【正文】 構強度方面的精確性。本文的目的是闡述塑性鉸分析方法在應用于預測鋼構件和框架的極限強度和工作性能時的效果和局限。合成模型已經(jīng)對改進塑性鉸方法做了定義。當前的基本問題是基于Kanchanalai (1977) 和Zhou et al. (1990) 所闡述的有側移框架和獨立梁柱結構的塑性區(qū)分析方法的Kanchanalai的著作中有側移框架的例子描述了框架結構中一系列非常典型的梁柱特征。任何分析方法如果與這些基準點相符合就可以被認為是滿足二維改進非彈性分析的。一個全面的研究是由兩個剛性框架和一個六層非剛性框架組成的。我們把這些分析方法得出的結果和框架完全塑性區(qū)分析方法的結果做了比較。第二個目的是比較非彈性分析方法和LRFD彈性分析方法得出的有側移和無側移框架在強度極限狀態(tài)下的性能。用于直接計算構件和系統(tǒng)強度的塑性鉸分析方法的適用范圍已經(jīng)得到確定。接著總結了本文的重點。Liew的著作中的全部問題包括帶有剛性和半剛性連接的有側移和無側移框架，帶有嵌板區(qū)變形的框架，斜柱框架，獨立梁柱，強弱軸柱的工作性能。因為Kanchanalai的塑性區(qū)分析方法是作為基準而應用于美國鋼結構協(xié)會的LRFD梁柱方程（Yura 1988；Liew et ）的發(fā)展中的，所以任何可以滿足這些基準的分析方法都可以被認為是滿足二維高級非彈性分析方法的要求的，從而不必驗算單獨的具體構件的承載能力。然而，對于塑性鉸分析方法只給出了強軸的強度曲線。此塑性區(qū)分析方法對于無初始幾何缺陷的框架是通用的，但是已經(jīng)考慮了初始應力的影響。同樣的，在接下來的全部復核研究中，改進塑性鉸分析方法是利用了拋物線型剛度退化作用。這條曲線是由二階分析得出的，圖1. 且的門式框架強度曲線的對比其中考慮了強軸的彎曲和殘余應力的影響（）。在圖1和2描述的門式鋼架中，塑性鉸模型的強軸強度出現(xiàn)了誤差，大約平均誤差有9％，最高的有20％。在圖1－3中的框架結構中，其弱軸強度也被彈塑性模型過高地估測。彈塑性鉸模型是有可能過低估計弱軸強度的。這是因為現(xiàn)在用于彈塑性鉸分析的截面強度曲線對于典型的相對于弱軸的大邊緣截面的彎曲是偏保守的，特別是當彎曲和軸力影響起主要作用時。這意味著在估計彈性彎曲或塑性機制下的破壞荷載時，二階彈塑性鉸分析是有足夠的精確度的。因此我們有必要改進傳統(tǒng)的彈塑性鉸模型從而使得它能夠適用于一系列結構的分析。改進塑性分析法用于圖3的框架結構時精確度特別高，相比之下如果在這樣的結構中用彈塑性鉸分析法就會經(jīng)常出錯。當作用在框架上的軸力非常大時，把切線模量單獨應用于彈塑性鉸分析能夠對強度極限作出很好的估計。在這樣一系列的軸力作用下，構件中附加的分散的塑性影響將伴隨著彎曲作用。這在圖2中得到證明，彈塑性鉸模型對強弱軸強度都作出了過高的估計。對于一般的荷載情況，對能夠考慮分散塑性作用的改進塑性鉸分析方法的應用，極大地改進了非彈性強度估計。這是因為元件的非彈性彎曲剛度在柱子的切線模量和雙重表面剛度削減模型（Liew et al. 1993）中得到減小。 圖3. 且的斜柱框架強度曲線的對比圖4給出了改進塑性鉸分析得出得結果，每個柱子用兩個元素。這個變形量和LRFD柱強度曲線中假設的值是相同的。對比結果顯示把改經(jīng)塑性鉸分析得出的柱強度曲線用于長細比為的柱子時，其保守系數(shù)不超過5％。圖4. 軸向受力端部鉸接柱強度曲線的對比圖4也把AISC LRFD柱強度曲線和使用了CRC、LRFD切線模量的非彈性屈曲分析得出的曲線，改進塑性鉸分析得出的曲線做了對比。以這種方法得到的柱強度在本質上和利用了柱切線模量的非彈性屈曲方法估計的值是相同的。與CRC－Et非彈性屈曲分析相關的最大誤差為14％。然而，－Et非彈性屈曲分析的最大誤差與AISC LRFD柱強度曲線相比其保險系數(shù)不大于5％。如果非彈性屈曲分析用的是LRFD切線模量（LRFD－Et），得出的強度結果曲線和LRFD柱強度曲線將非常符合，而且誤差的保守系數(shù)也不會高于5%。當非彈性分析用于框架設計時，AISC LRFD給出了一些軸心力的限制：對于有側移柱，要求且；對于無側移柱，要求。采納同樣的設計原則，看起來非彈性的分析對于的柱子是有足夠的精確度的，因為對于這些結構，沒有必要進行構件初始缺陷的精確模擬。LRFD－Et必須用于非彈性分析從而使得構件缺陷影響可以被認為是沒有疑問的。這樣的情形下，CRC－Et模型顯得更為合適。然而當把一元分析的改進塑性鉸方法應用于的柱子中，其誤差將降到低于5％。這種梁柱結構帶有殘余應力，其最大壓應力值為，還帶有初始幾何缺陷，并成正弦曲線變化，其平面內(nèi)撓度在長度中部達到最大值。圖5中基于塑性鉸的結果都是由于使用了構件的二元素分析才得出的，而且兩個分析都精確地模擬了構件的初始變形（在中部達到最大值）。從圖5我們可以看出，對于小于且小于的梁柱，彈塑性鉸分析在估計這些梁柱的極限強度的時候是具有足夠的精確度的。改進塑性鉸方法在估計圖5中梁柱的極限強度時是非常成功的，最大誤差低于7％。這些研究的結論將在后面得到總結。下面的簡化分析方法是用來評價這部分框架的極限狀態(tài)的。每個構件中的最大荷載都在LRFD影響方程中得到核實，以便加載更高一級的荷載直到達到極限荷載，在這個極限荷載點上，最危險構件的最大荷載滿足LRFD極限強度方程。 ● 彈塑性鉸方法——傳統(tǒng)的塑性鉸分析方法是用來模擬材料的非線性性能的。改進塑性鉸分析方法——這個方法引進了CRC切線模量和拋物線型的剛度退化作用（Liew et al. 1993）來模擬構件的有效剛度。剛性框架圖6給出了兩個無側向變形門式框架的尺寸和構件的尺寸。假設所有構件的橫截面都是壓緊的，所有構件全部剛接以免發(fā)生平面外變形。在Liew（1992）中還給出了荷載情況對剛性框架極限強度性能的影響的其它結論。假設柱子有按正弦曲線變化的初始偏心，在柱長的中部其平面內(nèi)變形達到最大值。在塑性區(qū)分析中不考慮材料硬化。梁被模擬為八個離散元件，把分布荷載作用近似為離散荷載作用。在應用LRFD彈性分析/設計方法時，是根據(jù)計算圖表中的公式（Load 1986）來確定剛框架的有效長度系數(shù)的。極限承載能力用改進塑性鉸分析得出的框架A和框架B的極限強度和用彈塑性分析【見圖7（a）和圖7（b）】得出的結果是一樣的。從這些塑性鉸分析方法得到的結果和塑性區(qū)方法得到的結果非常吻合，兩者極限荷載的差別只有4％。對于與基礎固支連接的框架（框架A），LRFD彈性分析/設計方法得出的極限強度與塑性區(qū)極限強度相比低了26％。圖6. （a）固支的剛框架幾何形狀，有效長度系數(shù)和荷載類型 （b）鉸支的剛框架幾何形狀，有效長度系數(shù)和荷載類型圖7. （a）固支框架彎矩和軸力圖（b）鉸支框架彎矩和軸力圖荷載分布與估計的破壞模型圖7（a）與圖7（b）給出了荷載參數(shù)β=。梁中的軸力可以忽略，因此圖中沒有表示。這些結果總體上與塑性區(qū)分析得出的結果是一致的。塑性鉸分析得出的極限荷載值是與柱端和梁跨中的塑性鉸的情況有關的【見圖7（a）和圖7（b）】。這是彈塑性方法的一個明顯的缺陷，因為在確定整體強度時并沒有利用超靜定框架的內(nèi)力重分布。這是因為，在固支框架中，彈性分析方法使得受巨大彈性力的柱處于不利地位，雖然這些柱子可以通過非彈性內(nèi)力重分布把力傳給梁從而承載更大的荷載。當柱頂?shù)乃苄糟q形成之后，彈塑性鉸分析得到的荷載分布響應曲線在荷載作用點軌跡中會產(chǎn)生突變。最終，梁的跨中截面形成一個塑性鉸，導致一個破壞機制的形成。改進塑性鉸分析得出的響應曲線是介于前述的非彈性分析方法得出的兩種響應曲線之間的。Vogel的六層框架Vogel（1985）提供了一系列的框架用于確定計算機程序的準確度和可靠度。Ziemian（1989）用彈塑性鉸和塑性區(qū)分析方法研究同樣的框架結構。圖9給出了標準六層框架的構造。塑性區(qū)分析方法對殘余應力和柱子的初始側移缺陷做了詳細的說明。所有的荷載都是按比例分配的。圖9顯示所有的非彈性方法對此框架預測的極限荷載在本質上是相同的。這些極限荷載之間的最大差距不超過2％。 Ziemian 1989）提供了很大的支持，當框架全部的非線性行為都由梁中的非彈性性能所決定時，基于彈塑性鉸的模型在總體上能夠足夠地表現(xiàn)全部框架的性能。圖中給出的準確的解決方法是基于Ziemian的塑性區(qū)分析的，在Ziemian的塑性區(qū)分析中，這比Vogel的塑性區(qū)分析得出的極限荷載要稍大一些。圖11中有改進塑性鉸和彈塑性鉸分析得出的塑性鉸的位置。彈塑性鉸分析得出的塑性鉸總共有24個，相比之下，改進塑性鉸分析得出的塑性鉸只有15個。對于這個六層框架，柱子的有效長度由有效長度修正系數(shù)來確定，由以下公式給出（Liew et al. 1991） . . . . . . . . . . . . . . . . . .（1） 考慮樓層穩(wěn)定影響的第i根剛柱的有效長度系數(shù)； 彎曲平面內(nèi)的極慣性矩； 由柔性框架計算圖表得出的構件有效長度系數(shù)（Load 1986）；第i 根剛柱必需的軸向抗壓強度；一個樓層中所有柱子所必需的軸向抗壓強度。圖中還同時給出了基于LRFD梁柱影響方程計算得到的梁柱強度。圖12的結果說明LRFD彈性分析/設計過程是偏保守的。這些安全儲備（當臨界構件達到其極限承載能力后，可以通過非彈性荷載重分布而得到）對于高階超靜定結構是非常重要的?？蚣苤懈ｋU構件的剛度被高估了，因為分析中沒有考慮到逐漸屈服的過程。然而，如果分析中模擬了構件的逐漸屈服，抵抗力將會更加不規(guī)則地在所有的構件中分布。在這樣一個局部結構中，它的柱子是細長的（）并受非常大的軸力（），我們認為彈塑性鉸方法得出的荷載分布和撓度值沒有改進塑性鉸方法得出的準確。然而，并不是一個大的整體結構中的所有構件都會在達到整體的最大承載圖10. 六層框架中的軸力比較力之前就達到局部的最大承載力。然而，卻有這樣的例子，構件可能產(chǎn)生的局部破壞將對整體結構的穩(wěn)定產(chǎn)生很大的影響。另外一方面，改進塑性鉸分析方法具有廣泛的正確性，而且它是保守的。設計建議改進塑性鉸分析的設計建議羅列如下。在分析中，將采用美國鋼結構協(xié)會的建筑容許偏差，目的是為了考慮構件傾斜對結構的荷載分布造成的影響。歐洲鋼結構協(xié)會（“Essentials”1991）介紹說在用塑性區(qū)分析方法分析有側移框架時用以下的表達式可以降低柱子的傾斜： . . . . . . . . . . . . . . （2）L=層高；=樓層中柱子的數(shù)目在應用改進塑性鉸分析法分析框架時，必須按（2）式確定框架中每個樓層平面的傾斜。當構件的長細比L/r小于100時，基于LRFD切線模量的改進塑性鉸分析模型的保守度不超過5%。在這樣的例子中，就要用到CRC切線模量。4. 用正截面強度LRFD曲線來估計平面內(nèi)強弱軸強度性能。不需要對平面內(nèi)構件分別進行核實，但是所有的構件必須完全結合并足夠的剛接以避免側向扭轉屈曲。我們必須注意，在實際的結構中應力狀態(tài)是非常復雜的。在構件的連接中，焊接，加工，安裝方法和安裝誤差都會產(chǎn)生額外的局部應力。改進塑性較模型比彈塑性鉸方法更能考慮到這些影響。這些規(guī)范方程通過大量的核準才得到的，包括對帶有初始缺陷的柱子的經(jīng)驗性的和理論性的研究。從很多的例子中我們可以得出一些很重要的結論，這些結論是關于傳統(tǒng)的彈塑性鉸和改進塑性鉸方法在分析非彈性框架時的準確性的。另外，這個方法在估計框架在彈性屈服狀態(tài)或極限強度狀態(tài)時的破壞荷載時是足夠精確的?！?單向彎曲的梁柱：和/或?！?只受軸力作用的柱：。2. 在本文所引用的一些例子中傳統(tǒng)的塑性鉸分析方法表現(xiàn)并不理想?！?繞弱軸彎曲的Kanchanalai框架：誤差為0%—30%，當L/r介于20與60之間時?！?雙向彎曲的獨立梁柱：誤差為0%—17%，當L/r介于20與100之間時（Liew 1992）。 總之，傳統(tǒng)的彈塑性鉸分析不能看作是一種高級的非彈性分析。3. 改進塑性鉸分析使得對柱強度的估計接近于柱設計的規(guī)范要求。對于Liew（1992）研究過的有側移框架例子，改進塑性鉸方法給出了偏安全的結果并保證了一個合理的準確度。改進塑性鉸方法可以分析各種結構的強度和穩(wěn)定性能，從獨立構件和簡單的門式框架結構，到整個多層的結構。4. 現(xiàn)在的研究表明，基于具體構件承載能力核實的彈性分析程序在評估超靜定結構在極限強度狀態(tài)下的性能時，是有局限的。因此，只有當框架是完全彈性時，它的應用才是有效的。然而，Liew（1992）中的若干基準點研究說明這種方法估計的極限強度狀態(tài)比起一個超靜定框架的實際強度來說是太保守了。第二章參考文獻陳祿如 中國鋼結構的現(xiàn)狀和展望 《建筑鋼結構的進展》2001 李國強 薛偉辰 當代建筑工程的新結構體系 《建筑鋼結構的進展》2001 李世俊 徐寅 我國鋼鐵產(chǎn)品的發(fā)展對建筑鋼結構的促進 《建筑鋼結構進展》2002 姜學詩 鋼結構房屋結構設計中常見問題分析 《建筑結構》2003 [西德] F ? 哈特 W ? 海恩 H ? 桑塔格《鋼結構建筑資料集》中國建筑工業(yè)出版社附 錄Ⅰ計算書本次設計內(nèi)容為一鋼結構重型工業(yè)廠房。一. 荷載1. 屋面活載屋面活荷載設計值 彩鋼板屋面自重標準值 KN/ 屋面檁條自重標準值 KN/ 支撐重標準值 KN/2. 風荷載 （10m高處） KN/ 3. 主梁，柱自重程序自動計算4. 吊車荷載查找吊車數(shù)據(jù)庫5. 基本雪壓 KN/ 二. pkpm內(nèi)力計算結果工程名: 工業(yè)廠房 ************ ************