELEM!远侧翼缘!8=【柱中】面内位移【Y_zhong】*get,eCount4,ELEM,,COUNTNSOL,8,ZhongN,U,Y,Y_zhongeNow=0!9=【三分点】面外位移【X_sanfen】*do,I,1,eCount4NSOL,9,SanfenN,U,X,X_sanfeneNow=ELNEXT(eNow)!10=【三分点】面内位移【Y_sanfen】ESOL,51+I,eNow,,s,XNSOL,10,SanfenN,U,Y,Y_sanfen*enddo!11=【柱中】近翼边点x位移【X_Stopf1】NSOL,11,StopNXf1,U,X,X_Stopf1!腹板!12=【柱中】远翼边点x位移【X_Stopf2】CMSEL,S,FB2_EL,ELEMNSOL,12,StopNXf2,U,X,X_Stopf2*get,eCount5,ELEM,,COUNT!13=【三分点】近翼边点x位移【X_TorNf1】eNow=0NSOL,13,TorNXf1,U,X,X_TorNf1*do,I,1,eCount5!14=【三分点】近翼边点x位移【X_TorNf2】eNow=ELNEXT(eNow)NSOL,14,TorNXf2,U,X,X_TorNf2ESOL,63+I,eNow,,s,X*enddo!----------------时间-单元应力输出-----------------!*【柱中】附近截面单元应力!*【三分点】截面单元应力!加固板!加固板CMSEL,S,JGB2_EL1,ELEM!近侧加固板CMSEL,S,JGB3_EL1,ELEM!近侧加固板*get,eCount1,ELEM,,COUNT*get,eCount6,ELEM,,COUNTeNow=0eNow=0142 重庆大学硕士学位论文附录*do,I,1,eCount6!---------------------------eNow=ELNEXT(eNow)/OUTPUT,JGB2_EL1_SX_1,TXTESOL,79+I,eNow,,s,XPRVAR,20,21,22,23,24*enddo/OUTPUTCMSEL,S,JGB3_EL2,ELEM!远侧加固板/OUTPUT,JGB2_EL1_SX_2,TXT*get,eCount7,ELEM,,COUNTPRVAR,25,26,27,28,29eNow=0/OUTPUT*do,I,1,eCount7/OUTPUT,JGB2_EL2_SX_1,TXTeNow=ELNEXT(eNow)PRVAR,30,31,32,33,34ESOL,89+I,eNow,,s,X/OUTPUT*enddo/OUTPUT,JGB2_EL2_SX_2,TXTPRVAR,35,36,37,38,39!翼缘/OUTPUTCMSEL,S,YYB3_EL1,ELEM!近侧翼缘/OUTPUT,YYB2_EL1_SX_1,TXT*get,eCount8,ELEM,,COUNTPRVAR,40,41,42,43,44,45eNow=0/OUTPUT*do,I,1,eCount8/OUTPUT,YYB2_EL1_SX_2,TXTeNow=ELNEXT(eNow)PRVAR,46,47,48,49,50,51ESOL,99+I,eNow,,s,X/OUTPUT*enddo/OUTPUT,YYB2_EL2_SX_1,TXTCMSEL,S,YYB3_EL2,ELEM!远侧翼缘PRVAR,52,53,54,55,56,57*get,eCount4,ELEM,,COUNT/OUTPUTeNow=0/OUTPUT,YYB2_EL2_SX_2,TXT*do,I,1,eCount9PRVAR,58,59,60,61,62,63eNow=ELNEXT(eNow)/OUTPUTESOL,111+I,eNow,,s,X/OUTPUT,FB2_EL_SX_1,TXT*enddoPRVAR,64,65,66,67,68,69/OUTPUT!腹板/OUTPUT,FB2_EL_SX_2,TXTCMSEL,S,FB3_EL,ELEM!远侧翼缘PRVAR,70,71,72,73,74,75*get,eCount10,ELEM,,COUNT/OUTPUTeNow=0/OUTPUT,FB2_EL_SX_3,TXT*do,I,1,eCount10PRVAR,76,77,78,79eNow=ELNEXT(eNow)/OUTPUTESOL,123+I,eNow,,s,X/OUTPUT,JGB3_EL1_SX_1,TXT*enddoPRVAR,80,81,82,83,84/OUTPUT!---------------------------/OUTPUT,JGB3_EL1_SX_2,TXT/OUTPUT,P_DIS1,TXTPRVAR,85,86,87,88,89PRVAR,3,5,6,7,8,9/OUTPUT/OUTPUT/OUTPUT,JGB3_EL2_SX_1,TXT/OUTPUT,P_DIS2,TXTPRVAR,90,91,92,93,94PRVAR,3,10,11,12,13,14/OUTPUT/OUTPUT/OUTPUT,JGB3_EL2_SX_2,TXTPRVAR,95,96,97,98,99143 重庆大学硕士学位论文附录/OUTPUTPRVAR,124,125,126,127,128,129/OUTPUT,YYB3_EL1_SX_1,TXT/OUTPUTPRVAR,100,101,102,103,104,105/OUTPUT,FB3_EL_SX_2,TXT/OUTPUTPRVAR,130,131,132,133,134,135/OUTPUT,YYB3_EL1_SX_2,TXT/OUTPUTPRVAR,106,107,108,109,110,111/OUTPUT,FB3_EL_SX_3,TXT/OUTPUTPRVAR,136,137,138,139/OUTPUT,YYB3_EL2_SX_1,TXT/OUTPUTPRVAR,112,113,114,115,116,117/OUTPUT!---------------------------/OUTPUT,YYB3_EL2_SX_2,TXT/POST1PRVAR,118,119,120,121,122,123PARSAV,SCALAR,PARAMETERS,TXT/OUTPUTFINISH/OUTPUT,FB3_EL_SX_1,TXTSoftwareVersion：ANSYS13.0144
