可恢復功能的預應力裝配式鋼框架動力彈塑性分析

張艷霞， 費晨超， 寧　廣， 李振興

(1. 北京建筑大學 土木與交通工程學院，北京　100044；2. 北京建筑大學 工程結構與新材料北京市高校工程研究中心， 北京　100044)

ZHANG Yanxia1,2, FEI Chenchao1, Ning Guang1, LI Zhenxing1(1. School of Civil and Transportation Engineering，University of Civil Engineering and Architecture，Beijing 100044，China;2. Beijing Higher Institution Engineering Research Center of Structural Engineering and New Materials，University of Civil Engineering and Architecture，Beijing 100044，China)

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可恢復功能的預應力裝配式鋼框架動力彈塑性分析

張艷霞1,2， 費晨超1， 寧廣1， 李振興1

(1. 北京建筑大學 土木與交通工程學院，北京100044；2. 北京建筑大學 工程結構與新材料北京市高校工程研究中心， 北京100044)

針對提出的可恢復功能的預應力裝配式鋼框架結構體系，采用ABAQUS軟件對其整體結構進行了模態分析和動力彈塑性分析，并與剛接框架及可恢復功能的預應力鋼框架在不同水準地震動下的樓層基底剪力、層間位移角、殘余位移角、等效塑性應變以及結構耗能等性能進行對比分析。研究表明：可恢復功能的預應力裝配式鋼框架在8度多遇、設防地震作用下基本保持彈性，在8度罕遇地震時結構主要依靠阻尼耗能和摩擦阻尼器耗能，非彈性耗能相對較少，減少了主體結構的塑性發展和損傷程度，具有良好的抗震性能和恢復結構功能的能力。可恢復功能的預應力裝配式鋼框架在層間位移角控制和減少主體結構塑性性能方面優于可恢復功能的預應力鋼框架。

可恢復功能結構；預應力裝配式鋼框架；預應力鋼框架；動力彈塑性分析；雙旗幟滯回模型

最早關于可恢復功能的預應力鋼框架(SC-MRF)節點的試驗研究是在1997年普利斯頓大學由GARLOCK等[1]完成的，之后的研究主要集中于不同的耗能裝置對結構抗震性能和自復位性能的影響，包括RICLES等[2-4]提出的附加角鋼耗能、CHRISTOPOULOS等[5]提出的耗能棒耗能、ROJAS等[6-8]提出的翼緣上下摩擦耗能、WOLSKI等[9]提出的梁下翼緣摩擦耗能和LIN等[10-11]提出的腹板摩擦耗能等。研究表明：可恢復功能的預應力鋼框架體系能夠發揮預應力鋼結構的優勢，在強震發生后具有控制結構損傷，減少或消除殘余變形，震后容易修復等優點。但是普通可恢復功能的預應力鋼框架梁柱節點需要現場張拉預應力鋼絞線，尤其應用于高層建筑時，需要高空作業，施工難度大[12]。我國高層建筑應用較多，針對高層建筑，作者提出了帶有腹板摩擦阻尼器的可恢復功能的預應力裝配式鋼框架體系簡稱預應力裝配式鋼框架(Resilient Prestressed Prefabricated Steel Frame,RPPSF)。實現了在施工現場地面上張拉預應力鋼絞線，梁柱節點只需像普通鋼梁一樣與框架柱采用栓焊連接，降低了施工難度，提高了施工質量和效率。目前課題組已經對預應力裝配式鋼框架梁柱節點進行了試驗、理論和有限元分析，建立了預應力裝配式梁柱節點彎矩-轉角的理論滯回模型[13]。通過預應力裝配式平面鋼框架的擬動力試驗，驗證了預應力裝配式平面鋼框架的變形形態，開口閉合機制、延性、耗能能力和震后恢復結構功能的能力[14]。但是對于預應力裝配式鋼框架整體結構的抗震性能和震后結構恢復能力等，還需要進一步考察研究。

本文在以往研究基礎上，設計了預應力裝配式鋼框架的結構算例。同時設計了同條件的普通剛接鋼框架(Rigid Steel Frame，RSF)、可恢復功能的預應力鋼框架簡稱預應力鋼框架(Resilient Prestressed Steel Frame，RPSF)。應用ABAQUS有限元軟件，采用連接單元模擬梁柱節點彎矩-轉角雙旗幟理論滯回模型，對三種類型鋼框架整體結構進行模態和動力彈塑性分析，通過RPPSF與RSF和RPSF性能進行對比，分析預應力裝配式鋼框架的抗震性能和可恢復功能的性能。

1　預應力裝配式鋼框架典型構造

預應力裝配式鋼框架典型構造見圖1，其中鋼梁包括中間梁段和兩短梁段，三者通過豎板和預應力鋼絞線連接；短梁腹板上焊有加勁肋，一方面起加強作用，另一方面放置預應力錨頭；中間梁段的耗能裝置采用腹板摩擦阻尼器，腹板摩擦阻尼器包括中間梁段腹板兩側剪切板和耗能用高強螺栓，中間梁段腹板與高強螺栓對應位置設置長孔，在中間梁段腹板和拼接板之間夾有黃銅板，用以保證穩定的摩擦因數。連接后的鋼梁像普通梁一樣與柱按栓焊混合方式連接。當地震作用達到一定程度時，梁柱的接觸面張開(見圖2)。摩擦阻尼器中高強螺栓摩擦耗能，從而避免或減少了梁柱等主體構件的損壞。地震作用后，結構在預應力作用下恢復到的初始位置。

圖1　預應力裝配式平面鋼框架Fig.1　Details of resilient prestressed prefabricated plane steel frame

圖2　預應力裝配式鋼框架節點Fig.2　Details of RPPSF connection

2　設計算例

按照性能化設計方法設計了一個預應力裝配式鋼框架結構，同時設計了剛接框架、預應力鋼框架進行抗震性能的對比。三個鋼框架結構均設計為8層，首層層高3.9 m，2～8層層高3.6 m，橫向3跨，縱向為5跨，跨度9 m。各個框架結構主要參數如下：

(1) 預應力裝配式鋼框架(RPPSF)

結構平面圖見圖3，周邊圈出框架為預應力裝配式鋼框架，其余框架為鉸接框架。框架梁柱截面：預應力裝配式框架柱600 mm×600 mm×32 mm×32 mm，預應力裝配式中間梁段600 mm×300 mm×16 mm×22 mm，鉸接柱450 m×450 m×20 m×20 m，鉸接梁500 mm×300 mm×11 mm×18 mm。其中短梁段截面尺寸為620 mm×300 mm×20 mm×32 mm。鋼絞線采用1×19-1860鋼絞線，公稱直徑21.8 mm，鋼絞線初始索力為0.35Tu。其中預應力裝配式鋼框架梁柱節點和摩擦阻尼器詳圖(見圖4)，耗能用高強螺栓采用6M24。

圖3　預應力裝配式鋼框架結構平面圖Fig.3　Plane schematic of RPPSF

圖4　梁柱節點和摩擦阻尼器詳圖(RPPSF)Fig.4　Details of beam-column connection & friction dissipation damper (RPPSF)

(2) 預應力鋼框架(RPSF)

預應力鋼框架平面與預應力裝配式鋼框架相同，區別只是將其中橫縱方向圈出三榀預應力裝配式鋼框架改為預應力鋼框架，預應力鋼框架沒有短梁段，梁翼緣與柱不用焊接而是直接采用預應力鋼絞線連接[15]。框架梁尺寸與預應力裝配式框架中間梁段截面相同。其余構件尺寸、摩擦螺栓和鋼絞線選用均與預應力裝配式鋼框架相同，具體其梁柱節點和摩擦阻尼器尺寸見圖5。

圖5　梁柱節點和摩擦阻尼器詳圖(RPSF)Fig.5　Details of beam-column connection & friction dissipation damper (RPSF)

(3) 剛接框架(RSF)

為對比方便，僅周邊圈出框架為剛接框架，其余框架仍為鉸接框架。框架梁柱截面尺寸與預應力鋼框架相同，其余構件尺寸也相同。

3　有限元模型的建立

采用ABAQUS建立整體結構有限元模型(見圖6)。模型的單元選用和網格劃分、材料屬性、剛接和鉸接節點的定義、邊界條件與荷載施加方法同文獻[16]。

圖6　三維有限元模型Fig.6　Three-dimensional finite element analysis model

3.1梁柱節點雙旗幟滯回模型的實現

(1) 梁柱節點滯回模型的分解

可恢復功能的預應力裝配式梁柱節點,簡稱預應力梁柱節點(Resilient Prestressed Prefabricated Steel Beam-to-Column Connection，RPPSC)彎矩-轉角的理論滯回模型為雙旗幟型見圖7。一旦連接節點克服了臨界開口彎矩(MIGO),時，中間梁段受拉側翼緣與豎板脫開，產生開口后，開口處彎矩由預應力鋼絞線提供的彎矩和摩擦阻尼器摩擦力提供的彎矩共同疊加組成。鋼絞線索力提供的彎矩為每根鋼絞線的索力與其至節點開口轉動中心的垂直距離乘積的和。預應力鋼絞線提供的彎矩-轉角曲線為雙折線形，Md為梁開口一側翼緣與柱翼緣之間壓力恰好減為零時對應的預應力鋼絞線產生的彎矩，即消壓彎矩，曲線末端為節點內轉角最大時對應的鋼絞線彎矩。摩擦阻尼器摩擦力提供的彎矩圖為矩形，最大彎矩為Mf。

圖7　預應力裝配式梁柱節點彎矩-轉角滯回模型Fig.7　Moment-rotation hysteresis model of RPPSC

(2) 模擬梁柱節點滯回性能的方法

在整體結構模型中，采用連接單元[17]實現節點的雙旗幟特性。雙折線和矩形彎矩-轉角的關系是通過定義Connector連接器來模擬的(見圖8)，在Interaction模塊下創建Connector彈簧，采用基本(Basic)連接器，其中約束3個平動自由度U1、U2、U3，不允許滑動。轉動自由度UR2、UR3兩個方向的定義成剛接，UR1方向的剛度包含兩部分，一部分為非線性的彈性剛度，用來模擬預應力鋼絞線提供的剛度，另一部分為耗能螺栓摩擦提供的剛度，需要輸入摩擦彎矩Mf，此處摩擦彎矩是摩擦力與力臂的乘積。

(3) 模擬方法的驗證

選取課題組已經完成的預應力裝配式梁柱節點試件RPPSC5、RPPSC6、RPPSC7和RPPSC8進行模擬驗證[13]。框架梁和柱采用與整體結構建模一致的梁單元，邊界條件和加載制度與試驗相同。各個試件梁單元模擬的預應力裝配式梁柱節點開口處彎矩-轉角的滯回曲線與試驗結果對比見圖9，因篇幅所限，僅列出節點左端有限元和試驗滯回曲線對比圖。從中可知，有限元模擬結果與節點試驗結果較為接近。證明連接單元在整體結構中模擬梁柱節點開口處雙旗幟特性是可行的。

圖8　預應力裝配式梁柱節點滯回模型的有限元模擬方法Fig.8　Simulation method of RPPSC moment-rotation hysteresis model

圖9　RPPSC5～8有限元分析與試驗滯回曲線對比Fig.9　Hysteresis loops comparison of finite element analysis and test of RPPSC5～8

3.2分析步與求解器選擇

整個時程分析計算在ABAQUS/Standard求解器下進行求解。共定義了三個分析步。第一個分析步計算結構自重，分析步類型為靜力通用分析步(Static，General)。第二個分析步施加地震作用，分析步類型為動力隱式分析步(Dynamic，Implicit)，第三個分析步結束地震作用后允許結構復位，考察地震結束后結構復位情況，分析步類型同樣為動力隱式分析步。

4　模態分析結果對比

通過在ABAQUS中設置線性攝動分析步，對三個框架進行模態分析，提取結構頻率，計算三個框架的周期。圖10～12所示為三個框架前三階振型圖。從振型圖可知RPSF各階振型均與RSF保持一致，即將剛接節點改成雙旗幟滯回的梁柱節點并未改變結構的原有振型。RPPSF的第一振型為五跨方向的平動，說明此方向的剛度小于三跨方向。

圖10　RSF、RPSF和RPPSF第1階振型圖Fig.10　First vibration mode of RSF、RPSF and RPPSF

圖11　RSF、RPSF和RPPSF第2階振型圖Fig.11　Second vibration mode of RSF、RPSF and RPPSF

圖12　RSF、RPSF和RPPSF第3階振型圖Fig.12　Third vibration mode of RSF、RPSF and RPPSF

計算得到各階自振周期結果見表1。從表中數據來看，RPSF框架通過預應力鋼絞線連接梁柱節點，剛度較剛接框架也略有降低，預應力裝配式鋼框架在預應力框架基礎上因短梁段翼緣和腹板加厚而剛度增加，各階周期與剛接框架較為接近。

表1　RSF、RPSF和RPPSF前六階自振周期對比

5　時程分析地震動的選取

計算地震作用時，多遇地震下計算瑞利阻尼時阻尼比取0.04，罕遇地震下時阻尼比取為0.05，設防地震阻尼比取與罕遇地震相同。ABAQUS整體模型可以考慮節點處摩擦阻尼器的附加阻尼。主體建筑結構地震動參數取值依據“建筑抗震設計規范：GB 50011—2010”[18]。

進行時程分析時，采用ATC-63報告建議的22條遠場地震的三維地震動數據[19]以及EL-Centro地震動、Taft地震動數據和4條汶川地震動數據。采用SeismoSignal軟件將28條地震動主方向的數據進行傅里葉變換轉成加速度反應譜，圖13中僅列出即將采用的12條地震動曲線。

圖13　12條地震動加速度反應譜Fig.13　12 acceleration response spectrums

三個框架的自振周期均約為2.6 s左右，計算每條地震動反應譜在自振周期為2.6 s處的影響系數與規范譜相應數值差的百分比，以此作為不同地震動的分類指標。限于論文篇幅，選擇12條地震動的計算結果，表2中地震動是按影響系數由大到小的順序排列。

進行有限元計算時采用每條地震動的雙向水平分量，考慮8度多遇、8度設防和8度罕遇地震，將地震動加速度幅值分別調整為0.07 g、0.2 g和0.4 g，在模型中主方向為Z向，次方向為X向，次方向幅值按1∶0.85縮放[18]。

表2　彈塑性分析選用的12條地震動基本數據

6　框架動力彈塑性分析

6.18度多遇地震(PGA=0.07 g)時

在多遇地震時,無論主方向與次方向，三個框架的基底剪力、各層層間位移角和殘余位移角基本一致。大部分地震動下三個框架主次方向層間位移角均基本滿足“GB 5011—2010”對多、高層鋼結構彈性層間位移角1/250的限值。因篇幅所限，此處不再贅述。

6.28度設防地震(PGA=0.2 g)時

6.2.1框架基底剪力比較

圖14為8度設防地震作用下三個框架兩方向基底剪力時程曲線對比圖。因篇幅所限，僅列出三條波的計算結果(以下同)。

RPPSF的最大基底剪力介于RSF和RPSF兩者之間，這是因為在8度設防地震作用下，RPPSF節點有開口導致剛度較RSF有所下降。與RPSF相比，RPPSF有截面較大的短梁段，剛度有所提高。

圖14　8度設防地震作用下三個框架基底剪力時程曲線Fig.14　Base-shear force time-histories of three frames under 8-degree design earthquake

6.2.2框架層間位移角比較

圖15為8度設防地震作用下RSF、RPSF和RPPSF主次兩個方向各層層間位移角的包絡曲線對比。由圖15可知三個框架的最大層間位移角一般位于三、四層。大部分地震動下的三個框架最大層間位移角還是比較接近的。RPPSF最大層間位移角為1/86。

圖15　8度設防地震作用下三個框架各層最大層間位移角Fig.15　Maximum story drift of three frames under 8-degree design earthquake

6.2.3框架各層殘余位移角比較

8度設防地震作用下RSF、RPSF和RPPSF各層殘余層間位移角對比如圖16所示。從中可知，大部分RPSF和RPPSF的最大殘余位移角均小于RSF。但總體來說，在設防地震作用下，三個框架的殘余位移角均較小，最大殘余位移角僅為0.078%。

圖16　8度設防地震作用下三框架各層殘余層間位移角對比Fig.16　Maximum residual story drift of three frames under 8-degree design earthquake

6.2.4框架等效塑性變形(PEEQ)比較

在設防地震作用下，僅在個別影響系數較大地震動下，RSF結構個別部位出現塑性，但最大等效塑性應變值不大。RPSF和RPPSF則幾乎無塑性。

6.2.5框架耗能的比較

圖17為8度設防地震作用下RSF、RPSF和RPPSF能量耗散對比圖。在下圖的能量分析圖中，各個符號代表如下：EKE為動能；EFD為摩擦耗能；EV為阻尼耗能；EP為非彈性耗能；ESE為彈性應變能。由圖17可知，在8度設防地震作用時，RPSF和RPPSF吸收的總能量均高于RSF，這是因為RSF在8度設防地震作用下塑性發展較小，但是RPSF和RPPSF的節點區已經產生開口耗能，因而吸收了更多的能量。

在8度設防地震下，RSF主要依靠阻尼耗能和塑性耗能，其中大部分為阻尼耗能，RSF塑性耗能最大占1.79%。RPSF和RPPSF則主要依靠阻尼耗能和摩擦耗能。影響系數較小的地震動摩擦耗能占總耗能在10%以下。影響系數較大時，摩擦耗能則占到20%以上，最大為35.09%和29.73%，而塑性耗能幾乎為零。

圖17　8度設防地震作用下兩個框架能量耗散對比Fig.17　Comparison of energy dissipation of two frames under 8-degree design earthquake

6.38度罕遇地震(PGA=0.4 g)時

6.3.1框架基底剪力比較

圖18為8度罕遇地震作用下RSF、RPSF和RPPSF兩個方向基底剪力時程曲線。

圖18　8度罕遇地震作用下三個框架基底剪力時程曲線Fig.18　Base-shear forces time-histories of three frames under 8-degree rare earthquake

從各個框架的基底剪力大小趨勢來看，無論是主方向還是次方向，RSF基底剪力最大，其次是RPPSF，RPSF基底剪力最小。表3列出了12條地震動下RSF、RPSF和RPPSF在主次兩個方向最大的基底剪力。

由表3可知，RPSF的基底剪力較RSF均有不同程度的減小，下降幅度最大的是GM3的主方向，基底剪力的降幅最大達42.96%。這是由于RPSF在8度罕遇地震作用下梁柱節點開口，最大開口寬度達10.58 mm，節點開口后剛度下降，相應的基底剪力減小，而且這種基底剪力的降低在8度罕遇地震時表現得非常明顯。

與RPSF相比，在8度罕遇地震下，RPPSF在GM9次方向的最大基底剪力小于RPSF；GM7主方向、GM2和GM9次方向與RPSF基本接近，其余地震動下的最大基底剪力與RPSF相比均有不同程度的提高，提高幅度最大的是GM3的主方向，基底剪力的增幅達28.89%。這是因為RPPSF有短梁段且開口大小與RPSF也不一致，剛度與RPSF相比有所不同。

表3　 8度罕遇地震作用下三個框架最大基底剪力

6.3.2框架層間位移角比較

圖19為三條地震動8度罕遇地震作用下RSF、RPSF和RPPSF主次兩個方向各層層間位移角的包絡曲線。表4列出了在12條地震動下三種框架的主次方向最大層間位移角。由圖19和表4可知，大部分地震動下RPSF層間位移響應大于RSF。RPPSF層間位移響應小于RPSF，同樣是因為RPPSF有短梁段剛度大于RPSF的緣故。

此外，由表4可知，大部分地震動下RPPSF各層層間位移角均滿足《建筑抗震設計規范》[18]中對多、高層鋼結構彈塑性層間位移角限值1/50的要求。但是GM9主方向、GM1和GM2次方向的最大層間位移角已經超過限值1/50的要求。

表4　 8度罕遇地震作用下三個框架最大層間位移角

6.3.3框架殘余層間位移角比較

8度罕遇地震作用下三個框架各層殘余層間位移角對比(見圖20)，12條地震動下8度罕遇地震作用下主次方向最大殘余層間位移角的數據詳見表5。從圖20和表5可知，影響系數較小的地震動下，三個框架的殘余位移角均較小，RPSF和RPPSF的殘余位移角與RSF相比，優勢不明顯。但當地震動的影響系數較大時，除GM1地震動RPSF的主方向最大層間位移角已達到4.02%，最大殘余層間位移角略大于RSF以外。對比其余影響系數較大地震動的殘余位移角數據可知RPSF和RPPSF的殘余層間位移角明顯小于RSF，RPSF和RPPSF的自動復位效果明顯。此外，由表5還可知，在影響系數較大的地震動作用下，RPPSF的最大殘余位移角均小于RPSF，說明預應力裝配式節點的鋼框架在地震作用較大時具有更好的震后恢復結構功能的能力。

圖20　8度罕遇地震作用下三個框架各層殘余層間位移角Fig.20　Maximum residual story drift of three frames under 8-degree rare earthquake

6.3.4框架等效塑性變形(PEEQ)比較

表6詳細列出了三個框架梁端、柱底在8度罕遇地震作用下五條影響系數較大地震動下的最大等效塑性應變值(PEEQ)。RSF塑性發展嚴重，除柱底塑性應變較大外，框架梁端等效塑性應變同樣較大。大部分RPSF梁端塑性應變均為零，除GM1、GM2和GM9以外，RPSF柱底塑性應變均小于RSF。RPPSF的所有梁端保持彈性，柱底的塑性應變均小于RPSF。說明兩種預應力鋼框架因摩擦耗能而大大減輕了構件的塑性發展，且RPPSF優勢更為明顯。

表5　 8度罕遇地震作用下三個框架殘余層間位移角

表6　8度罕遇地震作用下框架等效塑性變形(PEEQ)

6.3.5框架耗能的比較

圖21為8度罕遇地震作用下RSF、RPSF和RPPSF能量耗散對比圖。因篇幅所限，表7僅列出影響系數較大的五條地震動下三個框架的能量數據比較。

從圖21和表7可知在8度罕遇不同地震動作用下，RSF較設防地震作用時結構塑性耗能開始增加，此時RPPSF與RPSF因有摩擦耗能吸收的總能量與RSF非常接近。在8度罕遇地震下，RSF主要依靠阻尼耗能和塑性耗能，其中塑性耗能占結構總耗能的20%～40%。RPSF和RPPSF則主要依靠阻尼耗能和摩擦耗能。影響系數較大時，摩擦耗能則占到30%以上，最大為47.47%和46.35%。而RPSF和RPPSF的塑性耗能很少，RPSF塑性耗能最大約為RSF的24.66%，除GM12外，其它地震動作用下結構塑性耗能則基本在RSF的10%以下。RPPSF塑性耗能均接近或少于RPSF。

表7　8度罕遇地震作用下RSF、RPSF和RPPSF三個框架的耗能比較

注：表中符號含義WK為總能量；ESE為彈性應變能；EKE為動能；EKE為總耗能；EFD為摩擦耗能；EV為阻尼耗能；EP為非彈性耗能。

圖21　8度罕遇地震作用下兩個框架能量耗散對比Fig.21　Comparison of energy dissipation of two frames under 8-degree rare earthquake

總之，RSF是以主體結構尤其是柱腳的塑性變形來實現耗能。而RPSF和RPPSF則主要依靠阻尼耗能和摩擦阻尼器耗能，大大減少了兩框架主體結構的塑性發展和主體結構的損傷程度，從而可以更好實現結構自動恢復功能的機制。而RPPSF因側移小，主體結構的塑性發展和損傷較RPSF更小，可恢復功能的性能更為優越。

7　結　論

在以往研究基礎上，采用ABAQUS軟件建立了8層預應力裝配式鋼框架、預應力鋼框架和剛接框架三種模型，并分別對其進行了模態分析和動力彈塑性分析，并詳細對比分析三種類型框架的抗震性能，得出以下結論：

(1) 通過三種類型鋼框架的模態分析可知，不同梁柱節點形式尤其是雙旗幟滯回模型的梁柱節點基本未改變結構的原有振型。預應力鋼框架各階周期均大于剛接框架。預應力裝配式鋼框架在預應力框架基礎上因短梁段而剛度增加，各階周期小于預應力鋼框架但與剛接框架較為接近。

(2) 在8度設防地震和罕遇地震時，三個框架的基底剪力有著相似的規律，即預應力鋼框架梁柱節點出現開口后剛度下降導致基底剪力小于剛接框架，預應力裝配式鋼框架因短梁段剛度增加，基底剪力介于剛接框架和預應力鋼框架之間。

(3) 在8度設防地震和罕遇地震時，預應力鋼框架的層間位移角大于剛接框架，預應力裝配式鋼框架的層間位移角小于預應力鋼框架，與基底剪力所反映出的三個框架的剛度大小規律是一致的。

在8度罕遇地震作用時，大部分地震動下最大層間位移角滿足規范1/50的要求。但仍有幾條地震動的最大層間位移角不滿足要求。如果需要控制預應力裝配式鋼框架的層間位移角，可以采用增大柱截面或增加梁高的方法。

(4) 在8度設防地震及8度罕遇地震作用時較小的地震動下，剛接框架、預應力鋼框架和預應力裝配式鋼框架三個框架的震后殘余位移角都很小，與剛接框架相比優勢不明顯。但在8度罕遇地震的較大地震作用時，預應力鋼框架和預應力裝配式鋼框架殘余位移角遠遠小于剛接框架，震后自動復位明顯。

(5) 在8度設防地震作用時，剛接框架主要依靠阻尼耗能和塑性耗能，其中大部分為阻尼耗能。預應力鋼框架和預應力裝配式鋼框架則主要依靠阻尼耗能和摩擦耗能。預應力鋼框架和預應力裝配式鋼框架在設防地震時塑性耗能幾乎為零，結構基本處于彈性狀態。

在8度罕遇地震時，剛接框架主要是以主體結構柱腳的塑性變形來實現耗能。而預應力鋼框架和預應力裝配式鋼框架則主要依靠阻尼耗能和摩擦阻尼器耗能，減少了框架主體結構的塑性發展和損傷程度。預應力裝配式鋼框架因側移較小和塑性耗能少可以更好的實現結構自動恢復功能的機制。

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In view of a proposed resilient prestressed prefabricated steel frame structural system, the modal and the dynamic elasto-plastic behaviors of the integral structure were analysed. By using the software ABAQUS. The comparative analysis regarding the base-shear force, story drift, residual story drift, equivalent plastic strain and energy dissipation between a rigid steel frame and the resilient prestressed steel frame was carried out under different seismic levels. The results indicate that the resilient prestressed prefabricated steel frame still keeps elastic under 8 degree frequent and designed earthquake. Under 8 degree rare earthquake, the energy dissipation of the structure depends mainly on the internal damping as well as a friction dissipation damper, and a relative minor portion of energy dissipation comes from the inelastic deformation, which reduces the main structure plastic development and damage. The resilient prestressed prefabricated steel frame has the better seismic behavior than the resilient prestressed steel frame.

resilient structure; prestressed prefabricatedsteel frame; prestressed steelframe; dynamic elasto-plastic analysis; double-flag hysteresis loop

國家自然科學基金面上項目(51278027);北京市自然科學基金資助項目(8131002)；北京節能減排關鍵技術協同創新中心

2015-09-21修改稿收到日期：2016-02-25

張艷霞 女，博士，副教授，1970年生

E-mail：zhangyanxia@bucea.edu.cn

TU375.4

A DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.14.017

ZHANG Yanxia1,2, FEI Chenchao1, Ning Guang1, LI Zhenxing1(1. School of Civil and Transportation Engineering，University of Civil Engineering and Architecture，Beijing 100044，China;2. Beijing Higher Institution Engineering Research Center of Structural Engineering and New Materials，University of Civil Engineering and Architecture，Beijing 100044，China)

Dynamic elasto-plastic analysis on resilient prestressed prefabricated steel frame