实验探究论文范文第1篇

验证性实验强调证明科学事实、概念、理论的活动，通过完整的实验框架和实验过程的完成，重新验证实验结果是否达到原理所描述，目的重在使学生理解和掌握这个实验，以达到熟悉生物相关原理的目的。一般常规是通过介绍相关原理，回顾重要的概念，再介绍实验步骤分析实验结果，提出注意事项，或针对学生普遍容易出现错误的实验操作进行示范，最后引导学生科学结论验证。

验证性虚拟实验教学过程

(1)验证性虚拟实验网页组成验证性虚拟生物化学实验室的网页页面由图1所示。(2)实验例证基因体外扩增技术(PCR实验)①原理:先图示或动画PCR原理、过程和应用，并解释相关概念，包括引物、DNA聚合酶、核苷酸、模板等基本概念。②样品、材料准备:包括相关试剂、PCR仪、手套、无菌操作台、枪、枪头等，并配上相关图片。③PCR扩增:包含PCR过程、结果，用动画和图片，充分让学生了解其原理和过程。④PCR结果检测:对出现的结果分别进行分析。有单一条带是表明PCR是特异性扩增，无条带可能是什么原因，条带不单一可能是什么原因，每一结果都用不同的图片来显示给实验者，让学生在虚拟情况下就能分析实验结果。用虚拟PCR仪代替传统仪器来进行数据处理，观察和分析实验结果，结合实验图片或动画将每个步骤的过程展现给实验者，把每个步骤中容易出错的部分给标记出来，并对实验的不同结果进行分析，这样能有效地帮助学生理解问题并对错误操作有感性认识。

综合性虚拟实验教学组成

虚拟实验室也可增加综合性实验。在虚拟实验室中，尝试用已有的报道的研究资料作为综合实验的来源。将生物实验研究的学习置于探究的背景下，将综合性实验已有报道看成“问题是什么”，“用何种实验能回答这个问题”，“如何设计实验进行验证”，也就是“What?How?Why?”从而重视在探究过程中获得综合素质的提高，使科学知识能在不断的设问中得到升华。(1)综合性虚拟实验网页组成本实验室所作的综合性实验网页如图2所示。其中研究文献包括本实验的研究报告及相关文献。综合性实验还可通过让学生自由选题，设定实验方案后，利用虚拟仪器进行实验，并作出结果预测，从而来提高学生的创新和科研能力。(2)实验例证研究干旱对植物抗氧化酶的影响［6］。①写出本实验的研究背景，研究目的。首先阐明植物受不良外因影响后，会出现的各种现象。研究干旱地方植物抗旱生理生化状况，对干旱地方植被恢复奠定良好的理论基础。开展植物抗旱的生理抗(耐)性机理能为植物物种栽培提供依据。②列出实验的假设，并据此设计实验过程。植物在不良环境，会出现相应生理生化变化，测定相应气体交换参数，测定相关的抗氧化酶的活性变化。各种抗氧化酶在生物体中的作用，并分别写出相关酶的测定方法。③结果分析。对不同状态下的结果进行分析。④后续实验的进一步完善。对实验证明不完善的地方加以分析，并提出完善的方法，运用多种实验方法加以改进研究。本实验则可以在测定生理生化变化后，进一步进行基因表达的研究，检测不同条件下基因表达的变化。再将相关的文献附上［7－9］，即可让学生明白研究具体课题的一个基本步骤，为其今后的科研打下良好的实验基础。本实验室的综合性实验包括植物的抗氧化酶研究、内生菌的抗菌物质提取、多糖的抗肿瘤研究等8个实验。这些实验，通过选取不同的实验材料，采用不同的实验方法，让学生对科学研究的过程有一个深入的了解，能弥补简单的独立实验不足，对学生今后的更进一步的深造打下坚实基础，效果显著。学生普遍反映对其生物化学知识有了深入的了解，并对科研论文有了基本认识，提高了学生毕业设计的实验设计能力与实际动手能力。

虚拟实验视频

实验视频是通过现场录制，展示实验所需仪器、操作过程、实验要点。通过视频，教师进行详细讲解并作出示范，可给学生直观认识，并在视频中详细指出实验过程中易错之处，对出现的不同结果进行分析实验。大型精密仪器也可以在虚拟实验室中全面展现，诸如基因测序仪、细胞流式仪、核磁共振等。学生还可掌握生物医学中前沿实验技术如酵母双杂交技术和蛋白质双向电泳。通过虚拟的过程了解其原理、操作条件、操作过程，在无消耗的情况下可节省资源、节约时间、节省场地，并可加深实验认识，开拓视野，增强学生的动手能力。

实验探究论文范文第2篇

试验现象及试件破坏形态分析

1直接拔出试验现象及破坏形态

加载初期，钢筋应变和加载端钢筋滑移量均匀增长，自由端无滑移。荷载继续增加，裂缝在加载端出现且迅速向自由端扩展，自由端钢筋开始产生滑移，但其滑移增长速度比加载端慢，钢筋应变快速增大。当接近破坏荷载时，加载端和自由端钢筋滑移增长速度均较大;钢筋应变急速增大，甚至加载端钢筋应变超出测试范围。试件最终发生两种黏结破坏形式(图5):1)试件C的黏结破坏形式为钢筋拔出破坏(破坏时荷载开始缓慢减小，自由端和加载端滑移量急速增长);2)其余试件黏结破坏形式为混凝土劈裂破坏(破坏时混凝土出现裂缝且裂缝迅速发展，荷载急剧减小，混凝土丧失对钢筋的环向约束作用)。

2梁式试验现象及破坏形态

加载初期，跨中挠度随荷载增加而缓慢增大，加载端钢筋出现滑移而自由端钢筋无滑移。荷载增加至(0.2～0.3)Pu(Pu为破坏荷载)时，梁底面开始出现微小的横向裂缝，逐渐从底面向上发展，梁底面出现少量的混凝土剥落。荷载增加至(0.4～0.5)Pu时，自由端钢筋开始出现滑移，梁底中部出现1条较为明显的纵向裂缝。随着荷载增大，纵向裂缝开始分叉并与横向裂缝贯通。当荷载达到Pu时，底面纵向裂缝急剧增宽，周围出现大量的分支裂缝，加载端在测试筋上表面，从试件剥落出一个扇面形混凝土凹坑。各试件的破坏形态基本类似，图6给出了各试件的黏结破坏形态。

试验结果及分析

1直接拔出试件试验结果

1）平均黏结应力-滑移曲线

图7给出了直接拔出试件平均黏结应力-滑移曲线。其中，平均黏结应力σ可用式(1)求得。从图7中可以看出:1)各试件平均黏结应力σ-滑移s曲线形状相似。加载初期，加载端钢筋滑移量不断增加而自由端钢筋没有产生滑移;荷载继续增加，自由端钢筋开始滑移，但自由端钢筋滑移增长速度慢于加载端钢筋滑移;达到破坏荷载时，加载端和自由端钢筋滑移值均急剧增大。2)对比图7a～7d可知，粉煤灰掺量越大，相同平均黏结应力下产生的加载端和自由端钢筋滑移量越小。当平均黏结应力为5MPa时，粉煤灰掺量0%、10%、20%和30%直接拔出试件加载端钢筋滑移量分别为0.84mm、0.78mm、0.69mm、0.50mm，而自由端钢筋滑移量分别为0.17mm、0.14mm、0.13mm、0.11mm。因此适量加入粉煤灰有利于混凝土的黏结性能。3)对比图7c、7e和7f可知，混凝土强度越高，自由端钢筋开始滑移时的荷载越大，相同平均黏结应力下加载端和自由端钢筋滑移量越小。当平均黏结应力分别为5MPa、1MPa、7MPa时，混凝土强度等级C30、C40、C50直接拔出试件的自由端钢筋开始滑移。当平均黏结应力为5MPa时，混凝土强度等级C30、C40、C50直接拔出试件的加载端钢筋滑移量分别为0.69mm、0.58mm、0.51mm，而自由端钢筋滑移量分别为0.13mm、0.11mm、0.10mm。4)对比图7c、7g可知，与钢筋直径为16mm的试件A2-16Ⅱ相比，钢筋直径为25mm的试件A2-25的加载端和自由端钢筋滑移增长更快，破坏时加载端和自由端钢筋滑移量更小。5)对比图7c、7h可知，与配置HRB335级钢筋的试件A2-16Ⅱ相比，配置HRB400级钢筋的试件A2-16Ⅲ的自由端钢筋开始滑移时的荷载更大，相同平均黏结应力下加载端和自由端钢筋滑移更小。当平均黏结应力分别为5MPa、9MPa时，试件A2-16Ⅱ、A2-16Ⅲ的自由端钢筋开始滑移;当平均黏结应力为5MPa时，试件A2-16Ⅱ、A2-16Ⅲ的加载端钢筋滑移量分别为0.69mm、0.43mm，而自由端钢筋滑移量分别为0.13mm、0.11mm。由此可见，HRB400级钢的黏结性能优于HRB335级钢。

2）钢筋应变随黏结长度的分布

图8给出了试件在不同钢筋应力下的钢筋应变沿黏结长度的分布曲线。其中，钢筋应力σs可按式(2)计算。从图8可以看出:1)各试件钢筋应变沿黏结长度的分布曲线形状相似。随着荷载增大，黏结区各测点钢筋应变均相应增大;加载端的钢筋应变增大速度较快，而自由端钢筋应变变化不大。2)对比图8a～8d可知，随着粉煤灰掺量的增加，相同钢筋应力下加载端钢筋应变值减小。当钢筋应力约为100MPa时，粉煤灰掺量0%、10%、20%和30%试件加载端钢筋应变值分别为1620×10－6(σs=104.2MPa)、1410×10－6(σs=100.9MPa)、1380×10－6(σs=101.2MPa)、1370×10－6(σs=98.5MPa)。掺20%粉煤灰的混凝土钢筋应变沿黏结长度的分布曲线更均匀平滑，近似线性关系。3)对比图8c、8e和图8f可知，随着混凝土强度的增大，钢筋应变沿黏结长度的分布曲线由直线向凸向曲线转变，相同钢筋应力下加载端钢筋应变值增大。当钢筋应力约为100MPa时，混凝土强度C30、C40、C50试件加载端钢筋应变值为1380×10－6(σs=101.2MPa)、1490×10－6(σs=105MPa)、1510×10－6(σs=105MPa)。4)对比图8c、8g可知，与钢筋直径16mm的试件A2-16Ⅱ相比，相同钢筋应力下钢筋直径为25mm的试件A2-25加载端钢筋应变更小。当钢筋应力约为45MPa时，试件A2-16Ⅱ、A2-25加载端钢筋应变分别为750×10－6(σs=44.4MPa)、736×10－6(σs=44.9MPa)。5)对比图8c、8h可知，配置HRB335级钢筋试件A2-16Ⅱ钢筋应变沿黏结长度的分布曲线接近直线，而配置HRB400级钢筋试件A2-16Ⅲ钢筋应变分布曲线呈现凸向。与试件A2-16Ⅱ相比，相同钢筋应力下试件A2-16Ⅲ加载端和自由端钢筋应变更小;试件A2-16Ⅲ的钢筋应变分布曲线在测点1～4黏结区间内增长较大，其余黏结长度内应变增长较小，可见HRB400级钢筋所需的黏结长度小于HRB335级筋钢。

3）黏结应力随黏结长度的分布

根据图8钢筋应变沿黏结长度的分布情况，参考文献［6］黏结应力计算方法，可求出直接拔出试件不同平均黏结应力下黏结应力σ沿黏结长度的分布曲线，结果见图9。从图9可以看出:各试件黏结应力沿黏结长度的分布曲线形状相似，均呈单峰形。随着荷载增大，黏结区各测点黏结应力均有增长，黏结区中部应力增长最快。2)对比图9a～9d可知，随着粉煤灰掺量的增加，相同平均黏结应力下黏结应力峰值减小。当平均黏结应力约为5.0MPa时，粉煤灰掺量0%、10%、20%和30%试件黏结应力峰值为25.1MPa(σ=4.8MPa)、19.2MPa(σ=5.1MPa)、18.7MPa(σ=5.1MPa)、16.4MPa(σ=4.8MPa)。3)对比图9c、9e和9f可知，随着混凝土强度的增大，相同平均黏结应力下黏结应力峰值增大。当平均黏结应力约为4.0MPa时，混凝土强度C30、C40、C50试件黏结应力峰值分别为12MPa(σ=9MPa)、15.1MPa(σ=9MPa)、15.3MPa(σ=4.0MPa)。4)对比图9c、9g可知，与钢筋直径16mm的拉拔试件A2-16Ⅱ相比，相同平均黏结应力下钢筋直径为25mm的拉拔试件A2-25的黏结应力峰值更大。当平均黏结应力约为0MPa时，试件A2-16Ⅱ、A2-25黏结应力峰值分别为10.2MPa(σ=0MPa)、12MPa(σ=1MPa)。5)对比图9c、9h可知，与配置HRB335级钢筋试件A2-16Ⅱ相比，相同平均黏结应力下配置HRB400级钢筋试件A2-16Ⅲ黏结应力峰值更大。当平均黏结应力约为0MPa时，试件A2-16Ⅱ、A2-16Ⅲ黏结应力峰值为10.2MPa(σ=0MPa)、15.2MPa(σ=1MPa)。

2梁式试件试验结果

1）钢筋应力-跨中挠度关系曲线

图10给出了梁式试件测试钢筋应力σs-跨中挠度δ关系曲线。从图10可以看出:3个梁式试件测试钢筋应力-跨中挠度关系曲线接近;加载初期由于试验装置空隙的存在，在较小的荷载作用下可能产生较大的跨中挠度;待试验装置空隙消除后，跨中挠度随着荷载的增大近似呈线性增长;当自由端钢筋发生滑移后，钢筋应力增长速度减慢，而跨中挠度快速增大;加载至破坏荷载后，钢筋应力减小而跨中挠度继续增大。

2）平均黏结应力-滑移关系曲线

图11给出了梁式试件平均黏结应力σ-滑移s关系曲线。从图11可以看出:3个梁式试件测试筋平均黏结应力-滑移关系曲线接近;加载初期，加载端钢筋即出现滑移，且滑移值随荷载近似呈线性发展，而自由端钢筋无滑移。当平均黏结应力加载至5MPa左右，自由端钢筋开始滑移，其中一个自由端钢筋滑移随荷载增长较快而另一个自由端钢筋滑移至0.4mm左右后不再增长，而加载端钢筋滑移增长速度显著加快，不再与荷载成线性比例增长;加载至破坏荷载后，荷载开始下降，而加载端和自由端钢筋滑移量均急速增大。

实验探究论文范文第3篇

试验结果

1试件破坏过程

该试验中，与传统节点相比较，核心区采取加强措施后，夹心节点试件的破坏过程和破坏特征并没有明显改变，与国内其他类似试验研究[4-7]情况基本一致。试验过程中最先出现梁弯剪裂缝，而后是核心区剪切裂缝出现；随着裂缝的开展，梁纵向钢筋与节点箍筋及部分竖向短筋、柱纵筋先后进入屈服状态；加载后期框架梁裂缝发展缓慢，核心区裂缝迅速发展成网状，并向上下柱端延伸，直至节点混凝土破碎、剥落。试件失效时，框架梁变形明显，核心区破坏较严重，试件均为节点箍筋屈服后核心区斜压型剪切破坏导致失效。各个试件试验过程中核心区形成比较明显的X形裂缝，梁端破坏也比较严重。后期加载过程中，核心区保护层混凝土劈裂成锥形，延伸至柱端，损伤部位基本都集中在节点核心区；但加插短钢筋后的试件G2-G4核心区裂缝发展及柱端破坏情况要轻于传统构件G1，试件损伤主要集中在梁端和节点区。

2试件破坏形态

反复荷载作用下，各个试件的裂缝分布图和试件的破坏形态照片如图2所示。

3梁外端竖向荷载－竖向位移曲线

梁端的荷载-位移滞回曲线见图3（只列出左侧梁端的曲线）。

试验结果分析

1受压承载力

对夹心节点采取加插短钢筋措施主要是用来解决抗压的问题的，通过对4个试件的柱纵筋应变的研究，发现即使到了较高位移延性下，柱筋也只是个别测点才屈服，且短筋较多的G3柱筋屈服程度明显轻于其他构件，这说明加插的短钢筋抗压效果比较明显。依照国内外单调轴压试验的研究结果[8-11]，楼盖采用较低强度等级的混凝土时，夹心节点核心区可能出现受压破坏；当柱与楼盖混凝土强度比小于1.4时，夹心节点试件核心区轴向受压承载力不低于柱端，此时受压破坏的部位可能出现在柱端。由于我国规范有严格的轴压比限值，轴向压力作用下框架柱发生受压破坏的可能性较小，但承受弯矩较高时可能发生偏心受压破坏。因此对夹心节点采取一定加强措施是必要的，采取加插短筋措施的构件提高了夹心节点的抗压能力，短筋分担了柱筋在节点周围的压力，使核心区和柱端发生受压破坏的可能性减小。该次试验中，试件的试验轴压比超过0.4以上，这种情况下，没有发生核心区轴心受压破坏、偏心受压破坏，也没有出现轴压比较高导致试件抗震性能严重降低的情况，夹心节点的抗压性能并不低于传统节点试件。因此可以看出，加插短筋是一种行之有效的解决抗压的措施。

实验探究论文范文第4篇

试验概况

1试件设计

试验设计了5个国产Q460高强度结构钢焊接箱形截面受压柱，其实测几何尺寸如表1所示，其中B、t分别为截面宽度和板厚(图1)，L为试件几何长度，Lt为试件两端铰支座转动中心的间距，且Lt=L+500。试件所用的钢板为国产Q460C低合金高强度结构钢，每种厚度(包括10mm、12mm和14mm三种)钢板各准备了3个标准材性试件并通过静力拉伸试验获取了材料的基本力学性能，试验结果的平均值如表2所示，包括弹性模量E、屈服强度fy、抗拉强度fu、屈强比fy/fu、屈服平台末端应变εst、抗拉强度对应极限应变εu及断后伸长率A。从表2可以看出，该批国产Q460高强度钢材的各项力学性能指标，包括断后伸长率、屈服平台长度、屈强比等均满足我国相关的钢材标准［14］和建筑抗震设计规范［15］中对钢材力学性能指标的要求。箱形截面试件采用单坡口全熔透对接焊缝，并通过了焊接工艺评定，对每种试件截面的焊接残余应力采用分割法进行了测量，具体见文献［16］。

2试验装置

试验采用500t液压式长柱压力试验机进行竖向加载，如图2所示。试件两端各布置一个圆柱铰以实现柱端单向铰接。柱脚转动中心至柱端面距离为250mm，因此，试件的铰接长度Lt为其几何长度L加上500mm，见表1。铰支座的圆柱铰轴直径为260mm，支座底面和顶面的边长为400mm。在柱跨中设置了3个水平方向的位移计，用于测量钢柱在失稳平面内(图3中DT1、DT2)和面外的横向变形(图3中DT3);在柱两端的圆柱铰轴对称布置了位移计(图2中DT6、DT7以及DT8、DT9)，通过二者的读数差及间距测量柱端转角，如图4所示。柱底端千斤顶的加载点位移通过竖向位移计DT4、DT5进行测量。每个试件的柱跨中(图2中应变测量截面1)和端部(图2中应变测量截面2、3)均布置了应变片，如图5所示。柱跨中截面的应变片用于分析试件失稳前后临界截面(即柱中)的截面应变分布，因而布置了较多的应变片，见图5a;端部的应变片主要用于计算柱端荷载偏心距，仅在截面角部设置了4个应变片，见图5b。

3试件初始缺陷

除采用分割法测量截面残余应力(见文献［16］)、采用柱端应变片读数计算柱端荷载偏心距外，试验还对每个试件的几何初弯曲进行了测量，如图6所示，采用光学测量设备测量了沿柱长度方向四分点位置处截面中心偏离柱两端截面中心连线的距离(v1、v2及v3)，并取最大值作为试件的几何初弯曲值v0。因实际操作过程中无法直接测量截面中心轴线的几何初弯曲值，量测时取钢柱四条棱边在同一截面位置处沿某一方向的初弯曲值的平均值作为截面中心线的初弯曲值。每个试件沿截面两个主轴方向的初弯曲值均进行了测量，结果分别列于表3和表4中。柱底端和顶端的荷载偏心距e0b、e0t均根据柱端应变片读数和竖向荷载反算得到，根据柱端应变片读数和钢材弹性模量，利用平截面假定可得到柱端弯矩，再除以对应的轴向荷载即为柱端荷载偏心距，失稳平面内的柱端偏心距具体计算式为（略）。

试验结果及分析

1失稳模态及变形分析

由于试件具有一定的几何初始缺陷(包括几何初弯曲和端部荷载偏心)，所有试件均因发生极值点失稳而破坏。在加载初期，随着竖向荷载的增大，试件的水平方向变形逐渐发展，临界截面(柱跨中截面)的边缘纤维开始屈服，材料进入塑性，但竖向荷载仍继续增大;随着截面的塑性发展和试件弯曲变形的加大，试件不足以承受更大的竖向荷载，荷载达到峰值点，试件发生整体失稳，竖向荷载开始下降。图7为所有试件的失稳破坏照片，均呈现典型的弯曲失稳模态，所不同的是，对于长细比大的试件，其失稳时弹性变形越大，卸载后不可恢复的塑性变形越小。图8a和8b分别为试件B1-460和B5-460的柱中水平方向变形曲线，测点DT1和DT2(图3)分别为在失稳平面内布置在柱跨中位置的水平位移计;图中纵坐标为轴向荷载P，横坐标为柱跨中水平位移Δ。从图中可以看出，两个测点位移基本相同，表明没有发生扭转变形。试件B1-460的端部弯矩-转角(M-θ)曲线如图9所示，可以看出，试验采用的圆柱铰并不是理想的单面铰:在加载初期，铰支座的转动刚度r较大;试验结果表明，转动刚度r在2×104～10×104kN•m/rad范围内;当转角超过某一值后，转动刚度迅速变为0;试验表明，临界转角为0.010°～0.014°。由于柱端铰支座的初始转动刚度较大，为此采用转动弹簧支座以模拟受压柱的边界条件，如图10所示。转动弹簧的本构关系如图11所示，其中弹簧的初始转动刚度r和临界转角θu均取为试验结果的平均值。

2稳定承载力

表5为受压柱的整体稳定承载力Pu，t及整体稳定系数φt的实测结果，其中，整体稳定系数φt计算式为（略）。为了便于和设计规范［9］中柱子曲线进行对比，依据图10所示的两端带有转动弹簧约束的轴压柱弹性屈曲临界力与欧拉屈曲临界力相等的关系式，对每个试件的计算长度系数μ、计算长度L0及计算长细比λ0进行了计算。试件B2-460由于试验加载装置设置的问题(铰支座转动)发生了平面外的整体失稳破坏，因而该试件按两端刚接计算，即计算长度系数取为0.5。根据试验结果计算得到的试件稳定系数φt与我国钢结构设计规范GB50017—2003［9］采用的柱子曲线进行对比，如图12所示。由于所有试件的板件宽厚比均小于20，根据GB50017—2003《钢结构设计规范》［9］的规定采用c类柱子曲线进行设计，如图12所示。由图12可见，尽管绝大部分试件的几何初始缺陷数值e明显大于柱几何长度L的1‰(表3)，但试件B1-460～B4-460的整体稳定系数φt仍高于c类柱子曲线，仅试件B5-460的试验值低于设计曲线，原因主要包括:1)几何初始缺陷偏大(柱长的96‰);2)柱计算长度系数的求解结果偏小，这是因为在计算两端带有转动弹簧约束的轴压杆弹性屈曲临界力时，假定弹簧转动刚度恒定不变，但试验结果表明，当转角超过临界值后弹簧转动刚度迅速减小为0，即计算假定高估了弹簧的约束作用(对长细比较大的试件影响更显著)，得到的计算长细比偏小，试验结果低于设计曲线。

有限元分析模型及验证

1有限元分析模型

采用ANSYS有限元分析软件进行建模并对试件进行模拟计算。钢柱采用BEAM188单元，柱两端的转动弹簧采用非线性弹簧单元COMBIN39;在柱顶端施加竖向荷载进行非线性求解。钢柱的截面网格划分如图13所示:沿板件厚度方向只有一个网格，板件中部等分为20个网格，已有的研究表明该网格划分方法满足精确要求［17-18］。有限元分析模型中钢柱的材料本构模型采用vonMises屈服准则下的多线性随动强化模型，应力-应变关系如图14所示，具体的应力、应变参数(fy、fu、εy、εst、εu以及E)根据表2所列的材性试验结果取值，材料泊松比取0.3。柱端转动弹簧的本构关系如图11所示。模型中考虑了截面残余应力和几何初始缺陷。其中施加的残余应力由试验实测结果确定，分布模型如图15所示，焊缝附近最大残余拉应力σrt取为钢材的名义屈服强度，板件中部的残余压应力σrc与截面尺寸相关，残余应力及其分布范围详见文献［16］。通过在截面网格的积分点上设置初始应力施加残余应力。对于几何初始缺陷，本文采用两种方法进行施加，如图16所示。模型I(图16a)是基于两端铰接轴压柱的特征值屈曲一阶弯曲模态以及试验实测得到的几何初始缺陷数值(e，见表3和表4)来更新有限元分析模型的节点坐标;模型II(图16b)是按照试验测量到的柱长四分点处截面的几何初弯曲(v1、v2、v3)来建立样条曲线，并在柱两端设置短梁以考虑两端的荷载偏心(e0b、e0t)，最后再对样条曲线进行网格划分。上述所有几何缺陷值均考虑了试件失稳平面内、外的缺陷值。有限元分析模型采用弧长法进行非线性求解以得到模型的整体稳定承载力Pu，c。

2模型验证

图17给出了有限元分析结果Pu，c与试验结果Pu，t的比较，从图中可以看出，有限元分析值与试验结果吻合良好:对于模型I，有限元分析结果比试验值平均小2%，标准差为0.076;模型II的有限元分析结果比试验值平均小3%，标准差为0.051。因此，采用如图16所示的两种考虑几何初始缺陷的方法均可以准确模拟试验研究的国产Q460高强度结构钢焊接箱形截面轴压杆的整体稳定承载力，建立的有限元分析模型可用于进一步参数分析。

参数分析

1计算参数

为研究国产Q460高强度钢材焊接箱形截面轴压构件的整体稳定性能，利用已验证的有限元分析模型，计算了60个具有不同截面尺寸和长度的两端铰接钢柱的整体稳定承载力，包括6种截面尺寸，如表6所示，基本涵盖了工程中常用的截面尺寸和板件宽厚比范围。每种截面尺寸的构件共包括10种长度，长细比范围为30～135，正则化长细比为0.4～0。有限元分析模型中柱两端铰接，单元类型仍选用BEAM188;材料本构如图14所示，其中弹性模量E选用标准值06×105MPa，屈服强度fy取名义值460MPa，抗拉强度fu取GB/T1591—2005《低合金高强度结构钢》［14］中相应规定的下限值，即550MPa，屈服应变εy=fy/E，屈服平台末端应变εst和抗拉强度对应的应变εu根据材性试验结果分别取为0.020和0.140，材料泊松比为0.3。几何初始缺陷根据GB50205—2001《钢结构工程施工质量验收规范》［19］统一取为柱长的1‰，并基于特征值屈曲一阶模态来更新有限元分析模型。截面残余应力分布如图15所示，具体的参数取值根据文献［16］提出的针对国产Q460高强度钢材焊接箱形截面的残余应力分布模型计算得到。

实验探究论文范文第5篇

试验现象

各试件试验过程和现象分别见表2、表3和表4，由表可知，尽管通过加劲肋对开洞部位进行补强，但是洞口角部仍然容易出现断裂，但对试件整体抗震性能影响不显著;中柱的设置明显限制钢板屈曲条带的发展，能有效提高试件的整体稳定承载力。各试件整体破坏形态见图6。

试验结果及分析

1荷载-位移滞回曲线

试件水平荷载-顶点位移(P-Δ)滞回曲线如图8所示，水平荷载-顶点位移(P-Δ)骨架曲线如图9所示。由图8和图9可知:1)各试件的滞回曲线均比较饱满，表现出良好的延性和耗能能力。2)试件SPSW-1在加载后期东侧柱受压屈曲，导致负向加载时荷载下降较明显;试件SPSW-3在加载后期西侧柱跟和墙跟与底板的焊缝连接处开裂，从而释放部分能量，导致荷载出现了一定程度的下降。但在实际工程中不会发生这些情况，因此可以确定该类钢板剪力墙结构在达到极限状态时，承载力、耗能和延性等抗震性能可以保持在很高的水平。3)试件SPSW-1的刚度和承载力明显低于试件SPSW-2，说明开洞会削弱结构的刚度和承载力。4)试件SPSW-3的刚度和承载力明显高于试件SPSW-1，与试件SPSW-2的刚度和承载力相当，说明设置中柱提高了试件的刚度和承载力;试件SPSW-3荷载-位移滞回曲线较饱满，说明中柱有效抑制了屈曲拉力带的扩展，抑制了钢板屈曲后的平面外变形，提高了试件的耗能能力。5)在弹性工作阶段时，试件的平面外变形不明显，说明布置在墙板和洞口周围的加劲肋显著提高了结构的稳定承载力，洞口周围布置加劲肋具有很好的开洞补强效应。

2剪力-剪切变形滞回曲线

根据文献［12-13］的研究结果，钢板剪力墙结构的侧向荷载主要由腹板承担，因而近似认为墙板承担了全部水平剪力。对于试件SPSW-3，因墙板开洞降低了墙板的抗剪刚度，但洞口周围布置加劲肋起到了良好的补强效应，可近似认为开洞墙板与不开洞墙板承担相同的剪力。墙板的剪切变形可根据文献［14］计算得到，由于墙板受到的水平剪力沿高度方向不变，近似等于加载端荷载，墙板剪切变形的发展只与其承担的水平剪力有关，因而剪切变形沿墙板高度方向变化很小。图10给出了各试件第3层墙板的剪力-剪切变形滞回曲线。由图10可知:1)试件SPSW-1的抗剪刚度明显小于试件SPSW-2的抗剪刚度，说明开洞会显著影响墙板的抗剪刚度。2)正向加载时，试件SPSW-1第3层墙板的剪切变形不断发展，远大于负向加载时的剪切变形，其原因是洞口周围布置了加劲肋，在其附近区域的墙板刚度较其余位置的墙板刚度显著增强，正向加载时远离洞口区域的墙板受压屈曲，墙板的抗剪刚度减弱，有利于剪切变形的发展;负向加载时洞口区域墙板受压、远离洞口区域的墙板受拉，由于加劲肋的补强效应，洞口区域的墙板刚度较大，不易受压屈曲，负向加载时墙板的受力性能优于正向加载时的受力性能，因此墙板的剪切变形会在正向加载时不断发展。3)试件SPSW-2的墙板不开洞，由于几何对称性，第3层墙板剪切变形的发展在正负向加载时基本对称。4)试件SPSW-3第3层开洞墙板的剪切变形大于不开洞墙板的剪切变形，说明洞口加劲肋的补强效应尚不能完全弥补开洞对墙板抗剪刚度的削弱影响。

3特征荷载和位移

文献［14］给出了确定试件特征荷载和位移的方法，如图11所示。根据文献［14］并结合试件的水平荷载-顶点位移骨架曲线，表5给出了3个钢板剪力墙试件的特征荷载和位移。位移延性系数μ为极限位移Δu和屈服位移Δy之比，其中极限位移Δu取为荷载降至85%Pm(Pm为极限荷载)对应的位移。由表可知，每个试件正负向加载的极限荷载基本相等，试件SPSW-1的极限荷载明显小于试件SPSW-2、SPSW-3。各试件的位移延性系数都在2.0以上，延性较好。需要说明的是，试件底板焊缝受拉开裂影响了试件延性的发挥，但实际工程中不会有这种情况发生，可保证钢板剪力墙结构具有良好的延性和抗震性能。

4承载力退化

图12为试件承载力退化情况，由图可知:在正向加载过程中，3个试件的承载力退化曲线波动较小，都在0.9以上;负向加载时，试件SPSW-1的钢管混凝土柱受压屈曲、试件SPSW-3的柱脚焊缝受拉开裂，试件的承载力会显著降低，因此负向加载后期，试件SPSW-1、SPSW-3的承载力退化系数明显减小。

5刚度退化

在位移幅值不变的条件下，结构或构件的刚度随反复加载次数的增加而降低的特性称为刚度退化，可取同级变形下的环线刚度K1表示。环线刚度的定义见文献［15］。试件的刚度退化情况如图13所示，由图可知，试件SPSW-2和SPSW-3比SPSW-1具有更高的刚度，并且各试件在整个加载过程中刚度退化持续、均匀、稳定。