毕业论文-重型工业厂房框架结构二阶改进塑性铰分析

PAGE1762011级本科毕业生设计论文第3页共179页PAGEPAGE176河北工业大学成人高等教育毕业设计说明书(论文)姓名_______学号____教学管理单位：河北工业大学唐山教学站专业____土木工程____题目：重型工业厂房框架结构二阶改进塑性铰分析指导者：(姓名)(专业技术职务)评阅者：(姓名)(专业技术职务)2014年10月10日目录摘要 3第一章正文 4简介 4有侧移框架 5弹塑性铰分析方法的精确度 6改进塑性铰分析方法 7轴心受力柱 8独立梁柱结构 11具体例子的分析 12刚性框架 13极限承载能力 14荷载分布与估计的破坏模型 16荷载作用点轨迹 18Vogel的六层框架 18荷载－位移曲线 18力分布与塑性铰形成 19设计推论 20设计建议 22第二章参考文献 26附录 28Ⅰ计算书 28一.荷载 28二.pkpm内力计算结果 28三.屋面檩条计算 132四.墙梁计算 136五.抗风柱计算 142六.吊车梁计算 148七．屋面横向支撑计算 158八．柱间支撑计算 158九.节点设计 160Ⅱ图纸 161致谢 172毕业设计（论文）摘要本文讨论的是与二维钢框架结构设计改进分析方法相关的若干使用问题。我们对弹塑性铰分析方法的精确度专门进行了检查，并且确定了它的应用范围。我们还推荐一种叫做改进塑性铰分析的方法，并对它的设计原理做了分析。我们做了一些个案分析，目的是为了阐述改进塑性铰方法在预测独立构件强度和局部稳定以及整体结构强度方面的精确性。同时，把它的结果与弹塑性分析结果和塑性区分析结果的作出对比，从而评价了这个分析模型的性能。本文的目的是阐述塑性铰分析方法在应用于预测钢构件和框架的极限强度和工作性能时的效果和局限。关键词：钢结构塑性铰弹塑性分析重型工业厂房框架结构二阶改进塑性铰分析第一章正文简介在一位学者的论文中（Liewetal.1993）已经论述了对传统的弹塑性铰模型的改进，它描述了梁柱的非弹性性能并保证了对钢框架高级分析有足够的精确度。合成模型已经对改进塑性铰方法做了定义。这篇论文详细地评估了用来模拟梁柱和框架平面内强度性能的弹塑性铰和改进的塑性铰分析方法。当前的基本问题是基于Kanchanalai(1977)和Zhouetal.(1990)所阐述的有侧移框架和独立梁柱结构的塑性区分析方法的Kanchanalai的著作中有侧移框架的例子描述了框架结构中一系列非常典型的梁柱特征。Zhou的著作中独立梁柱结构的研究也提出了另外的基本点，但构件的二阶影响会比较大。任何分析方法如果与这些基准点相符合就可以被认为是满足二维改进非弹性分析的。也就是说，分析模型可以以足够的精确度来表达梁柱的强度从而单独的具体构件的承载力验算就不需要了。一个全面的研究是由两个刚性框架和一个六层非刚性框架组成的。对这些框架的评价是基于荷载－承载力设计的弹性分析方法塑性铰分析方法的。我们把这些分析方法得出的结果和框架完全塑性区分析方法的结果做了比较。这些研究的主要目的是确定可以用于设计的塑性铰分析方法的可靠度和精确度。第二个目的是比较非弹性分析方法和LRFD弹性分析方法得出的有侧移和无侧移框架在强度极限状态下的性能。这些比较为非弹性分析方法在平面框架极限状态设计中的应用提供了支持和依据。用于直接计算构件和系统强度的塑性铰分析方法的适用范围已经得到确定。并且还论述了这些方法在钢框架结构高级分析中的应用，提出了设计的建议。接着总结了本文的重点。本文所引用的例子是Liew（1992）研究的构件和框架问题的一部分。Liew的著作中的全部问题包括带有刚性和半刚性连接的有侧移和无侧移框架，带有嵌板区变形的框架，斜柱框架，独立梁柱，强弱轴柱的工作性能。有侧移框架图1－3把二阶弹塑性铰和改进塑性铰分析方法得出的非平面强度曲线和Kanchanalai（1977）的塑性区结果做了比较。因为Kanchanalai的塑性区分析方法是作为基准而应用于美国钢结构协会的LRFD梁柱方程（Yura1988；Liewetal.1991）的发展中的，所以任何可以满足这些基准的分析方法都可以被认为是满足二维高级非弹性分析方法的要求的，从而不必验算单独的具体构件的承载能力。图中同时给出了强轴和弱轴的用于塑性区分析方法的强度曲线。然而，对于塑性铰分析方法只给出了强轴的强度曲线。因为其结果是用无量纲的形式表示的，而且用于强轴和弱轴截面强度分析的是同一种塑性强度曲线（例如用于零长度构件的LRFD梁柱影响方程），所以建立在铰分析基础上的弱轴曲线和强轴强度曲线是非常相似的。此塑性区分析方法对于无初始几何缺陷的框架是通用的，但是已经考虑了初始应力的影响。比较各种方法，改进塑性铰分析方法用的是只考虑初始应力影响的切线模量。同样的，在接下来的全部复核研究中，改进塑性铰分析方法是利用了抛物线型刚度退化作用。另外，图1－3中给出了一条表示梁柱构件初始弯曲作用的曲线。这条曲线是由二阶分析得出的，图1.且的门式框架强度曲线的对比其中考虑了强轴的弯曲和残余应力的影响（端部边缘取得最大压应力值0.3）。弹塑性铰分析方法的精确度弹塑性分析方法经常把框架的最大承载能力估计的过高。在图1和2描述的门式钢架中，塑性铰模型的强轴强度出现了误差，大约平均误差有9％，最高的有20％。对于图3中的斜柱框架，强轴强度也估计的过高，最大误差达20％。在图1－3中的框架结构中，其弱轴强度也被弹塑性模型过高地估测。在这些例子中，建立在弹塑性铰分析基础上的对弱轴强度估计的最大误差高达10％到30％。弹塑性铰模型是有可能过低估计弱轴强度的。这体现在图1的框架例子中。这是因为现在用于弹塑性铰分析的截面强度曲线对于典型的相对于弱轴的大边缘截面的弯曲是偏保守的，特别是当弯曲和轴力影响起主要作用时。Liew（1992）的研究说明对于那些矮胖型和非常柔的框架来说，在各种轴力弯矩比下，其弹塑性铰分析方法的结果和强轴塑性区分析法的结果是相差无几的。这意味着在估计弹性弯曲或塑性机制下的破坏荷载时，二阶弹塑性铰分析是有足够的精确度的。然而，对于图1－3中的框架来说，在塑性铰分析中，在一系列弯矩轴力比下强轴和弱轴强度都被估计的过高。因此我们有必要改进传统的弹塑性铰模型从而使得它能够适用于一系列结构的分析。改进塑性铰分析方法对于图1－3中的强弱轴例子，在一系列的弯矩轴力比下，与塑性区结果相比较，其保守系数不会超过4％。改进塑性分析法用于图3的框架结构时精确度特别高，相比之下如果在这样的结构中用弹塑性铰分析法就会经常出错。在这个例子中，如果用弹塑性铰模型分析弱轴强度，其最大误差将达到30％，而如果用改进塑性铰模型，其误差不超过1％。当作用在框架上的轴力非常大时，把切线模量单独应用于弹塑性铰分析能够对强度极限作出很好的估计。然而，在中等量的轴力作用下，此模型对强度的估计就有些偏高了。在这样一系列的轴力作用下，构件中附加的分散的塑性影响将伴随着弯曲作用。因此，把切线模量单独应用于弹塑性铰分析中对于表达构件的刚度退化是不够的，特别是当构件中的弯距并不是很小时。这在图2中得到证明，当轴力小于0.5Py时，弹塑性铰模型对强弱轴强度都作出了过高的估计。对于这些例子，切线模量和二阶改进弹塑性铰分析的应用并不会改进强度估计，因为当P<0.5Py时切线模量的公式是无效的。对于一般的荷载情况，对能够考虑分散塑性作用的改进塑性铰分析方法的应用，极大地改进了非弹性强度估计。图2.且的门式框架强度曲线的对比轴心受力柱有人会说与切线模量理论应用于纯轴心受力实例的刚度相比，构件的非弹性弯曲刚度会被改进塑性铰模型所低估。这是因为元件的非弹性弯曲刚度在柱子的切线模量和双重表面刚度削减模型（Liewetal.1993）中得到减小。然而，这些方面看起来对轴心受力柱子的强度估计影响很小。图3.且的斜柱框架强度曲线的对比图4给出了改进塑性铰分析得出得结果，每个柱子用两个元素。我们假设一个尺寸为8×31的柱截面绕强轴弯曲，并且还对柱的初始变形（最大的挠曲发生在柱子长度的中部，大小为L/1500）做了明确的模拟。这个变形量和LRFD柱强度曲线中假设的值是相同的。我们把改进塑性铰分析得出的非弹性柱的强度曲线和AISCLRFD柱强度曲线做了对比。对比结果显示把改经塑性铰分析得出的柱强度曲线用于长细比为的柱子时，其保守系数不超过5％。这就可以得出结论，改进塑性铰模型所应用的双重刚度降低方案对于纯轴心受力柱的强度估计的影响是微乎其微的。图4.轴向受力端部铰接柱强度曲线的对比图4也把AISCLRFD柱强度曲线和使用了CRC、LRFD切线模量的非弹性屈曲分析得出的曲线，改进塑性铰分析得出的曲线做了对比。在同样的图中，通过量测当单位切线刚度矩阵的行列式为零时的荷载水平而得到改进塑性铰分析的柱的承载能力。以这种方法得到的柱强度在本质上和利用了柱切线模量的非弹性屈曲方法估计的值是相同的。我们可以看到，两个切线模量非弹性屈曲分析方法都过高估计了含于AISCLRFD柱方程（Load1986）的柱承载能力。与CRC－Et非弹性屈曲分析相关的最大误差为14％。这个最大误差是与一定的长细比的柱子相联系的，在这个长细比下，残余应力和构件的初始弯曲相互作用使得柱的承载力与完美柱子的承载力理想值相比有了巨大的降低。然而，对于那些长细比值小于等于0.4的柱子来说CRC－Et非弹性屈曲分析的最大误差与AISCLRFD柱强度曲线相比其保险系数不大于5％。这些结构显示，对于的柱子来说，解决方案对几何缺陷的敏感度不是很大。如果非弹性屈曲分析用的是LRFD切线模量（LRFD－Et），且不高于1.0时，得出的强度结果曲线和LRFD柱强度曲线将非常符合，而且误差的保守系数也不会高于5%。然而当从1.0增大到1.5时，强度估计的误差也从5%增大到14%。当非弹性分析用于框架设计时，AISCLRFD给出了一些轴心力的限制：对于有侧移柱，要求且；对于无侧移柱，要求。同样在LRFD的规定中，对于钢框架结构的分析也不要求对几何缺陷作精确的模拟。采纳同样的设计原则，看起来非弹性的分析对于的柱子是有足够的精确度的，因为对于这些结构，没有必要进行构件初始缺陷的精确模拟。改进塑性铰分析对的柱子的一元分析的保险度不超过5%。对于值介于0.4与1.0之间的的柱子，LRFD－Et必须用于非弹性分析从而使得构件缺陷影响可以被认为是没有疑问的。然而，对于的柱子，为了合适地评估柱的强度，需要对构件的初始缺陷作出精确的模拟。这样的情形下，CRC－Et模型显得更为合适。我们有必要强调传统的弹塑性铰分析方法对柱强度高估，其最大误差将达到22.5％。然而当把一元分析的改进塑性铰方法应用于的柱子中，其误差将降到低于5％。独立梁柱结构Zhouetal.（1990）研究的独立梁柱结构已经成为我们现在的研究对象，其目的是评估弹塑性铰和改进塑性铰分析方法在解决受端部等效弯距的作用下的梁柱结构问题时的性能。这种梁柱结构带有残余应力，其最大压应力值为，还带有初始几何缺陷，并成正弦曲线变化，其平面内挠度在长度中部达到最大值。图5给出了塑性区强度曲线，并把它与弹塑性铰和改进弹塑性铰方法作了比较。图5中基于塑性铰的结果都是由于使用了构件的二元素分析才得出的，而且两个分析都精确地模拟了构件的初始变形（在中部达到最大值）。改进塑性铰模型是基于CRC柱切线模量的使用的，因为构件的初始变形在分析中已经得到了精确的模拟。从图5我们可以看出，对于小于且小于的梁柱，弹塑性铰分析在估计这些梁柱的极限强度的时候是具有足够的精确度的。不同的是，弹塑性铰总是以高于5％的误差过高地估计了梁柱的承载能力。改进塑性铰方法在估计图5中梁柱的极限强度时是非常成功的，最大误差低于7％。另外对受非等效端部弯距作用下的梁柱相反曲率弯曲的研究在Liew（1992）中也提到了。这些研究的结论将在后面得到总结。具体例子的分析Chenetal.（1990）的刚性框架和Vogel（1985）与Ziemian（1989）的六层框架的塑性区分析方法被作为基准来评价改进塑性铰和弹塑性铰方法在估测超静定框架在极限状态下性能的能力。下面的简化分析方法是用来评价这部分框架的极限状态的。LRFD弹性分析/设计方法——一种用于确定构件最大强度的直接的二阶弹性分析方法。每个构件中的最大荷载都在LRFD影响方程中得到核实，以便加载更高一级的荷载直到达到极限荷载，在这个极限荷载点上，最危险构件的最大荷载满足LRFD极限强度方程。与非弹性方法相比，在LRFD构件强度方程中抵抗系数是取1.0。弹塑性铰方法——传统的塑性铰分析方法是用来模拟材料的非线性性能的。初始几何缺陷，就像弹性区分析方法中假设的一样，在这个分析中也得到了精确的模拟。改进塑性铰分析方法——这个方法引进了CRC切线模量和抛物线型的刚度退化作用（Liewetal.1993）来模拟构件的有效刚度。就像在塑性区分析中一样，在图5.塑性铰分析得出的梁柱强度曲线与实际强度曲线的对比改进塑性分析中，初始缺陷也得到了精确的模拟。刚性框架图6给出了两个无侧向变形门式框架的尺寸和构件的尺寸。这些框架中的梁和柱在其绕强轴弯曲方向上是刚性连接的。假设所有构件的横截面都是压紧的，所有构件全部刚接以免发生平面外变形。这些框架是受不同类型的荷载，其β范围从0.0到1.0，β为作用在梁上的荷载与作用在整个框架上的荷载的比值。然而本文只给出了相应于β值为0.34的结果。在Liew（1992）中还给出了荷载情况对刚性框架极限强度性能的影响的其它结论。在塑性区分析中（Chenetal.1990）,所有的梁柱横截面都含有初始残余应力，其最大压应力值出现在边缘端部，大小为。假设柱子有按正弦曲线变化的初始偏心，在柱长的中部其平面内变形达到最大值，。假设梁没有初始变形。在塑性区分析中不考虑材料硬化。在应用塑性铰分析时，所有的荷载都是按比例分配的。梁被模拟为八个离散元件，把分布荷载作用近似为离散荷载作用。柱子被离散为四个元件以考察柱端塑性铰的情况和近似模拟构件正弦分布的初始偏心。在应用LRFD弹性分析/设计方法时，是根据计算图表中的公式（Load1986）来确定刚框架的有效长度系数的。图6给出了柱系数k的值。极限承载能力用改进塑性铰分析得出的框架A和框架B的极限强度和用弹塑性分析【见图7（a）和图7（b）】得出的结果是一样的。这是因为这些框架的破坏荷载是和梁的塑性破坏机制相关的。从这些塑性铰分析方法得到的结果和塑性区方法得到的结果非常吻合，两者极限荷载的差别只有4％。LRFD弹性分析/设计方法总体上是偏保守的。对于与基础固支连接的框架（框架A），LRFD弹性分析/设计方法得出的极限强度与塑性区极限强度相比低了26％。对于框架B，强度估计的误差大概为17％，偏保守。图6.（a）固支的刚框架几何形状，有效长度系数和荷载类型（b）铰支的刚框架几何形状，有效长度系数和荷载类型图7.（a）固支框架弯矩和轴力图（b）铰支框架弯矩和轴力图荷载分布与估计的破坏模型图7（a）与图7（b）给出了荷载参数β=0.34的框架A和框架B在极限状态下的弯距图和轴力图。大体上，柱子的轴力大致为标准荷载按比例分配给每根柱子。梁中的轴力可以忽略，因此图中没有表示。我们发现按改进塑性铰分析得出的框架极限状态下的弯距分布与图8.（a）固支框架与（b）铰支框架荷载作用点曲线的比较弹塑性分析得出的结果几乎是相同的。这些结果总体上与塑性区分析得出的结果是一致的。二阶塑性区分析显示受系数β=0.34的荷载作用的框架破坏是由于柱子失稳和梁跨中严重屈服引起的（Chenetal.1990）。塑性铰分析得出的极限荷载值是与柱端和梁跨中的塑性铰的情况有关的【见图7（a）和图7（b）】。与此相反的是，按LRFD弹性分析/设计方法得出的极限荷载只和柱的失稳有关——当柱子达到极限强度时梁还处于弹性状态。这是弹塑性方法的一个明显的缺陷，因为在确定整体强度时并没有利用超静定框架的内力重分布。另外，LRFD弹性分析/设计方法估计的简支框架的承载力要远远大于固支框架。这是因为，在固支框架中，弹性分析方法使得受巨大弹性力的柱处于不利地位，虽然这些柱子可以通过非弹性内力重分布把力传给梁从而承载更大的荷载。荷载作用点轨迹图8（a）和图8（b）给出的荷载作用点曲线表达了在加载的过程中，指定截面上荷载大小和方向的变化。当柱顶的塑性铰形成之后，弹塑性铰分析得到的荷载分布响应曲线在荷载作用点轨迹中会产生突变。当有额外的荷载施加到结构上时，铰接柱能够通过重分布把弯矩传递给梁从而大大提高轴向承载力。最终，梁的跨中截面形成一个塑性铰，导致一个破坏机制的形成。图8（a）和图8（b）中的塑性区响应曲线展示了在达到塑性强度之前的荷载逐渐重分布的过程。改进塑性铰分析得出的响应曲线是介于前述的非弹性分析方法得出的两种响应曲线之间的。虽然这些分析方法得出的荷载重分布响应曲线是不同的，但是这些分析方法得出的极限荷载却是非常一致的。Vogel的六层框架Vogel（1985）提供了一系列的框架用于确定计算机程序的准确度和可靠度。塑性区分析的结果被用来作为比较的基准。Ziemian（1989）用弹塑性铰和塑性区分析方法研究同样的框架结构。Ziemian的著作通过提供详细的系统的内力分布（Vogel的著作中所没有的）从而对Vogel的结果是个极大的补充。图9给出了标准六层框架的构造。框架中的所有构件都由热轧零件组成的。塑性区分析方法对残余应力和柱子的初始侧移缺陷做了详细的说明。在两种基于塑性铰的分析方法中，梁都被模拟为四个离散的元件，而柱子都被看作是一元的。所有的荷载都是按比例分配的。荷载－位移曲线图9给出了四层和六层结构的荷载－横向变形曲线，并把塑性铰分析方法得出的结果与Vogel的塑性区分析得出的结果做了比较。图9显示所有的非弹性方法对此框架预测的极限荷载在本质上是相同的。在Vogel的塑性区研究中，当荷载系数达到1.111时，框架达到其最大承载能力，在改进塑性铰分析中这个荷载系数为1.118，在弹塑性分析中，这个系数为1.124。这些极限荷载之间的最大差距不超过2％。这些结果为早期的研究（Kingetal.1991；Whiteetal.1991;Ziemian1989）提供了很大的支持，当框架全部的非线性行为都由梁中的非弹性性能所决定时，基于弹塑性铰的模型在总体上能够足够地表现全部框架的性能。力分布与塑性铰形成图10和11对框架极限承载能力状态下用三种非弹性分析计算得出的作用在框架固定位置上的轴力和弯矩进行了比较。图中给出的准确的解决方法是基于Ziemian的塑性区分析的，在Ziemian的塑性区分析中，框架达到极限承载能力时的荷载系数为1.180，这比Vogel的塑性区分析得出的极限荷载要稍大一些。所有的非弹性分析预测的荷载的分布都是相当接近的。图11中有改进塑性铰和弹塑性铰分析得出的塑性铰的位置。弹塑性铰分析得出的第一个塑性铰出现于荷载系数为0.770时，而在改进塑性铰分析中，直到荷载系数达到0.873时才出现塑性铰。弹塑性铰分析得出的塑性铰总共有24个，相比之下，改进塑性铰分析得出的塑性铰只有15个。LRFD弹性分析方法我们也尝试用LRFD弹性分析方法来计算Vogel框架的极限承载能力。对于这个六层框架，柱子的有效长度由有效长度修正系数来确定，由以下公式给出（Liewetal.1991）..................（1）考虑楼层稳定影响的第i根刚柱的有效长度系数；弯曲平面内的极惯性矩；由柔性框架计算图表得出的构件有效长度系数（Load1986）；第i根刚柱必需的轴向抗压强度；一个楼层中所有柱子所必需的轴向抗压强度。图9.六层框架荷载—位移曲线的比较图12给出了标准化框架的k系数的值。图中还同时给出了基于LRFD梁柱影响方程计算得到的梁柱强度。当荷载参数达到0.765时，框架达到其极限荷载，此时，临界受力构件（顶梁）达到其极限强度，荷载系数为1.0。图12的结果说明LRFD弹性分析/设计过程是偏保守的。可以看出一些低楼层的梁和框架中所有的柱子都还有安全储备，而这些安全储备没有在评价整个系统强度时利用起来。这些安全储备（当临界构件达到其极限承载能力后，可以通过非弹性荷载重分布而得到）对于高阶超静定结构是非常重要的。设计推论对于传统的弹塑性铰方法分析的典型的框架结构，有塑性铰处的荷载被高估，而框架非临界处的荷载被低估。框架中更危险构件的刚度被高估了，因为分析中没有考虑到逐渐屈服的过程。因此，越危险的构件受力越大，这些力导致了构件中最大弯矩处的塑性铰的形成。然而，如果分析中模拟了构件的逐渐屈服，抵抗力将会更加不规则地在所有的构件中分布。同样的，系统中的非弹性荷载重分布进行的非常缓慢而没有像传统弹塑性铰分析模拟的刚度突变。在这样一个局部结构中，它的柱子是细长的（）并受非常大的轴力（），我们认为弹塑性铰方法得出的荷载分布和挠度值没有改进塑性铰方法得出的准确。如果构件中二阶影响非常大，对局部荷载分布和变形的错误估计会对整体结构强度的估计造成影响。然而，并不是一个大的整体结构中的所有构件都会在达到整体的最大承载图10.六层框架中的轴力比较力之前就达到局部的最大承载力。因此，关于局部影响的错误估计对整体强度和稳定的影响是微乎其微的，特别是对高次超静定结构。然而，却有这样的例子，构件可能产生的局部破坏将对整体结构的稳定产生很大的影响。对于这些例子，用二阶弹塑性铰分析方法对整体结构和局部构件强度的直接估计会导致所得的结果偏于非保守。另外一方面，改进塑性铰分析方法具有广泛的正确性，而且它是保守的。因此，这个方法适用于各种系列结构的的分析和设计。设计建议改进塑性铰分析的设计建议罗列如下。1.分析中柱初始偏心要特别指定。在分析中，将采用美国钢结构协会的建筑容许偏差，目的是为了考虑构件倾斜对结构的荷载分布造成的影响。然而，我们不能期望建筑中所有的柱子都在同一个方向达到其允许的最大倾斜。欧洲钢结构协会（“Essentials”1991）介绍说在用塑性区分析方法分析有侧移框架时用以下的表达式可以降低柱子的倾斜：..............（2）L=层高；=楼层中柱子的数目在应用改进塑性铰分析法分析框架时，必须按（2）式确定框架中每个楼层平面的倾斜。2.用LRFD柱子的切线模量来考虑残余应力和构件初始偏心对构件稳定的影响。当构件的长细比L/r小于100时，基于LRFD切线模量的改进塑性铰分析模型的保守度不超过5%。当L/r>100时，就要求对几何偏心做出明确的模拟。在这样的例子中，就要用到CRC切线模量。图11.六层框架的弯矩比较图12.LRFD二阶弹性方法得到的系数k和梁柱强度值3.虽然用于数据分析的刚度退化作用是一个现象型模型，但与塑性区方法相比，它得出了足够准确的结果。4.用正截面强度LRFD曲线来估计平面内强弱轴强度性能。我们会采用抵抗系数来减少塑性强度表面来满足LRFD。不需要对平面内构件分别进行核实，但是所有的构件必须完全结合并足够的刚接以避免侧向扭转屈曲。结论我们可以得出这样的结论，弹塑性铰方法提供了一个对非弹性梁柱性能的改进的描述，忽略了可能的机械硬化带来有利的影响。我们必须注意，在实际的结构中应力状态是非常复杂的。结构构件可能会留有大于三分之一屈服强度的局部残余应力。在构件的连接中，焊接，加工，安装方法和安装误差都会产生额外的局部应力。因为这些因素，大多数钢框架中会不可避免地产生局部屈服，特别是在构件的连接端，当达到极限承载力时。改进塑性较模型比弹塑性铰方法更能考虑到这些影响。另外，改进塑性铰分析可以采用合适的切线模量公式来估计各种类型柱子的轴向承载力。这些规范方程通过大量的核准才得到的，包括对带有初始缺陷的柱子的经验性的和理论性的研究。虽然的等效值是基于合适的柱强度方程的，但是改进塑性铰可以和合适的柱强度协调的很好。从很多的例子中我们可以得出一些很重要的结论，这些结论是关于传统的弹塑性铰和改进塑性铰方法在分析非弹性框架时的准确性的。1.对于承受高荷载的框架构件，，特别是梁构件，二阶弹塑性铰分析会给出足够可靠的结果。另外，这个方法在估计框架在弹性屈服状态或极限强度状态时的破坏荷载时是足够精确的。对于以下种类的倒塌的梁柱构件，比起塑性铰方法，弹塑性铰分析的偏危险的误差不超过4%。单向弯曲的梁柱：和/或。双向弯曲的梁柱：和/或。只受轴力作用的柱：。在所有的情况下，要求构件中的轴力不大于。2.在本文所引用的一些例子中传统的塑性铰分析方法表现并不理想。用塑性区分析方法作为比较的标准，使用二阶弹塑性铰分析的偏危险的最大误差总结如下：绕强轴弯曲的Kanchanalai框架：误差为4%—21%，当L/r介于20与60之间时。绕弱轴弯曲的Kanchanalai框架：误差为0%—30%，当L/r介于20与60之间时。单向弯曲的独立梁柱：误差为1%—18%，当L/r介于20与100之间时。双向弯曲的独立梁柱：误差为0%—17%，当L/r介于20与100之间时（Liew1992）。轴心受力柱：最大误差为23%，当时。总之，传统的弹塑性铰分析不能看作是一种高级的非弹性分析。同样，把弹塑性铰模型用于分析受很大的重力荷载但非弹性内力重分布的储备能力很小的结构时，效果很差。3.改进塑性铰分析使得对柱强度的估计接近于柱设计的规范要求。同时，改进塑性较模型能够很好地估计梁构件的破坏荷载，当破坏是由于塑性破坏机制的形成时。对于Liew（1992）研究过的有侧移框架例子，改进塑性铰方法给出了偏安全的结果并保证了一个合理的准确度。对于独立梁柱结构的例子，与LRFD梁柱强度结果相比，其最大偏危险误差不超过5%。改进塑性铰方法可以分析各种结构的强度和稳定性能，从独立构件和简单的门式框架结构，到整个多层的结构。因此，它可以被称为一种高级的分析方法。4.现在的研究表明，基于具体构件承载能力核实的弹性分析程序在评估超静定结构在极限强度状态下的性能时，是有局限的。当内力重分布发生时，LRFD梁柱方程所采用的有效长度系数就无法表达一个框架的工作性能了。因此，只有当框架是完全弹性时，它的应用才是有效的。总之，LRFD弹性分析/设计是偏保守的。然而，Liew（1992）中的若干基准点研究说明这种方法估计的极限强度状态比起一个超静定框架的实际强度来说是太保守了。LRFD弹性分析/设计方法的保守度在总体上是随着框架的超静定次数的增加而增加的。第二章参考文献1、陈禄如中国钢结构的现状和展望《建筑钢结构的进展》2001NO.12、李国强薛伟辰当代建筑工程的新结构体系《建筑钢结构的进展》2001NO.13、李世俊徐寅我国钢铁产品的发展对建筑钢结构的促进《建筑钢结构进展》2002NO.14、姜学诗钢结构房屋结构设计中常见问题分析《建筑结构》2003NO.65、[西德]F•哈特W•海恩H•桑塔格《钢结构建筑资料集》中国建筑工业出版社附录Ⅰ计算书本次设计内容为一钢结构重型工业厂房。除屋面支撑、柱间支撑、隅撑采用手算外，其它结构均用pkpm计算。一.荷载屋面活载屋面活荷载设计值0.5KN/彩钢板屋面自重标准值0.10KN/屋面檩条自重标准值0.06KN/支撑重标准值0.05KN/2.风荷载（10m高处）0.45KN/3.主梁，柱自重程序自动计算4.吊车荷载查找吊车数据库5.基本雪压0.45KN/二.pkpm内力计算结果工程名:工业厂房************PK11.EXE*****************日期:6/10/2004时间:10:13:39设计主要依据:1、《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001);2、《建筑抗震设计规范》(GB50011-2001);3、《钢结构设计规范》(GBJ17-88);4、《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》(CECS102:98);5、上海市标准《轻型钢结构设计规程》(DBJ08-68-97);6、《混凝土结构设计规范》(GB50010-2002)。结果输出总信息节点总数:15柱数:6梁数:8结构形式:门式刚架,按《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》计算结构重要性系数:1.00支座约束数:3标准截面总数:4活荷载计算信息:考虑活荷载不利布置风荷载计算信息:计算风荷载抗震等级:5钢材:Q345梁柱自重计算信息:柱梁自重都计算梁柱自重计算增大系数:1.20基础计算信息:不计算基础混凝土梁支座负弯矩调幅系数:1.00梁刚度增大系数:1.00钢结构静截面面积与毛截面面积比:0.85温度计算参数：0窄行输出全部内容第一跨计算简图第二跨计算简图节点坐标节点号XY节点号XY节点号XY(1)0.007.90(2)24.007.90(3)48.007.90(4)0.0010.80(5)24.0010.80(6)48.0010.80(7)3.3611.08(8)20.6411.08(9)27.3611.08(10)44.6411.08(11)12.0011.80(12)36.0011.80(13)0.000.00(14)24.000.00(15)48.000.00柱关联号柱号节点Ⅰ节点Ⅱ柱号节点Ⅰ节点Ⅱ柱号节点Ⅰ节点Ⅱ(1)131(2)142(3)153(4)14(5)25(6)36梁关联号梁号节点Ⅰ节点Ⅱ梁号节点Ⅰ节点Ⅱ梁号节点Ⅰ节点Ⅱ(1)47(2)59(3)711(4)85(5)912(6)106(7)118(8)1210支座约束信息(1)13111(2)14111(3)15111柱上下节点偏心节点号柱偏心值节点号柱偏心值节点号柱偏心值节点号柱偏心值(1)0.00(2)0.00(3)0.00(4)0.00(5)0.00(6)0.00(7)0.00(8)0.00(9)0.00(10)0.00(11)0.00(12)0.00(13)0.00(14)0.00(15)0.00标准截面信息1、标准截面类型(1)16,250,250,500,6,10,10,5(2)27,200,200,700,400,6,10,10,5,(3)16,200,200,400,6,10,10,5(4)27,200,200,400,700,6,10,10,5,2、标准截面特性截面号XcYcIxIyA10.125000.250000.35546E-030.26050E-040.78800E-0220.100000.275000.36607E-030.13343E-040.71800E-0230.100000.200000.17957E-030.13340E-040.62800E-0240.100000.275000.36607E-030.13343E-040.71800E-02截面号ixiyW1xW2xW1yW2y10.21239E+000.57497E-010.14219E-020.14219E-020.20840E-030.20840E-0320.22580E+000.43108E-010.13312E-020.13312E-020.13343E-030.13343E-0330.16910E+000.46089E-010.89785E-030.89785E-030.13340E-030.13340E-0340.22580E+000.43108E-010.13312E-020.13312E-020.13343E-030.13343E-03柱布置截面号,铰接信息,截面布置角度柱号标准截铰接截面布柱号标准截铰接截面布面号信息置角度面号信息置角度(1)100(2)100(3)100(4)100(5)100(6)100梁布置截面号,铰接信息,截面布置角度梁号标准截铰接截面布梁号标准截铰接截面布面号信息置角度面号信息置角度(1)200(2)200(3)300(4)400(5)300(6)400(7)300(8)300恒荷载计算节点荷载:节点号弯矩垂直力水平力0柱荷载:柱号荷载类型荷载值荷载参数1荷载参数20梁荷载:NELIKLPXP1X11111.280.001111.280.001111.280.001111.280.001111.280.001111.280.001111.280.001111.280.00恒荷载标准值作用计算结果恒载轴力包络图KN恒载弯矩包络图KN-m恒载剪力图KN（两跨一样）柱内力柱号MNVMNV1-48.0029.60-11.49-42.73-23.7711.4920.0055.810.000.00-49.980.00348.0029.6011.4942.73-23.77-11.49442.7323.77-11.49-76.04-21.6311.4950.0049.980.000.00-47.840.006-42.7323.7711.4976.04-21.63-11.49梁内力梁号MNVMNV176.0413.2420.60-17.64-12.70-14.042103.5313.4322.88-37.43-12.89-16.33317.6412.7014.0434.15-11.352.10437.4312.89-16.33-103.53-13.4322.88537.4312.8916.3334.15-11.54-0.19617.6412.70-14.04-76.04-13.2420.607-34.1511.54-0.19-37.43-12.8916.338-34.1511.352.10-17.64-12.7014.04恒荷载作用下的节点位移(mm)恒荷载作用下节点位移（mm）节点号.X向位移Y向位移1-7.570.1320.000.2637.570.134-5.300.1750.000.3465.300.177-4.4810.428-0.385.2490.385.24104.4810.4211-2.6433.40122.6433.40活荷载计算节点荷载:节点号弯矩垂直力水平力0柱荷载:柱号荷载类型荷载值荷载参数1荷载参数20梁荷载:NELIKLPXP1X11114.000.001114.000.001114.000.001114.000.001114.000.001114.000.001114.000.001114.000.00活荷载标准值作用下的节点位移(mm)节点号.X向位移Y向位移1-18.860.232-15.990.493-2.710.234-18.990.325-13.160.676-7.660.327-18.7627.528-14.3023.809-13.4923.8010-9.1927.5211-16.0790.7312-10.4290.73风荷载计算左风荷载标准值作用节点荷载:节点号水平力垂直力0柱荷载:柱号荷载类型荷载值荷载参数1荷载参数2112.880.00311.800.00413.280.00612.050.000梁荷载:NELIKLPXP1X1111-2.470.00111-1.650.00111-2.470.00111-2.060.00111-1.650.00111-1.650.00111-2.060.00111-1.650.00节点侧向（水平向）位移(mm)节点号δx节点号δx节点号δx节点号δx(1)23.844(2)10.755(3)6.832(4)24.356(5)16.902(6)12.985(7)23.421(8)17.835(9)17.043(10)13.893(11)20.623(12)14.954(13)0.000(14)0.000(15)0.000柱内力柱号MNVMNV1145.60-28.7939.7378.4028.79-16.98236.18-47.794.16-3.3547.79-4.16328.13-17.008.15-19.9317.006.074-78.40-28.7916.98113.8328.79-7.4653.35-47.794.168.7047.79-4.16619.93-17.00-6.07-46.1717.0012.02梁内力梁号MNVMNV1-113.83-9.82-28.0733.199.8219.772-111.03-13.84-21.3348.4613.8415.793-33.19-9.82-19.77-45.659.82-1.584-30.91-9.9517.72102.339.95-24.645-48.46-13.84-15.79-26.7513.841.566-1.76-13.3910.4046.1713.39-15.94745.65-9.95-0.0730.919.95-17.72826.75-13.39-3.831.7613.39-10.40右风荷载标准值作用节点荷载:节点号水平力垂直力0柱荷载:柱号荷载类型荷载值荷载参数1荷载参数211-1.800.0031-2.880.0041-2.050.0061-3.280.000梁荷载:NELIKLPXP1X1111-1.650.00111-2.060.00111-1.650.00111-1.650.00111-2.060.00111-2.470.00111-1.650.00111-2.470.00节点侧向（水平向）位移(mm)节点号δx节点号δx节点号δx节点号δx(1)-6.832(2)-10.755(3)-23.844(4)-12.985(5)-16.902(6)-24.356(7)-13.893(8)-17.043(9)-17.835(10)-23.421(11)-14.954(12)-20.623(13)0.000(14)0.000(15)0.000柱内力柱号MNVMNV1-28.13-17.00-8.1519.9317.00-6.072-36.18-47.79-4.163.3547.794.163-145.60-28.79-39.73