楊 溥，馮力強(qiáng)，何翰卿，李 鋒，劉立平，牛昌林，魏宏亮

(1. 重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045； 2. 甘肅省建設(shè)投資(控股)集團(tuán)有限公司，蘭州 730050；3. 甘肅建投科技研發(fā)有限公司，蘭州 730050)

鋼結(jié)構(gòu)住宅體系是我國(guó)目前及未來推進(jìn)住宅產(chǎn)業(yè)化最為理想的住宅體系之一[1]。隨著建筑高度的增加，水平荷載(地震作用、風(fēng)荷載)逐漸成為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的主要控制因素，抗震性能較好的結(jié)構(gòu)體系包括鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)和鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)[2-3]。鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)具有質(zhì)量輕、抗側(cè)剛度大、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)，可應(yīng)用于高層以及超高層結(jié)構(gòu)中；鋼管混凝土結(jié)構(gòu)充分發(fā)揮了鋼管和混凝土兩種材料的優(yōu)點(diǎn)，在國(guó)內(nèi)外鋼結(jié)構(gòu)工程中逐漸得到應(yīng)用與發(fā)展，并取得了良好的經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益[4-5]。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)于鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的研究大多數(shù)還是基于構(gòu)件層次的研究，而對(duì)整體結(jié)構(gòu)的研究有限。Timler等[6]分析1∶1比例1層單跨薄鋼板剪力墻在低周反復(fù)荷載下的性能，試驗(yàn)結(jié)果表明其在往復(fù)荷載下性能良好，屈曲后能繼續(xù)承擔(dān)荷載；白亞賓[7]設(shè)計(jì)了6層半剛接鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)模型并結(jié)合數(shù)值模擬研究了其抗震性能，發(fā)現(xiàn)在地震作用下易產(chǎn)生平面外屈曲變形，振動(dòng)過程中墻板上會(huì)交替出現(xiàn)對(duì)角拉力帶，由拉力帶充當(dāng)拉桿作用，抵抗地震過程中結(jié)構(gòu)的層間剪力；周緒紅等[8]設(shè)計(jì)了6層足尺冷彎薄壁型鋼鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)房屋并通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了其抗震性能，表明多層冷彎薄壁型鋼，鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)體系具有抗震性能優(yōu)越、抗側(cè)構(gòu)件明確、模塊化預(yù)制裝配等優(yōu)點(diǎn)。

對(duì)于鋼管混凝土柱結(jié)構(gòu)，國(guó)內(nèi)外的研究主要集中在對(duì)構(gòu)件以及節(jié)點(diǎn)抗震性能的研究。王志濱等[9]進(jìn)行了6根帶肋薄壁復(fù)式鋼管混凝土壓彎柱的低周反復(fù)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明該類組合柱的滯回曲線飽滿,具有良好的抗震性能；Han等[10]對(duì)9根鋼管混凝土柱進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，結(jié)果表明鋼管混凝土柱具有良好的耗能能力和延性，且具有良好的抗震性能，適用于高烈度區(qū)的實(shí)際工程；黃襄云等[11]通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)及地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，對(duì)三種型式的鋼管混凝土柱框架結(jié)構(gòu)的梁柱節(jié)點(diǎn)(單梁節(jié)點(diǎn)、單雙梁節(jié)點(diǎn)、雙梁節(jié)點(diǎn))的抗震性能進(jìn)行了理論分析及試驗(yàn)研究，研究表明，在低周反復(fù)荷載作用下，三種型式節(jié)點(diǎn)的破壞，均為梁端的剪切破壞和彎曲破壞，節(jié)點(diǎn)滿足強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件的抗震要求，具有良好的抗震性能。

對(duì)于這兩種結(jié)構(gòu)體系，目前對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震性能的研究成果比較缺乏，針對(duì)以上不足，本文基于甘肅蘭州某高烈度地區(qū)的示范工程的高層鋼結(jié)構(gòu)住宅建筑方案，以鋼框架-鋼板剪力墻和鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)為原型結(jié)構(gòu)，依據(jù)相似關(guān)系，制作試驗(yàn)縮尺模型，對(duì)模型進(jìn)行地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究?jī)煞N結(jié)構(gòu)體系的抗震性能，為其在高烈度地區(qū)的推廣應(yīng)用提供參考。

1 模型設(shè)計(jì)與制作

1.1 原型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)使用年限為50年，結(jié)構(gòu)安全等級(jí)為二級(jí)，標(biāo)準(zhǔn)設(shè)防類(丙類)，抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.200g，場(chǎng)地類別為II類，設(shè)計(jì)地震分組為第三組，場(chǎng)地特征周期為0.45 s，基本風(fēng)壓為0.3 kN/m2，風(fēng)荷載體型系數(shù)取1.3。兩種結(jié)構(gòu)的層高均為3 000 mm，共10層，標(biāo)準(zhǔn)層平面布置如圖1所示。

圖1 標(biāo)準(zhǔn)層平面布置(mm)Fig.1 Standard floor layout(mm)

內(nèi)、外墻板均為輕質(zhì)墻板，非承重墻。鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)中的鋼板剪力墻的厚度分別為： 10 mm(1層～3層)、8 mm(4層～6層)和6 mm(7層～10層)。鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)中的方鋼管混凝土角柱截面尺寸分別為：450 mm×450 mm×10 mm(1層～3層)和400 mm×400 mm×10 mm(4層～9層)，其余部位方鋼管柱均采用350 mm×350 mm×10 mm。兩種結(jié)構(gòu)體系混凝土均選用C40，鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q345B。

1.2 縮尺模型設(shè)計(jì)

1.2.1 相似關(guān)系

本試驗(yàn)擬定模型結(jié)構(gòu)的幾何相似常數(shù)Sl為1/8；模型采用與原型結(jié)構(gòu)相同的Q345B級(jí)鋼材以及C40混凝土，應(yīng)力相似常數(shù)Sσ取1。根據(jù)模型尺寸、振動(dòng)臺(tái)承重能力和臺(tái)面可輸入最大加速度，將加速度相似常數(shù)Sa取為1。根據(jù)似量綱分析法，利用已經(jīng)確定的3個(gè)相似常數(shù)計(jì)算其余相似常數(shù)，如表1所示。

表1 相似關(guān)系Tab.1 Similarity relationship

1.2.2 模型設(shè)計(jì)

對(duì)于型鋼柱和型鋼梁，依據(jù)剛度等效原則，進(jìn)行截面設(shè)計(jì)。樓板采用現(xiàn)澆混凝土樓板，在工字鋼梁上翼緣焊接栓釘作為抗剪連接件，樓板鋼筋保護(hù)層厚度為3 mm，樓板厚度為18 mm，樓層層高為375 mm，共10層，底座高為250 mm，模型總高為4 000 mm。

由于鋼板剪力墻縮尺后鋼板厚度太小，難以焊接施工，根據(jù)陸燁等[12-13]提出的等效方式對(duì)鋼板墻進(jìn)行了等效替代設(shè)計(jì)，本文采用的等效代替模型如圖2所示。

圖2 等效鋼板剪力墻Fig.2 Equivalent steel plate shear wall

分別用16 mm，20 mm和23 mm的開洞鋼板墻等效代替原來未開洞的6 mm，8 mm和10 mm鋼板墻，利用ABAQUS軟件進(jìn)行Pushover分析驗(yàn)證，結(jié)果如表2所示。從表2中可知，等效后鋼板剪力墻的剛度和極限承載力與原型結(jié)構(gòu)相比誤差均在10%以內(nèi)。原型6 mm厚鋼板剪力墻和等效的16 mm厚鋼板剪力墻的滯回曲線對(duì)比結(jié)果，如圖3所示，驗(yàn)證了此種等效模型的可行性[14]。

表2 鋼板墻的性能參數(shù)對(duì)比Tab.2 Comparison of performance parameters of steel plate wall

圖3 滯回曲線對(duì)比Fig.3 Hysteresis curve comparison

鋼框架-鋼板剪力墻試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷淖再|(zhì)量為2.20 t，模型配重28.12 t，底座約為4.72 t，模型總質(zhì)量約為35.04 t；鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)模型的自質(zhì)量為2.03 t，模型配重31.34 t，底座約為4.72 t，模型的總質(zhì)量約為38.09 t。兩類結(jié)構(gòu)模型如圖4所示。

圖4 兩類結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.4 Test models of two structures

在第2層、第5層和第10層均設(shè)置內(nèi)、外墻板，墻板材料均采用輕質(zhì)石膏板，內(nèi)隔墻的厚度為15 mm，將U型卡件焊接在鋼梁下翼緣，鋼柱的翼緣和墻板之間采用泡沫膠填充密實(shí)。外掛墻厚度為22 mm，采用L型連接件與上部鋼梁焊接，限制水平方向運(yùn)動(dòng)，使墻板上部節(jié)點(diǎn)可以豎向運(yùn)動(dòng)，下部采用膨脹螺絲將L型連接固定在樓板表面，使其可以水平運(yùn)動(dòng)，限制豎向運(yùn)動(dòng)。

2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

2.1 加載方式

根據(jù)原型結(jié)構(gòu)的場(chǎng)地條件、設(shè)防烈度等地震環(huán)境條件，采用“雙頻段”選波方法[15]選取了4組天然地震波(RSN302、RSN816、RSN746、I-EIC)和1條人工地震波(LZB)作為模擬地震振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面輸入波，各組地震波信息如表3所示。

表3 試驗(yàn)輸入地震波的主要信息Tab.3 Main information of test input seismic wave

規(guī)范設(shè)計(jì)反應(yīng)譜與所選5條地震波平均反應(yīng)譜的曲線，如圖5所示。圖5中：兩類結(jié)構(gòu)原型第1周期T1和第2周期T2分別為1.768 s，1.689 s和1.756 s，1.57 s，與標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜誤差分別為11.9%，18.0%和12.3%，20.4%，基本滿足“結(jié)構(gòu)主要振型的周期點(diǎn)上相差不大于20.0%”的要求。

采用盈建科(YJK)2.0軟件進(jìn)行小震彈性時(shí)程計(jì)算，最大基底剪力如表4所示，括號(hào)內(nèi)數(shù)值是每條地震波的時(shí)程結(jié)果與振型分解反應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果的比例，基本可以滿足“每條地震波輸入的計(jì)算結(jié)果不小于65%，不大于135%。多條地震波計(jì)算結(jié)果在結(jié)構(gòu)主方向的平均底部剪力一般不小于振型分解反應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果的80%，不大于 120%?！钡囊骩16]。

圖5 設(shè)計(jì)譜與所選地震波均值譜對(duì)比Fig.5 Comparison of design spectrum and average response spectrum of ground motions

表4 兩類結(jié)構(gòu)基底剪力計(jì)算結(jié)果Tab.4 Calculated base shear force of two structures

試驗(yàn)加載工況按照8度多遇地震(0.070g)、8度設(shè)防地震(0.196g)、8度罕遇地震(0.400g)直至地面峰值加速度輸入達(dá)到1.200g停止試驗(yàn)。地震波持續(xù)作用時(shí)間按相似關(guān)系為原地震波的0.353倍。在不同水準(zhǔn)地震波輸入后，對(duì)模型進(jìn)行白噪聲掃頻，測(cè)試模型結(jié)構(gòu)自振頻率和阻尼比等動(dòng)力特性。包含白噪聲掃頻在內(nèi)，共設(shè)計(jì)了45個(gè)工況[17]。

2.2 測(cè)點(diǎn)布置

2.2.1 位移計(jì)、加速度計(jì)布置

鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)模型(模型1)，在結(jié)構(gòu)的底座、6層以及頂層布置位移計(jì)，同時(shí)，在結(jié)構(gòu)的底座、1層、3層、6層、9層和頂層布置加速度計(jì)；同理，對(duì)于鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)模型(模型2)，在結(jié)構(gòu)的底座、4層以及頂層布置位移計(jì)，在混凝土底座、1層、4層、6層、9層和頂層布置加速度計(jì)。2個(gè)模型位移計(jì)和加速度計(jì)各層平面內(nèi)的布置位置相同，如圖6所示。

注：D為位移計(jì)；A為加速度計(jì)；數(shù)字為位移計(jì)或加速度計(jì)編號(hào)。圖6 位移計(jì)和加速度計(jì)布置圖Fig.6 Layout of displacement meters and accelerometers

2.2.2 應(yīng)變布置

對(duì)于鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)，為研究鋼板剪力墻在試驗(yàn)過程中的應(yīng)變分布及變化情況，在1層和6層的鋼板剪力墻上，沿著其高度方向在加勁肋組成的各小區(qū)格內(nèi)布置了應(yīng)變花，同時(shí)在與其相連接的兩邊鋼柱梁端布置部分應(yīng)變花和單向應(yīng)變片(編號(hào)分別為h*和s*)，鋼板墻及其連接框架上的應(yīng)變片布置具體情況如圖7所示，共計(jì)52個(gè)通道。

圖7 鋼板墻應(yīng)變片布置Fig.7 Strain gage arrangement of steel plate shear wall

此外，在鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)中選取其西南角的X方向、Y方向的一跨平面框架(即圖1(a)中結(jié)構(gòu)的軸線1～軸線2與軸線B相交處、軸線B～軸線D與軸線1相交處)，在其柱端、梁端和部分樓層的梁中部布置應(yīng)變片，如圖8所示。

圖8 梁柱應(yīng)變片布置Fig.8 Strain gage arrangement of beams and columns

對(duì)于鋼管混凝土-鋼梁框架結(jié)構(gòu)，在第1層、第4層和第5層的角柱(軸線1與軸線B相交)、邊柱(軸線4與軸線B相交)、中柱(軸線7與軸線G相交)的X向和Y向，應(yīng)變片布置與模型1布置部位相同。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

對(duì)于鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)(模型1)：8度設(shè)防地震(0.196g)輸入后，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較為明顯的晃動(dòng)，梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土樓板開始出現(xiàn)裂縫，如圖9(a)所示，外墻板水平接縫被拉開變大或受擠壓變小，內(nèi)墻板豎直方向發(fā)生錯(cuò)動(dòng)；8度罕遇地震(0.400g)輸入后，部分鋼柱翼緣局部屈曲，如圖9(b)所示，樓板裂縫繼續(xù)發(fā)展，內(nèi)墻板之間的豎向錯(cuò)動(dòng)增大，如圖9(c)所示；當(dāng)?shù)卣饎?dòng)峰值加速度達(dá)到0.510g時(shí)，模型結(jié)構(gòu)振動(dòng)十分劇烈，多處樓板的裂縫分布范圍已經(jīng)非常大，混凝土樓板開始剝落，如圖9(d)所示；在輸入地震動(dòng)峰值加速度達(dá)到0.750g時(shí)，2層的鋼板剪力墻開始出現(xiàn)變形，混凝土底座也開始出現(xiàn)裂縫；當(dāng)?shù)卣饎?dòng)峰值加速度達(dá)到1.200g時(shí)，混凝土底座大面積出現(xiàn)裂縫，但整體結(jié)構(gòu)沒有發(fā)生倒塌。

圖9 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.9 Test phenomenon

對(duì)于鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)(模型2)，試驗(yàn)現(xiàn)象與模型1類似，從8度多遇地震到8度設(shè)防地震再到8度罕遇地震(即地震動(dòng)峰值加速度為0.070g～1.200g)，梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)的混凝土樓板開裂，外墻板接縫撕裂，內(nèi)墻板豎向發(fā)生錯(cuò)動(dòng)，混凝土底座開裂，但型鋼梁以及鋼管混凝土柱均未發(fā)生明顯破壞。

3.2 動(dòng)力特性分析

對(duì)模型測(cè)得的頂層加速度時(shí)程曲線進(jìn)行時(shí)域內(nèi)傅里葉變換與積分，求得結(jié)構(gòu)模型的傳遞函數(shù)和結(jié)構(gòu)的自振頻率。

模型1初始狀態(tài)振型頻率分別為1.863 Hz(X向)、1.863 Hz(Y向)，阻尼比分別為0.056 6和0.058 8 ；模型2初始狀態(tài)振型頻率分別為2.188 5 Hz(X向)、2.250 3 Hz(Y向)，阻尼比分別為0.053 7和0.049 5。在設(shè)防地震(0.196g)和罕遇地震(0.400g)作用下，結(jié)構(gòu)的自振頻率減小、阻尼增大較為明顯，表明結(jié)構(gòu)的損傷主要發(fā)生在此階段，材料進(jìn)入非線性狀態(tài)，剛度退化明顯。在完成所有試驗(yàn)工況后：模型1的X向和Y向頻率降幅分別為19.5%和17.4%，阻尼增幅分別為31.8%和19.7%；模型2的X向和Y向頻率降幅分別為19.5%和17.8%，阻尼增幅分別為33.0%和37.4%。2個(gè)模型的頻率及阻尼變化分別如圖10和圖11所示。

圖10 模型頻率變化Fig.10 Frequency variation of models

圖11 模型阻尼變化Fig.11 Damping variation of models

3.3 加速度反應(yīng)分析

以結(jié)構(gòu)模型X向加速度反應(yīng)為代表進(jìn)行分析，結(jié)構(gòu)在不同地震峰值加速度的地震波作用下，各樓層X方向的加速度放大系數(shù)如表5所示。由表5可知：頂層的加速度放大系數(shù)最大，且比其他層大很多；除頂層外，模型1的第6層加速度放大系數(shù)相對(duì)其他層較大，模型2的第4層加速度放大系數(shù)相對(duì)其他層較大；多遇地震時(shí)，模型1的加速度放大系數(shù)比模型2大，設(shè)防地震、罕遇地震作用的過程中2個(gè)模型加速度放大系數(shù)均逐漸平穩(wěn)地增加，且兩者差距逐漸縮小，最終模型1的最大值達(dá)到4.08，模型2的最大值達(dá)到5.16。主要是因?yàn)?個(gè)模型結(jié)構(gòu)的自振頻率下降幅度均較大，剛度較初始剛度相比已經(jīng)退化了很多，構(gòu)件非線性發(fā)展充分。

3.4 位移反應(yīng)分析

鋼框架-鋼板墻結(jié)構(gòu)與鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)在不同地震峰值加速度的地震作用下的各樓層最大層間位移角，如圖12所示。當(dāng)?shù)卣鸺铀俣确逯颠_(dá)到0.400g(罕遇地震)時(shí)，鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)層間位移角的最大值出現(xiàn)在第10層(1.4%)，鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)層間位移角的最大值出現(xiàn)在第6層(1.3%)，均小于2%，滿足GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》關(guān)于彈塑性層間位移角的要求，實(shí)現(xiàn)了“大震不倒”的抗震設(shè)防目標(biāo)。

表5 結(jié)構(gòu)加速度放大系數(shù)(X向)Tab.5 Structural acceleration amplification factor (X direction )

圖12 不同地震作用下各樓層最大層間位移角分布Fig.12 Distribution of maximum displacement angle of each floor under different earthquakes levels

圖13是第42個(gè)工況(加速度0.900g)下，鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)在1.92 s時(shí)刻和鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)在1.87 s時(shí)刻，在X方向各樓層位移的絕對(duì)值。鋼框架-鋼板墻結(jié)構(gòu)在結(jié)構(gòu)上部(7層～9層)的層間位移角較大，結(jié)構(gòu)下部(1層～5層)的層間位移角明顯偏小，結(jié)構(gòu)側(cè)向變形模式呈現(xiàn)彎曲型的特征，且有明顯的響應(yīng)滯后特征。主要原因是樓層的抗側(cè)剛度沿著高度呈降低趨勢(shì)，如設(shè)計(jì)采用的鋼板剪力墻的厚度每3層會(huì)減小2 mm，引起結(jié)構(gòu)上部較柔，變形增大。

鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)下部(1層～4層)的層間位移角比結(jié)構(gòu)上部(6層～9層)大，側(cè)向變形模式呈現(xiàn)剪切型的特征。主要原因是樓層的抗側(cè)剛度沿著高度分布較均勻(1層除外)，如樓層剪切剛度比最小為0.81(出現(xiàn)在第4層)，同時(shí)下部樓層水平地震剪力必然大于上部樓層，從而引起上部變形相對(duì)較小。綜上所述，兩類結(jié)構(gòu)體系的側(cè)向變形模式與整體結(jié)構(gòu)的剛度分布密切相關(guān)，并且隨著地震動(dòng)峰值的增大愈加明顯。

圖13 絕對(duì)位移沿樓層的分布Fig.13 Distribution of story displacement along height

3.5 結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展情況分析

對(duì)于鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)，在8度多遇地震作用下，構(gòu)件上應(yīng)變數(shù)值較小，測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變范圍均在10 με～1 700 με，沒有達(dá)到屈服應(yīng)變，說明構(gòu)件未屈服，結(jié)構(gòu)此時(shí)仍處于彈性階段；在8度設(shè)防地震作用后，部分應(yīng)變片屈服，位置為1層和6層鋼板墻(如圖14(a)所示)，說明結(jié)構(gòu)中的鋼板墻首先作為耗能構(gòu)件發(fā)生塑性變形；在8度罕遇地震作用下，鋼板墻上進(jìn)入塑性的位置變多，同時(shí)與鋼板墻相連接的框架梁柱也出現(xiàn)塑性鉸(如圖14(b)所示)；當(dāng)輸入地震的峰值加速度繼續(xù)增大至0.750g甚至到1.200g時(shí)，可發(fā)現(xiàn)鋼板墻已經(jīng)大部分進(jìn)入塑性，梁柱的塑性鉸大多分布在與鋼板墻相連的附近位置處(如圖14(c)所示)，模型的塑性鉸大多還是出現(xiàn)在梁上，最終1層柱端也形成塑性鉸，體現(xiàn)了“多道抗震防線”的設(shè)計(jì)理念，表明此結(jié)構(gòu)在高烈度設(shè)防地震作用下有較好的抗震性能。

圖14 模型1塑性鉸和結(jié)構(gòu)損傷Fig.14 Plastic hinges and structural damage of model 1

為了進(jìn)一步研究鋼板剪力墻上的應(yīng)變情況，本文通過對(duì)比從8度多遇地震結(jié)束到完成第1個(gè)8度罕遇地震工況的整個(gè)過程，第1層鋼板剪力墻上位于同一高度的應(yīng)變花h1，h2和h3的主應(yīng)變絕對(duì)值最大值來研究此種開洞鋼板剪力墻上水平方向應(yīng)變情況，如圖15(a)所示；同時(shí)，分析第6層鋼板剪力墻上的h13，h14和h15來進(jìn)行驗(yàn)證，如圖15(b)所示。

圖15 同一高度水平方向應(yīng)變比較Fig.15 Comparison of horizontal strain at the same height

從圖16中可知：位于1層鋼板剪力墻上角點(diǎn)的h1的應(yīng)變明顯大于同一高度的h2和h3，同時(shí)位于6層鋼板剪力墻下角點(diǎn)的h15的應(yīng)變也大于位于同一高度的h13和h14，1層鋼板剪力墻角點(diǎn)與中間的應(yīng)變差值比6層的要大；位于同一加勁肋區(qū)格內(nèi)的h2和h3、h13和h14的應(yīng)變數(shù)值相差不大。為了比較鋼板剪力墻角點(diǎn)和中部應(yīng)變，將第1層鋼板剪力墻上的應(yīng)變花h1和h5的主應(yīng)變絕對(duì)值最大值繪于圖16(a)；同時(shí)，將第6層鋼板剪力墻的應(yīng)變花h12(由于h11在工況16后壞掉，故采用h12)和h15的主應(yīng)變絕對(duì)值最大值繪于圖16(b)。從圖16中可知，位于1層鋼板剪力墻上角點(diǎn)的h1的應(yīng)變明顯大于位于1層中間的h5，而且位于6層鋼板剪力墻上角點(diǎn)的h12的應(yīng)變明顯大于位于6層中間的h15，說明在地震作用過程中此種開洞鋼板剪力墻角點(diǎn)受力更大、局部存在應(yīng)力集中，但這種等效模型對(duì)結(jié)構(gòu)整體抗震性能影響較小。

圖16 鋼板剪力墻角點(diǎn)和中部應(yīng)變比較Fig.16 Comparison of strain between corner and middle of steel plate wall

鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)(模型2)的塑性鉸和結(jié)構(gòu)損傷示意圖，如圖17所示。由圖17可知：在8度多遇地震過程中的最大應(yīng)變?yōu)? 060 με(s61，圖17中①)，位于X方向5層梁的中部，其他測(cè)點(diǎn)的微應(yīng)變均未超過彈性，說明結(jié)構(gòu)此時(shí)仍處于彈性階段；在8度設(shè)防地震作用后，X方向1層、4層、5層梁端出現(xiàn)塑性鉸(圖17中④)；在8度罕遇地震作用后，梁上的塑性鉸增多，1層和4層柱底出現(xiàn)塑性鉸(圖17中⑤⑥⑦⑧)；當(dāng)經(jīng)歷輸入峰值加速度為0.750g的地震作用后，測(cè)點(diǎn)s2，s16，s26，s58，s63，s64，s66，s67，s69，s72位置處(圖17中⑨)出現(xiàn)塑性鉸。總體上看，測(cè)點(diǎn)位置首先出現(xiàn)在梁端部，隨著地震作用增大，結(jié)構(gòu)損傷積累，柱端開始出現(xiàn)塑性鉸，說明結(jié)構(gòu)能夠很好地滿足“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)要求，且即使大多數(shù)位置都出現(xiàn)了塑性鉸，結(jié)構(gòu)仍未倒塌，說明結(jié)構(gòu)具有較好的抗震性能。

圖17 模型2塑性鉸和結(jié)構(gòu)損傷Fig.17 Plastic hinges and structural damage of model 2

4 結(jié) 論

本文對(duì)8度(0.200g)高烈度區(qū)鋼框架-鋼板剪力墻和鋼管混凝土柱-鋼梁框架兩類結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行了1/8縮尺模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，通過觀察試驗(yàn)現(xiàn)象和分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)，得出如下結(jié)論：

(1) 滿足GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》設(shè)計(jì)要求的兩類結(jié)構(gòu)體系在小震下均保持彈性，結(jié)構(gòu)構(gòu)件(梁、柱、剪力墻)均未破壞，都實(shí)現(xiàn)了“大震不倒”的抗震設(shè)防目標(biāo)，均可適用于高烈度區(qū)。

(2) 結(jié)構(gòu)體系的側(cè)向變形模式與整體結(jié)構(gòu)的剛度分布密切相關(guān)，并且隨著地震動(dòng)峰值的增大愈加明顯，鋼框架-鋼板剪力墻的抗側(cè)剛度沿著高度呈降低趨勢(shì)，整體呈現(xiàn)彎曲型的特征，鋼管混凝土柱-鋼梁框架(1層除外)抗側(cè)剛度沿著高度分布較均勻，整體呈現(xiàn)剪切型的特征。

(3) 在大震或巨震作用下，兩類結(jié)構(gòu)體系均有較好的破壞模式，鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)體現(xiàn)了“多道抗震防線”的理念，構(gòu)件屈服次序?yàn)殇摪寮袅Α憾嘶蛑?，鋼板剪力墻是主要耗能?gòu)件；鋼管混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構(gòu)塑性鉸大多數(shù)出現(xiàn)在梁端，結(jié)構(gòu)滿足“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)要求。