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半剛性連接鋼框架的時程分析{免費}(一)
馬翠玲1，孫頌旦2，華建兵1，孫愛琴1
(1. 合肥學院，合肥 230022；2. 宣城柏莊置業有限公司 ，宣城 242000)
[摘要] 為了探討不同梁柱節點鋼框架抗震性能的差別，本文結合工程實際設計了10個系列，共50個有限元試件，通過ANSYS分析軟件，對框架進行時間歷程分析，來探討框架層數、框架跨數，尤其是梁柱連接節點的轉動剛度等參數對鋼框架抗震性能的影響。分析表明：半剛性鋼框架結構在地震荷載作用下具有良好的抗震性能。
[關鍵詞]半剛性鋼框架，地震荷載，有限元，時程分析
Time-history Analysis of Semi-rigid Steel Frames
MA Cuiling1,SUN Songdan2,HUA Jianbing1,SUN Aiqin1
(1. Hefei Univercity, Hefei 230022; 2,XuanchengBaizhuang Company Limited , Xuancheng 242000)
Abstract：In order to research of the seismic performance of semi-rigid steel frames, the paper design 10 series (altogether 50) of finite element analytic models. Furthermore, the time-history analysis is discussed in this paper to investigate the relations between frame parameters of semi-rigid steel frames, these parameters include the frame’s floor number, the frame’s span number and the frame’s damp, especially the rotation stiffness of beam-to-column connections.
Comparing with the steel frame structure, semi-rigid steel frame structure under seismic loading has a good seismic performance.
Keyword: semi-rigid steel frame, earthquake load, finite element, time-history analysis
1.引言
鋼框架結構具有強度高，塑性、韌性好，重量輕，特別適合動力荷載下工作的特點，在實際工程中鋼框架得到越來越廣泛的應用，其中梁柱節點是鋼框架中的關鍵連接部分。大量的試驗證明，在荷載作用下，鋼框架的實際梁柱連接性能總是介于理想的剛接和鉸接之間，即半剛性的連接。半剛性節點初始轉動剛度[1]一般在600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-6481.png" width="137" height="23" />之間，具有較好的延性及耗能能力[2，3]，可以大大降低震害[4]。但是由于半剛性連接的復雜性和多樣性，相應的理論和試驗研究尚應進行進一步發展，本文的目的就是對半剛接鋼框架在地震作用下的力學性能，予以探討。
2.1例證(半剛接懸臂梁分析驗證)
為了驗證使用ANSYS軟件在組合結構有限元建模過程中的正確性以及使用建立的模型進行分析計算的可靠性，通過對以下算例的計算，以驗證使用ANSYS軟件建模和計算分析的準確程度。
如圖1所示半剛接懸臂梁承受集中荷載，P1=20kN，P2=10kN。梁端采用半剛接，梁的長度L=2000mm，梁的截面采用H200600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-6837.png" width="13" height="14" />150600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-31055.png" width="13" height="14" />6600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-9698.png" width="13" height="14" />8。計算懸臂梁的端部豎向位移。采用ANSYS計算與線性簡化計算兩種計算方法，其結果見表1。觀察表中計算結果，兩種方法的計算結果非常接近。ANSYS分析中單元模型采用Beam189、COMBIN14單元。
600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-13555.png" width="484" height="147" />
圖1半剛接懸臂梁尺寸圖
Fig.1 Semi-rigid cantilever beam size plan.
表1 半剛接懸臂梁ANSYS與線性簡化計算結果對比表 單位:mm
Table 1 Comparative table between ANSYS and calculated results with the linear simplified Unit:mm
2.2有限元框架的詳細參數
有限元框架結合工程實際建立，框架梁柱均為H型截面，材料均為Q235�？蚣茉嚰孛娉叽缭斠姳�2，表中所有框架試件的梁柱截面尺寸由3D3S軟件設計，設計依據如下：
表2 框架試件截面尺寸圖
Table 2 The section size for frame sample
2.2有限元框架的詳細參數
有限元框架結合工程實際建立，框架梁柱均為H型截面，材料均為Q235�？蚣茉嚰孛娉叽缭斠姳�2，表中所有框架試件的梁柱截面尺寸由3D3S軟件設計，設計依據如下：
表2 框架試件截面尺寸圖
Table 2 The section size for frame sample
2.2有限元框架的詳細參數
有限元框架結合工程實際建立，框架梁柱均為H型截面，材料均為Q235�？蚣茉嚰孛娉叽缭斠姳�2，表中所有框架試件的梁柱截面尺寸由3D3S軟件設計，設計依據如下：
表2 框架試件截面尺寸圖
Table 2 The section size for frame sample
2.2有限元框架的詳細參數
有限元框架結合工程實際建立，框架梁柱均為H型截面，材料均為Q235�？蚣茉嚰孛娉叽缭斠姳�2，表中所有框架試件的梁柱截面尺寸由3D3S軟件設計，設計依據如下：
表2 框架試件截面尺寸圖
Table 2 The section size for frame sample
2.2有限元框架的詳細參數
有限元框架結合工程實際建立，框架梁柱均為H型截面，材料均為Q235�？蚣茉嚰孛娉叽缭斠姳�2，表中所有框架試件的梁柱截面尺寸由3D3S軟件設計，設計依據如下：
表2 框架試件截面尺寸圖
Table 2 The section size for frame sample
2.2有限元框架的詳細參數
有限元框架結合工程實際建立，框架梁柱均為H型截面，材料均為Q235�？蚣茉嚰孛娉叽缭斠姳�2，表中所有框架試件的梁柱截面尺寸由3D3S軟件設計，設計依據如下：
表2 框架試件截面尺寸圖
Table 2 The section size for frame sample
2.2有限元框架的詳細參數
有限元框架結合工程實際建立，框架梁柱均為H型截面，材料均為Q235�？蚣茉嚰孛娉叽缭斠姳�2，表中所有框架試件的梁柱截面尺寸由3D3S軟件設計，設計依據如下：
表2 框架試件截面尺寸圖
Table 2 The section size for frame sample
2.2有限元框架的詳細參數
有限元框架結合工程實際建立，框架梁柱均為H型截面，材料均為Q235�？蚣茉嚰孛娉叽缭斠姳�2，表中所有框架試件的梁柱截面尺寸由3D3S軟件設計，設計依據如下：
表2 框架試件截面尺寸圖
Table 2 The section size for frame sample
2.5不同框架形式柱底剪力的比較
注：下列各圖中橫坐標時間下方的圖例3，4，5，6，600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-21540.png" width="29" height="16" />分別表示節點剛度分別為1×103、1×104、1×105、1×106kN·M/rad，600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-1202.png" width="29" height="16" />。
600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-10010.png" width="488" height="271" />
圖5單跨三層框架柱底剪力對比分析圖
Fig.5 Comparative analysis of shear at the end of column for three-storey single-span frame
由圖5可以看出：
(1)鋼框架柱底剪力時程曲線在地震波激勵時間內表現出一定的穩定性，應該是由于節點的半剛性使得梁柱端約束減少，在地震作用下結構的耗能能力和延性增加，對抗震有利。
(2)半剛接鋼框架柱底剪力峰值介于理想鉸接和完全剛接之間，時程曲線在激勵時間內比較穩定，半剛接鋼框架和完全剛接鋼框架可以有效地降低剪力。
(3)在地震加速度達到峰值之前，剪力時程曲線與地震加速度譜變化同步。
600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-10200.png" width="488" height="283" />
圖6 框架柱底剪力隨剛度變化圖
Fig.6 Shear at the end of column with the stiffness change
表3不同框架形式的柱底剪力與節點剛度關系對比表
Table 3 Comparative analysis of the shear at the end of column for different frame
由表3可知：
(1)結構層數增大，剪力數值隨之增大但變化趨勢沒有明顯不同。
(2)不論框架形式如何，柱底剪力極值隨節點剛度變化不明顯，其中單跨、三跨和雙跨六層框架的極值在節點剛度為105kN·M/rad時達到最小。
600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-8491.png" width="488" height="271" />
圖7 單跨三層框架柱底彎矩對比分析圖
Fig.7 Comparative analysis of moment at the end of column for three-storey single-span frame
表4不同框架形式柱底彎矩的對比分析表
Table 4 Comparative analysis of the moment at the end of column for different frame
通過分析其他單跨六層、雙跨六層、雙跨九層、雙跨十二層、三跨六層框架形式，
圖7和表4可知：
(1)在地震激勵時間內，柱底彎矩時程曲線穩定性有所變化：單跨六層、雙跨九層、雙跨十二層、三跨六層結構呈現良好的穩定性，而單跨三層、雙跨六層框架不穩定。
(2)框架的層數、跨數對柱底彎矩時程曲線的幅值影響明顯但對峰值出現的時刻、往復變動的次數影響不大。
(3)半剛接鋼框架的柱底彎矩隨節點剛度的增大而減小。
600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-26682.png" width="488" height="271" />
圖8 天津波作用下雙跨九層框架頂點位移對比分析圖
Fig.8 Comparative analysis of the top-level node displacement for nine-storey double-span frame Under the action of Tianjin wave
600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-18665.png" width="488" height="271" />
圖9 EL-Centro作用下雙跨九層框架底點剪力對比分析圖
Fig.9 Comparative analysis of the shear at the end of column for nine-storey double-span frame Under the action of El-Centro wave
通過對寧河天津波、EL-Centro波和遷安波分別作用下雙跨九層框架的頂層節點位移和底層節點剪力的對比分析，可以看到，同一節點剛度框架在不同地震激勵荷載作用下，結構的頂點水平位移和底層節點剪力是不同的。寧河天津波的頂點位移和底層剪力時程曲線是穩定的且較為稀疏，其次是EL-Centro波，最后是遷安波。并且，三種地震波作用下的位移值懸殊，剪力峰值差距保持在十倍以內。同時，雙跨九層框架諸參數的響應曲線往返波動的頻率，幅值，方式各有其自身的特點。
通過對不同層數、跨數和節點剛度的框架的時間歷程分析，結果顯示：
(1)節點轉動剛度取+600)makesmallpic(this,600,1800);' src="file:///C:/DOCUME~1/ADMINI~1/LOCALS~1/Temp/ksohtml/wps_clip_image-22651.png" width="17" height="14" />、106kN·M/rad時，框架的柱底剪力非常接近，可見節點轉動剛度為106kN·M/rad時，可以認為是剛性節點。
(2)框架的層數、跨數對柱底彎矩時程曲線的幅值影響明顯但對峰值出現的時刻、往復變動的次數影響不大。
(3)不同的鋼框架，隨著節點轉動剛度的降低，在地震荷載激勵下框架底層支座水平剪力降低。這些表明，隨著節點轉動剛度的降低，框架的整體剛度在下降，框架的延性增加，受力性能在一定程度上得到了改善。
(4)半剛框架柱底剪力的時程曲線在地震波激勵時間內表現出良好的穩定性，其穩定程度和框架的層數和跨數有一定關系，這是由于節點的半剛性使得梁端約束減少，梁柱節點有一定的轉動能力，在地震作用下增加了結構的耗能能力和延性。因此半剛節點可以代替剛性節點用于抗震區的鋼框架設計，從而避免在地震時由于節點延性不足而產生焊縫開裂所帶來的結構破壞。
考 文 獻
[1] 鄭廷銀. 高層建筑鋼結構[M]. 北京：中國建筑工業出版社，2000.
[2] Elnashai AS, Elghazouli AY, Denesh-Ashtiani FA. Response of semi-rigid steel frames to cyclic and earthquake loads. Journal of Structure Engineering ,1998,124(8):857-867
[3] .Miodrag Sekulovic , Ratko Salactic , Nonlinear analysis of frames with flexible connections. Computer&Structures,2001,79:1097-1107
[4] Astaneh-asl A. Seismic Performance and Design of Bolted Steel Moment-resisting Frames J. Engineering Journal , AISE, 1999, 36(3):105-120
[5] 本格尼·s·塔拉納特。高層建筑鋼一混凝土組合結構設計[M]。北京:中國建筑工業版社1999.
2008年度合肥學院院內自然科學研究項目(08KY025ZR)
第一作者：馬翠玲(1980-),女，山東菏澤人，工學碩士，助教
通訊地址：安徽省合肥市蜀山區黃山路373號合肥學院建筑工程系，郵編:230022
聯系電話：15856905278/0551-2158465（辦） E-mail: ling3701@163.com
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