鋼柱-鋼板剪力墻耦合結(jié)構(gòu)性能化抗震設(shè)計(jì)及評(píng)估

趙家正,張 博,伍云天,2

(1. 重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院,重慶 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,重慶 400045)

0 引言

鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)體系憑借其塑性性能優(yōu)越、滯回特性穩(wěn)定的優(yōu)點(diǎn),十分適用于高烈度地震區(qū)的建筑[1-2]。其設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)其抗震性能的影響也已經(jīng)通過(guò)數(shù)值或試驗(yàn)方法進(jìn)行了大量研究[3-6],已經(jīng)成為工程中可靠的抗震體系之一。與鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)相比,鋼板剪力墻自重更輕,所以其傳遞給基礎(chǔ)的豎向荷載較小,因此可以在保證結(jié)構(gòu)良好延性的前提下降低基礎(chǔ)的造價(jià),而且鋼板剪力墻的墻體厚度更小,能夠節(jié)約建筑空間。但是鋼板剪力墻主要通過(guò)墻肢底部抵抗地震作用,抗震設(shè)防機(jī)制較為單一,在地震作用下?lián)p傷集中在墻肢底部,震后不易修復(fù)[7]。為了減少剪力墻結(jié)構(gòu)的損傷,并擴(kuò)展剪力墻結(jié)構(gòu)體系的適用范圍,推動(dòng)剪力墻朝向可恢復(fù)功能防震結(jié)構(gòu)的方向發(fā)展,本文利用鋼連梁連接鋼板剪力墻和兩側(cè)鋼柱形成新型鋼柱-鋼板剪力墻耦合結(jié)構(gòu)(steel column-steel plate shear wall coupled structure,SC-SPSW)體系,該體系通過(guò)鋼連梁將鋼板剪力墻與兩側(cè)的鋼柱連接起來(lái)。其中鋼連梁和邊柱之間采用鉸接,以確保只傳遞剪力,而鋼連梁與鋼板剪力墻之間為剛接,保證同時(shí)傳遞剪力和彎矩。因此,SC-SPSW結(jié)構(gòu)可以通過(guò)鋼連梁耗能來(lái)減少結(jié)構(gòu)損壞,并實(shí)現(xiàn)雙重抗震機(jī)制。傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法是基于結(jié)構(gòu)的彈性響應(yīng),往往需要多次迭代,導(dǎo)致設(shè)計(jì)過(guò)程復(fù)雜并忽視結(jié)構(gòu)的塑性響應(yīng)。因此,需要在現(xiàn)有研究基礎(chǔ)上開(kāi)發(fā)針對(duì)SC-SPSW結(jié)構(gòu)體系的設(shè)計(jì)方法,實(shí)現(xiàn)剪力墻結(jié)構(gòu)體系設(shè)計(jì)方法的有益補(bǔ)充。

本文采用基于能量平衡的塑性設(shè)計(jì)理念,并結(jié)合相關(guān)規(guī)范[8-11]推導(dǎo)出SC-SPSW體系的設(shè)計(jì)方法。利用SAP2000軟件建立了12個(gè)SC-SPSW體系算例并對(duì)其進(jìn)行了擬靜力分析和非線性動(dòng)力時(shí)程分析,研究結(jié)構(gòu)的屈服機(jī)制以及耦連比對(duì)結(jié)構(gòu)受力性能的影響。研究表明,應(yīng)用該設(shè)計(jì)方法的結(jié)構(gòu)算例能夠?qū)崿F(xiàn)雙重抗震機(jī)制,并滿足預(yù)期的性能目標(biāo)。

1 性能化塑性設(shè)計(jì)方法

1.1 性能目標(biāo)

SC-SPSW體系通過(guò)鋼連梁將鋼板剪力墻與兩側(cè)的鋼柱連接起來(lái)形成耦合結(jié)構(gòu)體系,如圖1(a)所示;其理想屈服機(jī)制需要體現(xiàn)出鋼連梁-鋼板剪力墻雙重抗震防線的優(yōu)勢(shì),如圖1(b)所示。在中震作用下,部分內(nèi)嵌鋼板屈服,接近一半鋼連梁(steel coupling beam, SCB)剪切屈服消耗大部分地震輸入能。結(jié)構(gòu)出現(xiàn)損傷但修復(fù)后可以繼續(xù)使用,結(jié)構(gòu)整體保持彈性。在大震作用下,大部分鋼連梁屈服并充分耗散能量、邊緣框架梁(horizontal boundary element, HBE)彎曲屈服、邊緣框架柱(vertical boundary element,VBE)的柱腳出現(xiàn)塑性鉸,結(jié)構(gòu)整體處在塑性階段但不會(huì)發(fā)生倒塌。

圖1 SC-SPSW體系理想屈服機(jī)制Fig.1 Ideal yield mechanism of SC-SPSW system

同時(shí)結(jié)合規(guī)范中對(duì)剪力墻的層間位移角限值[8-9],SC-SPSW體系的性能目標(biāo)為:在中震作用下,一半鋼連梁率先屈服消耗大部分地震能,結(jié)構(gòu)發(fā)生中等程度的損傷但修復(fù)后可以繼續(xù)使用,此時(shí)結(jié)構(gòu)層間位移角不大于1/200;大震作用下,大部分鋼連梁屈服并充分耗散能量、VBE構(gòu)件柱腳可以出現(xiàn)塑性鉸,結(jié)構(gòu)損傷嚴(yán)重但不會(huì)倒塌,此時(shí)結(jié)構(gòu)層間位移角不大于1/50。

1.2 能量平衡原理

地震輸入能E1的一部分以動(dòng)能和彈性應(yīng)變能Ee儲(chǔ)存在結(jié)構(gòu)體系中,剩余部分會(huì)被結(jié)構(gòu)自身的阻尼和塑性應(yīng)變能Ep消耗。基于以上原理,GOEL等[12]提出了適用于工程的簡(jiǎn)化能量平衡方程,表達(dá)式為

η(Ee+Ep)=γE1

(1)

(2)

式中:γ為地震輸入能修正系數(shù);η為滯回耗能修正系數(shù),參考鋼板剪力墻體系的研究[13],本文取η=0.75;μ為目標(biāo)延性系數(shù);Rμ為延性折減系數(shù)。在計(jì)算彈性應(yīng)變能和塑性應(yīng)變能時(shí)將結(jié)構(gòu)體系視為理想彈塑性體系,能量平衡示意圖如圖2所示。將實(shí)際多自由度體系的最大地震輸入能近似等效為多個(gè)彈性單自由度體系最大地震輸入能之和。

圖2 能量平衡示意圖Fig.2 Illustration of energy balance

所以地震輸入能計(jì)算[14],得

(3)

結(jié)構(gòu)的彈性應(yīng)變能應(yīng)根據(jù)屈服力及屈服位移計(jì)算[15],得

(4)

式中:M為結(jié)構(gòu)質(zhì)量;G為結(jié)構(gòu)重量;g為重力加速度;T為自振周期。

結(jié)構(gòu)的塑性應(yīng)變能計(jì)算,得

Ep=∑Fihiθp=Vyθp∑λihi

(5)

式中:Fi為結(jié)構(gòu)第i層的側(cè)向力;hi為結(jié)構(gòu)第i層的離地高度;θp為目標(biāo)塑性位移角,其與目標(biāo)位移角θy和屈服位移角θu相關(guān),θp=θu-θy;Vy為結(jié)構(gòu)基底剪力;λi為側(cè)向力分布系數(shù)。

傳統(tǒng)側(cè)向力分布模式只考慮了結(jié)構(gòu)在彈性階段的特性,對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性階段后的地震響應(yīng)無(wú)法較好地預(yù)測(cè)。本文采用了CHAO等[16]提出的基于結(jié)構(gòu)塑性階段層剪力分布的側(cè)向力分布模式,表達(dá)式為

(6)

(7)

(8)

結(jié)構(gòu)總傾覆力矩MOTM為

(9)

1.3 CR設(shè)計(jì)

由于SC-SPSW體系的傳力機(jī)制和聯(lián)肢剪力墻類似[17],因此本文也將耦連比(coupling ratio, CR)作為SC-SPSW體系的主要設(shè)計(jì)參數(shù)。SC-SPSW體系的CR定義為兩側(cè)鋼邊柱通過(guò)鋼連梁耦合作用形成的拉-壓力偶MC與結(jié)構(gòu)的總傾覆力矩MOTM的比值。CR計(jì)算如下:

(10)

GORJI AZANDARIANI等[18]在考慮了結(jié)構(gòu)性能參數(shù)、結(jié)構(gòu)屈服機(jī)理等因素后,提出SC-SPSW體系合理的CR范圍是0.3～0.5。但其研究模型高度較低,與本文研究結(jié)構(gòu)的高度相差較大。因此為了更全面的研究CR對(duì)結(jié)構(gòu)的影響,本文設(shè)計(jì)CR范圍是0.3～0.6。

1.4 鋼連梁與鋼柱設(shè)計(jì)

SC-SPSW體系中鋼連梁與鋼柱之間的連接方式設(shè)置為鉸接,鋼柱只承受鋼連梁傳遞來(lái)的豎向力,兩邊鋼柱的拉壓軸力大小相同。鋼連梁的總剪力需求為

(11)

(12)

式中:ψi為鋼連梁剪力分配系數(shù)。文獻(xiàn)[20]建議將鋼連梁設(shè)計(jì)為剪切屈服,因?yàn)橄啾扔谝詮澢苄宰冃螢橹鞯匿撨B梁,以剪切塑性變形為主的鋼連梁的耗能能力更強(qiáng)。本文參照美國(guó)規(guī)范[10]將鋼連梁參數(shù)按照剪切屈服取值,表達(dá)式為

lb<1.6MP/Vp

(13)

(14)

式中rov為加強(qiáng)系數(shù)。

1.5 鋼板與邊緣框架設(shè)計(jì)

由于邊緣框架的設(shè)計(jì)還未完成,因此需要先估算內(nèi)嵌鋼板的厚度。在估算鋼板厚度時(shí),為了減少一些不必要的迭代計(jì)算,可以假設(shè)SC-SPSW體系中鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的承載力全部由其鋼板承受。同時(shí)可令每一層內(nèi)嵌鋼板的拉力場(chǎng)傾角αi恒等于45°,側(cè)向力由內(nèi)嵌鋼板的水平力分量抵抗。則鋼板厚度可用式(15)估算:

(15)

本文主要參照美國(guó)規(guī)范[10]對(duì)邊緣框架進(jìn)行計(jì)算。假設(shè)內(nèi)嵌鋼板全截面屈服完全形成拉力場(chǎng),HBE構(gòu)件的理想屈服機(jī)制是在梁兩端出現(xiàn)塑性鉸[21],最大彎矩處至梁左端的長(zhǎng)度xs,i應(yīng)滿足式(16):

(16)

式中:MHBE,i第i層HBE傳遞給VBE的彎矩值;為ωv,HBEi為第i層HBE受到內(nèi)嵌鋼板作用力的豎直分量。VBE構(gòu)件的理想屈服機(jī)制是在底端出現(xiàn)壓彎塑性鉸。所以最大彎矩出現(xiàn)處的高度hs應(yīng)滿足式(17):

(17)

式中:MVBE為VBE承受的力偶;ωh,VBE1為VBE收到內(nèi)嵌鋼板作用力的水平分量;H1為結(jié)構(gòu)底層層高。HBE和VBE截面設(shè)計(jì)需要滿足規(guī)范[10-11]中強(qiáng)度及剛度驗(yàn)算。同時(shí)為了保證鋼板完全屈服耗能和VBE在鋼板張力場(chǎng)發(fā)展出其全部能力之前不會(huì)屈服,在確定邊緣框架尺寸后需根據(jù)實(shí)際承載力進(jìn)行鋼板厚度迭代計(jì)算。

1.6 設(shè)計(jì)算例

本文按照上述設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)了不同CR(0.3,0.4,0.5,0.6)、不同層數(shù)(10層、15層、20層)一共12個(gè)SC-SPSW體系算例。算例按照“W-N-CR”方法編號(hào),其中“W”表示SC-SPSW體系,“N”代表結(jié)構(gòu)總層數(shù),“CR”代表設(shè)計(jì)耦連比,比如耦連比為0.3,總層數(shù)為10的SC-SPSW體系表示為W-10-0.3。原型結(jié)構(gòu)平面布置圖和SC-SPSW結(jié)構(gòu)立面圖,樓板厚度取100 mm,如圖3和圖4所示。型鋼構(gòu)件截面尺寸如圖5所示。結(jié)構(gòu)基本設(shè)計(jì)信息如表1所示。因篇幅所限,本文只列出W-10-0.3算例的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù),如表2、表3所示,其余算例不再具體列出。

圖3 原型結(jié)構(gòu)平面布置圖Fig.3 Layout plan of prototype structures

圖5 型鋼構(gòu)件截面尺寸圖Fig.5 Cross-section of steel components

表1 結(jié)構(gòu)基本設(shè)計(jì)信息Table 1 Basic structural design information設(shè)計(jì)類別類別參數(shù)信息設(shè)計(jì)總信息重要性類別丙類層高/m3.6設(shè)防烈度區(qū)8度0.2 g區(qū)設(shè)計(jì)地震分組第三組場(chǎng)地類別Ⅱ類阻尼比0.05抗震等級(jí)二級(jí)材料信息型鋼Q355鋼板Q235樓面及屋面荷載標(biāo)準(zhǔn)值/(kN/m2)樓面恒荷載3.05樓面活荷載2.50屋面恒荷載4.77屋面活荷載2.35

表2 W-10-0.3型鋼構(gòu)件尺寸Table 2 Sectional dimension of steel members of W-10-0.3結(jié)構(gòu)編號(hào)構(gòu)件h×b×t1×t2/mmW-10-0.3鋼邊柱200×100×4.5×7VBE構(gòu)件400×300×10×16一至三層鋼連梁110×74×5×9四至七層鋼連梁105×70×5×9八至十層鋼連梁100×68×5×8一至三層HBE構(gòu)件200×150×7×10四至七層HBE構(gòu)件180×150×7×10八至十層HBE構(gòu)件150×150×7×10表3 W-10-0.3鋼板厚度Table 3 Steel plate thickness of W-10-0.3結(jié)構(gòu)編號(hào)層數(shù)鋼板厚度/mmW-10-0.3一至三層2.8四至七層2.2八至十層1.5

2 有限元建模及對(duì)比

2.1 數(shù)值建模

本文采用SAP2000軟件進(jìn)行等比例模型建立。利用非線性分層殼單元來(lái)建立剪力墻等效模型,厚度和模型鋼板厚度相同,利用框架單元模擬鋼連梁、邊緣框架及鋼邊柱。鋼連梁和鋼邊柱之間是鉸接,其他構(gòu)件之間均為剛接。根據(jù)SC-SPSW的理想屈服機(jī)制,在HBE定義M3彎矩鉸,在SCB定義V3剪切鉸,在VBE柱腳定義P-M2-M3鉸。

鋼材本構(gòu)關(guān)系選用考慮一定程度包辛格效應(yīng)的雙折線隨動(dòng)強(qiáng)化模型,服從Mises屈服準(zhǔn)則。Q235屈服強(qiáng)度取235 MPa,極限強(qiáng)度取370 MPa,Q355屈服強(qiáng)度取355 MPa,極限強(qiáng)度取450 MPa。鋼材彈性模量均為200 GPa,泊松比取0.3。內(nèi)嵌鋼板由于加工和運(yùn)輸過(guò)程中的損耗會(huì)產(chǎn)生初始幾何缺陷。初始幾何缺陷將會(huì)對(duì)鋼板的變形和受力產(chǎn)生不利影響,因此選取鋼板最容易發(fā)生的變形的屈曲模態(tài),然后將該模態(tài)下變形施加在內(nèi)嵌鋼板上作為初始缺陷。初始缺陷的幅值通常取為內(nèi)嵌鋼板長(zhǎng)邊的1/1000～1.5/1000。

2.2 試驗(yàn)對(duì)比分析

目前國(guó)內(nèi)外并沒(méi)有SC-SPSW體系的試驗(yàn)研究,由于SC-SPSW體系和聯(lián)肢鋼板剪力墻具有類似的抗震防線[18],所以本文選擇了聯(lián)肢鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。為了驗(yàn)證上述建模方法的有效性,本文選取了一個(gè)縮尺比例為0.4的3層聯(lián)肢鋼板剪力墻構(gòu)件[22]進(jìn)行模擬對(duì)比分析。該試驗(yàn)采用位移控制加載,分別取頂層位移角為0.1%、0.25%、0.5%、1%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%和4.0%逐級(jí)往復(fù)加載,每個(gè)級(jí)別循環(huán)2次,最后在頂層位移角為-2.0%時(shí)停止加載。模擬取試驗(yàn)實(shí)測(cè)的平均值作為材料的性能指標(biāo)。

模擬滯回曲線與試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比如圖6所示。由圖可知,模擬分析的滯回曲線的整體形狀和試驗(yàn)值基本貼合,且每一個(gè)滯回圈的峰值承載力也幾乎和試驗(yàn)值相同。同時(shí)模擬分析的正向峰值承載力比反向峰值承載力略低,這與試驗(yàn)結(jié)果也是一致的。綜上所述,在考慮實(shí)際試驗(yàn)與模擬之間有一定差異(底層鋼板的約束條件難以模擬)、材料及構(gòu)件存在瑕疵無(wú)法利用初始缺陷完全擬合的情況下,可以認(rèn)為建模方法是準(zhǔn)確有效的。

圖6 滯回曲線結(jié)果對(duì)比Fig.6 Results comparison of hysteretic curves

3 Push-over分析

常用的側(cè)向力模式有均勻分布型、倒三角分布型和模態(tài)分布型,這3種側(cè)力模式在結(jié)構(gòu)彈性階段的精度較好。但是結(jié)構(gòu)在進(jìn)入塑性階段后,其塑性發(fā)展對(duì)側(cè)向力分布模式有不可忽略的影響。因此本文選擇考慮了結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展的側(cè)向力加載模式。

3.1 推覆曲線

從擬靜力分析中獲取的12個(gè)算例的推覆曲線,如圖7所示,圖中的“△”點(diǎn)為結(jié)構(gòu)一半鋼連梁屈服的狀態(tài),“□”點(diǎn)為VBE構(gòu)件的柱腳處達(dá)到屈服應(yīng)力時(shí)對(duì)應(yīng)的狀態(tài)。隨著CR的增加,不同層數(shù)的結(jié)構(gòu)都表現(xiàn)出初始彈性剛度略微增加的現(xiàn)象。當(dāng)最大層間位移角相同時(shí),CR越大,結(jié)構(gòu)的基底剪力就越大,這說(shuō)明增加CR可以明顯提高結(jié)構(gòu)在地震作用下的峰值承載力。曲線中對(duì)應(yīng)一半鋼連梁屈服時(shí)的數(shù)據(jù)點(diǎn)均位于曲線的拐點(diǎn)處,且均在VBE構(gòu)件屈服之前,說(shuō)明SC-SPSW體系將一半鋼連梁屈服作為第一道抗震防線是合理的,并可作為結(jié)構(gòu)體系進(jìn)入非彈性狀態(tài)的判斷依據(jù)。隨著CR的增大,曲線中“△”點(diǎn)與“□”點(diǎn)之間的距離越來(lái)越短,這意味著在一半鋼連梁屈服后,結(jié)構(gòu)在發(fā)生嚴(yán)重?fù)p壞之前的變形能力越來(lái)越差。因?yàn)檩^大的CR使鋼連梁的剪力更大,從而鋼連梁傳遞給VBE構(gòu)件的豎向力也更大,過(guò)大的軸力會(huì)使VBE構(gòu)件的更早的屈服,所以CR的值不應(yīng)該過(guò)大。

3.2 整體屈服機(jī)制

為研究SC-SPSW體系的整體屈服機(jī)制,圖8統(tǒng)計(jì)了12個(gè)算例在推覆分析中“一半鋼連梁屈服”和“VBE構(gòu)件柱腳屈服”時(shí)的最大層間位移角。鋼連梁屈服時(shí)最大層間位移角分布在0.0038～0.0050區(qū)段,而中震下結(jié)構(gòu)的最大層間位移角不能超過(guò)1/200,這意味著結(jié)構(gòu)在其最大層間位移角超過(guò)中震下的限值之前,會(huì)有一半鋼連梁屈服,這與SC-SPSW體系的性能目標(biāo)相符,結(jié)構(gòu)的第一道抗震防線可以得到滿足。VBE構(gòu)件柱腳屈服時(shí),除了W-10-0.6和W-15-0.6之外,所有結(jié)構(gòu)的最大層間位移角均大于大震下結(jié)構(gòu)的最大層間位移角1/50,這意味著結(jié)構(gòu)在其最大層間位移角超過(guò)大震下的限值之前,VBE構(gòu)件可能還沒(méi)有屈服,所以結(jié)構(gòu)不會(huì)倒塌,這與性能目標(biāo)相符,結(jié)構(gòu)的第二道抗震防線也可以得到滿足。而W-10-0.6和W-15-0.6是因?yàn)镃R較大,鋼連梁傳遞給VBE構(gòu)件的豎向力較大,所以VBE構(gòu)件更容易屈服。由圖8可知,隨著CR的增大,鋼連梁屈服時(shí)的最大層間位移角逐漸增大,而VBE構(gòu)件屈服時(shí)的最大層間位移角逐漸減小。這說(shuō)明對(duì)于SC-SPSW體系,為了實(shí)現(xiàn)鋼連梁率先屈服耗能而后VBE構(gòu)件屈服,不應(yīng)該選用過(guò)大的CR。

圖8 不同性能狀態(tài)的結(jié)構(gòu)最大層間位移角Fig.8 The maximum inter-story drift ratio under different structural performance states

4 非線性動(dòng)力時(shí)程分析

4.1 地震波選取

本文利用文獻(xiàn)[23]提出的雙頻段選波法選擇了5條天然地震波數(shù)據(jù),并生成2條人工地震波數(shù)據(jù),7條地震波信息如表4所示。所選取的7條地震波反應(yīng)譜如圖9所示。平均反應(yīng)譜與設(shè)計(jì)反應(yīng)譜對(duì)比如圖10所示。由圖可知,平均反應(yīng)譜與設(shè)計(jì)反應(yīng)譜吻合較好。

表4 地震波記錄Table 4 Ground motion records

圖9 地震波反應(yīng)譜Fig.9 Response spectrum of ground motions

圖10 平均反應(yīng)譜曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of average response spectrum curves

根據(jù)GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[8]的要求,用于動(dòng)力時(shí)程分析所用地震波的運(yùn)動(dòng)峰值加速度(PGA)需要進(jìn)行調(diào)幅以滿足設(shè)計(jì)分析要求,調(diào)幅方法為

(18)

4.2 最大層間位移角

12個(gè)模型在中震作用下的最大層間位移角平均值如圖11所示,圖中虛線對(duì)應(yīng)的就是中震作用下體系的極限狀態(tài)。由圖可知,12個(gè)模型的最大層間位移角平均值均小于0.005,符合中震作用下的性能目標(biāo)。12個(gè)模型在大震作用下的最大層間位移角平均值如圖12所示。除了W-20-0.3外所有算例的層間位移角均未超過(guò)0.01,而W-20-0.3的層間位移角沒(méi)有超過(guò)0.012。而大震下的性能目標(biāo)為不超過(guò)層間位移角限值0.02,所以12個(gè)模型滿足大震下的性能目標(biāo)。

圖11 中震最大層間位移角平均值包絡(luò)Fig.11 Mean value envelopes of the maximum inter-story drift ratio under moderate earthquakes

圖12 大震最大層間位移角平均值包絡(luò)Fig.12 Mean value envelopes of the maximum inter-story drift ratio under rare earthquakes

中震和大震下的曲線整體走勢(shì)均較為平滑無(wú)明顯變形突變特征,說(shuō)明結(jié)構(gòu)整體剛度分布均勻,沒(méi)有薄弱層出現(xiàn)。在層數(shù)相同時(shí),CR從0.3增大到0.6,除底層之外的最大層間位移角平均值都明顯減小。這說(shuō)明CR較大時(shí),鋼連梁對(duì)結(jié)構(gòu)整體能夠產(chǎn)生較強(qiáng)的約束作用,進(jìn)而增大結(jié)構(gòu)的剛度,降低結(jié)構(gòu)的變形能力。由圖12可知,在大震作用下,CR從0.3增加到0.4引起的層間位移角的減小要比CR從0.5提高到0.6明顯,這意味著CR的值越大,提高CR所帶來(lái)的結(jié)構(gòu)剛度提升效果越小。

4.3 層間剪力分布規(guī)律

各模型頂層層間剪力最大值為基準(zhǔn)對(duì)每層層剪力進(jìn)行歸一化處理,給出了12個(gè)模型在中震下最大層剪力分布系數(shù)如圖13所示。各結(jié)構(gòu)的層剪力分布變化比較規(guī)律,不存在明顯的內(nèi)力突變,說(shuō)明結(jié)構(gòu)沒(méi)有薄弱層。由圖可知,本文采用的分布模式稍微低估了頂部和底部層剪力分布,高估了中間層的層剪力分布。由于設(shè)計(jì)層剪力分布系數(shù)高估了中間層的層剪力,所以底層墻肢的設(shè)計(jì)傾覆力矩會(huì)更大。而SC-SPSW體系的墻肢部分是彎曲破壞控制的,所以該設(shè)計(jì)側(cè)向力分布模式一定程度上使結(jié)構(gòu)更加安全。

圖13 層剪力分布規(guī)律Fig.13 Distribution of inter-story shear

4.4 鋼連梁屈服率

實(shí)現(xiàn)SC-SPSW體系理想的屈服機(jī)制的關(guān)鍵是在中震作用下接近一半的鋼連梁可以率先屈服耗能。圖14給出了中震下鋼連梁的平均屈服率。鋼連梁屈服率為結(jié)構(gòu)中已屈服的鋼連梁數(shù)與結(jié)構(gòu)中鋼連梁總數(shù)的比值。由圖14可知,鋼連梁屈服率均大于或等于50%,符合理想屈服機(jī)制的要求。而且可以從圖中發(fā)現(xiàn),CR越大,鋼連梁的屈服率越小。

圖14 鋼連梁屈服率Fig.14 Yield ratio of steel coupling beams

5 結(jié)論

本文采用基于能量平衡的塑性設(shè)計(jì)理念設(shè)計(jì)了12個(gè)SC-SPSW算例,并通過(guò)SAP2000進(jìn)行Push-over分析和非線性動(dòng)力時(shí)程分析,研究其屈服機(jī)制以及耦連比對(duì)結(jié)構(gòu)受力性能的影響,主要得到如下結(jié)論:

1)采用本文基于性能化的塑性設(shè)計(jì),在擬靜力分析和非線性動(dòng)力時(shí)程分析驗(yàn)證了其能夠?qū)崿F(xiàn)理想的雙重抗震防線機(jī)制,并使結(jié)構(gòu)達(dá)到預(yù)期性能目標(biāo)。在本文的算例中,當(dāng)CR取值為0.3、0.4、0.5時(shí)分析結(jié)果較好,CR過(guò)大會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)有不利影響。

2)從擬靜力分析結(jié)果中發(fā)現(xiàn),隨著CR的增大,一半鋼連梁屈服時(shí)結(jié)構(gòu)的最大層間位移角逐漸增大,而VBE構(gòu)件屈服時(shí)的最大層間位移角則逐漸減小,這說(shuō)明CR過(guò)大可能會(huì)影響鋼連梁率先屈服耗能而后VBE構(gòu)件屈服。

3)從非線性動(dòng)力時(shí)程分析結(jié)果中發(fā)現(xiàn),CR的值越大,繼續(xù)提高CR所帶來(lái)的結(jié)構(gòu)剛度提升效果越小,并且鋼連梁在中震下的屈服率會(huì)降低。

4)本文采用的側(cè)向力分布模式會(huì)使底層墻肢的設(shè)計(jì)傾覆力矩會(huì)更大。而SC-SPSW體系的墻肢部分是彎曲破壞控制的,所以該設(shè)計(jì)側(cè)向力分布模式一定程度上使結(jié)構(gòu)更加安全。