陳勇，簡斌，龔春玉

(1. 東莞市大業(yè)施工圖審查有限公司，廣東 東莞 523000；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；土木工程學(xué)院，重慶400045)

梁式轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)形式簡單、傳力明確，是實(shí)際工程應(yīng)用中最常用的轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)方案。但隨著跨度增大，轉(zhuǎn)換梁截面尺寸也急劇增大，導(dǎo)致建筑空間和使用功能受到極大影響，抗震設(shè)計(jì)中也將面臨“剛度突變”、“強(qiáng)梁弱柱”等突出問題[1-2]。預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土(簡稱PSRC)空腹桁架轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)，是現(xiàn)代預(yù)應(yīng)力、型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)與空腹桁架轉(zhuǎn)換層的優(yōu)化組合，具有轉(zhuǎn)換跨度大，轉(zhuǎn)換層構(gòu)件截面尺寸遠(yuǎn)小于梁式轉(zhuǎn)換的優(yōu)點(diǎn)，可很好地滿足建筑使用功能需求。

空腹桁架轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)屬于典型的豎向不規(guī)則形式，其抗震設(shè)計(jì)是其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵[3-4]。傅傳國等[5]、戴國亮等[6]完成了PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)擬動(dòng)力地震反應(yīng)試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，該類結(jié)構(gòu)更容易實(shí)現(xiàn)多道防線設(shè)防的抗震設(shè)計(jì)。張譽(yù)等[7]完成了梁式和空腹桁架式轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)豎向荷載和水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，后者具有更理想的破壞形態(tài)及抗震性能。簡斌等[8]依據(jù)“強(qiáng)化轉(zhuǎn)換層及下層、相對(duì)弱化上部結(jié)構(gòu)”的基本原則，完成了一榀1/4縮尺PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)了預(yù)設(shè)的延性破壞模式。但該類結(jié)構(gòu)研究目前存在一些不足：試驗(yàn)研究難度大，其子結(jié)構(gòu)模型邊界條件、地震作用與實(shí)際差異大，實(shí)驗(yàn)構(gòu)件轉(zhuǎn)換層為單跨結(jié)構(gòu)等；大多已有研究未明確說明其試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)的具體原則方法，導(dǎo)致設(shè)計(jì)依據(jù)不明確，對(duì)工程設(shè)計(jì)的指導(dǎo)意義降低；缺少精細(xì)化的有限元彈塑性時(shí)程分析，且對(duì)于大跨度結(jié)構(gòu)，模擬分析未考慮豎向地震作用的影響。

筆者針對(duì)8度(0.2g)設(shè)防地區(qū)，在OpenSEES軟件平臺(tái)上建立PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)精細(xì)化有限元模型，考慮豎向及水平地震動(dòng)共同作用，在罕遇、極罕遇水準(zhǔn)下完成彈塑性時(shí)程分析，對(duì)大震下的破壞模式、抗倒塌性能和豎向地震作用的影響進(jìn)行研究。

1 算例設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)基本原則

依據(jù)現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范[2]和研究成果，確定PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換層框架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的基本原則：

1)“強(qiáng)轉(zhuǎn)換”原則。即“對(duì)轉(zhuǎn)換層及其下部結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)化，而相對(duì)弱化轉(zhuǎn)換層的上抬框架”。

2)多道防線抗震設(shè)防原則。首道防線為轉(zhuǎn)換層上抬框架梁柱(不包括與桁架上弦梁緊鄰的上層柱)，其次為空腹桁架中腹桿、上弦梁和與其緊鄰的上層框架柱，而桁架下弦梁和轉(zhuǎn)換柱則作為最后一道防線。

3)上抬框架部分應(yīng)滿足現(xiàn)行規(guī)范有關(guān)普通RC框架“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)原則。

1.2 算例基本信息

以兩跨PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換層平面框架結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，算例基本信息見表1，KJ1和KJ3為轉(zhuǎn)換跨度不同的基本算例，研究該類結(jié)構(gòu)的基本抗震性能；算例KJ2、KJ3及KJ4豎向地震作用強(qiáng)度不同，研究豎向地震下的結(jié)構(gòu)反應(yīng)。

表1 算例基本信息Table 1 Information of examples

注：H/V為豎向與水平向地震作用加速度峰值比。

除表1所列基本信息外，各算例均為9層，底層層高6 m、2層(轉(zhuǎn)換層)層高4.5 m、3～9層層高3.3 m。上抬框架跨度：KJ1為6 m，KJ2～KJ4為8 m。板厚：屋面板厚120 mm，轉(zhuǎn)換桁架上下層樓板厚180 mm，其他樓面板厚100 mm。轉(zhuǎn)換桁架沿縱向布置，橫向每隔2 m設(shè)置一道次梁。此外，地震分組為第一組、Ⅱ類場(chǎng)地。

1.3 算例設(shè)計(jì)

算例均為大跨度轉(zhuǎn)換，故在空腹桁架下弦采用PSRC梁，轉(zhuǎn)換柱(1～2層柱)采用型鋼混凝土柱，其他構(gòu)件均為普通鋼筋混凝土。

由于下弦PSRC梁為主要轉(zhuǎn)換構(gòu)件，其截面尺寸相對(duì)較大，為避免出現(xiàn) “肥梁瘦柱”和方便施工，設(shè)計(jì)時(shí)給出轉(zhuǎn)換柱截面寬度不小于下弦梁寬度等限制。經(jīng)多次試設(shè)計(jì)后，各算例構(gòu)件截面尺寸如圖1所示，軸壓比和層間位移角等均滿足相關(guān)限值要求。

表2給出了轉(zhuǎn)換層等效剪切剛度比和最大軸壓比，計(jì)算結(jié)果表明，空腹桁架轉(zhuǎn)換層剛度明顯大于上下相鄰樓層。在實(shí)際工程中，此項(xiàng)指標(biāo)可以通過增設(shè)型鋼構(gòu)件、提高型鋼含鋼量或調(diào)整上下弦梁等構(gòu)件的相對(duì)剛度進(jìn)行改善。之所以仍允許較大剛度變化，是為了研究在規(guī)范限值范圍內(nèi)，較大剛度變化可能的不利影響。

圖1 構(gòu)件截面尺寸Fig.1 Dimension of component section

算例等效剪切剛度比1層/2層2層/3層轉(zhuǎn)換柱軸壓比KJ10.551.630.36KJ2(KJ3、KJ4)0.572.340.33

算例設(shè)計(jì)過程中，荷載按現(xiàn)行規(guī)范要求取值，豎向地震采用重力荷載代表值的10%，不考慮風(fēng)荷載作用。根據(jù)中國現(xiàn)行規(guī)范[2，9]、多道防線抗震設(shè)防思想以及前期初步研究結(jié)果[10]，對(duì)構(gòu)件的內(nèi)力標(biāo)準(zhǔn)值進(jìn)行了調(diào)整，相關(guān)調(diào)整系數(shù)見表3。其中，考慮到桁架下弦采用PSRC構(gòu)件，其配筋多為抗裂、預(yù)應(yīng)力度或型鋼配置等構(gòu)造要求控制，使其實(shí)際抗彎承載力遠(yuǎn)高于抗震計(jì)算需求。若按下弦實(shí)際配筋調(diào)整，將導(dǎo)致與下弦相連的轉(zhuǎn)換柱端配筋量大增而難以實(shí)現(xiàn)。因此，在考慮“強(qiáng)柱弱梁”時(shí)，對(duì)1～2層轉(zhuǎn)換柱上下端及3層框架柱底均按內(nèi)力組合值進(jìn)行調(diào)整，并根據(jù)前期研究結(jié)果初步取1.7的彎矩放大系數(shù)進(jìn)行研究。同時(shí)，為了使空腹轉(zhuǎn)換桁架上、下弦跨中節(jié)點(diǎn)不早于腹桿發(fā)生破壞，腹桿僅考慮“強(qiáng)剪弱彎”，不考慮“強(qiáng)柱弱梁”[8]，地震下腹桿可以出鉸，但不破壞。

各算例構(gòu)件縱向鋼筋配筋結(jié)果如圖2所示，其中，桁架下弦PSRC梁參考現(xiàn)行規(guī)范[11]進(jìn)行配筋計(jì)算。梁上部縱筋截?cái)辔恢脼?/3處，圖中不再標(biāo)出；柱對(duì)稱配筋，圖中僅顯示單側(cè)值；轉(zhuǎn)換桁架下弦PSRC梁和轉(zhuǎn)換柱中型鋼為實(shí)腹H型鋼，含鋼率約為5%，居中布置，其截面尺寸見圖2。桁架下弦PSRC梁每跨預(yù)應(yīng)力線型采用4段拋物線，材料選用1 860級(jí)鋼絞線，張拉控制應(yīng)力為0.75fptk，預(yù)應(yīng)力損失取25%。

表3 轉(zhuǎn)換層各構(gòu)件及首層柱內(nèi)力調(diào)整系數(shù)Table 3 Regulation factor for the internal force of transfer story

圖2 結(jié)構(gòu)配筋圖Fig.2 Reinforcement of KJ1 and KJ2(KJ3、KJ4)

因受剪破壞不是研究重點(diǎn)，故當(dāng)構(gòu)件截面尺寸滿足規(guī)范剪壓比要求，且在按規(guī)范考慮“強(qiáng)剪弱彎”后箍筋配置合理時(shí)，即認(rèn)為滿足抗剪要求。

2 模型建立及地震波選取

2.1 模型建立

基于OpenSEES有限元分析平臺(tái)，對(duì)豎向、水平地震共同作用下的平面模型進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析。模型建立中，梁、柱采用了纖維桿系模型，考慮樓板翼緣作用和柱腳鋼筋粘結(jié)滑移?；炷敛捎胏oncrete02本構(gòu)模型，滯回關(guān)系采用Berkeley兩折線模型；非預(yù)應(yīng)力鋼筋及型鋼采用steel02本構(gòu)模型，預(yù)應(yīng)力筋采用Hysteretic本構(gòu)模型；采用Bond_SP01滑移模型考慮柱腳位置處鋼筋與混凝土間的粘結(jié)滑移[12-13]。

在模擬分析中，預(yù)應(yīng)力筋采用“兩階段工作原理”考慮[14-15]：第1階段為張拉施工階段，預(yù)應(yīng)力作用相當(dāng)于“荷載”，即預(yù)應(yīng)力筋的有效預(yù)應(yīng)力σpe提供等效荷載；第2階段為張拉灌漿后的使用階段，預(yù)應(yīng)力筋相當(dāng)于普通鋼筋，只是其抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值取fpy-σpe。因而，預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件就可以視為一個(gè)承擔(dān)外荷載和預(yù)應(yīng)力等效荷載的“普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件”，其中，預(yù)應(yīng)力筋材料強(qiáng)度為fpy-σpe。

2.2 地震波選取

彈塑性時(shí)程分析地震波選自PEER地震波數(shù)據(jù)庫，同時(shí)，考慮水平及豎向地震作用，對(duì)各算例分別選取7對(duì)實(shí)際地震波記錄。

首先，對(duì)PEER數(shù)據(jù)庫水平分量地震波進(jìn)行初篩，然后采用雙頻段控制選波，雙頻區(qū)段為[0.1 s,Tg]及[T1-0.15 s,T1+0.15 s]，控制其加速度與規(guī)范反應(yīng)譜值的誤差不超過15%。在選取水平分量地震波的同時(shí)，取對(duì)應(yīng)的豎向地震波記錄。在對(duì)豎向地震波進(jìn)行加速度峰值調(diào)幅時(shí)，分別取豎向與水平地震加速度峰值比V/H=0、0.65、1.2，如表4所示。

3 結(jié)果分析

3.1 破壞準(zhǔn)則

3.1.1 整體失效的判定

1)在結(jié)構(gòu)的任何一層中，所有豎向構(gòu)件上下端均出現(xiàn)塑性鉸，即所謂的層側(cè)移機(jī)制，且層間位移角大于2%。

2)任何一層的層間位移角超過3%。

3.1.2 局部失效的判定 構(gòu)件塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求大于其轉(zhuǎn)動(dòng)能力，具體表現(xiàn)為塑性鉸截面混凝土最大壓應(yīng)變小于極限壓應(yīng)變。

3.2 KJ1和KJ3罕遇地震分析

算例KJ1、KJ3為跨度不同的基本算例，H/V均為0.65，旨在研究PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換層框架結(jié)構(gòu)的基本抗震性能和結(jié)構(gòu)響應(yīng)特征。對(duì)算例KJ1、KJ3進(jìn)行8度罕遇地震下的彈塑性時(shí)程分析，KJ1輸入地震波w1～w7、KJ3輸入地震波w8～w14。

3.2.1 側(cè)向位移 圖3和圖4分別列出了算例KJ1、KJ3在各自7對(duì)地震波下層側(cè)向位移的最大值和最大值的平均值(簡稱平均值，下同)。

由圖3、圖4可見，算例KJ1、KJ3側(cè)向位移曲線整體均未呈現(xiàn)出普通框架的剪切型，而是在轉(zhuǎn)換層處出現(xiàn)明顯改變。與剪切型側(cè)移曲線相比，KJ1、KJ3的轉(zhuǎn)換層及其下部樓層側(cè)向位移明顯減小，這源于設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換層及下部樓層的抗側(cè)剛度的加強(qiáng)。

圖4 KJ3層側(cè)向位移最大值Fig.4 Maximum lateral displacement of KJ3

3.2.2 層間位移角 圖5和圖6分別列出了算例KJ1、KJ3在各自7對(duì)地震波下層間位移角的最大值和最大值的平均值。

計(jì)算結(jié)果表明，KJ1與KJ3的層間位移角最大值分別為1/79和1/71，平均值分別為1/87和1/98，未見整體失效，且有較大富余。由圖5、圖6可見，轉(zhuǎn)換層及其下部樓層的層間位移角遠(yuǎn)小于上抬框架各層，且未出現(xiàn)明顯的塑性變形，這與層側(cè)向位移的變化是一致的。此外，兩算例層間位移角最大值的平均值均出現(xiàn)在第7層，這與第7層柱截面尺寸減小相關(guān)。

圖5 KJ1層間位移角最大值Fig.5 Maximum story drift of KJ1

圖6 KJ3層間位移角最大值Fig.6 Maximum story drift of KJ3

3.2.3 轉(zhuǎn)換層豎向位移 PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換跨度大，對(duì)豎向地震作用更為敏感。如果桁架轉(zhuǎn)換層出現(xiàn)較大豎向位移，將對(duì)轉(zhuǎn)換層及其上部構(gòu)件受力產(chǎn)生影響。在預(yù)應(yīng)力、豎向荷載以及水平與豎向地震共同作用下，算例KJ1、KJ3轉(zhuǎn)換層下弦梁跨中豎向位移最大值計(jì)算結(jié)果見表5。轉(zhuǎn)換層下弦梁如圖7所示，位移向下為正。

表5 桁架下弦梁跨中撓度Table 5 Deflection of the lower chord of transfer truss mm

圖7 桁架下弦梁節(jié)點(diǎn)號(hào)Fig.7 Node number of the lower chord of transfer truss

參照《組合結(jié)構(gòu)規(guī)范》(JGJ 138—2016)[16]，在正常使用極限狀態(tài)，轉(zhuǎn)換梁下弦撓度與計(jì)算跨度之比限值為l0/300(KJ1、KJ3對(duì)應(yīng)為60、80 mm)，且不宜超過l0/400(KJ1、KJ3對(duì)應(yīng)為45、60 mm)。由表4可見，梁跨AD與DG的數(shù)值基本相等，且與規(guī)范JGJ 138—2016的要求相比有明顯富余。

3.2.4 塑性鉸分布 考慮算例KJ3與KJ1計(jì)算結(jié)果類似，故僅給出算例KJ1在7對(duì)地震波下的塑性鉸分布圖，見圖8，空心圓代表截面上下部單向出鉸，實(shí)心圓代表雙向出鉸。

根據(jù)計(jì)算分析結(jié)果，總結(jié)KJ1和KJ3塑性鉸分布特點(diǎn)為：

1)轉(zhuǎn)換柱。轉(zhuǎn)換層及其下部樓層的轉(zhuǎn)換柱多在轉(zhuǎn)換桁架下弦梁相連的邊節(jié)點(diǎn)處首先出鉸，轉(zhuǎn)換柱雖難以避免出現(xiàn)塑性鉸，且少數(shù)地震波下出鉸數(shù)較多，但塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求遠(yuǎn)小于上抬框架梁。

2)桁架上、下弦梁和腹桿。下弦梁未見出鉸、上弦梁僅個(gè)別出鉸，中腹桿部分出鉸，塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求遠(yuǎn)小于上抬框架梁。

3)上抬框架柱。與轉(zhuǎn)換層上弦梁相連的3層柱底有部分出鉸，塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求遠(yuǎn)小于上抬框架梁；其他上抬框架柱部分出鉸，轉(zhuǎn)動(dòng)需求明顯小于上抬框架梁。

4)上抬框架梁。上抬框架梁出鉸明顯最多，且轉(zhuǎn)動(dòng)需求明顯最大。除頂層外其他各層普遍出鉸，4～7層塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求明顯更大。上述特點(diǎn)表明，上抬框架符合“強(qiáng)柱弱梁”設(shè)計(jì)原則，實(shí)現(xiàn)了以梁鉸為主的混合出鉸耗能機(jī)制。

圖8 KJ1塑性鉸分布Fig.8 Plastic hinge distribution of KJ1

綜上所述，轉(zhuǎn)換柱、空腹桁架下弦梁是作為最后一道防線的關(guān)鍵構(gòu)件，雖然不能避免轉(zhuǎn)換柱出鉸，但塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求小，得到較好地保護(hù)；桁架上弦及其相連的上抬框架柱，以及桁架的中腹桿作為中間過渡防線雖有部分出鉸，但轉(zhuǎn)動(dòng)需求小，未見明顯損傷；結(jié)構(gòu)塑性鉸主要集中在上抬框架梁，并以此耗散地震能量。由此可見，兩算例均可以滿足“強(qiáng)轉(zhuǎn)換”、“多道防線抗震設(shè)防”和上抬框架“強(qiáng)柱弱梁”等設(shè)計(jì)基本原則，具有較好抗震性能。

3.2.5 關(guān)鍵桿件塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求 表6列出了算例KJ1、KJ3(H/V=0.65)各類構(gòu)件塑性鉸的轉(zhuǎn)角延性需求，其延性需求均在合理范圍內(nèi)；同時(shí)，計(jì)算結(jié)果表明罕遇地震下各出鉸截面混凝土受壓應(yīng)變均未達(dá)到極限壓應(yīng)變值，即不出現(xiàn)局部破壞。

表6 構(gòu)件最大轉(zhuǎn)角延性需求Table 6 Maximal rotational ductility requirement of elements

3.3 KJ3極罕遇地震分析

結(jié)構(gòu)有可能遭遇超越罕遇地震水準(zhǔn)的地震作用，在此種情況下，若PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)在最后一道防線出現(xiàn)破壞，其結(jié)果將是災(zāi)難性的，危害程度遠(yuǎn)大于普通框架結(jié)構(gòu)。為確保該類結(jié)構(gòu)在超越罕遇地震水準(zhǔn)后的安全儲(chǔ)備，以及為進(jìn)一步研究可能出現(xiàn)的破壞模式，現(xiàn)以算例KJ3為對(duì)象，進(jìn)行8度極罕遇地震水準(zhǔn)下的彈塑性時(shí)程分析。

按照《中國地震動(dòng)參數(shù)區(qū)劃圖》(GB 18306—2015)的定義，極罕遇地震相應(yīng)于年超越概率為10-4的地震動(dòng)，其PGA取基本地震動(dòng)時(shí)的2.7～3.2倍。8度設(shè)防基本地震動(dòng)峰值加速度為200 cm/s2，對(duì)應(yīng)的極罕遇地震動(dòng)水準(zhǔn)下則為640 cm/s2。故算例KJ3在極罕遇地震下的彈塑性時(shí)程分析時(shí)，需將w8～w14地震動(dòng)水平分量峰值加速度調(diào)整到極罕遇地震動(dòng)水準(zhǔn)，豎向分量仍按V/H=0.65的比例確定。

3.3.1 層間位移角 計(jì)算結(jié)果表明，KJ3最大層間位移角值在1/76～1/40之間，最大層間位移角值平均值為1/54，位于上抬框架上部的6～8層。其中，在地震波w11下層間位移角在上抬框架中達(dá)到最大值1/40，對(duì)應(yīng)的底層和轉(zhuǎn)換層層間位移角分別為1/298和1/333，數(shù)值明顯較小。

綜上所述，在極罕遇地震下，最大層間位移角雖然接近3%的限值，但沒有形成層側(cè)移破壞機(jī)制，未出現(xiàn)整體破壞，且轉(zhuǎn)換層及其下部樓層層間位移角小，得到了較好的保護(hù)。

3.3.2 塑性鉸分布 算例KJ3在w11作用下層間位移角反應(yīng)最為顯著，在圖9中給出其塑性鉸分布，通過與罕遇水準(zhǔn)下塑性鉸分布圖的對(duì)比，總結(jié)PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換層框架結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的塑性鉸分布的特點(diǎn)。

1)轉(zhuǎn)換柱。邊轉(zhuǎn)換柱的底端新增出鉸，所有塑性鉸轉(zhuǎn)角需求仍較小。

2)上弦梁、下弦梁和中腹桿。上弦梁端和中腹桿底端出鉸更為普遍，但轉(zhuǎn)動(dòng)需求??；下弦梁不出鉸。

3)上抬框架柱。上抬框架柱塑性鉸數(shù)量增加，塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求增大趨勢(shì)也較為明顯。其中，轉(zhuǎn)換桁架上弦梁緊鄰的3層柱下端普遍出鉸，且部分塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求相對(duì)較大。

4)上抬框架梁。除頂層外，上抬框架梁端截面幾乎全部出鉸，且轉(zhuǎn)動(dòng)需求明顯大于其他構(gòu)件。

綜上所述，KJ3在極罕遇地震作用下臨近破壞時(shí)，轉(zhuǎn)換層及其下部樓層塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)仍較小，后續(xù)防線得到較好保護(hù)。上抬框架混合出鉸明顯，地震能量的耗散仍主要依靠上抬框架梁進(jìn)行，多道防線抗震設(shè)防的設(shè)計(jì)思想得以實(shí)現(xiàn)。需說明的是，為解決個(gè)別地震波下轉(zhuǎn)換柱出鉸數(shù)略多的問題，必要時(shí)可適當(dāng)提高轉(zhuǎn)換柱的承載能力。

4 地震動(dòng)豎向分量影響分析

4.1 側(cè)向位移

算例KJ2、KJ3和KJ4水平與豎向地震動(dòng)加速度峰值比V/H分別為0、0.65和1.2，其在各自7對(duì)地震波作用下側(cè)向位移最大值的平均值分布如圖10所示。由圖10可見，不同V/H水平下，側(cè)向位移曲線幾乎重合，這說明地震動(dòng)豎向分量的改變幾乎未對(duì)該類結(jié)構(gòu)的側(cè)向位移產(chǎn)生影響。

圖10 結(jié)構(gòu)側(cè)向位移曲線Fig.10 maximum lateral displacement of KJ2-KJ4

4.2 中腹桿下端節(jié)點(diǎn)位移

在算例各自7對(duì)地震波下，空腹桁架下弦各控制點(diǎn)(圖7)豎向位移最大值見表7。由表7可見，隨著地震動(dòng)豎向分量的增加，轉(zhuǎn)換桁架下弦各控制點(diǎn)(B、C、E、F點(diǎn))豎向位移最大值也隨之增大，其中，靠近邊轉(zhuǎn)換柱的B、F節(jié)點(diǎn)豎向位移增大尤為顯著。以C節(jié)點(diǎn)處豎向位移最大值平均值為例，KJ4與KJ3相比，增大25.6%；KJ4與KJ2相比，增大60.4%。KJ4在個(gè)別地震波作用下C節(jié)點(diǎn)豎向位移已達(dá)到44.9 mm。隨著V/H的增加，各控制節(jié)點(diǎn)的豎向位移不均勻性加大，導(dǎo)致類似支座不均勻沉降效應(yīng)，這將對(duì)上部構(gòu)件造成相應(yīng)的影響，如內(nèi)力重分布更為顯著、構(gòu)件提前開裂等問題，應(yīng)予以重視。

表7 轉(zhuǎn)換層下弦梁豎向位移Table 7 Vertical displacement of the lower chord of transfer truss mm

4.3 塑性鉸分布

算例KJ2～KJ4在w8地震波下塑性鉸分布具有代表性，見圖11。總結(jié)塑性鉸分布隨豎向地震動(dòng)增大的發(fā)展規(guī)律如下：

1)轉(zhuǎn)換柱。隨著V/H數(shù)值的增大，轉(zhuǎn)換柱塑性鉸數(shù)量增多，由邊轉(zhuǎn)換柱與空腹桁架下弦梁相交節(jié)點(diǎn)處下柱端出鉸，逐步向邊轉(zhuǎn)換柱與空腹桁架下弦梁相交節(jié)點(diǎn)處上下柱端出鉸、底層邊轉(zhuǎn)換柱下端出鉸擴(kuò)展；同時(shí)，塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)需求呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，但轉(zhuǎn)動(dòng)需求仍很小。

2)上弦梁、下弦梁及中腹桿。隨V/H的增大，空腹桁架下弦仍未出鉸；上弦梁出鉸數(shù)量增多，且呈現(xiàn)由梁端向中部發(fā)展的趨勢(shì)，當(dāng)V/H=1.2時(shí)，上弦梁出鉸數(shù)量已較為普遍。

3)上抬框架塑性鉸。轉(zhuǎn)換桁架上抬框架梁充分出鉸，隨著豎向分量占比增加，部分梁塑性鉸由單向鉸變化為雙向鉸，且轉(zhuǎn)動(dòng)需求也有一定增加。而上部框架柱受豎向分量影響相對(duì)較小。

圖11 KJ2～KJ4塑性鉸分布(w8)Fig.11 Plastic hinge distribution of KJ2～KJ4

5 結(jié)論

1)在“強(qiáng)轉(zhuǎn)換”設(shè)計(jì)原則基礎(chǔ)上，提出了多道防線劃分和內(nèi)力調(diào)整的具體方法。多道防線包括：首道防線為轉(zhuǎn)換層上抬框架梁柱(不包括與桁架上弦梁緊鄰的上層框架柱)；其次為空腹桁架中腹桿、上弦梁和與其緊鄰的上層框架柱；桁架下弦梁和轉(zhuǎn)換柱則作為最后一道防線。

2)罕遇地震水準(zhǔn)下，考慮豎向與水平地震共同作用，按多道防線設(shè)防思想設(shè)計(jì)的PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換層框架結(jié)構(gòu)不出現(xiàn)整體和局部破壞，形成以首道防線上抬框架梁鉸為主的混合出鉸耗能機(jī)制，結(jié)構(gòu)多道防線設(shè)防思想總體得以實(shí)現(xiàn)。

3)極罕遇地震水準(zhǔn)下結(jié)構(gòu)層間位移角明顯增大，但不出現(xiàn)整體破壞，仍形成以上抬框架梁鉸為主的混合出鉸耗能機(jī)制，表現(xiàn)出較好的抗震性能。

4)隨著豎向地震動(dòng)的增大，其影響主要表現(xiàn)在桁架下弦撓度顯著增加，當(dāng)豎向地震動(dòng)較大時(shí)，其對(duì)上抬構(gòu)件內(nèi)力的附加影響應(yīng)予以考慮。

需要說明的是，底部增設(shè)落地剪力墻將明顯改善PSRC空腹桁架轉(zhuǎn)換框架結(jié)構(gòu)底部的抗側(cè)剛度比和大震下的抗震能力，提高該類結(jié)構(gòu)的可靠性。本文采用平面模型進(jìn)行抗震性能研究，后續(xù)將進(jìn)一步補(bǔ)充空間模型的研究，包括增設(shè)剪力墻的影響。