双向水平地震作用下我国框架的_强柱弱梁_屈服机制

第40卷 第 8期 建 � 筑 � 结 � 构 2010年 8月 双向水平地震作用下我国框架的�强柱弱梁 屈服机制* 杨 � 红1 , � 王七林2 , � 白绍良1 ( 1 重庆大学土木工程学院, 2 重庆大学建筑 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 研究院,重庆 400045) [摘要] � 汶川地震普遍出现的柱铰机制震害现象表明,我国的�强柱弱梁 弯矩调整措施有待改进。双向水平地震 作用是影响框架� 强柱弱梁 屈服机制的重要因素之一, 但在以往的柱端弯矩增大系数研究中没有对其给予重视。 以8 度区二级抗震等级框架为例, 基于平面模型的研究结果表明, 上部柱采用! M c= 1�5 ! Mb 或! M c = ! M bua的 柱端弯矩增大措施,同时底层柱下端的弯矩增大系数取 1� 5是较优化的� 强柱弱梁 调整 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 。在 OpenSees 平台上, 采用基于柔度法的纤维模型从而更真实地模拟柱在双向弯矩和变化轴力作用下的非线性地震反应, 分析了两个钢 筋混凝土六层三维空间框架在罕遇地震下的塑性铰分布规律。研究结果表明, 双向地震下两空间框架的塑性铰分 布均较对应的平面模型分析结果更不利;按 规范 编程规范下载gsp规范下载钢格栅规范下载警徽规范下载建设厅规范下载 要求的! M c= 1�2 ! M b (底层柱底弯矩增大系数取 1�25)设计的空 间框架,在罕遇地震下是典型的柱铰机制; 按优化的! M c= 1�5 ! M b(柱底取 1� 5)设计的空间框架,在罕遇地震下是 以柱铰为主的梁柱铰混合耗能机制。 [关键词] � 钢筋混凝土; 三维空间框架; 双向水平地震; 强柱弱梁; 纤维模型 Strong column�weak beammechanism for RC frames in China under bi�directional horizontal seismic excitation Yang Hong 1 , Wang Qilin 2 , Bai Shaoliang 1 ( 1 Civil Engineering College, 2 Architecture Design and Research Institute, Chonqing University, Chongqing 400045, China) Abstract: The damage characteristics of RC frames in the Wenchuan earthquake, prevalent column hinges mechanism, imply that further research is necessary for the � strong column�weak beam moment adjustment measures in China. Bi�directional horizontal seismic is one of the most important factors that affects the � strong column�weak beam mechanism of RC frames, however, it has not been considered seriously in the known researches of the moment amplification factor of columns� For example, research results based on plane model indicated that ! M c= 1�5 ! M b or ! M c = ! M bua used to amplify the moment of the upper floors columns, while 1. 5 used for that of the lower ends of first floor columns are optimized moment amplification measures. Based on the OpenSees framework, flexibility method based fiber model was adopted to simulate the nonlinear responses of columns under biaxial bending and varying axial force effectively, and the plastic hinge distributions of two six�stories 3D spatial reinforced concrete frames under rare earthquake were investigated. The results indicate that the plastic hinge distributions of two spatial frames under bi�directional horizontal seismic action are all worse than that of the corresponding plane frames. Spatial frame designed according to the ! M c= 1�2 ! M b( 1�25 for the moment amplification factor of the lower column ends of first floor) in the Chinese building code develops a typical column hinges mechanism under rare earthquake, while spatial frame designed according to optimized measure ! M c= 1�5 ! M b( 1� 5 for the lower column ends of first floor) develops a column hinges dominated column�beam mixing hinges mechanism under rare earthquake. Keywords: reinforced concrete; 3D spatial frame; bi�directional horizontal seismic; strong column�weak beam; fiber model * 重庆市科委自然基金资助项目( CSTC, 2009BB4217)。 作者简介:杨红( 1969�) ,男,平湖人,博士,教授, Email: yangh@cqu. edu. cn。 0 � 引言 2008年 5月 12 日四川省汶川县发生的里氏 8�0级 地震中 7度设防的三级框架结构普遍出现的是柱铰机 制(例如漩口中学主教学楼框架、南坝镇某公用建筑框 架等 ) [ 1�4] , 未能实现 我国 ∀建筑抗震设 计规范# (GB50011 ∃ 2001) (以下简称抗震规范) 所期望的� 强柱 弱梁 屈服机制。我国学者针对该问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 从现浇楼板、填 充墙、框架梁端超配筋、超烈度等方面进行讨论,并提 出了有关建议[ 2�4]。 我国抗震规范中在第 6�2�2 条和 6�2�3 条分别给 出了对柱端抗弯承载力进行增大的要求, 即� 强柱弱 梁 弯矩调整措施(其中第 6�2�3条是针对底层柱下端 而言 ) , 这些措施与欧共体 EC8 ( 2003) 规范、美国 ACI318�05( 2005)规范和 UBC( 1997) 规范等皆属取值偏 小的同一类方案, 仅在控制柱端弯矩增大的宽严程度 略有不同,结果均是在强震下中间楼层柱铰将无法避 免,在罕遇地震作用下框架梁端塑性铰出现相对较早、 较普遍,而柱端塑性铰出现相对较迟、塑性转动相对较 71 小的梁柱铰混合耗能机制[ 5�7]。上述几本规范的共同 特点是, �强柱弱梁 措施仅在柱子两主轴方向的平面 框架内施行, 忽略地震作用的空间效应。以我国抗震 规范为例,第 6�2�2 条给出的柱端弯矩增大措施的一 般形式为: ! M c % �c ! M b ( 1a) 一级框架结构及 9度时尚应符合 ! M c %1�2! M bua ( 1b) 式中: �c 为柱端弯矩增大系数, 其值随抗震等级不同 而分别取 1�4(一级) , 1�2( 二级) , 1�1( 三级) ; !M b , ! M c 分别为节点左右梁端截面、柱端上下截面反时针或 顺时针方向组合的弯矩设计值之和; ! M bua为节点左 右梁端截面反时针或顺时针方向根据实配钢筋面积 (计入受压筋)和材料强度 标准 excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载 值确定的正截面抗震受 弯承载力所对应的弯矩值之和。 上述柱端弯矩增大措施的制定依据主要是新西兰 在 20世纪 70年代、欧共体在 20世纪 90年代完成的基 于平面分析模型的系列研究结果[ 5, 8]。我们也曾采用 平面分 析模型 对柱端 弯矩 增大系 数进 行了分 析[ 6�7, 9�11] ,所得总体结论是: 9 度区一级抗震等级框架 要求按梁端实际配筋对柱进行增强,能较好形成以梁 端塑性铰为主的塑性耗能机制; 7度区三级框架多数 柱的纵筋由最小配筋率控制 (相当于增大了柱端弯矩 增大系数 ) , 但由于柱端弯矩增大系数取值偏小,故大 震下形成的梁柱铰混合耗能机制明显不如 9 度区有 利,其塑性铰数量虽总体相对偏少,但柱铰所占比例不 小; 8度区二级框架的柱端抗弯能力增大措施相对较 弱,在大震下形成的是柱铰偏多的局面, 尚难保证框架 在大震下的抗震性能。 可见,汶川地震中框架结构普遍出现柱铰机制的 事实表明,上述基于平面模型的柱端弯矩增大系数的 分析结果与框架在地震中的实际受力规律存在差异。 1 � 双向地震下的柱端弯矩增大系数 地震时地面运动是复杂多维的, 对三维框架的作 用也是空间的[ 12] 。在更为真实的双向地震作用下,柱 子因同时在两个方向受到地震作用将形成双向偏心受 压。一方面,研究表明矩形、方形柱的双向压弯承载力 将比单向压弯的降低 10%~ 40% [ 13] ; 另一方面, 柱受 到的双向地震弯矩将比单向的增大,这可通过两个主 轴方向与柱相连的框架梁传来的弯矩估计。例如,若 假定与某空间受力的中柱相连的四根梁在地震下均进 入屈服后受力,且在前后、左右两个方向由梁端传给柱 子的弯矩分别为 ! Mbua- x和 ! Mbua- y (即按照实配钢 筋、材料强度标准值计算的梁端抗震受弯承载力) ,则 最不利的情况是各梁端同时达到屈服,沿柱斜角方向总 弯矩为 ( !Mbua- x ) 2+ ( !Mbua- y) 2。若其两主轴方向 的梁端实配钢筋抗弯承载力均为 !M bua ,两者同时出 现时沿斜向 45&方向的最不利弯矩为 2 ! Mbua (较单向 地震弯矩增大 41% )。可见, 就斜对角方向而言, 双向 地震作用对框架柱是双重不利影响:既降低承载力、又 增大地震效应。 数值分析结果表明[ 14] ,空间框架在双向地震作用 下的非线性地震反应明显比单向输入下的更不利,双 向地震的耦合作用会使框架塑性变形更多集中在柱 端,相应减轻梁端塑性转动, 造成单向、双向地震下的 塑性铰分布明显不同。以 8度 0�2g 区 2 ∋ 3跨 6层空 间框架为例,双向地震下空间框架以柱铰为主,单向地 震下空间框架的塑性铰分布则介于平面框架与双向地 震下空间框架之间。单向地震输入会明显低估柱端塑 性反应。 20世纪 70年代新西兰曾用非常简化的力学模型 研究了双向地震对柱端弯矩增大系数的影响[ 8]。在此 基础上,新西兰 NZS3101规范附录 A采取以下方法考 虑双向地震对柱端弯矩增大系数的影响。 首先,新西兰 NZS3101 规范属采用较大柱端弯矩 增大系数取值的另一类方案, 其目标是促使框架在强 震下形成仅在梁端和底层柱脚形成塑性铰的较理想的 梁铰屈服机制。其规范条文是: M col = �oj M E - ( Vcol ) ( 0�3h b) ( 2) 式中, hb 为梁截面高度, M E 为柱端 (节点内柱轴线与 梁轴线交点处)的地震作用弹性弯矩,它需要由梁端弯 曲超强系数 �oj和动力放大系数 共同放大, Vcol为柱 剪力, Mcol是节点上、下表面柱端截面的控制弯矩。 其次,在平面框架的基础上通过增大动力放大系 数 的取值来防止柱在双向地震下进入屈服, 其优点 是将柱简化为仍按单向弯矩作用的方法进行截面设 计。以�延性框架 (结构性能系数 q= 6�0)为例,新西 兰规范要求系数 按下列公式取用: 沿一个主平面受 力的框架 1�3 ( = 0�6T 1 + 0�85 ( 1�8 ( 3) 同时沿两个正交主方向受力的框架 1�5 ( = 0�5T 1 + 1�1 ( 1�9 ( 4) 式中 T 1 是结构基本周期。�沿一个主平面受力的框 架 是指沿一个主平面由框架作为抗侧向力结构,在另 一正交方向因有剪力墙等很强的抗侧力构件而不需考 虑框架参与受力的情况。否则,就属于�同时沿两个正 交主方向受力的框架 。对比式( 3) , ( 4)可见,新西兰 规范对双向地震下的柱弯矩增强系数 �oj 的取值约 72 为单向受力框架的 1�15~ 1�06 倍 (随基本周期而不 同)。新西兰规范采用这一较小取值的理由是[ 8] ,两主 轴方向上柱的最大地震弯矩一般不同时出现, 与中间 节点相连的四个梁端同时出现极大弯矩值(或同时达 到M bua )的可能性不大;另外,梁端弯矩与柱上、下端的 动力放大系数的相关性复杂,其基本趋势可简化为,两 个主轴方向的柱上、下端同时出现较大动力放大系数 的概率将随梁端数量的增加而减小。 显然,我国常用的框架结构均属于新西兰规范的 �同时沿两个正交主方向受力的框架 , 结构设计时简 单地忽略双向地震对柱端弯矩增大系数的影响缺乏可 靠依据。 采用可真实地模拟柱子的双向弯曲和变化轴力耦 合作用的纤维模型及基于柔度法的非线性梁柱单元对 空间框架的柱端弯矩增大系数进行的分析表明[ 15] ,双 向地震的输入方式对不同方向的梁端( 如节点左侧与 前侧、左侧与后侧等)弯矩时程的相关性有明显影响, 相同输入(即两方向输入地震动的同一分量)下不同方 向的梁端弯矩时程、柱端弯矩时程的频率和相位基本 相同;在更为真实的相关输入(两方向输入地震动的不 同分量)下不同方向的柱端弯矩和梁端弯矩时程皆保 持一定的相位差,但不论双向地震的输入方式如何,相 同方向的两个梁端弯矩时程的频率、相位基本相同。 2 � 平面模型中的柱端弯矩增大系数合理取值 以 8度区二级抗震等级为例,采用平面分析模型 研究了不同柱端弯矩增大系数取值对按我国∀混凝土 结构设计规范#(以下简称混凝土规范) 设计的钢筋混 凝土平面框架的塑性铰控制效果[ 6, 10]。其研究方法 是,采用从小到大系列变化式( 1a)的系数 �c 和式( 1b) 的系数 1�2的方法分别对框架柱进行设计, 再利用多 波输入和非线性动力反应分析对大震下不同柱端弯矩 增强措施的塑性铰控制效果进行识别。研究结果表 明,按我国规范下限设计的 8 度区二级抗震框架 (其 � 强柱弱梁 措施为 !M c= 1�2 !M b) 未能实现大震下 以梁铰耗能为主、有效控制柱端塑性转动的梁柱铰混 合机制的控制目标。用 ! M c= ! Mbua确定柱配筋的 框架,其柱端抗弯能力增强幅度可能接近甚至超过 !M c= 1�5 ! M b 的框架 ( 两者的塑性铰控制效果相 近) ,大震下虽仍有一系列柱端形成塑性铰, 但变形集 中的薄弱层现象已消失, 柱端转动明显减小。用 ! M c = 1�5 !M bua或用 ! M c= 1�8 !M b 设计的框架在大震 下均为较理想的梁铰机制, 这与欧共体的研究结果[ 5] 是一致的。 此外,底层柱底截面的弯矩增大系数是框架柱端 弯矩增大措施的一个组成部分。研究表明[ 9] ,确定底 层柱下端弯矩增大系数的严格程度应与上部各层柱端 弯矩增大系数取值的严格程度相互匹配, 将上部各层 柱的弯矩增强措施提高到 ! M c= !M bua的水准后, 8 度区二级抗震等级框架虽能有效控制上部柱的塑性转 动,但底层柱下端的弯矩增大系数取抗震规范的 1�25 仍难以有效控制底层柱底的塑性转动。因此, 对 8度 区二级抗震等级的框架有必要将底层柱下端弯矩增大 系数也相应提高,例如 1�5左右。 综上所述,在平面分析模型中, 8度区二级抗震框 架上部柱采用 ! Mc = 1�5 ! Mb 的柱端弯矩增大系数 (或 ! Mc= !M bua ) ,同时底层柱下端的弯矩增大系数 取 1�5是较为优化的控制框架塑性铰屈服机制的� 强 柱弱梁 调整方案。 对于双向地震作用下的空间框架,虽可从理论上 推测抗震规范给出的 ! Mc= 1�2 !M b(柱底取 1�25)以 及优化的提高方案 !M c= 1�5 !M b (柱底取 1�5)的塑 性铰控制效果均应该比相应平面模型的分析结果更 差,但具体状况仍不明确。下面将采用合理的模型化 方法对按不同柱端弯矩增强措施设计的空间框架在双 向地震下的非线性反应进行分析。 3 � 双向地震下空间框架算例 分析对象为两个质量、刚度分布皆均匀、规则的 3 跨 ∋ 2跨六层空间框架(编号分别为 KJA和 KJB) ,两框 架均按 8 度 0�2g 区、第一设计分组、)类场地进行设 计,抗震等级二级,框架的轴线尺寸、层数、层高、结构 布置等见图 1, 框架均严格按混凝土规范 GB50010 ∃ 2002和抗震规范 GB50011 ∃ 2001 进行结构设计, 其梁 板混凝土强度等级皆为 C30。两框架楼面恒、活载标 准值分别为 4�0, 3�17kN�m2 (其中包含非固定轻质隔 墙,按∀建筑结构荷载规范#的要求取每延米 1�3 的墙 重作为楼面活荷载附加值) ,楼面周边框架梁的固定隔 墙荷载为 8�2kN�m。屋面恒、活载标准值分别为 6�84, 2�0kN�m,屋面周边框架梁的女儿墙荷载取为 3�5kN�m。 两空间框架的区别仅在于柱端弯矩增大系数 �c 取值 不同, 其中 KJA 按抗震规范取 1�2( 底层柱下端取 1�25) , KJB按前述基于平面模型的分析结果所建议的 优化方法取 �c 为 1�5( 底层柱下端取 1�5)。可见, KJA 和 KJB的梁柱截面尺寸、梁配筋等均相同, 不同之处仅 是 KJB的柱配筋比 KJA更大,如表 1所示。 非线性分析均在OpenSees(Open System for Earthquake Engineering Simulation) [ 16]平台上完成, 其中对材料分别 采用基于 Kent�Scott�Park的单轴混凝土模型( Concrete02 Material) 和基于 Menegotto�Pinto 的钢筋模型 ( Steel02 Material) ,混凝土、钢筋的材料特征参数均按平均值水 准确定,以反映结构的实际状况;截面对象采用能真实 73 � � � � � 框架一层柱子配筋 表 1 柱子编号 KZ1 KZ2 KZ3 KZ4角筋 x 向 y 向 角筋 x 向 y 向 角筋 x 向 y 向 角筋 x 向 y 向 框架 KJA 4 25 3 25 1 25+ 3 22 4 25 2 25 2 25 4 25 2 20 1 25+ 2 22 4 25 1 20+ 2 22 3 25 编号 KJB 4 25 2 32+ 2 22 4 28 4 25 3 25 3 25 4 25 2 25 4 25 4 25 2 28+ 1 22 2 25+ 2 28 模拟柱子双向压弯的纤维模型;单元对象采用基于柔度 法的非线性梁柱单元(Force Based Nonlinear Beam Column Element)。非线性分析中为了近似考虑现浇楼板对梁承 载力和刚度的影响,按文[ 17]的建议,框架梁左、右各取 6倍板厚范围内的平行于梁轴线的板上、下钢筋参与梁 的受力,并按T形或倒 L形截面对梁进行定义。 图 1 � 空间框架的平面及立面布置图 � 我们曾以典型平面框架为例对比分析了现浇板参 与梁端受力对框架地震反应的影响[ 18] ,结果表明与不 考虑现浇板的情况相比,考虑 6倍板厚的现浇板翼缘宽 度虽可明显增大梁端负弯矩,但对框架地震反应的影响 幅度并不显著,其影响表现为考虑现浇板翼缘后框架最 大顶点侧移、最大层间侧移减小趋势不明显,塑性铰分 布规律的变化则是梁铰数量小幅减少,柱铰数量小幅增 加。下面的算例仍然暂时按上述在框架梁左、右各取 6 倍板厚的翼缘(包括现浇板钢筋)的近似方法,主要是由 于有限元模型的建立更容易,但这与实际情况仍有差 别,汶川地震后的震害调查和综合讨论[ 3, 19] 也说明, 更 合理的现浇板模拟方法仍有待进一步研究。 按抗震规范的建议所选取的� 3+ 1 地震动输入见 表2(表中�较大分量 的含义是地震动输入两水平分 量中峰值加速度 PGA 更大的分量 ) , 其中人工波 ACC00013的峰值比按抗震规范条文说明确定。各条 地震波较大分量的峰值加速度均调整为 400cm�s2。 4 � 罕遇地震下空间框架的非线性反应及评价 限于篇幅,下面仅以沿 x 向输入较大地震波分量 所得的分析结果为例进行说明,沿 y 向输入较大分量 的反应规律与后文所述具有很好的一致性。 地震动输入方案 表 2 地震动输入的 较大分量 水平向相关记录 (较小分量) 峰值比 备注 ACC00013 (人工波) ACC00013 1∗0�85 USA00005 (天然波) USA00004 1∗0�93 USA00119 (天然波) USA00118 1: 0�88 USA00221 (天然波) USA00220 1∗0�85 两方向输入同一分量, 简称� 相 同输入 。两方向输入不同分 量,两地震波分量的峰值加速度 比值(即� 峰值比 )按照实际记 录取值,不进行调整,简称� 相关 输入 。 4�1 双向地震输入下的位移反应和纤维应变 KJA 柱配筋增强为 KJB之后,最大顶点位移变化 很小( x 轴方向对应的顶点位移角皆为 1�200 左右) ,如 图 2所示。层间侧移变化明显,其最大层间位移角平 均值由 KJA 的 1�63 减小为 KJA 的 1�109, 且 USA00221 波作用下(反应最大)框架 x 向的最大层间位移所在楼 层由层 5变为层 4,如图 3所示。 图 2� 两空间框架 x 向的顶点位移时程 � 表 3给出的两空间框架的梁、柱端部截面混凝土 纤维、钢筋纤维的最大应变平均值(皆为四组地震波输 入下纤维最大应变的平均值, 下同) 说明,柱配筋增强 为 KJB之后,柱的混凝土纤维、钢筋纤维的平均应变皆 明显减小,而梁的混凝土纤维、钢筋纤维的应变则皆小 幅增大。 两空间框架混凝土纤维、钢筋纤维应变 表 3 框架 编号 混凝土最大压应变平均值 钢筋最大拉应变平均值 柱 梁 柱 梁 KJA - 0�009 47 - 0�002 37 0�009 15 0�003 21 KJB - 0�005 66 - 0�003 63 0�006 15 0�004 22 4�2 双向地震输入下的塑性铰分布 表 4给出的分析结果表明,柱端弯矩增大系数提 高为 KJB后,柱端平均出铰率明显减小,柱端转角延性 需求平均值(各柱端延性系数按照从大到小排序,从最 74 图 3 � 两空间框架 x 向的层间位移角分布 � 图 4� 两空间框架的塑性铰分布图 大值开始向后共取 30%的总柱端数量, 然后取其延性 系数的平均值,下同)下降了约 25% ;梁端平均出铰率 小幅增大,梁端转角延性需求也有所增加。 两空间框架杆端出铰率和转角延性 最大 30%的平均值 表 4 框架 编号 杆端出铰率�% 杆端转角延性最大 30%的平均值 柱 梁 柱 梁 KJA 31�9 3�4 4�04 1�30 KJB 15�9 8�7 2�91 2�29 图 4有代表性地给出了在 ACC00013 波、USA00221 波输入下 KJA和 KJB在整个时程中各杆端塑性铰曾经 达到的最大转角的分布状况。图中圆圈表示该杆端已 进入屈服后状态(实心圆代表双向屈服, 空心圆代表单 向屈服 ) ,圆的大小表示弹塑性转动的大小。图 4 表 明,按现行抗震规范的�强柱弱梁 措施设计的 KJA在 罕遇地震下是以柱端出铰为主, 其转角主要分布在 0�006~ 0�009rad 之间 (少量超过 0�009rad) , 且多次形 成了同一楼层全部柱端同时出铰的不利反应状态(出 铰时间相隔不超过 1s) ,表明 KJA 已经形成典型的层侧 移机构。KJA底层柱出铰也较为普遍;梁端仅有少量 出铰,且多为单向屈服。 柱配筋增强为 KJB之后,柱端塑性铰仍然出现较 多, 其塑性铰分布规律总体上较 KJA 有所改善。改善 的具体内容是: KJB的柱端塑性铰转角大小、数量均有 较明显的减小,且基本避免了同楼层全部柱上、下端同 时出铰的不利情况的发生。但 KJB的柱端出铰仍较为 普遍,且少数楼层仍有绝大部分柱端同时出铰的现象。 另外, KJB梁端塑性铰数量较 KJA有小幅增多 (多为单 向出铰) ,但总体上梁铰仍然不占优势。 综合而言,罕遇地震下 KJA是典型的柱铰机制,其 塑性铰控制效果较文[ 10] 和文[ 20]给出的 8度区二级 抗震平面框架明显更差 (平面框架仅个别楼层出现层 侧移机构) ;柱子增强后的 KJB是以柱铰为主的梁柱铰 混合耗能机制,柱端塑性铰数量较多,仍无法有效避免 层侧移机构的发生,其塑性铰控制效果仍然较文[ 6]给 出的对应平面框架明显更差。 5 � 结论及建议 ( 1)双向地震对框架� 强柱弱梁 屈服机制的影响 目前仍未引起足够重视。双向水平地震的耦合作用会 造成单向、双向地震下框架的塑性铰分布有所不同,对 柱端弯矩增大系数的影响不应忽视。 ( 2)在平面分析模型中,对 8 度区二级抗震框架的 75 上部柱采用 ! Mc= 1�5 ! Mb 的柱端弯矩增大系数(或 !M c= ! Mbua ) , 同时底层柱下端弯矩增大系数取 1�5 是较为优化的控制框架塑性铰屈服机制的� 强柱弱梁 调整方案。 ( 3)对于双向地震作用下的空间框架而言,规范给 出的 !M c= 1�2 !M b(柱底 1�25)以及优化的提高方案 !M c= 1�5 !M b(柱底 1�5) 的塑性铰控制效果均较对 应的平面模型分析结果明显更差。 ( 4)按规范给出的 ! Mc = 1�2 ! Mb (柱底 1�25)设 计的空间框架,在罕遇地震下容易形成柱铰机制,即同 层全部柱端同时出铰的不利反应。 ( 5)按优化的 !M c= 1�5! Mb(柱底 1�5)设计的空 间框架,在罕遇地震下无法有效避免层侧移机构的发 生,是以柱铰为主的梁柱铰混合耗能机制。 ( 6)暂取 6 倍板厚的翼缘宽度 (包括现浇板钢筋) 近似考虑强震下现浇板对梁承载力和刚度的影响仍有 待改进。 ( 7)若考虑双向水平地震作用的影响,在结构设计 时可以将� 强柱弱梁 措施在式( 1)的基础上提高。简 单的做法是直接加大柱端弯矩增大系数 �c 的取值;更 合理的思路是借鉴新西兰规范的做法, 区分该方向是 否有剪力墙(还可更仔细地考虑基本周期的变化) ,再 对不同的柱或柱的某一方向分别按不同的� 强柱弱梁 措施对柱端进行增强。 参 考 文 献 [ 1 ] 王亚勇.汶川地震建筑震害启示 ∃ ∃ ∃ 抗震概念设计[ J] .建筑结 构学报, 2008, 29(4) : 20�25. [ 2 ] 清华大学,西南交通大学,北京交通大学土木工程结构专家组. 汶川地震建筑震害分析[ J] .建筑结构学报, 2008, 29( 4) : 1�9. [ 3 ] 叶列平,曲哲,马千里,等.从汶川地震中框架结构震害谈� 强柱 弱梁 屈服机制的实现[ J] .建筑结构, 2008, 38( 11) : 52�59. [ 4 ] 冯远,肖克艰,刘宜丰.汶川地震灾害引发建筑结构设计者的思 考[ J] .建筑结构, 2008, 38( 7) : 25�27. [ 5 ] Comite Euro�international du Beton ( CEB) Task Group +�2. Seismic design of reinforced concrete structures for controlled inelast ic response ( design concepts) [ R] . London, UK: ThomasTelford Ltd. , 1998. [ 6 ] 杨红,韦锋,白绍良,等.柱增强系数取值对钢筋混凝土抗震框 架塑性铰机构的控制效果[ J] .工程力学, 2005, 22( 2) : 155�161. [ 7 ] 韦锋,杨红,白绍良.对我国不同烈度区钢筋混凝土框架现行抗 震规定的初步验证[ J] .重庆建筑大学学报, 2001, 23(6) : 1�9. [ 8 ] KELLEY T E. Some seismic design aspects of mult istorey concrete frames[ D] . Christchurch:University of Canterbury, 1974. [ 9 ] 杨红,王珍,韦锋,等.柱底抗弯能力增强措施对钢筋混凝土框 架抗震性能的影响[ J] .世界地震工程, 2002, 18( 4) : 66�72. [ 10] 刘光明,杨红,邹胜斌,等.基于新规范的钢筋混凝土框架抗震 性能评价[ J] .重庆建筑大学学报, 2004, 26( 1) : 40�50. [ 11] 韦锋,杨红,傅剑平,等.普通钢筋混凝土规则框架的弹塑性地 震反应[ J] .重庆大学学报, 2007, 30( 7) : 59�65. [ 12] 何浩祥,张玉怿,李宏男.建筑结构在双向水平地震作用下的扭 转振动效应[ J] .沈阳建筑工程学院学报, 2002, 18( 4) : 241�243. [ 13] 邱法维,李文峰,潘鹏,等.钢筋混凝土柱的双向拟动力静力试 验研究[ J] .建筑结构学报, 2001, 22( 5) : 26�31. [ 14] 杨红, 高文生, 王志军. 空间框架简化为平面模型的抗震分析 [ J] .重庆大学学报, 2008, 31( 11) : 1267�1272. [ 15] 杨红,王建辉,白绍良.双向地震作用对柱端弯矩增强系数的影 响分析[ J] .土木工程学报, 2008, 41( 9) : 40�47. [ 16] MAZZONI S, MCKENNA F, SCOTT M H, et al. OpenSees users manual[ R] . PEER, University of California at Berkeley, 2006. [ 17] 吴勇,雷汲川,杨红,等.板筋参与梁端负弯矩承载力问题的探 讨[ J] .重庆建筑大学学报, 2002, 24( 3) : 33�37. [ 18] 杨红,吴晶晶,王志军.模型化方法对钢筋混凝土框架地震反应 的影响分析[ J] .地震工程与工程振动, 2008, 28( 2) : 20�28. [ 19] 傅学怡.汶川、台湾建筑震害启示 ∃ ∃ ∃ 改进规范的几点建议 [ J] .建筑结构, 2008, 38( 7) : 15�16. [ 20] 韦锋,傅剑平,白绍良.我国混凝土框架结构强柱弱梁措施的实 际控制效果[ J] .建筑结构, 2007, 37( 8) : 5�9. (上接第 82页) [ 7 ] 陈剑, 顾强, 陈绍蕃. 薄壁卷边槽钢梁板件相关屈曲分析及受 压翼缘的有效宽厚比( ) ) [ J] . 西安建筑科技大学学报, 1996, 28( 4) : 383�387. [ 8 ] 同济大学建设工程试验检测中心. 建筑结构用高频焊接轻型 H型钢试验报告[ R] . 1996: 1�35. [ 9 ] 何保康. 轴心压杆局部稳定试验研究 [ J] . 西安冶金建筑学院 学报, 1985( 1) : 20�34. [ 10] 王国周, 赵文蔚, 胡军, 等. 焊接工形柱承载能力的试验及理 论研究[ J] . 建筑结构学报, 1988, 9( 1) : 1�13. [ 11] 蔡春生, 王国周. 双向偏心受压H 型截面构件弯扭屈曲稳定极 限承载能力研究[ J] . 土木工程学报, 1991, 24 ( 2) : 37�46. [ 12] 丁阳, 韩庆华, 尹越, 等. 焊接工字梁腹板屈曲后强度的利用 [ J] . 建筑结构, 1999, 29( 6) : 9�11. ∀建筑结构#杂志声明 ∀建筑结构#2010年第 4 期(第 40 卷第 4 期)第 54 ~ 57页刊载的∀某复杂高层建筑结构设计分析#一文, 经相关同志和单位指正认为其部分内容与本刊 2008 年第 8期发表的∀台商大厦超限高层结构设计#一文部 分内容与结果雷同, 并侵犯了该公司的知识产权。经 我们再三与作者联系, 作者未向本刊提供使用该工程 设计单位的资料和研究成果的委托证明, 以及证明其 计算结果真实性的有说服力的计算证明材料。鉴于 此,本刊对已发表的∀某复杂高层建筑结构设计分析# 一文予以撤销。特此声明。 ∀建筑结构#编辑部 2 01 0年8月 1 3日 76