劉洋，童樂為

(同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院建筑工程系土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

循環(huán)荷載作用下鋼梁臨界側(cè)向長細(xì)比研究

劉洋，童樂為

(同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院建筑工程系土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

針對我國《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》推薦的臨界側(cè)向長細(xì)比計(jì)算公式來源于單調(diào)荷載研究結(jié)果，并未反映不同抗震等級影響問題，基于抗震等級應(yīng)與適宜的轉(zhuǎn)動(dòng)能力相匹配準(zhǔn)則，對循環(huán)荷載作用下鋼梁進(jìn)行非線性有限元分析。所建模型考慮初始幾何缺陷、殘余應(yīng)力影響，并得到試驗(yàn)驗(yàn)證。通過對鋼梁端部彎矩比、腹板高厚比、翼緣寬厚比、殘余應(yīng)力分布圖式及平面外邊界約束條件等5類影響因素?cái)?shù)值分析，提出循環(huán)荷載作用下鋼梁臨界側(cè)向長細(xì)比計(jì)算公式。該公式具有計(jì)算精度高、表達(dá)形式簡單等特點(diǎn)。

鋼梁;抗震設(shè)計(jì);臨界側(cè)向長細(xì)比;循環(huán)荷載;抗震等級;轉(zhuǎn)動(dòng)能力;端部彎矩比

抗震設(shè)計(jì)中，多、高層鋼結(jié)構(gòu)框架橫梁側(cè)向長細(xì)比l應(yīng)小于臨界側(cè)向長細(xì)比lcr，防止發(fā)生過早整體失穩(wěn)，保證產(chǎn)生塑性鉸截面具有足夠的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。其中，l= l/ry，l為鋼梁側(cè)向支撐點(diǎn)間距離;ry為鋼梁彎矩作用平面外回轉(zhuǎn)半徑。GB 50011－2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(下稱抗震規(guī)范)及GB 50017－2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(下稱鋼規(guī))中臨界值lcr計(jì)算式為

式中:M1為產(chǎn)生塑性鉸的截面彎矩;M2為塑性鉸距l(xiāng)側(cè)向支承點(diǎn)處截面彎矩，二者均以順時(shí)針為正;M2/M1稱端部彎矩比，使鋼梁同曲率彎曲的M2/M1為正，使鋼梁反曲率彎曲的M2/M1為負(fù)。

式(1)由梁啟智［1］最早提出，適用于鋼梁的塑性設(shè)計(jì)。而用于鋼梁抗震設(shè)計(jì)則存在不合理:

(1)圖1的轉(zhuǎn)動(dòng)能力定義［1］為

式中:θmax為截面所受彎矩峰值對應(yīng)轉(zhuǎn)角;θy為鋼梁受壓翼緣屈服對應(yīng)轉(zhuǎn)角。

美國ANSI/AISC360－05《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(下稱美國鋼規(guī))采納圖1的Galambos［2］轉(zhuǎn)動(dòng)能力定義為

式中:θp為在純鋼梁全截面塑性彎矩Mp作用下按完全彈性抗彎剛度計(jì)算的截面轉(zhuǎn)角。θu為純彎曲截面外加彎矩下降至0.95Mp時(shí)截面轉(zhuǎn)角;其它受力的θu為截面外加彎矩下降至Mp時(shí)截面轉(zhuǎn)角。

文獻(xiàn)［3－8］采用Galambos的轉(zhuǎn)動(dòng)能力定義，分析鋼梁、組合梁及不銹鋼梁的變形性能。文獻(xiàn)［9－12］用該轉(zhuǎn)動(dòng)能力定義評價(jià)構(gòu)件轉(zhuǎn)動(dòng)變形能力大小。

(2)文獻(xiàn)［1］借鑒White等［13－14］研究，采納構(gòu)件所需轉(zhuǎn)動(dòng)變形φ≤10的結(jié)論，據(jù)構(gòu)件轉(zhuǎn)動(dòng)能力大于需求轉(zhuǎn)動(dòng)要求，既Rc≥φ確定Rc=10的量化標(biāo)準(zhǔn)。該標(biāo)準(zhǔn)要求較高，偏于保守。美國鋼規(guī)采用Galambos的普通結(jié)構(gòu)φ≤3結(jié)論，據(jù)Rc≥φ要求確定R=3的量化標(biāo)準(zhǔn)。R=3標(biāo)準(zhǔn)因符合實(shí)際，更加合理而被普遍采用。

抗震等級越高對構(gòu)件R要求越大。因此，李海峰等［15］借鑒Mazzolani［16］構(gòu)件延性研究，提出我國構(gòu)件各級抗震等級R的定量判別標(biāo)準(zhǔn)，即:一級抗震R=6，二級抗震R=4.5，三級、四級抗震R=3。式(1)計(jì)算的λcr，未體現(xiàn)抗震等級對構(gòu)件R要求不同的差別。

圖1 轉(zhuǎn)動(dòng)能力定義Fig.1 Definition of rotation capacity

(3)式(1)的推導(dǎo)基于Janss［17］的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。該試驗(yàn)的單調(diào)加載與地震作用下循環(huán)加載有差別。Masayoshi等［18－19］研究發(fā)現(xiàn)循環(huán)荷載作用下鋼梁的R低于單調(diào)荷載作用。故式(1)用于抗震設(shè)計(jì)不合理。

(4)Kemp等［3－4，20］認(rèn)為截面板件寬(高)厚比對λcr有一定影響，但式(1)未能反映板件寬厚比對λcr的影響。

綜上所述，抗震設(shè)計(jì)時(shí)亟需一種合理可靠的λcr計(jì)算公式。為此，本文按不同抗震等級采用不同R標(biāo)準(zhǔn)，即一級抗震R=6，二級抗震R=4.5，三級、四級抗震R =3，對循環(huán)荷載作用的鋼梁進(jìn)行有限元非線性分析。通過對端部彎矩比、腹板高厚比、翼緣寬厚比、殘余應(yīng)力分布形式及平面外邊界條件等5類影響因素研究，提出循環(huán)荷載作用下鋼梁λcr計(jì)算公式，用于工程設(shè)計(jì)。

1 有限元模型建立及驗(yàn)證

1.1 有限元模型建立

平面內(nèi)簡支梁計(jì)算模型見圖2。對梁兩端施加彎矩。鋼梁材料Q235，截面為H型鋼，腹板高h(yuǎn)w=400 mm，翼緣寬b=200 mm，tw，tf由板件寬厚比取值確定。鋼梁長l由其側(cè)向長細(xì)比λ取值確定。

圖2 計(jì)算簡圖Fig.2 Calculation model

選擇5類參數(shù)進(jìn)行分析:端部彎矩比M2/M1、腹板高厚比hw/tw、翼緣寬厚比b/2tf、殘余應(yīng)力分布形式及端部平面外邊界條件。各類參數(shù)選擇如下:

(1)考慮3種端部彎矩比，即M2/M1為1、0、－1，見圖3。

(2)據(jù)我國鋼規(guī)，用于塑性設(shè)計(jì)的工字型截面板件寬厚比限值為:①受壓翼緣寬厚比b/2tf=9;②受彎腹板高厚比hw/tw=72。本文b/2tf取值分別為9、7、5，hw/tw取值分別為72、54、36，排列組合共9種截面。板件寬厚比、高厚比取值變化通過保持hw、b不變，改變tw、tf實(shí)現(xiàn)。

(3)H型鋼截面殘余應(yīng)力分布因工字鋼梁制作工藝不同而有差別，見圖4?？紤]3種常見殘余應(yīng)力分布，即軋制梁截面殘余應(yīng)力、翼緣板邊焰割的焊接梁截面殘余應(yīng)力、翼緣板邊為軋制邊的焊接梁截面殘余應(yīng)力。

圖3 彎矩工況Fig.3 bending moment cases

圖4 H形鋼截面殘余應(yīng)力分布圖式Fig.4 Residual stress distribution pattern of H－shaped steel cross section

(4)考慮兩種端部平面外邊界條件:簡支與固支。

(5)上述4類參數(shù)對側(cè)向長細(xì)比λ的取值影響顯著。因此不同參數(shù)下，λ取值有差異，見表1。

表1 有限元分析考慮的側(cè)向長細(xì)比λTab.1 Lateral slenderness ratio λ considered in FEA

鋼材用隨動(dòng)強(qiáng)化模型，應(yīng)力－應(yīng)變曲線見圖5。其中屈服強(qiáng)度fy=235 MPa，據(jù)我國鋼規(guī)中塑性設(shè)計(jì)規(guī)定，抗拉強(qiáng)度fu應(yīng)大于1.2fy，故本文的fu=1.3 fy，彈性模量E=2.06×105MPa，切線模量Est=E/100。

圖5 鋼材應(yīng)力－應(yīng)變曲線Fig.5 Stress－strain curve for steel

用有限元軟件ABAQUS建模，有限元模型見圖6，由鋼梁與端部剛性板兩部分組成。建立端部剛性板目的為方便施加端部彎矩荷載?？紤]完全積分在大彎曲變形下會(huì)產(chǎn)生剪力自鎖效應(yīng)，鋼梁選縮減積分殼單元S4R，剛性板選剛體單元R3D4。剛性板與鋼梁端部間用綁定命令，便于端部荷載順利傳遞到梁上。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

本文采用特征值分析所得第一階屈曲模態(tài)乘以初始缺陷系數(shù)模擬實(shí)際構(gòu)件的初始缺陷。據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗(yàn)收規(guī)范》規(guī)定，初始缺陷系數(shù)取l/1 000與b/100兩者最大值。

1.2 加載制度

循環(huán)加載制度見圖7。由圖7可見:

(1)在M1作用端部施加轉(zhuǎn)角θ1，當(dāng)θ1＜θy時(shí)有一級循環(huán)1次，幅值為0.5θy;當(dāng)θ1≥θy時(shí)每級循環(huán)3次，每級幅值增加θy，其中θy為鋼梁屈服轉(zhuǎn)角。

(2)在M2作用端部施加轉(zhuǎn)角q2，q2的加載制度與θ1相同，θ2取值受荷載工況影響，即M2/M1=1時(shí)θ2= θ1;M2/M1=0時(shí)θ2=0;M2/M1=－1時(shí)θ2=－θ1。

據(jù)材料力學(xué)基本理論，屈服轉(zhuǎn)角θy為

式中:h為鋼梁截面總高度。

圖7 數(shù)值分析中所用加載制度示意圖Fig.7 Sketch of cyclic loading regime in numerical analysis

1.3 有限元模型驗(yàn)證

對Okazaki［21］的試驗(yàn)進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，驗(yàn)證本文有限元模型的可靠性。該試驗(yàn)通過加載梁施加水平循環(huán)位移，模擬兩品框架梁在地震荷載作用下效應(yīng)，柱子為剛性柱，用于實(shí)現(xiàn)水平位移滯回加載轉(zhuǎn)化為對梁端部轉(zhuǎn)角的滯回加載，見圖8。試驗(yàn)梁總高度h=70 mm，翼緣寬b=30 mm，腹板厚度tw=2 mm，翼緣厚tf=3 mm，長l=810，側(cè)向長細(xì)比為121。試驗(yàn)梁受力工況M2/M1=－1。試驗(yàn)加載機(jī)制用梁端部轉(zhuǎn)角θ形式表達(dá)，分3級，每級2次，各級幅值為0.02 rad、0.04 rad、0.06 rad，見圖9。有限元分析與Okazaki試驗(yàn)［21］彎矩－轉(zhuǎn)角滯回曲線比較見圖10。由圖10可見，兩條曲線吻合較好，由此已驗(yàn)證本文有限元模型的正確性。

圖8 Okazaki試驗(yàn)裝置［21］Fig.8 Setup in Okazaki＇s test［21］

圖9 Okazaki試驗(yàn)［21］加載制度示意圖Fig.9 Sketch of cyclic loading regime in Okazaki＇s test［21］

圖10 有限元分析與Okazaki試驗(yàn)［21］彎矩－轉(zhuǎn)角滯回曲線比較Fig.10 Comparison in moment－rotation hysteretic curves between FEA and Okazaki＇s test［21］

2 確定臨界側(cè)向長細(xì)比方法

在循環(huán)荷載作用下需提取鋼梁骨架曲線，在骨架曲線基礎(chǔ)上，按Galambos的R定義分別求出R+(正向骨架曲線得出)、R－(負(fù)向骨架曲線得出)，最終R取R+與R－的平均值，見圖11。

圖11 本文有限元分析所得鋼梁彎矩－轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig.11 Relationship curve between moment ratio and rotation capacity by FEA

圖12 側(cè)向長細(xì)比與轉(zhuǎn)動(dòng)能力關(guān)系Fig.12 Relationship between lateral slenderness ratio and rotation capacity

鋼梁(截面為b/2tf=5，hw/tw=54，平面外邊界條件固支)在3種工況下的λ與R關(guān)系見圖12。由圖12看出，在給定的M2/M1作用下，λ愈大R愈小，兩者呈遞減關(guān)系。其它鋼梁截面均符合此規(guī)律。限于篇幅不再給出。在該規(guī)律基礎(chǔ)上，本文采用線性插值方法［1］，即一級R=6，二級R=4.5，三、四級R=3作為確定臨界側(cè)向長細(xì)比λcr標(biāo)準(zhǔn)，所得相應(yīng)λcr數(shù)值見表2～表4。

表2 臨界側(cè)向長細(xì)比λcr計(jì)算值(R=3)Tab.2 Calculated values of critical lateral slenderness ratio λcr

表3 臨界側(cè)向長細(xì)比λcr計(jì)算值(R=4.5)Tab.3 Calculated values of critical lateral slenderness ratio λcr

表4 臨界側(cè)向長細(xì)比λcr計(jì)算值(R=6)Tab.4 Calculated values of critical lateral slenderness ratio λcr

3 有限元參數(shù)效應(yīng)分析

3.1 端部彎矩比對λcr影響

循環(huán)荷載作用下M2/M1與λcr關(guān)系曲線見圖13。由圖13可見，M2/M1從1變化到－1，λcr逐漸增大。因M1作用端至反彎點(diǎn)長度λe逐漸減少，鋼梁發(fā)生整體失穩(wěn)可能性降低，承載力提高，轉(zhuǎn)動(dòng)能力R增強(qiáng)，故λcr增大。

圖13 端部彎矩比對λcr影響Fig.13 Influence of bending moment ratio between two ends on λcr

3.2 腹板高厚比

腹板高厚比hw/tw對λcr影響見圖14。由圖14可見，①λcr隨hw/tw的減小而增大;②在hw/tw的54～ 72(塑性設(shè)計(jì)限值)范圍內(nèi)對λcr影響不明顯，而在hw/tw小于54(72的75%)范圍內(nèi)對λcr值影響顯著。

圖14 腹板高厚比對λcr影響Fig.14 Influence of web height－thickness ratio on λcr

3.3 翼緣寬厚比

翼緣寬厚比b/(2tf)對λcr影響見圖15。由圖15看出，①λcr隨b/(2tf)的減小而增大;②由圖15(a)、(b)知，當(dāng)hw/tw為72、54時(shí)，在M2/M1=1、0下b/2tf對λcr影響顯著;在M2/M1=－1下b/2tf對λcr影響較小;③由圖15(c)知，當(dāng)hw/tw=36時(shí)M2/M1從1～－1，b/2tf對λcr影響較小。

圖15 翼緣寬厚比對λcr影響Fig.15 Influence of flange width－thickness ratio on λcr

3.4 殘余應(yīng)力分布

殘余應(yīng)力分布對lcr影響見圖16。由圖16看出，①截面焊接且翼緣板邊軋制鋼梁的λcr較軋制鋼梁的λcr略低，因翼緣板邊軋制，板邊形成較大受壓區(qū)，不利于平面外穩(wěn)定。②截面焊接且翼緣板邊焰切鋼梁的λcr較軋制鋼梁的λcr略高，因翼緣板邊焰切，板邊形成受拉區(qū)，利于平面外穩(wěn)定。③在循環(huán)荷載作用下，殘余應(yīng)力分布對λcr影響較小，可統(tǒng)一采用軋制鋼梁的λcr值作為3種殘余應(yīng)力分布鋼梁的臨界值。

圖16 殘余應(yīng)力分布對λcr影響Fig.16 Influence of residual stress distribution on λcr

3.5 抗震等級

抗震等級越高，R要求越大，λcr越小。不同抗震等級下λcr比值見表5。由表5看出，λcr，R=4.5/λcr，R=6約為1.2，λcr，R=3/λcr，R=6約為1.4。

3.6 平面外邊界條件

平面外邊界約束條件對λcr影響見圖17。由圖17可見，在循環(huán)荷載作用下，平面外簡支鋼梁臨界長細(xì)比λcr，s值小于平面外固支鋼梁臨界長細(xì)比λcr，f值，因平面外簡支鋼梁的面外有效長度大于平面外固支鋼梁，不利于鋼梁的面外穩(wěn)定性，故其極限承載力低，轉(zhuǎn)動(dòng)能力弱。

表5 不同抗震等級λcr比值Tab.5 Ratio of λcrfor different seismic grade

圖17 平面外邊界條件影響Fig.17 Influence of out－of－plane constraint conditions

λcr，s與λcr，f的比值基本在70%以上，見表6～表8。故可采用平面外固支鋼梁λcr，f值的70%作為平面外簡支鋼梁的λcr，s值。

表6 λcr，s與λcr，f之比(R=3)Tab.6 Ratio of λcr，sand λcr，f

表7 λcr，s與λcr，f之比(R=4.5)Tab.7 Ratio of λcr，sand λcr，f

表8 λcr，s與λcr，f之比(R=6)Tab.8 Ratio of λcr，sand λcr，f

3.7 循環(huán)荷載作用下板件寬厚比限值

工況M2/M1=1且R=6、4.5時(shí)λcr分布見圖18。由圖18看出，在循環(huán)荷載作用下，平面外或固支、或簡支，b/2tf在0～9、hw/tw在0～72范圍內(nèi)均存在一些截面的鋼梁λcr偏小。如對平面外簡支、轉(zhuǎn)動(dòng)能力R=6，b/2tf=9、hw/tw=72的截面其λcr=8.9;對b/2tf=9、hw/tw=54的截面其λcr=12.6。一般而言，當(dāng)λcr＜20時(shí)被認(rèn)為截面板件寬(高)厚比取值過大，不宜采用，鋼梁截面設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對板件寬厚比進(jìn)行限制。

圖18 M2/M1=1時(shí)λcr分布Fig.18 Distribution of λcrratio for M2/M1=1

由于平面外簡支鋼梁板件的寬厚比限值更嚴(yán)格，故從保守、方便設(shè)計(jì)角度考慮，平面外固支鋼梁可采用與平面外簡支鋼梁相同的板件寬厚比限值。通過對圖18分析、歸納，并結(jié)合鋼規(guī)板件寬(高)厚比限值規(guī)定，本文給出M2/M1＜0時(shí)達(dá)到所需轉(zhuǎn)動(dòng)能力的鋼梁板件寬厚比限值表達(dá)式為

對一、二級抗震，M2/M1≥0及三、四級抗震所有工況，hw/tw、b/2tf限值應(yīng)按我國抗震規(guī)范、鋼規(guī)中塑性設(shè)計(jì)的規(guī)定設(shè)置。

4 計(jì)算公式擬合

據(jù)鋼梁λcr隨主要因素變化規(guī)律，本文考慮參數(shù)hw/tw影響，以為界分成兩個(gè)表達(dá)式，提出含主要參數(shù)M2/M1的λcr計(jì)算公式。在0.5＜M2/M1≤1范圍內(nèi)，據(jù)式(1)特點(diǎn)(我國鋼規(guī)λcr計(jì)算公式)，即當(dāng)0.5＜M2/M1≤1時(shí)λcr的增長變化較小，從安全角度出發(fā)，λcr計(jì)算公式采用M2/M1=1時(shí)的λcr作為范圍內(nèi)λcr值。在－1≤M2/M1≤0.5范圍內(nèi)λcr計(jì)算公式采用M2/M1的二次多項(xiàng)式計(jì)算λcr，以提高計(jì)算精度。公式引入修正系數(shù)以考慮抗震等級及平面外邊界條件影響。λcr計(jì)算式為

式中:a1為抗震等級影響系數(shù)，一級抗震a1=1，二級抗震a1=1.2，三、四級抗震a1=1.4;a2為平面外邊界條件影響系數(shù)，平面外固支時(shí)a2=1，平面外簡支時(shí)a2= 0.7。

圖19表明式(7)、(8)計(jì)算結(jié)果與有限元結(jié)果差異較小，吻合較好，且有限元計(jì)算結(jié)果基本在公式曲線以上，說明本文所提公式精度高、可靠性好，可用于工程設(shè)計(jì)。

圖19 本文簡化公式計(jì)算值與有限元計(jì)算值比較Fig.19 Comparison of calculated values from the proposed formulas in this paper and FEM

5 結(jié)論

本文通過對循環(huán)荷載作用下的鋼梁進(jìn)行非線性分析，基于抗震設(shè)計(jì)要求研究影響鋼梁臨界側(cè)向長細(xì)比λcr主要因素，結(jié)論如下:

(1)循環(huán)荷載作用下，端部彎矩比M2/M1從1(純彎受力)變化到－1時(shí)λcr逐漸增大，與單調(diào)荷載作用下鋼梁規(guī)律一致。

(2)λcr隨hw/tw的減小而增大。在hw/tw從54～ 72(塑性設(shè)計(jì)限值)范圍內(nèi)(塑性設(shè)計(jì)限值)時(shí)其對λcr影響不明顯，而在hw/tw＜54(72的75%)范圍內(nèi)其對λcr值影響顯著。

(3)λcr隨b/2tf的減小而增大。當(dāng)hw/tw為72、54時(shí)，在工況M2/M1=1、0下，b/2tf對λcr影響顯著;在M2/M1=－1下，b/2tf對λcr影響較小。當(dāng)hw/tw=36時(shí)，M2/M1從1～－1，b/2tf對λcr影響較小。

(4)循環(huán)荷載作用下鋼梁殘余應(yīng)力的不同分布對λcr影響較小，可采用統(tǒng)一的λcr。

(5)抗震等級要求越高λcr越小。當(dāng)一級抗震的λcr為λcr，R=6，二級抗震的λcr為λcr，R=4.5，三、四級抗震的λcr為λcr，R=3時(shí)，λcr，R=4.5/λcr，R=6約為1.2;λcr，R=3/ λcr，R=6約為1.4。

(6)平面外邊界約束條件對λcr影響顯著，簡支鋼梁的λcr約為固支鋼梁值的70%。

(7)工況M2/M1=1、一些截面的λcr＜20時(shí)不宜采用，應(yīng)限制截面板件寬(高)厚比。本文已給出板件寬厚比限制范圍。

(8)本文提出含鋼梁端部彎矩比M2/M1及hw/tw比兩個(gè)重要參數(shù)、并考慮抗震等級差別的λcr計(jì)算公式，并設(shè)置修正系數(shù)以考慮平面外邊界約束條件影響。

［1］梁啟智.關(guān)于鋼梁設(shè)計(jì)中考慮塑性的問題［J］.華南工學(xué)院學(xué)報(bào)，1978，6(4):20－31.

LIANG Qin－zhi.Plastic design of steel beams［J］.Journal of South China University of Technology，1978，6(4):20－31.

［2］Galambos T V.Deformation and energy absorption capacity of steel structures in the inelastic range［R］.New York: American IronandSteelInstitute，SteelResearchfor Construction Bulletin No.8，1968:1－49.

［3］Kemp A R.Interaction of plastic local and lateral buckling［J］.Journal of the Structural Division，1986，111(10):2181－2196.

［4］Kemp A R.Available rotation capacity in steel and composite beams［J］.The Structural Engineer，1991，69(5):88－97.

［5］Johnson R P.Distortional lateral buckling of continuous composite beams［C］.//Proceedings of the institution of civil engineers，London:Thomas Telford Services ltd，1991: 131－161.

［6］Earls C J.Constant moment behavior of high－performance steel I－shaped beams［J］.Journal of Constructional Steel Research，2001，57(7):711－728.

［7］Chan T M，Gardner L.Bending strength of hot－rolled elliptical hollowsections［J］.JournalofConstructionalStee1 Research，2008，64(9):971－986.

［8］Theofanous M，Chan T M，Gardner L.Flexural behaviour of stainlesssteelovalhollowsections［J］.Thin－Walled Structures，2009，135(5):546－557.

［9］李軍強(qiáng).單軸對稱工字形截面塑性設(shè)計(jì)的腹板高厚比研究［D］.西安:西安建筑科技大學(xué)，2008.

［10］劉洋，童樂為.塑性設(shè)計(jì)中鋼梁臨界側(cè)向長細(xì)比的研究［J］.工業(yè)建筑，2014，496(44):132－139.

LIU Yang，TONG Le－wei.Critical lateral slenderness ratio of steel beams in plastic design［J］.Industrial Construction，2014，496(44):132－139.

［11］劉洋，童樂為.鋼－混凝土組合梁負(fù)彎矩區(qū)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的數(shù)值分析［C］.//第十二屆全國現(xiàn)代結(jié)構(gòu)工程學(xué)術(shù)研討會(huì)論文集(《工業(yè)建筑》增刊)，北京:工業(yè)建筑雜志社，2012: 976－981.

［12］賈遠(yuǎn)林，陳世鳴.預(yù)應(yīng)力組合梁負(fù)彎矩作用下梁端轉(zhuǎn)動(dòng)能力研究［J］.河北工程大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，26(1):14－20.

JIA Yuan－lin，CHEN Shi－ming.Study on rotation capacity of prestressed composite girders under negative moment［J］. Journal of Hebei University of Engineering，2009，26(1):14－20.

［13］White M.The lateral－torsional buckling of yielded structural steel members［D］.Bethleherm:Lehigh University，1956.

［14］Lay M G，Galambos T V.Inelastic steel beams under uniform moment［J］.Journal of the Engineering Mechanics Division，1965，91(6):67－94.

［15］李海鋒，羅永峰，李德章，等.反復(fù)水平荷載作用下偏心常軸壓箱形鋼柱抗震性能的數(shù)值分析［J］.工程力學(xué)，2013，30(6):98－106.

LI Hai－feng，LUO Yong－feng，LI De－zhang，et al.Numerical analysis on a seismic behavior of eccentrically constantcompressed steel box column under cyclically lateral loading［J］.Engineering Mechanics，2013，30(6):98－106.

［16］Mazzolani F M，Piluso V.Member behavior classes of steel beams andbeam－columns［C］.//Viareggio:InXIV Congresso CTA，1993.

［17］Janss J，Massonnet C.The extension of plastic design to steel A 52［J］.Publication of IABSE，1967，27:15－30.

［18］Nakashima M，Kanao I，Liu D.Lateral instability and lateral bracing of steel beams subjected to cyclic loading［J］.Journal of Structural Engineering，2002，128(10):1308－1316.

［19］Takanashi K.Inelastic lateral torsional buckling of steel beams subjected to repeated and reversed loading［C］.//5th World Conf.on Earthquake Engineering，Rome，1973.

［20］EL－Ghazaly H A，Sherbourne A N，Dubey R N.Inelastic interactive distorsional buckling of W－shape steel beams［J］. International Journal of Computers and Structures，1983，19(3):351－368.

［21］Taichiro O，Liu D W.Stability requirements for beams in seismic steel moment frames［J］.Journal of Structural Engineering，2006，132(9):1334－1342.

Critical lateral slenderness ratio of steel beams subjected to cyclic loading

LIU Yang，TONG Le－wei
(State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering，Department of Building Engineering，College of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 20092，China)

The behavior of steel beams under cyclic loading is quite different from that under monotonic loading. However，the formula for critical lateral slenderness ratio recommended in the current Chinese code GB50011－2010 for seismic design of buildings is resulted from research findings for monotonic loading.At the same time，the effect of different seismic grades is not considered in the formula.So it is necessary to be improved.In the paper，the nonlinear finite element analysis of steel beams subjected to cyclic loading was carried out based on the concept that a seismic grade should match a suitable rotation capacity.In the model developed，the influence of initial geometric imperfection and residual stresses was taken into account and validated by other researcher＇s experimental results.By means of the numerical analysis on five parameters，namely，end－moment ratio，web height－thickness ratio，flange width－thickness ratio，residual stress distribution pattern，out－of－plane boundary condition，the formula for critical lateral slenderness ratio of steel beams under cyclic loading was proposed，with higher accuracy and simpler form.

steel beam;seismic design;critical lateral slenderness ratio;cyclic loading;seismic grade;rotation capacity;end－moment ratio

TU391

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.02.006

國際鋼鐵協(xié)會(huì)(IISI)Living Steel基金寶鋼鋼結(jié)構(gòu)住宅項(xiàng)目

2014－05－10修改稿收到日期:2014－08－29

劉洋男，博士生，1982年生

童樂為男，教授，博士生導(dǎo)師，1961年生郵箱:tonglw@#edu.cn