段熙賓 劉曹宇

（中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，西安710043）

0 引 言

門式剛架在城市公共建筑，如超級(jí)市場(chǎng)、購(gòu)物中心、大型會(huì)展廳、生產(chǎn)車間等有普遍應(yīng)用。對(duì)于門式剛架的靜力性能，主要集中在門式剛架的極限穩(wěn)定承載力和梁、柱的拼接節(jié)點(diǎn)上［1-5］。計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)的研究源自于對(duì)軸心受壓桿件的屈曲分析。Timoshenko［6］發(fā)表了著作《彈性穩(wěn)定理論》。Julian 和Lawrence［7］依據(jù)子結(jié)構(gòu)假定，提出了有側(cè)移和無(wú)側(cè)移框架結(jié)構(gòu)柱計(jì)算長(zhǎng)度的計(jì)算方法，并依此研究方法制出了尺解圖。我國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范依據(jù)Julian 提出的單根框架柱計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)的理想模型，制定了有側(cè)移和無(wú)側(cè)移框架柱子的計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)表。該種研究方法假定同層的各個(gè)柱子具有相同的穩(wěn)定參數(shù)，并且忽略了與計(jì)算柱子未直接相連構(gòu)件對(duì)其產(chǎn)生的約束作用，所以導(dǎo)致其計(jì)算結(jié)果與實(shí)際受荷作用存在偏差，因而有許多學(xué)者對(duì)此研究方法進(jìn)行了修正［8-9］。《門式剛架輕型房屋鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》和《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》則先后采納了按層剛度計(jì)算的計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)公式，以適用于各柱高度不等的剛架。梁?jiǎn)⒅呛驮罡叮?0］進(jìn)行了參數(shù)化研究，分析了山形門式剛架的整體穩(wěn)定性，分別針對(duì)鉸接和固接兩種連接方式分析了山形門式剛架的梁柱臨界應(yīng)力和計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)，并研究了計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)隨參數(shù)的變化趨勢(shì)。李國(guó)強(qiáng)和侯和濤［11］提出了任意支撐作用下的鋼框架柱的計(jì)算長(zhǎng)度計(jì)算公式。目前，設(shè)計(jì)人員在對(duì)屋面板為鋼骨架輕型板的門式剛架廠房進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，采用何種規(guī)范仍存在爭(zhēng)議。若采用《門式剛架輕型房屋鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》［12］對(duì)門式剛架廠房進(jìn)行計(jì)算，經(jīng)濟(jì)效益極為顯著，但給廠房結(jié)構(gòu)的安全帶來(lái)了一定的隱患；若采用《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》［13］進(jìn)行計(jì)算，剛架梁、柱的設(shè)計(jì)截面往往過(guò)大，且大多是由構(gòu)件整體及局部穩(wěn)定限值的構(gòu)造要求控制，工程造價(jià)大幅增加，既不經(jīng)濟(jì)亦不合理?；谝陨蠈?shí)際情況，結(jié)合西安動(dòng)車檢修段、大型養(yǎng)路機(jī)械檢修段、大功率機(jī)車檢修段等工程設(shè)計(jì)需求，有必要對(duì)此類采用鋼骨架輕型板作屋面板的門式剛架結(jié)構(gòu)的受力性能進(jìn)行研究，得到該類結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)方法。

求解剛架柱的計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)，需首先確定柱子兩端的支座條件。由于梁柱連接節(jié)點(diǎn)既能承受一定的彎矩作用，又能夠發(fā)生相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，在確定其支座條件時(shí)，不能簡(jiǎn)單地認(rèn)為是鉸接或者剛接連接，需要通過(guò)結(jié)構(gòu)力學(xué)的計(jì)算，確定剛架結(jié)構(gòu)對(duì)鋼柱頂端的支撐剛度，即通過(guò)確定計(jì)算簡(jiǎn)圖，求出其支座端的水平剛度與轉(zhuǎn)動(dòng)剛度。根據(jù)計(jì)算所得的支座剛度，在柱端設(shè)定水平彈簧支座和轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座，再根據(jù)柱子屈曲存在微小彎曲變形的條件，建立剛架柱的平衡微分方程，以求解柱子的分岔屈曲荷載。在建立屈曲平衡方程時(shí)，本文做如下基本假定：

（1）構(gòu)件是理想的等截面挺直桿；

（2）壓力沿構(gòu)件原來(lái)的軸線作用；

（3）材料符合胡克定律，即應(yīng)力和應(yīng)變呈線性關(guān)系；

（4）構(gòu)件變形之前的平截面在彎曲變形之后仍為平面；

（5）構(gòu)件的彎曲變形是微小的，曲率可以近似地用變形的二次微分表示，即Φ=-y?。

（6）不考慮門式剛架的整體失穩(wěn)，僅對(duì)門式剛架單個(gè)桿件的穩(wěn)定性進(jìn)行研究。

由于柱腳連接方式的不同，直接會(huì)影響到剛架柱計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)的計(jì)算結(jié)果，本文針對(duì)鉸接、剛接兩種柱腳連接方式展開(kāi)研究，以確定兩種情況下剛架柱計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)的計(jì)算方法。

1 柱腳鉸接剛架理論分析

對(duì)于柱腳鉸接形式的剛架結(jié)構(gòu)形式，可針對(duì)鋼柱建立屈曲微分方程，柱子底部支座條件為鉸接形式，頂部為水平彈簧支座和轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座，所以在求解微分方程時(shí)，可認(rèn)為柱子底端邊界條件為柱位移和彎矩值為0，而柱子頂部有對(duì)平移的彈性約束及轉(zhuǎn)動(dòng)位移的彈性約束，即微分方程需滿足剪力和彎矩平衡作為邊界條件進(jìn)行求解。柱腳鉸接形式剛架柱計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖1所示。

在求解水平彈簧支座和轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座剛度時(shí)，可分別對(duì)兩種彈簧支座形式作出計(jì)算簡(jiǎn)圖，進(jìn)行剛度求解。本文采用傳統(tǒng)力學(xué)方法進(jìn)行超靜定結(jié)構(gòu)的位移求解，可以求得單位位移下彈簧支座的反力值，即可得到轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座剛度rB和水平彈簧剛度kB。水平位移計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖2 所示，轉(zhuǎn)動(dòng)位移計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖3所示。

圖1 柱腳鉸接剛架柱計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.1 Simplified calculation diagram of articulated rigid frame column

圖2 水平彈簧支座位移計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.2 Calculation diagram of displacement of horizontal spring bearing

圖3 轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座位移計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.3 Calculation diagram of displacement of rotating spring bearing

1.1 水平彈簧支座剛度計(jì)算

如圖2 所示，水平彈簧支座位移計(jì)算簡(jiǎn)圖為一次超靜定結(jié)構(gòu)，取A點(diǎn)力矩為多余約束力，撤去多余約束代之以未知力X1，得到如圖4 所示的基本體系。

基本體系應(yīng)滿足A 點(diǎn)無(wú)轉(zhuǎn)角位移的變形條件，力法方程為

式中，δ11表示的是桿件在單位力X1的作用下，桿件端部產(chǎn)生的位移；Δ1P表示桿件在力F 的作用下，沿X1方向產(chǎn)生的位移。

圖4 水平彈簧支座位移計(jì)算基本體系Fig.4 Basic system for calculating displacement of horizontal spring bearing

由于梁柱的線剛度為

當(dāng)斜梁的長(zhǎng)度越長(zhǎng)，或斜梁坡度越大時(shí)，長(zhǎng)度比例系數(shù)ξ值越大。

采用圖乘法計(jì)算，可以得到柱腳鉸接形式下剛架柱頂水平彈簧支座的剛度的計(jì)算公式：

1.2 轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座剛度計(jì)算

如圖3 所示，轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座位移計(jì)算簡(jiǎn)圖為一次超靜定結(jié)構(gòu)，取A 點(diǎn)水平約束力為多余約束力，撤去多余約束代之以未知力X1，得到如圖5 所示基本體系。

采用圖乘法計(jì)算，可以得到柱腳鉸接形式下剛架柱頂轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座的剛度的計(jì)算公式：

1.3 剛架柱的屈曲方程

如圖1 所示，柱腳鉸接形式剛架柱計(jì)算可簡(jiǎn)化為底部支座條件為鉸接形式，頂部為水平彈簧支座和轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座形式。在荷載P 作用下，剛架柱在其支座條件下發(fā)生變形，如圖6 所示。其中，以順時(shí)針的轉(zhuǎn)角為正，向右的平移為正，柱端的力矩和水平力以與位移同方向時(shí)為正，異向時(shí)為負(fù)。

圖5 轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座位移計(jì)算基本體系Fig.5 Basic system for calculating displacement of rotating spring support

圖6 剛架柱變形圖Fig.6 Deformation diagram of rigid frame column

取如圖7 所示隔離體，對(duì)單元隔離體建立彎矩平衡方程，得

建立力矩與x 軸相垂直的水平力的平衡方程：

將式（10）代入式（9），得：

圖7 單元隔離體Fig.7 Unit isolation body

由于式中各項(xiàng)參數(shù)具有如下關(guān)系：

將式（17）和式（18）代入式（13），得

式（19）為柱腳鉸接形式剛架柱的計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)關(guān)于柱頂?shù)刃Ъs束彈簧剛度的超越方程，當(dāng)已知?jiǎng)偧芙Y(jié)構(gòu)的截面和剛架尺寸時(shí)，可根據(jù)式（5）和式（6）計(jì)算確定彈簧剛度值，繼而通過(guò)式（19）求得柱子的計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)μ。

1.4 數(shù)值擬合

由于式（19）是超越方程，本文采用割線法對(duì)方程實(shí)根進(jìn)行迭代求解，令

如圖8 所示，方程與x 軸具有無(wú)數(shù)個(gè)交點(diǎn)，而求解柱子計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)的目的是為了求出構(gòu)件中性平衡狀態(tài)時(shí)的最小荷載，故應(yīng)求出計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)μ值的最大解。

圖8 超越方程示意圖Fig.8 Diagram of transcendental equation

從0 至1 000 對(duì)KB、RB進(jìn)行取值計(jì)算，可以得到計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)取值，根據(jù)μ值變化速率，可制得柱腳鉸接剛架柱計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)取值表，見(jiàn)表1。

表1 柱腳鉸接剛架柱計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)取值Table 1 Values of length coefficient of column hinged frame column at column foot

當(dāng)水平彈簧剛度取值為0，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度取值為1 000 時(shí)，μ 值計(jì)算結(jié)果為2.002，此時(shí)可以認(rèn)為剛架柱簡(jiǎn)化為柱腳鉸接，頂部平移但不能轉(zhuǎn)動(dòng)的理論模型，接近于理論模型中μ 值為2.0 的計(jì)算結(jié)果；當(dāng)水平彈簧剛度取值為1 000，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度取值為0時(shí)，μ 值計(jì)算結(jié)果為1.0，此時(shí)可以認(rèn)為剛架柱簡(jiǎn)化為兩端鉸接的理論模型，等于理論模型中μ值為1.0 的計(jì)算結(jié)果；當(dāng)水平彈簧剛度取值為1 000，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度取值為1 000 時(shí)，μ 值計(jì)算結(jié)果為0.701，此時(shí)可以認(rèn)為剛架柱簡(jiǎn)化為柱腳鉸接，頂部剛接的理論模型，接近于理論模型中μ 值為0.7的計(jì)算結(jié)果。

對(duì)計(jì)算μ 值的超越方程進(jìn)行擬合，需先確定超越方程的曲面形式，將KB、RB從0 至100 的計(jì)算結(jié)果繪制成曲面，如圖9所示。

圖9 柱腳鉸接剛架柱計(jì)算系數(shù)變化曲面圖Fig.9 Calculation of coefficient variation surface diagram of column hinged frame column

由表1 及圖9 可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)KB、RB趨向于無(wú)窮大時(shí)，函數(shù)趨向于定值。使用MATLAB 對(duì)計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)值擬合，可以得到各項(xiàng)參數(shù)的系數(shù)值。即柱腳鉸接形式剛架柱計(jì)算系數(shù)擬合公式為

擬合公式和超越方程計(jì)算數(shù)據(jù)對(duì)比如圖10所示，其中，散點(diǎn)代表超越方程計(jì)算結(jié)果，三維曲面云圖代表擬合公式計(jì)算結(jié)果。

圖10 擬合公式和超越方程計(jì)算數(shù)據(jù)對(duì)比圖Fig.10 Comparison of the calculated data of the fitting formula and transcendental equation

計(jì)算可得，擬合公式（21）的確定系數(shù)為0.987 9，標(biāo)準(zhǔn)差為0.111 5，且計(jì)算結(jié)果略大于超越方程計(jì)算結(jié)果，所以擬合公式計(jì)算足夠精確，且可以適用于實(shí)際工程計(jì)算取值。

2 柱腳剛接剛架理論分析

對(duì)于柱腳剛接的剛架結(jié)構(gòu)形式，可針對(duì)鋼柱建立屈曲微分方程，柱子底部支座條件為剛接形式，頂部為水平彈簧支座和轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座，在求解微分方程時(shí)，認(rèn)為柱子底端邊界條件為柱位移和轉(zhuǎn)角為0，而柱子頂部有平移的彈性約束及轉(zhuǎn)動(dòng)的彈性約束，即微分方程需滿足剪力和彎矩平衡作為邊界條件進(jìn)行求解。柱腳鉸接形式剛架柱計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖11所示。

2.1 水平彈簧支座剛度計(jì)算

與前述計(jì)算過(guò)程類似，采用圖乘法計(jì)算，可以得到柱腳剛接形式下剛架柱頂水平彈簧支座的剛度的計(jì)算公式：

圖11 柱腳剛接形式剛架柱計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.11 The calculation diagram of rigid frame column with rigid joint form

2.2 轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座剛度計(jì)算

與前述計(jì)算過(guò)程類似，采用圖乘法計(jì)算，可以得到柱腳剛接形式下剛架柱頂轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座的剛度的計(jì)算公式：

2.3 剛架柱的屈曲方程

如圖11 所示，柱腳剛接剛架柱計(jì)算可簡(jiǎn)化為底部支座為剛接形式，頂部為水平彈簧支座和轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧支座形式。在荷載P 作用下，剛架柱在其支座條件下發(fā)生變形，如圖12所示。

圖12 剛架柱變形圖Fig.12 Deformation diagram of rigid frame column

與建立柱腳鉸接形式下剛架柱屈曲方程方法相同，取如圖13所示隔離體。

建立柱腳剛接形式下剛架柱屈曲方程：

令k2=P/EI2，可得到微分方程的通解：

圖13 單元隔離體Fig.13 Unit isolation body

方程的邊界條件為y（0）=0 和y'（0）=0。與前述推導(dǎo)過(guò)程類似，求解方程可得柱腳剛接形式下剛架柱的計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)關(guān)于彈簧剛度的超越方程：

在確定彈簧剛度值時(shí)，即在確定剛架的截面大小和剛架尺寸時(shí)，可根據(jù)式（22）和式（23）計(jì)算確定彈簧剛度值，繼而求得柱子的計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)。

2.4 數(shù)值擬合

同樣采用割線法對(duì)方程式（26）的實(shí)根進(jìn)行迭代求解。令

如圖14所示，方程與x軸具有無(wú)數(shù)個(gè)交點(diǎn)，需求出計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)μ值的最大解。

圖14 超越方程示意圖Fig.14 Diagram of transcendental equation

從0 至1 000 對(duì)KB、RB進(jìn)行取值計(jì)算，可以得到計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)取值，根據(jù)μ值變化速率，可制得柱腳剛接剛架柱計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)取值表，見(jiàn)表2。

表2 柱腳剛接剛架柱計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)取值Table 2 Values of length coefficient of column leg rigidness frame column

當(dāng)水平彈簧剛度取值為1 000，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度取值為0時(shí)，μ 值計(jì)算結(jié)果為0.7，此時(shí)可以認(rèn)為剛架柱簡(jiǎn)化為柱腳剛接，頂部鉸接的理論模型，等于理論模型中μ 值為0.7的計(jì)算結(jié)果；當(dāng)水平彈簧剛度取值為0，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度取值為0 時(shí)，μ 值計(jì)算結(jié)果為2，此時(shí)可以認(rèn)為剛架柱簡(jiǎn)化為柱腳剛接，頂部自由的理論模型，等于理論模型中μ 值為2 的計(jì)算結(jié)果；當(dāng)水平彈簧剛度取值為1 000，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度取值為1 000 時(shí)，μ 值計(jì)算結(jié)果為0.501，此時(shí)可以認(rèn)為剛架柱簡(jiǎn)化為兩端剛接的理論模型，等于理論模型中μ值為0.5的計(jì)算結(jié)果。

對(duì)計(jì)算μ 值的超越方程進(jìn)行擬合，需先確定超越方程的曲面形式，將KB、RB從0 至100 的計(jì)算結(jié)果繪制成曲面，如圖15所示。

圖15 柱腳剛接剛架柱計(jì)算系數(shù)變化曲面Fig.15 Calculation of coefficient variation surface diagram of column leg rigid-frame column

由表2 及圖15 可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)KB、RB趨向于無(wú)窮大時(shí)，函數(shù)應(yīng)趨向于定值。使用MATLAB 對(duì)計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)值擬合，可以得到柱腳剛接形式下剛架柱計(jì)算系數(shù)擬合公式為

擬合公式和超越方程計(jì)算數(shù)據(jù)對(duì)比如圖16所示，其中，散點(diǎn)代表超越方程計(jì)算結(jié)果，三維曲面云圖代表擬合公式計(jì)算結(jié)果。

計(jì)算可得，擬合公式（28）的確定系數(shù)為0.977 5，標(biāo)準(zhǔn)差為0.048 18，計(jì)算結(jié)果略大于超越方程計(jì)算結(jié)果，所以擬合公式計(jì)算足夠精確，且可以適用于實(shí)際工程計(jì)算取值。

3 結(jié) 論

（1）對(duì)兩種柱腳連接形式下單跨門式剛架等截面剛架柱頂部等效約束剛度做了理論推導(dǎo)與分析，提出了約束剛度的計(jì)算公式，其水平支撐剛度同梁柱線剛度比、梁柱長(zhǎng)度比值級(jí)鋼柱幾何長(zhǎng)度有關(guān)，轉(zhuǎn)動(dòng)支撐剛度同梁柱線剛度比、梁柱長(zhǎng)度比值有關(guān)。利用該公式，根據(jù)剛架尺寸及截面等基本信息可快速計(jì)算出柱頂部約束剛度值。

圖16 擬合公式和超越方程計(jì)算數(shù)據(jù)對(duì)比圖Fig.16 Comparison of the calculated data of the fitting formula and transcendental equation

（2）通過(guò)建立鉸接柱腳及剛接柱腳的剛架柱屈曲微分方程，推導(dǎo)出關(guān)于響應(yīng)的剛架柱平面內(nèi)計(jì)算長(zhǎng)度的超越方程，并得到計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)的擬合計(jì)算公式，該公式具有較為精確的近似結(jié)果。