腐蚀对5.8级环槽铆钉疲劳性能影响的研究

杨俊芬; 同钿萌; 李立和; 宋传新; 张钢; 郝际平; 苗广威; 张钦

doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2022.12.1100

腐蚀对5.8级环槽铆钉疲劳性能影响的研究

杨俊芬^1, ,,
同钿萌^1,,
李立和^1,,
宋传新^2,,
张钢^2,,
郝际平^1,,
苗广威^3,,
张钦^4,

1.
西安建筑科技大学土木工程学院，陕西，西安 710055
2.
新疆兵团建材(集团)有限公司，新疆，乌鲁木齐 830063
3.
中国能源建设集团甘肃省电力设计院有限公司，甘肃，兰州 730050
4.
眉山中车紧固件科技有限公司，四川，眉山 620000

基金项目: 陕西省自然科学基础研究计划面上项目(2022JM-308)；陕西省教育厅服务地方专项科研计划项目(21JC019)

详细信息

作者简介:
同钿萌(2001−)，男，陕西人，学士，主要从事结构工程相关研究(E-mail: tongtm@xauat.edu.cn)

李立和(1995−)，男，河南人，硕士，主要从事钢结构相关研究(E-mail: leelihe@xauat.edu.cn)

宋传新(1964−)，男，安徽人，高工，学士，主要从事装配式建筑设计相关研究(E-mail: 1030035936@qq.com)

张　钢(1980−)，男，河南人，高工，硕士，主要从事装配式钢结构施工相关研究(E-mail: zg500@163.com)

郝际平(1959−)，男，山西人，教授，博士，博导，主要从事钢结构工程和教学相关研究(E-mail:haojiping@xauat.edu.cn)

苗广威(1985−)，男，山东人，工程师，硕士，主要从事新能源设计与应用相关研究(E-mail: Miaoguangwei333@126.com)

张　钦(1991−)，男，四川人，工程师，学士，主要从事紧固连接技术相关研究(E-mail: zhangqin.ms@crrcgc.cc)

通讯作者:
杨俊芬(1979−)，女，湖北人，教授，博士，硕导，主要从事钢结构工程和教学相关研究(E-mail:yjf9807@126.com)

中图分类号: TH131.1
计量
- 文章访问数: 86
- HTML全文浏览量: 39
- PDF下载量: 22
出版历程
- 收稿日期: 2022-12-23
- 修回日期: 2023-04-03
- 网络出版日期: 2023-04-26

STUDY ON THE INFLUENCE OF CORROSION ON FATIGUE PROPERTIES OF THE 5.8-GRADE LOCK BOLT

1.
School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture & Technology, Xi'an, Shaanxi 710055, China
2.
Xinjiang Bingtuan Building Materials (Group) Co., Ltd, Urumqi, Xinjiang 830063, China
3.
China Energy Engineering Group Gansu Electric Power Design Institute Co., Ltd., Lanzhou, Gansu 730050, China
4.
Meishan CRRC Fastening System Co., Ltd, Meishan, Sichuan 620000, China

摘要

摘要:
为研究腐蚀对环槽铆钉剪切疲劳性能的影响，对5.8级LMY8环槽铆钉与同规格普通螺栓进行剪切疲劳试验、90天盐雾腐蚀处理后的剪切疲劳试验，并对腐蚀处理后的环槽铆钉进行表面形貌分析、能量色散X射线光谱(EDX)分析和断口形貌分析。结果表明：由于套环和铆钉杆之间的过盈配合，使得环槽铆钉具有较好的抗腐蚀性能，腐蚀处理后环槽铆钉的疲劳寿命仅下降6.57％，相比经过腐蚀处理的螺栓疲劳寿命下降了74.47％。腐蚀处理后的环槽铆钉的光杆段腐蚀程度较轻，但光杆段表面出现较多腐蚀坑，这将影响环槽铆钉的力学性能；腐蚀处理后环槽铆钉的疲劳断口在疲劳源区、裂纹扩展区和瞬断区均发生变化，主要原因是铆钉杆的腐蚀坑使得疲劳过程表现出更明显的脆性，因此未作腐蚀处理的环槽铆钉可以观察到剪切唇，而经腐蚀处理的环槽铆钉断口较平整。
- 环槽铆钉 /
- 腐蚀 /
- 应力幅值 /
- 疲劳性能 /
- 形貌分析 /
- EDX分析
Abstract:
In order to study the effect of corrosion on the shear fatigue properties of lock bolts, Shear fatigue tests have been conducted on 5.8-grade LMY8 lock bolts and bolts of the same specification before and after 90 days of salt spray corrosion treatment. And performed on the corrosive lock bolts are surface morphology analysis, energy dispersive X-ray spectroscopic (EDX) analysis, and fracture morphology analysis. The results show that: due to the interference fit between the collar and the lock bolt rod, the lock bolt has good corrosion resistance, the fatigue life of the lock bolts after corrosion is only reduced by 6.57% lower than that of the corrosion treated bolts by 74.47%. The corrosion degree of the polished rod of the lock bolt after corrosion is light, but there are many corrosion pits, which will affect the mechanical properties of the lock bolt. The fatigue fracture of the lock bolt after corrosion changes in the fatigue source, propagation, and transient breaking area, and the main reason is that the corrosion pit of the lock bolt rod makes the fatigue process exhibit more obvious brittleness. Therefore, shear lip can be observed for uncorroded lock bolts, while it is not observed for corroded lock bolts.
- lock bolts /
- corrosion /
- stress amplitude /
- fatigue performance /
- morphology analysis /
- EDX analysis

HTML全文

高层建筑是典型的风敏感结构，准确合理的确定作用在其上的风荷载具有重要意义，风剖面是影响高层建筑风荷载的最主要参数之一^[1-3]。DAVENPORT^[4]给出了经验性的指数率风剖面模型，由于其简单、实用，得到了广泛应用，国内外学者根据风洞试验研究了指数率风剖面对高层建筑风荷载的影响。KAREEM等^[5]在风洞中模拟了幂指数分别为0.12和0.34的边界层风场，对比了不同风场下方形截面高层建筑侧风面的风压分布。CHOI等^[6]对不同宽厚比高层建筑进行了风洞试验，分析了3种指数率边界层风场下建筑的风荷载功率谱。KIM等^[7-8]则在不同指数率边界层风场中对多种非传统形体超高建筑风荷载特性及风致响应进行了研究，为工程实践提供了参考。顾明等^[9-11]基于我国荷载规范中的地貌，通过测压、测力及测振风洞试验，研究了多种形体超高层建筑横风向的气动特性。李波等^[12-13]也在风洞中模拟了规范中B、D类地貌，研究了具有不同锥率的超高层建筑在这两种风场下的脉动风荷载特性，并给出了建筑横风向风荷载模型。可见，风剖面对于高层建筑的抗风设计十分重要，且不同形体的高层建筑对风剖面的敏感程度不同。

高层建筑大多位于城市中心区，而城市中心区具有复杂的下垫面结构，这使得城市边界层风场的垂直方向形成了特殊的分层结构，其特性与均匀粗糙地表自然形成的边界层风场不同^[14]。随着可观测高度和观测设备的精度不断提高，通过现场实测的方式研究城市中心区的风场特性成为可能。KATO等^[15]根据布置在东京市区内的超声风速仪实测风速数据，对城区湍流度、阵风因子等垂直分布特征进行了研究。DREW等^[16]利用多普勒激光雷达对伦敦市区的平均风速剖面进行了研究，并给出了适用于伦敦市区的风速剖面模型。LI等^[17]、田玉基等^[18]、ZHANG等^[19]、王京学等^[20]、LI等^[21]、张鑫鑫等^[22]则以北京气象塔的实测资料为基础，研究了北京中心城区边界层风速谱及不同分层结构的湍流特性。

可以看出，对城市中心区风场特性的研究已取得一定进展，但高层建筑在抗风设计时的风场选择依赖于规范中的经验风场模型，少有文献对城市中心区不同分层结构实测风场下的高层建筑风荷载特性展开进一步探究。为了弥补这方面的不足，本文选取北京气象塔在2013年−2017年连续观测的实测风速数据，基于城市边界层分层结构，采用指数率模型拟合得到了实测风场风剖面，并在风洞中模拟了该实测风场以及规范中的B、D类风场。通过刚性模型风洞测压试验，研究了3种风场下宽厚比D/B=1, 2, 4超高层建筑的风荷载特性，为实际工程的抗风设计提供了参考。

1 实测风场

北京气象塔(39°58′N，116°22′E)位于北京市海淀区北三环马甸桥北，总高度325 m。气象塔方圆1 km范围内地形复杂，包含公园绿地、道路、低矮房屋、商厦以及高层住宅，其中高层住宅主要分布于北侧、西北侧、南侧及西南侧，最高约为90 m，东西侧则主要为树木和低矮房屋混合区。方圆4 km和20 km范围内建筑平均高度分别为19.1 m和18.3 m^[23]。

气象塔共有15层观测平台，其中8 m、16 m、32 m、47 m、64 m、80 m、140 m、200 m和280 m高度处分别布置了采样频率为10 Hz的3维超声风速仪，如图1所示。利用这9个高度处的超声风速仪获取了2013年−2017年的实测风速数据，以10 min为标准时距对风速数据进行划分，每个高度均得到 229 488个10 min样本。根据现有文献对城市中心区风剖面及湍流结构分析时，所采集的风速数据时长^{[16-17, 24-27]}，可知本文使用的5年风速数据具有代表性。文献[21−22]已指出北京城市中心区实测风场在100 m以下与100 m以上分层明显，风剖面变化规律不同，并给出了具体的城市边界层分层结构范围，其中：气象塔高度8 m、16 m位于城市冠层；80 m以下为粗糙子层；140 m位于惯性子层；200 m、280 m则位于混合层。根据以上分层结论，采用指数率模型对强风样本进行风剖面拟合，拟合所使用的高度范围包含不同的结构子层组合，并用统计量可决系数R²来度量拟合优度^[28]，其表达式为：

$S {S_{{\rm{res}}}} = \sum\limits_{i = 1}^n {{{\left( {{y_i} - {{\hat y}_i}} \right)}^2}}$

(1)

$S {S_{{\rm{tot}}}} = \sum\limits_{i = 1}^n {{{\left( {{y_i} - \overline y} \right)}^2}}$

(2)

${R^2}{\text{ = }}1 - \frac{{S {S_{{\rm{res}}}}}}{{S {S_{{\rm{tot}}}}}}$

(3)

式中： ${y_i}$ 、 $\overline y$ 、 ${\hat y_i}$ 分别为样本值、样本均值和样本预测值；SS_res为残差平方和；SS_tot为总离差平方和。

由表1可以看出，选取不同的分层结构组合拟合得到的幂指数α不同，包含惯性子层和混合层的组合一般拟合的α较大，且不同计算方法下的可决系数均达到97%以上。说明受城市湍流分层结构的影响，风速剖面在惯性子层和混合层的变化规律与粗糙子层不同，指数率方法不仅适用于均匀粗糙地表自然形成的边界层风场，对拟合城市中心区不同分层结构的风剖面也是适用的。这样便可根据建筑实际所在的分层结构，选择不同的风剖面。

图 1 北京气象塔观测平台

Figure 1. Beijing Meteorological Tower

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 不同分层结构的风剖面拟合结果

Table 1. Fitting results of wind profiles with different layered structures

拟合使用的高度组合/m	高度组合所在的分层结构情况	幂指数α	可决系数 R²/(%)
A组：32 47 64 80	粗糙子层	0.32	97.97
B组：32 47 64 80 140	粗糙子层，惯性子层	0.37	98.23
C组：32 47 64 80 140 　　 200 280	粗糙子层，惯性子层，混合层	0.35	98.23

下载: 导出CSV

| 显示表格

本文所研究的超高层建筑高400 m，其高度范围涵盖所有分层结构，因此取表1中C组平均风速剖面拟合结果用于后续研究，其幂指数α=0.35，同时采用我国规范^[29]给出的顺风向湍流度模型对湍流度剖面进行拟合，如图2所示。可以看出，拟合得到的实测风场10 m高度处的名义湍流度I₁₀为0.52，其平均风速剖面与D类风场相似，湍流度剖面则大于D类风场。

2 风洞试验简介

2.1 试验风场

本试验在北京交通大学BJ-1回流边界层风洞进行，通过在风洞中摆放不同组合形式的尖劈和粗糙元，模拟了规范中的B、D类风场以及图2中指数率拟合的实测风场，缩尺比均为1∶1000，并给出了建筑0.63 H_r高度处顺风向u的脉动风速谱，如图3所示，其中：U、U_r、H、H_r分别为风速、建筑参考点处风速、高度、建筑参考点处高度；f为频率；L_u为湍流积分尺度；S_u(f)为脉动风速谱密度；σ_u为脉动风速均方根。可以看出，3种风场风洞模拟结果较好，满足试验要求。

图 2 北京气象塔实测风场拟合结果及与规范风场的比较

Figure 2. Fitting results of the measured wind field in the Beijing Meteorological Tower and comparison with wind fields in the code

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 试验风场

Figure 3. Testing wind flows

下载: 全尺寸图片幻灯片

为了能够更加直观的比较3种风场湍流度的大小，计算了特征湍流强度^[30]，其本质为一定高度范围内湍流度的平均，即：

${I_{{\rm{char}}}} = \frac{{\displaystyle\sum\limits_{i = 1}^n {{I_{\rm{u}}}\left( {{{\textit{z}}_i}} \right) \cdot \Delta {{\textit{z}}_i} \cdot {{\textit{z}}_i}} }}{{\displaystyle\sum\limits_{i = 1}^n {\Delta {{\textit{z}}_i} \cdot {{\textit{z}}_i}} }} \;,\;\; {i = 1,2 \cdots ,n}$

(4)

式中：I_u (z_i)为风场中第i个测点高度处的湍流强度；z_i、Δz_i为第i个测点离风洞地面的高度和特征高度。

表2给出了建筑典型高度处特征湍流度的大小。可以看出，随着高度的增加，3种风场的特征湍流度均逐渐减小。实测风场与D类风场相比，其特征湍流度在建筑底部及中上部的差别分别约为2.7%和2.2%。

表 2 建筑典型高度处的特征湍流度

Table 2. Characteristic turbulence intensity at typical heights of buildings /(%)

高度	风场类型
高度	B类	D类	实测
0.25 H_r	11.8	20.3	23.0
0.50 H_r	10.4	18.0	20.2
0.63 H_r	10.0	17.0	19.2
0.75 H_r	9.6	16.1	18.4
1.00 H_r	9.1	14.7	16.9
1.25 H_r	8.9	13.7	15.6

下载: 导出CSV

| 显示表格

2.2 试验模型

风洞试验模型及测压点布置方式如图4所示，模型高度均为400 mm，宽厚比D/B=1, 2, 4，几何缩尺比1∶1000，立面共布置了11层测压点。试验风向角θ为0°~90°，间隔5°，共计19个风向角。以建筑体轴为基准，沿建筑长边方向为x向，短边方向为y向，绕体轴的扭转向为t向。模型顶部风速保持在11 m/s左右，使用电子扫描阀采集建筑表面风压数据，采样频率312.5 Hz。

图 4 试验模型

Figure 4. Testing models

下载: 全尺寸图片幻灯片

3 试验结果

3.1 风压系数

根据风洞测压试验结果，图5给出了0°、45°和90°风向角时，3种风场下建筑2/3高度处风压系数的分布。

图 5 不同风场下，建筑2/3高度处风压系数分布

Figure 5. Distribution of wind pressure coefficients at the 2/3 height of buildings in different wind fields

下载: 全尺寸图片幻灯片

可以看出，对于D/B=1建筑，实测工况下的风压系数在45°和90°风向角时的分布规律同D类工况基本相同，其对应的平均风压系数绝对值最小，B类工况最大。而实测工况下的脉动风压系数在45°风向角时，在建筑迎风及背风尖角两侧具有较大值，其中6号和15号测点在实测工况下的脉动值分别比B、D类工况大了63.5%、12.3%和36.9%、6.7%；在90°风向角时，则在建筑迎风面和侧风面上游具有较大值，在侧风面下游和背风面与D类工况相同，且小于B类工况。

对于D/B=2建筑，实测工况下的风压系数在3个风向角下的分布规律同样与D类工况相似。其中0°风向角时，建筑迎风面、侧风面及背风面在实测工况下的风压系数值均与D类工况差别较小；45°风向角时，平均和脉动风压系数在迎风尖角的两侧发生较大梯度变化，其中9号测点在B类工况下的平均风压系数分别比D类和实测工况大了24.7%和31.3%，10号测点在实测工况下的脉动风压系数分别比B、D类工况大了42.2%和6.9%；90°风向角时，D类和实测工况的风压系数值同样相近，但在建筑侧风面风压系数变化梯度较B类工况更明显，说明湍流度的增大会使分离剪切层前移，从而在侧风面发生了分离流再附现象^[31]。

对于D/B=4建筑，3个风向角下的平均风压系数在不同风场下的差别不显著，而脉动风压系数在实测风场下的值明显大于B、D类风场。其中0°风向角时，迎风面脉动风压系数最大值在中心8号测点，实测工况比B、D类工况分别大了82.0%和18.5%。侧风面脉动风压系数则呈增大趋势，20号测点在实测工况下的值比B、D类工况分别大了74.5%和18.5%；45°风向角时，3种工况下迎风尖角的两侧脉动风压系数发生了更大的梯度变化，实测工况下15号和16号测点的脉动值分别比B、D类工况大了84.6%、21.4%和52.0%、14.4%；90°风向角时，建筑迎风面中心18号测点脉动值比B、D类工况分别大了85.4%和19.6%。侧风面脉动风压系数呈先增大后减小的变化趋势，3种工况下的脉动值在上游差别较大，通常认为脉动风压最大值处为再附点位置^[32-33]，以建筑上侧面为例，实测工况再附点与D类工况相同在上侧面上游11号测点，B类工况相对滞后在9号测点，再附点处实测工况的脉动值比B、D类工况分别大了36.9%和14.3%。气流的再附同时使建筑尾流变窄，侧风面下游及背风面的脉动风压系数逐渐趋于一致。

3.2 层风力系数

为了进一步说明实测风场对高层建筑风荷载的影响，图6给出了0°、45°和90°风向角时，3种风场下建筑层风力系数沿高度的分布。

图 6 不同风场下，建筑层风力系数沿高度的分布

Figure 6. Distribution of local wind force coefficients along the height of buildings in different wind fields

下载: 全尺寸图片幻灯片

可以看出，对于D/B=1建筑，实测工况的层风力系数沿高度的分布规律总体同D类工况较为相似，而与B类工况存在较大差别。其中45°风向角时，实测工况下x向平均层风力系数值与D类工况相同，x向及扭转向脉动层风力系数值与D类工况的差别则主要在建筑中上部分别约为12.5%和12.3%；90°风向角时，x向平均层风力系数及y向脉动层风力系数随湍流度的增大而减小，实测工况同D类工况相比，x向平均值在建筑不同高度处的差别约为7.2%，y向脉动值则在建筑中下部略有差别仅有5.0%左右。而x向及扭转向脉动层间力系数在实测工况下最大且与D类工况的差别在建筑中上部较为明显分别约为7.5%和9.5%。

对于D/B=2建筑，3个风向角下实测工况的层风力系数沿高度的分布规律同样与D类工况相似。其中0°风向角时，实测工况下y向平均层风力系数最小，且在建筑不同高度处与D类工况的差别约为6.1%，y向及扭转向脉动值则在建筑中上部有差别分别比D类工况大了约8.1%和6.3%，而x向脉动层风力系数与D类工况差别并不明显；45°风向角时，建筑不同高度处x向、y向及扭转向平均层风力系数在实测工况下的值比D类工况小了约5.5%，而实测工况下3个方向的脉动层风力系数与D类工况的差别依然在建筑中上部约7.3%；90°风向角时的层风力系数变化规律与0°风向角类似，建筑不同高度处x向平均层风力系数在实测工况的值比D类工况小了约6.8%，脉动值则在建筑中上部比D类工况大了约6.3%。而y向及扭转向脉动层风力系数基本与D类工况相同。

对于D/B=4建筑，实测风场的脉动荷载显著增强。0°风向角时，其y向平均层风力系数在实测工况不同高度处的值大于D类工况约9.3%，B类工况则在建筑0.7H以下具有较大值，0.7H以上接近D类工况。而脉动层风力系数均随着湍流度的增加而增大，实测工况下x向、y向及扭转向脉动值与D类工况在不同高度处的差别分别约为14.4%~16.8%、22.2%~23.3%和11.1%~15.2%；45°风向角时，建筑不同高度处x向、y向及扭转向平均层风力系数在实测工况下的值比D类工况大了约8.8%，脉动层风力系数则分别大了约14.6%~20.9%、23.2%~26.1%和15.5%~19.2%；90°风向角时，建筑x向平均层风力系数沿高度的分布规律与0°风向角y向基本相同，x向和y向脉动层风力系数在实测工况下的值与D类工况相比，建筑不同高度处的差别约为19.3%~22.9%和22.4%~30.9%。扭转向脉动值沿建筑高度的增加呈减小趋势，在建筑底部最大，且实测工况在建筑不同高度处与D类工况的差别有12.2%~20.6%，实测工况扭转效应更明显。

3.3 基底力矩系数

以建筑体轴为基准，图7给出了3种风场下，建筑基底x向、y向及扭转向力矩系数随风向角的变化。

图 7 不同风场下，建筑基底力矩系数随风向角的变化

Figure 7. Variation of base moment coefficients of buildings with wind angles in different wind fields

下载: 全尺寸图片幻灯片

可以看出，对于D/B=1建筑，其x向平均力矩系数在实测工况下的值与D类工况基本一致，正向和反向最大值分别出现在90°和10°风向角，x脉动力矩系数随风向角总体呈先减小后增大的变化趋势，在0°~10°风向角时，实测工况同D类工况几乎相同，且小于B类工况。当风向角大于10°时，差别逐渐明显，实测工况值变为最大，B类工况值最小，90°风向角时，实测工况脉动力矩系数比B、D类工况分别大了37.2%和7.9%；y向力矩系数变化规律与x向具有对称性，便不再详述；扭转向力矩系数在0°~45°和45°~90°间对称分布，其平均值分别在75°和15°达到正向和反向的最大值，且实测工况与D类分布规律一致。脉动值则在实测工况下总体大于B、D类工况，其中45°风向角时，实测工况比B、D类工况分别大了110.1%和8.8%，90°风向角时分别大了42.0%和10.3%。

对于D/B=2建筑，其x向平均力矩系数在实测工况的值同D类工况一致，正向和反向最大值分别出现在70°和15°风向角。x向脉动力矩系数在风向角大于15°后，实测工况和D类工况的差别逐渐明显，其中80°风向角时，实测工况比B、D类工况分别大了46.4%和6.5%；y向力矩系数平均值在0°~90°风向角内逐渐减小，且实测工况的值同样与D类工况相同，脉动值则在0°~10°风向角具有较大值，其中10°风向角时，实测工况比B、D类工况分别大了39.2%和7.2%。而在85°~90°风向角时，B类工况变为最大；对于扭转向力矩系数，其平均值的正向和反向最大值分别出现在80°和30°风向角，且B类工况最大，实测工况最小。脉动值在实测工况和D类工况下的差别并不明显，而B类工况在80°风向角后突然增加，90°时达到最大。

对于D/B=4建筑，其x向平均力矩系数在0°~40°风向角时，3种工况值基本相同，40°风向角后，差别略有增大，且实测工况值介于B、D类工况之间，最大值出现在70°风向角。x向脉动力矩系数在0°~90°风向内，实测工况值均大于B、D类工况，且最大值出现在20°风向角，此时实测工况比B、D类工况分别大了41.0%和15.0%；对于y向力矩系数，其平均值在0°~90°风向角内逐渐减小，实测工况与B类工况值基本相同，且略大于D类工况。脉动值则随着风向角的增大3种工况差别逐渐减小，其中脉动最大和最小值分别出现在15°和90°风向角，此时实测工况比B、D类工况分别大了79.6%、27.3%和34.5%、26.3%；扭转向力矩系数平均值在0°~65°风向角呈先增大后减小的变化趋势，B类工况值最大，实测工况次之，其中反向最大值出现在40°风向角，此时B类工况比D类和实测工况分别大了17.4%和8.1%。70°~85°风向角时，B类工况变为最小，而D类和实测工况依然保持较大值。脉动值在0°~60°风向角呈减小趋势，变化较为平缓，60°风向角后逐渐增大，且在80°时出现峰值，峰值处实测工况比B、D类工况分别大了26.1%和17.0%。

总的来说，实测风场与B、D类风场相比，对建筑的平均风荷载影响较小，脉动风荷载影响较大。不同风向角下，D/B=1, 2建筑基底3个方向力矩系数在实测风场下的脉动值与D类风场的差别在12%以内，而D/B=4建筑基底x向，y向及扭转向力矩系数在实测风场下的脉动值分别大于D类风场约14%~30%、22%~30%和12%~23%。

3.4 基底风荷载相关性

表3给出了0°和90°风向角时，建筑在3种风场下基底力矩间的相关系数。

可以看出，对于D/B=1建筑，0°和90°风向角时，基底x向与扭转向力矩间(M_x-M_t)和y向与扭转向力矩间(M_y-M_t)，即横风向和扭转向具有较强的相关性，相关系数均大于0.5，且随着湍流度的增加略有减小；对于D/B=2建筑，90°风向角时的基底横风向和扭转向相关性明显小于0°风向角，且相关系数随着湍流度增大的而减小，实测工况的相关系数仅有0.28；对于D/B=4建筑，0°风向角时，基底横风向和扭转向相关系数在不同风场下的变化并不明显，基本保持在0.5左右。而90°风向角时，基底横风向和扭转向相关系数随湍流度的增加明显增大，实测工况下的相关系数达到了0.81。

表 3 建筑基底力矩间的相关系数

Table 3. Correlation coefficients between the base moments of buildings

风向角/ (°)	基底方向	D/B=1			D/B=2			D/B=4
风向角/ (°)	基底方向	B类	D类	实测	B类	D类	实测	B类	D类	实测
0	M_x-M_y	0.01	0.02	0.03	0.00	0.01	0.00	0.01	0.00	0.00
	M_x-M_t	0.60	0.54	0.54	0.73	0.69	0.68	0.50	0.47	0.49
	M_y-M_t	0.04	0.05	0.06	0.02	0.01	0.00	0.01	0.01	0.02
90	M_x-M_y	0.01	0.03	0.04	0.03	0.00	0.00	0.00	0.04	0.06
	M_x-M_t	0.04	0.03	0.06	0.05	0.04	0.07	0.01	0.04	0.04
	M_y-M_t	0.58	0.52	0.50	0.49	0.32	0.28	0.53	0.79	0.81

下载: 导出CSV

| 显示表格

为了进一步说明建筑基底力矩间的关系，分析了3种风场下D/B=1, 2, 4建筑基底力矩间的极值与同步比值，即在特定时段内，当某一主方向力矩达到极值时，同时刻从方向力矩与其极值的比值，可以比较建筑基底两个方向力矩间极值相关性的强弱^[34-36]。以实际10 min为标准时距，将试验采集的数据划分为100个10 min子样本，B、D类及实测风场下每个子样本分别包含约为800、1380和1650个样本点。由于篇幅有限，本文仅分析90°风向角时，且当建筑基底y向力矩系数取得极值时(M_ymax)，扭转向同步比值(|M_t(M_ymax)/M_tmax|)的分布规律，同时将同步比值区间划分为10个子区间，计算了每个子区间内子样本比例，如图8所示。

下载: 全尺寸图片幻灯片

8 建筑基底力矩系数极值与同步比值

8. Maximum and simultaneous ratio of base moment coefficients of buildings

下载: 全尺寸图片幻灯片

可以看出，对于D/B=1建筑，M_ymax对应的扭转向同步比值在实测工况下子区间0.2~0.3和0.6~0.7含有的子样本较多，比例分别为22%和16%，而在B、D工况下则分别集中于0.1~0.6和0.2~0.7，子样本比例分别为72%和75%；对于D/B=2建筑，M_ymax的离散度随着湍流度的增加而增大，但M_ymax对应的扭转向同步比值分布受风场变化影响较小，均主要分布在纵轴中下部，B、D类及实测工况在区间0~0.6含有的子样本比例分别为87%、81%和84%；对于D/B=4建筑，M_ymax的离散度同样在实测工况下较大，M_ymax对应的扭转向同步比值在B类工况下分布于纵轴中部，区间0.3~0.7含有58%的子样本，而在D类和实测工况下则集中于纵轴中上部，其中D类工况有92%子样本分布在0.4~1.0，实测工况则有68%子样本集中于0.7~1.0，且0.9~1.0子区间含有的子样本最多，比例达30%。

4 结论

基于北京气象塔2013年−2017年连续观测的实测风速数据，并结合城市边界层分层结构，采用指数率模型对实测风场风剖面进行了拟合。通过风洞测压试验研究了宽厚比D/B=1, 2, 4超高层建筑在实测风场及规范中的B、D类风场下的风荷载特性，其主要结论如下：

(1) 对于D/B=1, 2建筑，实测风场下，其在3个风角的风压系数和层风力系数分布规律同D类风场更接近，且建筑基底3个方向力矩系数在不同风向角下的平均值也与D类风场基本相同，而脉动值与D类风场的差别在12%以内；

(2) 对于D/B=4建筑，实测风场下，其在3个风向角下的脉动风压系数和脉动层风力系数明显大于B、D类风场；不同风向角下，建筑基底x向、y向及扭转向力矩系数在实测风场下的平均值与B、D类风场差别较小，而脉动值则分别大于D类风场约14%~30%、22%~30%和12%~23%；

(3) 建筑基底横风向和扭转向力矩系数间具有较强的相关性，且存在极值相关性，特别是90°风向角时的D/B=4建筑，两种相关性在实测风场下均显著增强。

图 1 环槽铆钉的铆接过程

Figure 1. The riveting process of the lock bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 试件几何构造 /mm

Figure 2. Test specimen configuration

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 材性试件破坏模态

Figure 3. Failure mode of tensile specimens

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 试件的盐雾试验

Figure 4. Salt spray test of specimens

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 疲劳试验加载示意图

Figure 5. Schematic diagram of fatigue test

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 环槽铆钉破坏形态

Figure 6. Failure of lock bolts

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 普通螺栓破坏形态

Figure 7. Failure of bolts

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 同规格螺栓和拉铆连接节点在腐蚀前后的平均疲劳寿命

Figure 8. The average fatigue life of the same specification bolts and rivets before and after corrosion

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 电子显微镜

Figure 9. Electron microscope

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 光杆段表面形貌

Figure 10. Surface morphology of polished rod

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 腐蚀后铆钉杆表面的元素分析

Figure 11. Elemental analysis of the surface of corroded rivets

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 断口切片

Figure 12. Slice of fracture

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 13 疲劳源区

Figure 13. Fatigue source area

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 14 疲劳扩展区

Figure 14. Propagation area

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 15 瞬断区2500倍放大图

Figure 15. 2500 times magnification of transient breaking area

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 16 腐蚀后断口70倍放大图

Figure 16. 70 times magnification of the fracture of a corroded lock bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 17 腐蚀后疲劳源区400倍放大图

Figure 17. 400 times magnification of the fatigue source area of a corroded lock bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 18 腐蚀后疲劳扩展区200倍放大图

Figure 18. 200 times magnification of the propagation area of a corroded lock bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 19 腐蚀后瞬断区2500倍放大图

Figure 19. 2500 times magnification of the transient breaking area of a corroded lock bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 各组试件处理形式

Table 1 Each group of specimen processing form

组别	试件编号	紧固件	腐蚀处理	荷载形式
1	LMY8-1	环槽铆钉	无	疲劳荷载
	LMY8-2
	LMY8-3
2	C-LMY8-1	环槽铆钉	腐蚀	疲劳荷载
	C-LMY8-2
	C-LMY8-3
3	M8-1	普通螺栓	无	疲劳荷载
	M8-2
	M8-3
4	C-M8-1	普通螺栓	腐蚀	疲劳荷载
	C-M8-2
	C-M8-3

下载: 导出CSV

表 2 材性试验结果

Table 2 Results of tensile tests

试件编号	f_y/MPa	f_u/MPa	E/(×10⁵MPa)	δ/(%)
板材1	405.5	530.2	2.13	33.6
板材2	410.6	528.1	2.03	31.5
板材3	412.4	530.2	2.15	29.9
棒材1	451.3	537.4	1.66	11.9
棒材2	451.4	539.4	1.66	11.9
棒材3	462.4	547.4	1.56	10.7
注：f_y为屈服强度；f_u为极限抗拉强度；E为弹性模量；δ为断后伸长率。

下载: 导出CSV

表 3 环槽铆钉力学性能

Table 3 Mechanical properties of the lock bolt

拉断力/kN	剪切力/kN	夹紧力/kN	拉脱力/kN
16~30	≥21.4	≥12.7	≥20.9

下载: 导出CSV

表 4 螺栓与环槽铆钉腐蚀前后抗剪性能试验结果

Table 4 Results of shear tests before and after corrosion of bolts and rivets

试件规格	${F_{\rm{u} } }/{\rm{kN}}$	$\overline { {F_{\rm{u} } } } /{\rm{kN}}$	$F_{\rm{u} }'/{\rm{kN}}$	$\overline {F_{\rm{u} }'} /{\rm{kN}}$	$\dfrac{ {\overline { {F_{\rm{u} } } } - \overline {F_{\rm{u} }'} } }{ {\overline { {F_{\rm{u} } } } } }/\text{(\%)}$
M8	19.05	18.77	17.15	17.47	6.94
	18.45		17.75
	18.80		17.50
LMY8	34.20	34.62	32.80	33.85	2.22
	34.65		34.65
	35.00		34.10
注： ${F_{\rm{u}}}$ 为腐蚀前极限承载力； $\overline { {F_{\rm{u}}} }$ 为腐蚀前极限承载力平均值； $F_{\rm{u}}'$ 为腐蚀后极限承载力； $\overline {F_{\rm{u}}'}$ 为腐蚀后极限承载力平均值； $\dfrac{ {\overline { {F_{\rm{u}}} } - \overline {F_{\rm{u}}'} } }{ {\overline { {F_{\rm{u}}} } } }$ 为腐蚀后抗剪承载力下降率。

下载: 导出CSV

表 5 疲劳试验参数设置

Table 5 Fatigue test parameter setting

试件类别	${F_{ {\rm{max} } } }/{\rm{kN}}$	${F_{ {\rm{min} } } }/{\rm{kN}}$	${\tau _{ {\rm{max} } } }/{\rm{MPa}}$	${\tau _{{\rm{min}}} }/{\rm{MPa} }$	$R$
环槽铆钉	31.16	9.35	612.54	183.75	0.3
普通螺栓	16.89	5.07	351.94	105.58	0.3
注： ${F_{{\rm{max}}} }$ 为试验加载最大拉力，为了使试验结果明显 ${F_{{\rm{max}}} }$ 取0.9倍极限荷载； ${F_{{\rm{min}}} }$ 为试验加载最小拉力； ${\tau _{{\rm{max}}} }$ 为试验加载最大应力， ${\tau _{{\rm{max}}} } = {F_{{\rm{max}}} }/{A_{{\rm{eff}}} }$ ， ${A_{{\rm{eff}}} }$ 为有效面积由测量得到，螺栓取值47.99 mm²，环槽铆钉取值50.87 mm²； ${\tau _{\rm{min}}}$ 为试验加载最小应力， ${\tau _{ {\rm{min} } } } = {F_{\rm{min}}}/{A_{{\rm{eff}}} }$ ；R为应力比， $R = {F_{{\rm{min}}} }/{F_{\rm{max}}}$ 。

下载: 导出CSV

表 6 疲劳寿命

Table 6 Fatigue life

试件编号	疲劳寿命/次	均值/次	下降率/(%)
LMY8-F1	495426	477948	6.57
LMY8-F2	474896
LMY8-F3	463521
C-LMY8-F1	436228	446567
C-LMY8-F2	453514
C-LMY8-F3	449958
M8-F1	55259	59337	74.47
M8-F2	49604
M8-F3	73148
C-M8-F1	17634	15148
C-M8-F2	9387
C-M8-F3	18423

下载: 导出CSV

表 7 疲劳断口形貌特点

Table 7 Fatigue fracture morphology characteristics

断口分区	未作腐蚀处理	腐蚀处理
疲劳源区	成因：较大的塑性变形；材料缺陷	成因：腐蚀坑处应力集中
裂纹扩展区	疲劳条带相互平行，相对规则	疲劳条带相对无序
瞬断区	大量不规则的撕裂岭	撕裂岭和韧窝的混合形态

下载: 导出CSV

参考文献(29)

[1]	王彩玉, 马文勇, 韩晓乐, 等. 女儿墙对平屋面阵列光伏板风荷载的影响[J]. 工程力学, 2021, 38(增刊 1): 216 − 222. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.06.S039 WANG Caiyu, MA Wenyong, HAN Xiaole, et al. Effect of parapet on wind load of flat roof array solar pannel [J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(Suppl 1): 216 − 222. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.06.S039
[2]	GB/T 36993−2018, 环槽铆钉连接副技术条件[S]. 北京: 中国标准出版社, 2019. GB/T 36993−2018, Ring groove rivet assemblies—Specifications [S]. Beijing: Standards Press of China, 2019. (in Chinese)
[3]	王永岩, 张向峰, 闫蕾蕾, 等. 机车车辆Huck铆钉铆接件疲劳试验分析[J]. 石家庄铁道大学学报(自然科学版), 2017, 30(2): 63 − 67. WANG Yongyan, ZHANG Xiangfeng, YAN Leilei, et al. Fatigue test analysis of huck rivet joint for locomotive and rolling stock [J]. Journal of Shijiazhuang Tiedao University (Natural Science Edition), 2017, 30(2): 63 − 67. (in Chinese)
[4]	易志宏, 刘浪, 田波, 等. 桥梁用高强度环槽铆钉抗剪承载力和疲劳特性试验研究[J]. 四川建筑, 2021, 41(5): 166 − 169. YI Zhihong, LIU Lang, TIAN Bo, et al. Experimental study on shear capacity and fatigue behavior of high strength ring-grooved rivets for bridges [J]. Sichuan Architecture, 2021, 41(5): 166 − 169. (in Chinese)
[5]	曾凡兴, 姜文, 翟伟, 等. 内隔板对方钢管柱-H型钢梁连接节点抗震性能影响的试验研究[C]//2021年工业建筑学术交流会. 北京: 工业建筑杂志社, 2021: 471 − 479. ZENG Fanxing, JIANG Wen, ZHAI Wei, et al. Experimental study of the effects of inner diaphragm on the hysteretic behavior of a square tubular steel column to H-shaped steel beam joint [C]// 2021 Industrial Architecture Academic Exchange Conference. Beijing: Industrial Construction, 2021: 471 − 479. (in Chinese)
[6]	冯若若, 张铮, 邵珂珂. 铝合金环槽铆钉连接节点弯矩-转角关系[J]. 福建工程学院学报, 2022, 20(3): 219 − 224. doi: 10.3969/j.issn.1672-4348.2022.03.003 FENG Ruoruo, ZHANG Zheng, SHAO Keke. Study on moment-rotation relationship of aluminum alloy swag-locking pins [J]. Journal of Fujian University of Technology, 2022, 20(3): 219 − 224. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1672-4348.2022.03.003
[7]	邓华, 陈伟刚, 白光波, 等. 铝合金板件环槽铆钉搭接连接受剪性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2016, 37(1): 143 − 149. DENG Hua, CHEN Weigang, BAI Guangbo, et al. Experimental study on shearing behavior of lockbolted lap connection for aluminum alloy plates [J]. Journal of Building Structures, 2016, 37(1): 143 − 149. (in Chinese)
[8]	CHEN W G, DENG H, DONG S L, et al. Numerical modelling of lockbolted lap connections for aluminium alloy plates [J]. Thin-Walled Structures, 2018, 130: 1 − 11. doi: 10.1016/j.tws.2018.04.010
[9]	LIU X C, XI X L, BAI C Y, et al. Dynamic response and failure mechanism of Ti-6AL-4V hi-lock bolts under combined tensile-shear loading [J]. International Journal of Impact Engineering, 2019, 131: 140 − 151. doi: 10.1016/j.ijimpeng.2019.04.025
[10]	苏明周, 诸成豪, 张辰茜, 等. 波纹钢板纵向接缝环槽铆钉连接与高强度螺栓连接受剪性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2022, 43(10): 320 − 331. doi: 10.14006/j.jzjgxb.2021.0353 SU Mingzhou, ZHU Chenghao, ZHANG Chenqian, et al. Experimental study on shear capacity of corrugated steel plate longitudinal seams with ring groove rivet connection and high strength bolt connection [J]. Journal of Building Structures, 2022, 43(10): 320 − 331. (in Chinese) doi: 10.14006/j.jzjgxb.2021.0353
[11]	张天雄, 王元清, 陈志华, 等. 高强度不锈钢短尾环槽铆钉力学性能试验研究[J]. 工程力学, 2021, 38(增刊 1): 151 − 158. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.05.S027 ZHANG Tianxiong, WANG Yuanqing, CHEN Zhihua, et al. Experimental study on the mechanical properties of high strength stainless steel short tail swage-locking pins [J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(Suppl 1): 151 − 158. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.05.S027
[12]	张向峰, 秦楠, 王永岩. Huck铆钉铆接件拉伸性能的试验研究[J]. 机械强度, 2018, 40(1): 73 − 76. doi: 10.16579/j.issn.1001.9669.2018.01.013 ZHANG Xiangfeng, QIN Nan, WANG Yongyan. Experimental study on tensile properties of huck rivet joint [J]. Journal of Mechanical Strength, 2018, 40(1): 73 − 76. (in Chinese) doi: 10.16579/j.issn.1001.9669.2018.01.013
[13]	张颖, 王元清, 张俊光, 等. 铝合金网壳结构箱型-工字型盘式节点单肢受力性能有限元分析[J]. 工程力学, 2021, 37(增刊 1): 130 − 138. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S021 ZHANG Ying, WANG Yuanqing, ZHANG Junguang, et al. Finite element analysis on mechanical performance of Single—Limbed Box-I section member temcor joints in aluminum alloy spatial reticulated shell structures [J]. Engineering Mechanics, 2021, 37(Suppl 1): 130 − 138. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S021
[14]	JIANG J F, BI Y B, DONG H Y, et al. Influence of interference fit size on hole deformation and residual stress in hi-lock bolt insertion [J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C:Journal of Mechanical Engineering Science, 2014, 228(18): 3296 − 3305. doi: 10.1177/0954406214531250
[15]	CHAKHERLOU T N, MIRZAJANZADEH M, SAEEDI K H. Fatigue crack growth and life prediction of a single interference fitted holed plate [J]. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, 2010, 33(10): 633 − 644.
[16]	LIU X M, CUI H, ZHANG S Z, et al. Experimental and numerical investigations on fatigue behavior of aluminum alloy 7050-T7451 single lap four-bolted joints [J]. Journal of Materials Science & Technology, 2018, 34(7): 1205 − 1213.
[17]	MARIAM M, AFENDI M, MAJID M S A, et al. Tensile and fatigue properties of single lap joints of aluminium alloy/glass fibre reinforced composites fabricated with different joining methods [J]. Composite Structures, 2018, 200: 647 − 658. doi: 10.1016/j.compstruct.2018.06.003
[18]	WANG L, LI J, MU H J, et al. Fatigue test and analysis of Hi-Lock bolt lap joint structure [J]. IOP Conference Series:Materials Science and Engineering, 2021, 1043: 032068. doi: 10.1088/1757-899X/1043/3/032068
[19]	张钦, 张鹏, 贾云龙, 等. 基于Deform数值模拟的环槽铆钉试验研究[J]. 锻压装备与制造技术, 2020, 55(3): 130 − 134. ZHANG Qin, ZHANG Peng, JIA Yunlong, et al. Experimental research on ring groove rivets based on Deform numerical simulation [J]. China Metalforming Equipment & Manufacturing Technology, 2020, 55(3): 130 − 134. (in Chinese)
[20]	贾云龙, 张钦, 左世斌, 等. 海上风电装备用环槽铆钉连接结构防腐性能研究[J]. 风能, 2022, 13(6): 74 − 78. JIA Yunlong, ZHANG Qin, ZUO Shibin, et al. Study on corrosion resistance of ring-grooved rivet connection structure for offshore wind power equipment [J]. Wind Power, 2022, 13(6): 74 − 78. (in Chinese)
[21]	GB 50017−2017, 钢结构设计标准[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2017. GB 50017−2017, Standard for design of steel structures [S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2017. (in Chinese)
[22]	GB/T 228.1−2021, 金属材料拉伸试验第1部分: 室温试验方法[S]. 北京: 中国标准出版社, 2021. GB/T 228.1−2021, Metallic materials–Tensile testing Part 1: Method of test at room temperature [S]. Beijing: Standards Press of China, 2021. (in Chinese)
[23]	GB/T 10125−2012, 人造气氛腐蚀试验盐雾试验[S]. 北京: 中国标准出版社, 2012. GB/T10125−2012, Corrosion tests in artificial atmospheres—Salt spray tests [S]. Beijing: Standards Press of China, 2012. (in Chinese)
[24]	GB/T 3075−2008, 金属材料疲劳试验轴向力控制法[S]. 北京: 中国标准出版社, 2008. GB/T 3075−2008, Metallic materials—Fatigue testing—Axial-force-controlled method [S]. Beijing: Standards Press of China, 2008. (in Chinese)
[25]	张广平, 杨飞龙, 张轶, 等. 光伏支架中螺栓连接和拉铆连接腐蚀前后抗剪性能对比试验研究[J]. 西安建筑科技大学学报(自然科学版), 2022, 54(4): 569 − 578. doi: 10.15986/j.1006-7930.2022.04.012 ZHANG Guangping, YANG Feilong, ZHANG Yi, et al. Comparative experimental study on shear performance of bolt connection and riveting connection in photovoltaic bracket before and after corrosion [J]. Journal of Xi’an University of Architecture & Technology (Natural Science Edition), 2022, 54(4): 569 − 578. (in Chinese) doi: 10.15986/j.1006-7930.2022.04.012
[26]	陈福玉. 航空铆接连接件疲劳寿命研究[D]. 南京: 南京航空航天大学, 2011. CHEN Fuyu. Study on fatigue life of aeronautical riveted joint [D]. Nanjing: Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, 2011. (in Chinese)
[27]	李钰, 陈迪, 张亦波, 等. 谱载下密封角盒螺栓及长桁端头疲劳寿命估算的逐次累计求和算法[J]. 工程力学, 2020, 37(4): 217 − 226. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.06.0331 LI Yu, CHEN Di, ZHANG Yibo, et al. Cycle-by-cycle accumulation algorithm for predicting fatigue lives of box-corner bolt and stringer joint under spectrum loading [J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(4): 217 − 226. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.06.0331
[28]	PEDROSA B, CORREIA J, REBELO C, et al. Fatigue experimental characterization of preloaded injection bolts in a metallic bridge strengthening scenario [J]. Engineering Structures, 2021, 234: 112005. doi: 10.1016/j.engstruct.2021.112005
[29]	CAIZA P D T, SIRE S, UMMENHOFER T, et al. Full and partial compression fatigue tests on welded specimens of steel St 52-3. Effects of the stress ratio on the probabilistic fatigue life estimation [J]. Applications in Engineering Science, 2022, 10: 100091. doi: 10.1016/j.apples.2022.100091

施引文献

资源附件(0)

图(19) / 表(7)

计量

文章访问数: 86
HTML全文浏览量: 39
PDF下载量: 22
被引次数: 0

1 实测风场
2 风洞试验简介
2.1 试验风场
2.2 试验模型
3 试验结果
3.1 风压系数
3.2 层风力系数
3.3 基底力矩系数
3.4 基底风荷载相关性
4 结论

腐蚀对5.8级环槽铆钉疲劳性能影响的研究

通讯作者: 杨俊芬(1979−)，女，湖北人，教授，博士，硕导，主要从事钢结构工程和教学相关研究(E-mail:yjf9807@126.com)

计量

出版历程

STUDY ON THE INFLUENCE OF CORROSION ON FATIGUE PROPERTIES OF THE 5.8-GRADE LOCK BOLT

1 实测风场

2 风洞试验简介

2.1 试验风场

2.2 试验模型

3 试验结果

3.1 风压系数

3.2 层风力系数

3.3 基底力矩系数

3.4 基底风荷载相关性

4 结论

计量

出版历程

目录

1 实测风场

2 风洞试验简介

2.1 试验风场

2.2 试验模型

3 试验结果

3.1 风压系数

3.2 层风力系数

3.3 基底力矩系数

3.4 基底风荷载相关性

4 结论

通讯作者:
杨俊芬(1979−)，女，湖北人，教授，博士，硕导，主要从事钢结构工程和教学相关研究(E-mail:yjf9807@126.com)