劉鵬飛魏巍，2邱天

（1.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院 400045；2.重慶大學(xué)山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 400045）

引言

從20世紀(jì)初最早由日本提出簡(jiǎn)單的抗震設(shè)計(jì)思路，到目前普遍認(rèn)可的“小震不壞，中震可修，大震不倒”的基本思想，結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)得到了長(zhǎng)足的發(fā)展和進(jìn)步，基于性能的結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)思想最早在20世紀(jì)70年代由新西蘭學(xué)者Park所提出，并被認(rèn)為是未來(lái)抗震設(shè)計(jì)的主要發(fā)展方向。其目的是在未來(lái)的抗震設(shè)計(jì)中，能有效地控制結(jié)構(gòu)在不同水平地震作用下的破壞形態(tài)，實(shí)現(xiàn)不同的性能目標(biāo)，并且使建筑物在整個(gè)使用過(guò)程中，在考慮各種可能遭受的地震作用下，總體花費(fèi)也達(dá)到最小。1951年，Lin［1］利用結(jié)構(gòu)剛心和質(zhì)心的概念，第一次提出了剛心分析法，分析了平扭耦聯(lián)對(duì)邊緣柱、墻等抗側(cè)力構(gòu)件內(nèi)力的影響。美國(guó)UBC-97和FEMA273、歐洲EC4都規(guī)定了扭轉(zhuǎn)位移比的限值，其中美國(guó)規(guī)范不控制周期比，它對(duì)每層的扭矩作了放大，以考慮扭轉(zhuǎn)不規(guī)則對(duì)構(gòu)件內(nèi)力的影響，強(qiáng)調(diào)結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)和構(gòu)件的內(nèi)力。日本的混凝土計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)AIJ把偏心距和層剛度回轉(zhuǎn)半徑這兩個(gè)參數(shù)作為控制扭轉(zhuǎn)的限值。我國(guó)《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ3-2010）［2］（以下簡(jiǎn)稱《高規(guī)》）規(guī)定復(fù)雜高層建筑抗震設(shè)計(jì)時(shí)宜考慮平扭耦聯(lián)對(duì)結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，振型數(shù)不應(yīng)小于15，且計(jì)算振型數(shù)應(yīng)使各振型參與質(zhì)量之和不小于總質(zhì)量的90%。我國(guó)規(guī)范把位移比大于1.2定義成平面不規(guī)則中的扭轉(zhuǎn)不規(guī)則，本文參照美國(guó)規(guī)范，提出周期比不大于0.85～0.9的限值要求，強(qiáng)調(diào)結(jié)構(gòu)的自振特性。重慶市抗震設(shè)防烈度雖僅為6度，但高層建筑密集，其中高層住宅的建造量很大，且常因功能需要，建筑平面與豎向布置復(fù)雜，出現(xiàn)了大量的“超限”高層，需進(jìn)行抗震性能分析。盡管能夠通過(guò)位移比、偏心率來(lái)判斷結(jié)構(gòu)的規(guī)則與否，但是多高層結(jié)構(gòu)剛度中心的位置很難確定，而且不同的結(jié)構(gòu)對(duì)位移比、偏心率的敏感度也不一樣，目前來(lái)看此方法具有一定的合理性。

圖1 結(jié)構(gòu)平面布置圖Fig.1 The even layer plan

1 工程概況

本項(xiàng)目位于重慶市主城區(qū)，工程地質(zhì)情況良好；建筑平面布置為L(zhǎng)型（無(wú)地下室，平面長(zhǎng)度Lx=39m，寬度Ly=34m），采用剪力墻結(jié)構(gòu)體系（見(jiàn)圖1）；結(jié)構(gòu)嵌固端位于樁基頂部，主體總高度98m，共32層；首層高度5m（墻肢厚度300mm），其余各層高度均為3m（墻肢厚度200mm），1～3層為剪力墻底部加強(qiáng)部位。建筑奇數(shù)層平面在L型②～③軸存在躍層情況，樓板開(kāi)洞面積較大；結(jié)構(gòu)在89m處存在上部樓層收進(jìn)；墻、柱混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C60（1層～3層）、C55（4層～7層）、C50（8層～15層）、C40（16層～24層）及C30（25層～屋頂），梁、板混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，縱筋等級(jí)為HRB400，箍筋、墻分布筋等級(jí)為HPB300［3］。

2 結(jié)構(gòu)超限判定及抗震性能目標(biāo)設(shè)定

依據(jù)國(guó)家《超限高層建筑工程抗震設(shè)防專項(xiàng)審查技術(shù)要點(diǎn)》［4］（2015 年）及《重慶市超限高層建筑工程界定規(guī)定》［5］（2016 年）相關(guān)規(guī)定，結(jié)合結(jié)構(gòu)平面、豎向布置與初步彈性分析，對(duì)結(jié)構(gòu)做出超限判定見(jiàn)表1。

表1 結(jié)構(gòu)超限判定Tab.1 The overrun judgment

現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011-2010）［6］（以下簡(jiǎn)稱《抗規(guī)》）提出了4 個(gè)性能目標(biāo)、3個(gè)地震水準(zhǔn)與5個(gè)性能水準(zhǔn)，并詳細(xì)定義了每種性能水準(zhǔn)結(jié)構(gòu)預(yù)期的震后性能狀況，《高規(guī)》中也有類似規(guī)定。根據(jù)（表1）超限判定，將此結(jié)構(gòu)抗震性能目標(biāo)定為C級(jí)，即在設(shè)防地震作用下關(guān)鍵構(gòu)件和普通豎向構(gòu)件發(fā)生輕微損壞，而耗能構(gòu)件發(fā)生輕中度損壞，樓板不屈服。

3 結(jié)構(gòu)彈性計(jì)算分析

采用PKPM系列軟件（2010規(guī)范V2.2版）Satwe完成了結(jié)構(gòu)反應(yīng)譜分析和彈性時(shí)程分析，并采用Midas building（2016版）進(jìn)行了對(duì)比計(jì)算，然后根據(jù)各項(xiàng)彈性分析計(jì)算結(jié)果（表2～表4），結(jié)合規(guī)范限值和C級(jí)性能目標(biāo)要求，對(duì)結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載和多遇地震作用下的性能狀態(tài)進(jìn)行了評(píng)價(jià)。

3.1 Midas building分析模型簡(jiǎn)介

Midas building模型采用集中塑性鉸模型模擬梁柱非線性反應(yīng)。該模型在桿件端部設(shè)置0長(zhǎng)度的平動(dòng)和非線性轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧，桿件內(nèi)部則為線彈性桿，如圖2所示，對(duì)梁柱單元模型，變形位移都符合小變形假定和平截面假定，F(xiàn)xi、Fyi、Fzi分別為i端x、y、z方向上的力，Mxi、Myi、Mzi分別為i端繞x、y、z方向上的彎矩，j端同理。

對(duì)鋼筋混凝土梁?jiǎn)卧俣▎卧獜澗?、軸力、扭矩互不影響，僅考慮彎矩的非線性成分，端部塑性鉸滯回模型選取考慮了剛度和強(qiáng)度退化的修正武田三折線模型，其中第一、第二折線拐點(diǎn)分別用于模擬混凝土開(kāi)裂強(qiáng)度和鋼筋屈服強(qiáng)度，如圖3 所示，P1（+）、P1（-）表示正向和負(fù)向的第一屈服強(qiáng)度，P2（+）、P2（-）表示正向和負(fù)向的第二屈服強(qiáng)度，D1（+）、D1（-）表示正向和負(fù)向的第一屈服變形，D2（+）、D2（-）表示正向和負(fù)向的第二屈服變形。

圖2 梁柱單元模型Fig.2 The model of beam and column members

圖3 修正武田三折線滯回模型Fig.3 The modified Takeda Hysteretic model

圖4 隨動(dòng)硬化三折線模型Fig.4 The kinematic hardening model

參照《高規(guī)》7.1.7，對(duì)墻肢的截面高度與厚度之比小于4的剪力墻構(gòu)件采用框架柱單元進(jìn)行建模設(shè)計(jì)。對(duì)框架柱單元，本文考慮了軸力與彎矩的相互影響，在強(qiáng)度計(jì)算時(shí)使用變化的軸力并采用隨動(dòng)硬化三折線模型來(lái)模擬柱的多軸滯回特性、屈服面特性，如圖4所示，其中第一、第二屈服面分別對(duì)應(yīng)構(gòu)件開(kāi)裂、屈服狀態(tài)，P表示軸力，M表示彎矩，N表示變化的軸力，My、Mz表示繞Y、Z方向的彎矩，ε表示軸向應(yīng)變，φy、φz表示繞Y、Z方向的轉(zhuǎn)角。

對(duì)于剪力墻的非線性模擬，Midas building將剪力墻劃分為多個(gè)非線性單元，每個(gè)單元由水平纖維層、豎向纖維層和剪切層組成。

剪力墻材料本構(gòu)模型如圖5?；炷恋牟牧媳緲?gòu)關(guān)系采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010-2010）附錄C中提供的混凝土單軸受壓本構(gòu)模型，εc為峰值應(yīng)變，εu為極限應(yīng)變，為峰值應(yīng)力；鋼筋的材料本構(gòu)關(guān)系使用雙折線，并認(rèn)定鋼筋為理想彈塑性材料，E1為鋼筋初始彈性模量，fyk為鋼筋屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，但為了計(jì)算的收斂性，第二直線段斜率取E2=0.01E1；墻單元剪切特性材料本構(gòu)關(guān)系使用理想彈塑性模型，G1為墻單元初始剪切模量，τ1為墻單元剪切屈服應(yīng)力，γ1為墻單元剪切屈服應(yīng)變。

圖5 剪力墻材料本構(gòu)模型Fig.5 The constitute model of shear wall materials

3.2 結(jié)構(gòu)反應(yīng)譜分析

結(jié)構(gòu)主振型與周期見(jiàn)表2。

樓層側(cè)移剛度比以及抗剪承載力之比見(jiàn)圖6（僅以X方向?yàn)槔?。根?jù)《高規(guī)》3.5.2條，高層建筑需進(jìn)行相鄰樓層側(cè)向剛度比驗(yàn)算。圖6a表示X方向本層側(cè)移剛度與上一層側(cè)移剛度的90%、110%或150%的比值（當(dāng)本層層高大于相鄰上層層高1.5倍時(shí)采用110%，嵌固層采用150%，其余各層采用90%參與計(jì)算）?？梢钥闯觯Y(jié)構(gòu)抗側(cè)移剛度在收進(jìn)層（第30層）明顯下降，該樓層在彈塑性分析中可能會(huì)產(chǎn)生局部塑性變形，結(jié)構(gòu)各層均滿足規(guī)范對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度的要求。

表2 結(jié)構(gòu)主振型與周期Tab.2 The main vibration model and period

圖6 樓層X(jué)向側(cè)移剛度比及抗剪承載力之比Fig.6 The lateral stiffness ratio and sheer strength ratio

根據(jù)《高規(guī)》3.5.3條，A級(jí)高度高層建筑的樓層層間抗側(cè)力結(jié)構(gòu)的受剪承載力不宜小于其上一層受剪承載力的80%，不應(yīng)小于其上一層受剪承載力的65%。經(jīng)計(jì)算，如圖6b所示，各層均滿足高規(guī)對(duì)抗剪承載力的要求。

基底剪重比、最大層間位移角、位移比、剛重比見(jiàn)表3。

表3 剪重比、層間位移角、位移比、剛重比Tab.3 The ratio of shear to gravity and floor drifts、displacement ratio、ratio of lateral stiffness to gravity

彈性分析結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)分別在多遇地震和風(fēng)荷載作用下最大層間位移角為1/1792，明顯小于規(guī)范限值1/1000，結(jié)構(gòu)保持彈性；結(jié)構(gòu)兩個(gè)主方向剛重比均大于2.7，能夠通過(guò)《高規(guī)》整體穩(wěn)定性驗(yàn)算要求，彈性分析時(shí)可不考慮二階效應(yīng)［7］（剛重比和墻的剛度有關(guān)，每個(gè)程序?qū)τ趬偠鹊奶幚矶加行┎町?，雖然剛重比結(jié)果有差異，但結(jié)果數(shù)據(jù)用于判斷是否考慮二階效應(yīng)還是一致的）；結(jié)構(gòu)底層剪重比均小于規(guī)范限值0.8，不滿足要求，需對(duì)各樓層剪力調(diào)整后再進(jìn)行分析設(shè)計(jì)。另外，結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)周期比和位移比相對(duì)較大，其中周期比約為0.9，位移比大于1.4，表明結(jié)構(gòu)在地震作用下存在明顯扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，結(jié)構(gòu)豎向收進(jìn)部位抗扭剛度有待改善。

3.3 彈性時(shí)程分析

在此模型基礎(chǔ)上又通過(guò)Satwe軟件完成了結(jié)構(gòu)的彈性時(shí)程分析，分析時(shí)采用三組加速度時(shí)程曲線輸入［8］，包括兩條天然波USA00684和USA00707［9］，一條人工波RH1TG035；為考慮L型平面平扭耦聯(lián)效應(yīng)，采用X、Y雙向地震輸入，時(shí)程曲線峰值加速度按1（X方向）：0.85（Y方向）比例調(diào)整［10］；計(jì)算分析結(jié)果取時(shí)程分析法包絡(luò)值和反應(yīng)譜分析法的較大值，見(jiàn)表4。

表4 彈性時(shí)程分析法與反應(yīng)譜分析底部剪力對(duì)比及層間位移角結(jié)果比較Tab.4 The comparison of the base shear between elastic step by step integration and modal response spectrum technique

根據(jù)表4可以看出，彈性時(shí)程分析法X、Y向的最小底部剪力與振型分解反應(yīng)譜法計(jì)算結(jié)果之比為0.91和1.02，大于規(guī)范限值0.65，三條地震波X、Y向的平均底部剪力與振型分解反應(yīng)譜法計(jì)算結(jié)果之比為1.03和1.07，大于規(guī)范限值0.80。由此可以判斷所選三條地震波滿足《抗規(guī)》5.1.2要求，可用于下一步彈塑性時(shí)程分析。時(shí)程分析法所得基底剪力大于反應(yīng)譜法計(jì)算結(jié)果，因此在構(gòu)件設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該采用時(shí)程分析法計(jì)算結(jié)果進(jìn)行結(jié)構(gòu)的內(nèi)力計(jì)算和配筋。

4 結(jié)構(gòu)彈塑性時(shí)程分析

采用Midas building和SAP2000（V17）軟件完成了該結(jié)構(gòu)在中震和大震下的彈塑性時(shí)程分析［11］，并根據(jù)計(jì)算結(jié)果，分析了結(jié)構(gòu)的非線性反應(yīng)及破壞機(jī)制，進(jìn)行了抗震性能評(píng)價(jià)。

4.1 SAP2000分析模型簡(jiǎn)介

SAP2000中通過(guò)線單元中的框架單元模擬結(jié)構(gòu)的框架梁、柱，本文僅考慮框架梁彎矩非線性，采用計(jì)算長(zhǎng)度為0的集中彎矩塑性鉸（Concrete Beams M3）來(lái)模擬，其滯回模型同Midas building一致，依然采用修正武田三折線模型，第一、第二折線拐點(diǎn)分別代表開(kāi)裂強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度。

SAP2000中剪力墻的塑性行為是通過(guò)分層殼模型的非線性分析來(lái)實(shí)現(xiàn)的。分層殼單元是基于復(fù)合材料力學(xué)原理，將一個(gè)殼單元分成多層，見(jiàn)圖7，每層根據(jù)需要設(shè)置不同的厚度和材料，一般包括混凝土和鋼筋等。鋼筋層厚度可以通過(guò)實(shí)配鋼筋均勻“彌散”到一層的原理來(lái)?yè)Q算，并指定材料角來(lái)描述鋼筋的分布方向。對(duì)于混凝土層，可以采用Mander模型來(lái)考慮箍筋約束的影響，用以模擬剪力墻邊緣構(gòu)件約束混凝土，見(jiàn)圖8，f′cc為約束混凝土強(qiáng)度，f′co為非約束混凝土強(qiáng)度，Ec為混凝土初始切線模量，Esec為混凝土割線模量，εco為非約束混凝土峰值應(yīng)變，εcc為約束混凝土峰值應(yīng)變，εcu為約束混凝土極限應(yīng)變，εt為混凝土峰值拉應(yīng)變，f′t為混凝土峰值拉應(yīng)力，εsp表示當(dāng)應(yīng)變?yōu)?εco時(shí)切線與應(yīng)變軸的交點(diǎn)。

圖7 分層殼模型Fig.7 Layer shell model

圖8 約束混凝土Mander本構(gòu)模型Fig.8 The Mander model

4.2 中震、大震下樓層剪力和傾覆彎矩（僅以X方向?yàn)槔?/h3>

在中震和大震作用下，結(jié)構(gòu)的最大層剪力和最大傾覆彎矩均出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)底部，如圖9所示。其中，中震下結(jié)構(gòu)X向底部最大剪力為9484kN，最大傾覆彎矩為462539kN·m。大震下結(jié)構(gòu)X向底部最大剪力為19055kN，最大傾覆彎矩為997740kN·m。結(jié)構(gòu)層剪力與傾覆彎矩?zé)o突變，Y向與X向類似。

4.3 中震、大震下的最大層間位移角

由圖10可見(jiàn)，在中震作用下，結(jié)構(gòu)最大層間位移角均小于性能水準(zhǔn)3層間位移角限值1/250，滿足C級(jí)性能目標(biāo)要求。大震下，除USA00684地震波作用時(shí)上部收進(jìn)樓層Y向彈塑性層間位移角超過(guò)高規(guī)限值1/120，其余方向各樓層層間位移角均滿足規(guī)范限值與C級(jí)性能目標(biāo)要求。

圖9 RH1TG035地震波作用下樓層剪力和傾覆彎矩Fig.9 The response envelops of floor shear force and overturning moment under the earthquake of RH1TG035

圖10 地震波作用下層間位移角Fig.10 The floor drifts under the different earthquake

4.4 結(jié)構(gòu)抗震性能評(píng)價(jià)

中震及大震作用下，結(jié)構(gòu)各項(xiàng)整體指標(biāo)滿足抗震設(shè)計(jì)理念及力學(xué)反應(yīng)規(guī)律；結(jié)構(gòu)頂部收進(jìn)部位由于剛度突變，層間位移角增大；結(jié)構(gòu)層剪力與傾覆彎矩豎向均勻無(wú)突變，各方向最大層間位移角滿足相應(yīng)性能水準(zhǔn)要求。

5 剪力墻結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

5.1 結(jié)構(gòu)方案優(yōu)化思路及剪力墻結(jié)構(gòu)優(yōu)化目標(biāo)

由于結(jié)構(gòu)的雙向偏心率與結(jié)構(gòu)在地震作用下的層間位移比和相對(duì)扭轉(zhuǎn)角有明顯的相關(guān)性，偏心率和位移比越大的結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)越明顯，故以減小結(jié)構(gòu)偏心率并控制彈性計(jì)算下的扭轉(zhuǎn)位移比的思路進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)［12］。遵循“強(qiáng)周邊，弱中部”概念的設(shè)計(jì)思路，盡量增強(qiáng)結(jié)構(gòu)周邊外圍剪力墻，弱化中部剪力墻，控制墻肢軸壓比，使其在豎向荷載下接近相應(yīng)抗震等級(jí)的軸壓比限值。按照以上思路，對(duì)剪力墻進(jìn)行合理調(diào)整（具體優(yōu)化方案如圖11所示），經(jīng)彈性分析，剛心的位置發(fā)生了變化，雙向偏心距減小，以期達(dá)到減弱結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的目的。

圖11 剪力墻優(yōu)化布置方案Fig.11 Optimal layout scheme

5.2 彈性計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

為驗(yàn)證優(yōu)化方案的有效性，依然采用Satwe軟件對(duì)其進(jìn)行彈性分析，并對(duì)偏心率、模態(tài)、位移比、層間位移角等結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

1.雙向偏心率

經(jīng)優(yōu)化布置，結(jié)構(gòu)雙向偏心情況如圖11和表5所示，可以看出優(yōu)化方案有效減小了結(jié)構(gòu)的雙向偏心率［13］。

表5 偏心距與偏心率Tab.5 The structure s eccentricity

2.模態(tài)分析

原結(jié)構(gòu)和優(yōu)化模型前三階振型周期和質(zhì)量參與系數(shù)見(jiàn)表6。

表6 模態(tài)分析Tab.6 The model analysis

通過(guò)表6可以看出，經(jīng)過(guò)優(yōu)化布置，前三階振型基本消除了平扭耦聯(lián)效應(yīng)，且Y向剛度有一定提升，表明了控制結(jié)構(gòu)偏心率能有效降低平扭耦聯(lián)效應(yīng)。

3.位移比與層間位移角

位移比與層間位移角的對(duì)比見(jiàn)表7。

表7 位移比與層間位移角Tab.7 The structure s displacement ratio and displacement angle

經(jīng)過(guò)優(yōu)化布置，各方向最大位移比和Y方向?qū)娱g位移角均小于原方案，可見(jiàn)優(yōu)化方案通過(guò)對(duì)偏心率的控制，有效地改善了結(jié)構(gòu)位移比和Y方向的層間位移角［14］。

綜合以上彈性分析結(jié)果可知，軸壓比控制不變，通過(guò)更為合理的調(diào)整剪力墻尺寸，結(jié)構(gòu)整體偏心率明顯變?。粌?yōu)化方案基本消除了彈性分析階段的平扭耦聯(lián)效應(yīng)，結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)得到了有效控制。

5.3 彈塑性時(shí)程反應(yīng)結(jié)果對(duì)比分析

采用Midas building再次對(duì)改進(jìn)方案進(jìn)行了建模和大震作用下的彈塑性時(shí)程分析［15］，選擇USA00684地震波進(jìn)行大震雙向輸入工況下的模擬分析，以Y向各結(jié)構(gòu)指標(biāo)進(jìn)行對(duì)比。

1.結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)角

由圖12可以看出，經(jīng)剪力墻優(yōu)化布置，結(jié)構(gòu)在大震作用下，塑性扭轉(zhuǎn)角自下而上有了顯著降低，說(shuō)明優(yōu)化方案通過(guò)控制雙向偏心率，降低了平扭耦聯(lián)效應(yīng)和結(jié)構(gòu)位移比，能有效控制結(jié)構(gòu)在大震作用下的塑性扭轉(zhuǎn)變形。

圖12 扭轉(zhuǎn)效應(yīng)對(duì)比Fig.12 The comparison of torsion angle

2.結(jié)構(gòu)位移

由圖13可以看出，在上部收進(jìn)部位30層和33層處，優(yōu)化方案層間位移角顯著下降，并滿足了高規(guī)限值1/120的要求，結(jié)合圖12扭轉(zhuǎn)角的明顯降低，可以判定層間位移角下降的原因主要是結(jié)構(gòu)偏心率降低后，平扭耦聯(lián)效應(yīng)減弱，頂層的局部塑性扭轉(zhuǎn)變形顯著降低，30層和33層Y向?qū)娱g位移的主要控制因素由扭轉(zhuǎn)變形變?yōu)閅向的平動(dòng)變形。

圖13 大震下Y向?qū)娱g位移角Fig.13 The story drift angle under major earthquake

5.4 經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)統(tǒng)計(jì)對(duì)比

經(jīng)剪力墻優(yōu)化布置后，混凝土總用量減少43.6m3，鋼筋總用量減少740kg，有效地節(jié)省了材料用量。兩種方案的材料用量對(duì)比見(jiàn)表8。

表8 材料用量對(duì)比Tab.8 The comparison of material dosage

6 結(jié)論

1.結(jié)構(gòu)各項(xiàng)整體指標(biāo)基本滿足規(guī)范要求，在小震下作用能保持彈性，達(dá)到C級(jí)性能目標(biāo)的要求，但結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)周期比和扭轉(zhuǎn)位移比均較大，施工圖設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)采取相應(yīng)的構(gòu)造加強(qiáng)措施。

2.中震及大震作用下，結(jié)構(gòu)各項(xiàng)整體指標(biāo)滿足抗震設(shè)計(jì)理念及力學(xué)反應(yīng)規(guī)律，結(jié)構(gòu)頂部收進(jìn)部位由于剛度突變產(chǎn)生了局部塑性變形，層間位移角增大，結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)明顯且存在部分薄弱構(gòu)件，應(yīng)當(dāng)有針對(duì)性地采取相應(yīng)的構(gòu)造加強(qiáng)措施。

3.按照減小結(jié)構(gòu)偏心率并控制彈性計(jì)算下扭轉(zhuǎn)位移比的優(yōu)化思路，通過(guò)調(diào)整剪力墻布置，改變剛心位置，有效地削弱了平扭耦聯(lián)效應(yīng)，降低了結(jié)構(gòu)位移比，并取得了一定的經(jīng)濟(jì)效益，證明了優(yōu)化方案的可行性。