黃 斌, 張文福

(南京工程學院 建筑工程學院,南京 211167)

工字型截面蜂窩梁通過對工字型或H型截面梁切割、交錯焊接而成,相較于原普通梁,蜂窩梁腹板高度增大,提高了腹板面內梁整體抗彎剛度。腹板開洞除了降低了材耗,可允許管線貫穿,因此梁高增大不會顯著壓縮建筑使用空間。另外,腹板開孔點綴了構件外觀,在一定程度上起到建筑裝飾作用。由于上述優(yōu)點,蜂窩梁在工業(yè)廠房、文娛公共建筑等工業(yè)民用建筑中使用廣泛[1-3]。目前,針對蜂窩梁靜力性能已有比較豐富的成果發(fā)布,包括整體彎曲屈曲承載力[4-6],彎扭屈曲性能[7-8],腹板局部屈曲性能[9-13]等方面的研究。對于動力性能,已有學者開展了開口矩形板自由振動特性研究[14],而對于蜂窩梁構件扭轉模態(tài)振動分析則鮮有報道。

對于蜂窩梁彈性階段的動力性能分析,通常將其視為線性多自由系統(tǒng),開展模態(tài)分析是應用疊加法求解構件動力響應的基礎[15-17]。對于扭轉剛度較小的構件,扭轉模態(tài)圓頻率較小,屬于低階模態(tài)之列,這意味著在總體響應分析中扭轉變形貢獻不可忽視?，F階段,對于薄壁構件扭轉性能描述,無論是采用平衡法建立平衡微分方程,還是采用能量法建立扭轉模態(tài)的能量泛函,均基于Vlasov所創(chuàng)立的薄壁構件約束扭轉理論(后文簡稱傳統(tǒng)理論)[18]。建立平衡微分方程則涉及到與翹曲雙力矩相關的彎扭力矩,能量泛函模型則需要考慮翹曲正應力及約束扭轉剪應力對應能量項。傳統(tǒng)理論的突出特點是引入了扇型面積坐標,使得公式表達形式簡潔工整,特別是翹曲雙力矩與翹曲正應力,及彎曲力矩與約束扭轉剪力的對應關系,甚至可分別與梁的彎矩與正應力,剪力與剪應力公式形式相比擬。傳統(tǒng)理論適用于單一均質材料構件,對于處于彈塑性階段或復合材料薄壁構件扭轉性能描述,則顯出不足。此外,對于不規(guī)則截面薄壁構件扭轉性能描述,在確定主扇型坐標極點、零點,及相應截面模型量如主扇型慣性矩(翹曲常數),主扇型靜面矩時計算繁瑣,通常選用數值計算方式。

2014年,張文福等[19-23]提出了一種不同于傳統(tǒng)理論的薄壁構件扭轉性能描述的思想體系,將其命名為“板-梁理論”(后文簡稱板-梁理論)。由于該理論應用Euler-Bernoulli梁(Timoshenko梁)和Kirchhoff板模型先獲得組成構件的各板條應變能,進而加和求得構件總應變能及動能。對于扭轉變形模態(tài),建立能量泛函模型過程中,不再涉及扇型坐標運算,這是板-梁理論相對傳統(tǒng)理論的顯著優(yōu)勢。同時,板-梁理論以板條作為基本分析單元,對于復合材料構件,處于彈塑性狀態(tài)的構件,及組合截面構件扭轉性能的研究分析具有較強適用性。目前,已成功應用于鋼-混組合薄壁構件的扭轉,工字梁彈-塑性彎扭屈曲問題,預應力鋼梁彎扭屈曲的等問題解析解的推導。

本文針對圓孔工字型蜂窩梁,應用板-梁理論,推導圓孔工字型蜂窩梁扭轉模態(tài)自由振動的應變能和動能,從能量等效角度構建一種連續(xù)型模型,明確構件扭轉自由振動能量泛函,并依據Hamilton原理,獲得平衡微分方程模型。基于模態(tài)試函數,求解扭轉自由振動圓頻率,并與數值計算結果進行了比對校驗。本文連續(xù)型模型及其對應的能量泛函模型和平衡微分方程模型的構建過程能為不同開孔類型蜂窩梁提供直接參考。

1 能量泛函模型

兩端簡支(夾支)的圓孔工字型蜂窩梁模型截面幾何尺寸如圖 1所示,密度為ρ,彈性模量為E,泊松比為υ,所有基本材料物理參數沿梁長(L)均勻分布。

1.1 上翼緣能量

1.1.1上翼緣板面內位移相應應變能及動能

當構件發(fā)生扭轉變形模態(tài)時,整體坐標系下,截面上翼緣任意點(x,y)處的位移矢量為

(1)

根據坐標轉換原則,整體坐標下的矢量分量(x,y)在局部坐標系下可表示為

(2)

局部坐標系下位移分量表達如式(3)所示。

(3)

(4)

相應的應變及應力為

(5)

面內位移對應應變能則為

(6)

動能為

(7)

1.1.2 上翼緣板面外位移相應應變能及動能

對于上翼緣面外位移分量,已知板面外撓度un,f,out=un,f=-sθ,根據Kirchhoff薄板模型,可得(圖3(b))

(8)

(9)

相應應變?yōu)?/p>

(10)

上翼緣面外位移分量相應應變能Uuf,out和動能Tuf,out分別為

(11)

(12)

式(6)與式(7)求和,以及式(11)與式(12)相加則可分別獲得上翼緣總應變能和總動能,即

Uuf=Uuf,in+Uuf,out

(13)

Tuf=Tuf,in+Tuf,out

(14)

1.2 腹板能量

為便于構建蜂窩梁的等效連續(xù)性模型,將蜂窩梁拆分成 “Flange”,“Web1”以及“Web2”三部分,如圖 4所示?！癋lange”由上下翼緣組成,其相應應變能和動能已在2.1節(jié)完成討論。“Web1”由腹板兩條縱向連續(xù)板條組成,而“Web2”則是由不連續(xù)豎向板條組成。各分部截面幾何參數如圖 5所示。針對“Web2”,根據能量等效原則,將其等效為連續(xù)型薄板。將分別分析Web1和Web2相應能量。

腹板任意點(x,y)整體坐標系的位移可表示為

(15)

根據坐標轉換關系,局部坐標系下分量則表示為

(16)

由于腹板的形心與構件截面形心重合,因此腹板位移平面內位移為零,式(16)中位移均為平面外位移。

根據Kirchhoff薄板模型,相應位移,應變分別如式(17)和式(18)所示。

(17)

(18)

1.2.1 Web1能量

已知腹板Web1板件的位移和應變分別如式(17)和式(18)所示。類比上翼緣板推導過程,可得Web1板件相應應變能(式(19))和動能(式(20))。在進行Web1分部板件能量積分時需注意根據相應截面幾何尺寸(圖5),調整積分限。

UCb,web1=UCb,web1,out=

TCb,web1=TCb,web1,out=

(20)

1.2.2 Web2能量

由分析模型(圖4)可知,腹板Web2分部是由不連續(xù)的豎向板條組成。選取Web2中的單個豎向板條作為分析單元(圖6),根據能量等效,將不連續(xù)的Web2轉化為連續(xù)薄板。建立Web2分析單元局部坐標系osζ,從而分析單元邊界可表示為

(21)

每個分析單元的總應變能為

WU,Cb,web2=WU,Cb,web2,out=

σs,f,outεs,f,out+τsz,f,outγsz,f,out)dndsd?=

相應動能如式(23)所示

WT,Cb,web2=WT,Cb,web2,out=

(23)

(24)

(25)

1.3 構件總能量

將翼緣應變能和動能分別與腹板應變能和動能相加可獲得構件總應變能(式(26))和總動能式(27)。

(26)

(27)

其中,

(28)

(29)

(30)

(31)

基于圓孔工字型蜂窩梁扭轉模態(tài)自由振動總應變能式(26)和總動能式(27),根據Hamilton原理,可得總能量泛函模型

(32)

2 平衡微分方程模型

(33)

其中,

根據Euler-Ostrogradskii公式或變分運算,可推得平衡微分方程

對于兩端簡支邊界條件,假定扭轉模態(tài)試函數為

(36)

代入式(35)可得

(37)

(38)

相應頻率則為

(39)

3 有限元分析

3.1 單元選擇與劃分數量

應用通用有限元軟件ABAQUS(Version 2020)建立圓孔工字型蜂窩梁有限元模型,如圖 7所示。采用S4R單元離散幾何模型,此類型單元采用縮減積分方案,已成功應用于薄壁梁、柱模型的有限元分析中[24]。單元劃分數量沿翼緣方向數量為22[25],腹板和縱向長度方向根據腹板高度與翼緣寬度比值,以及長度與翼緣寬度比值確定,據此可確保單元形狀基本為方形,有利于提升計算精度和計算效率。

3.2 邊界條件

采用MPC(multipoint constraints)約束命令將兩端截面節(jié)點x、y向平動位移及繞z軸轉動位移與截面形心點位移進行耦合,從而形成兩端夾支支座。 跨中所有截面節(jié)點繞z軸轉動位移耦合于截面形心以滿足剛周邊假定?？缰?/2長度處截面,約束節(jié)點z向位移,以消除z向剛體位移,如圖7所示。采用上述邊界條件設置方法,即可確保滿足夾支支座要求,又可保證兩端截面縱向纖維翹曲不受干擾。典型有限元模型扭轉模態(tài)如圖8所示。

3.3 有限元結果

3.3.1 扭轉模態(tài)自由振動頻率

有限元試件幾何參數及數值與理論對比結果如表 1所示。由表1可知,扭轉模態(tài)對應圓頻率數值與理論結果比值平均值為0.976 8,標準差為0.004 1。因理論模型中完全考慮了剛周邊假定,其圓頻率結果較數值結果略大?？傊畠烧弑戎到Y果表明了理論公式良好的預測精度。

表1 振動頻率數值結果與理論結果對比

3.3.2 扭轉剛度和截面轉角

通過能量變分模型確定的構件名義翹曲剛度(EIω,Cb),名義自由扭轉常數(GIt,Cb)及名義轉動慣量(JT,Cb)分別如:式(28)、式(29)及式(30)所示。為進一步檢驗理論推導結果的適用性,以懸臂蜂窩梁端部施加單位扭矩模型為研究對象(圖9),開展構件端部轉角的理論分析與有限元計算對比。懸臂梁基本參數如圖1所示。對于懸臂梁端部作用單位扭矩,參照式(38)可得其平衡微分方程為

圖1 圓孔工字型蜂窩梁模型基本參數Fig.1 Parameters of the circular opening I-section cellular beams

圖2 典型扭轉模態(tài)及坐標系Fig.2 Coordinate systems and typical torsion mode

圖3 基于板梁理論確定的上翼緣面內、外位移Fig.3 In-plane and out-of-plane displacement components of the upper flange using plate-beam theory

圖4 工字型蜂窩梁分析模型Fig.4 Analytical model of the cellular beams

圖5 各分部的截面幾何尺寸Fig.5 Geometric dimension of the split parts of the cellular beams

圖6 Web2 分析單元Fig.6 Analytical element of Web2

圖7 典型圓孔工字型蜂窩梁有限元模型Fig.7 Typical finite element model of the circular opening I-section cellular beams

圖8 典型圓孔工字型蜂窩梁扭轉振動模態(tài)Fig.8 Typical torsion mode of the circular opening I-section cellular beams

圖9 懸臂梁模型簡圖Fig.9 Cantilever beam model diagram

(40)

考慮邊界條件,其解答為

(41)

表2 端部截面轉角理論分析與數值計算對比

4 結 論

基于板-梁理論思想,推導了能量泛函模型及平衡微分方程模型。針對夾支邊界條件,假定了扭轉模態(tài)試函數,進而獲得了扭轉模態(tài)圓頻率,并與數值計算結果進行了對比校驗。結論如下:

(1)從能量等效角度,提出了圓孔工字型截面蜂窩梁連續(xù)型模型,基于板-梁理論推導了構件應變能和動能。

(2)基于哈密頓原理獲得了能量泛函模型,明確了圓孔工字型截面蜂窩梁的名義扇型慣性矩(翹曲常數),名義自由扭轉常數及名義轉動慣量等基本截面模量。通過變分運算建立了平衡微分方程模型。

(3)給出了兩端簡支圓孔工字型蜂窩梁扭轉模態(tài)自由振動頻率計算公式,理論結果與數值結果平均比值約為0.98,檢驗了理論公式的預測精度。

(4)開展了集中扭矩作用下懸臂工字型截面圓孔蜂窩梁端部截面轉角的理論分析與有限元結果對比,結果表明理論結果與引入剛周邊設置的數值計算結果比值平均值為0.988 0,與不考慮剛周邊設置的數值計算結果比值為0.958 5,進一步檢驗了本文提出的蜂窩梁連續(xù)型模型及其扭轉性能分析方法的可靠性。

(5)特別地,應用板-梁理論建立圓孔工字型截面蜂窩梁的能量泛函模型及微分方程模型的過程為其他開孔類型如方孔,六邊形開孔工字型截面類型的扭轉模態(tài)的自由振動理論分析提供了直接參考。