劉 兵，趙寶成

（蘇州科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州215011）

連柱鋼框架結(jié)構(gòu)耗能連梁可替換性分析

劉 兵，趙寶成

（蘇州科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州215011）

連柱鋼框架結(jié)構(gòu)由耗能連梁連接框架結(jié)構(gòu)的毗鄰雙柱構(gòu)成，地震作用下連梁首先屈服耗散地震能量，避免或延緩主體結(jié)構(gòu)損傷。為了研究連柱框架結(jié)構(gòu)連梁的可替換性，設(shè)計了2組不同結(jié)構(gòu)高跨比、1組不同結(jié)構(gòu)層數(shù)和1組不同構(gòu)件鋼材等級的算例。采用有限元分析軟件對算例進(jìn)行Pushover分析，分析不同高跨比、層數(shù)和鋼材等級對連柱框架結(jié)構(gòu)可替換性的影響。分析結(jié)果表明：基于等能量原理的三折線模型適用于確定連柱鋼框架結(jié)構(gòu)耗能連梁的替換范圍；高跨比系列算例的層間位移角介于1/180 rad至1/45 rad之間時耗能連梁可進(jìn)行替換；給出了不同層數(shù)連柱鋼框架結(jié)構(gòu)耗能連梁可替換層間位移角限值的變化規(guī)律；采用高強(qiáng)度鋼材作為非耗能構(gòu)件后，耗能連梁可替換層間位移角的范圍增大，耗能連梁層間位移角可替換的下限基本不變，上限隨鋼材強(qiáng)度的提高而增加。

連柱框架結(jié)構(gòu)；耗能連梁；三折線模型；層間位移角

隨著抗震理論的發(fā)展，新型材料的使用，滿足現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計的結(jié)構(gòu)能達(dá)到“大震不倒”的設(shè)計要求[1]。然而當(dāng)建筑經(jīng)歷大震后，部分構(gòu)件受到嚴(yán)重破壞無法使用，結(jié)構(gòu)失去使用功能，造成嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失。目前實(shí)現(xiàn)震后建筑結(jié)構(gòu)使用功能快速恢復(fù)已成為國內(nèi)外的研究熱點(diǎn)[2-3]。

連柱鋼框架結(jié)構(gòu)[4-7]（Linked Column Frame System，簡稱LCF）易于更換屈服的耗能連梁，能夠快速恢復(fù)結(jié)構(gòu)的震后使用功能。連柱鋼框架結(jié)構(gòu)（圖1）由兩部分組成[8]：（1）耗能連梁連接雙柱構(gòu)成連柱系統(tǒng)，形成抗側(cè)力構(gòu)件的第一道防線；（2）與之相連的框架結(jié)構(gòu)，構(gòu)成抗側(cè)力的第二道防線。連柱鋼框架結(jié)構(gòu)可采用可替換連梁，地震作用下，連梁首先進(jìn)入塑性耗散能量，通過更換耗能連梁可以快速恢復(fù)結(jié)構(gòu)的使用功能[9]。

理想的連柱鋼框架結(jié)構(gòu)在單向水平荷載作用下的屈服機(jī)制[10]如圖2所示，分為三個階段——彈性、快速修復(fù)和防止倒塌階段。其中橫坐標(biāo)Δ為結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)的水平位移，縱坐標(biāo)V為結(jié)構(gòu)受到的總水平荷載，VLC和VMF分別為連柱部分和框架部分承擔(dān)的水平荷載。連柱鋼框架結(jié)構(gòu)中的連梁可作為“保險絲”，在框架梁產(chǎn)生塑性鉸之前進(jìn)入塑性。在設(shè)防地震作用下，僅連梁進(jìn)入塑性，結(jié)構(gòu)處于快速修復(fù)階段。在罕遇地震作用下，連梁和框架梁均可能屈服，結(jié)構(gòu)具有足夠的延性和能量耗散能力以防止結(jié)構(gòu)倒塌。

圖1 連柱框架體系的立面示意圖

圖2 理想化的LCF結(jié)構(gòu)和構(gòu)件的推覆曲線

1 算例設(shè)計

算例參照文獻(xiàn)[7-8]的布置方式進(jìn)行布置，見圖3。算例橫向?yàn)?跨，縱向6跨，BASE算例的橫、縱向柱距均為8.4 m，連柱的柱距確定為1.5 m，耗能連梁設(shè)計為剪切型?？拐鹪O(shè)防烈度為8度（0.30g），場地類別為Ⅱ類，設(shè)計地震分組為第一組，C類地面粗糙度，基本風(fēng)壓0.30 kN/m2，構(gòu)件鋼材Q235B。屋面恒載5.6 kN/m2，屋面活載0.5 kN/m2，雪荷載0.5 kN/m2，樓面恒載5.3 kN/m2，樓面活載2.0 kN/m2，外墻線荷載8.3 kN/m，女兒墻荷載4.0 kN/m，梁、柱自重1.1 kN/m。連柱系統(tǒng)只布置在建筑的外圍，文中取橫向1軸線框架為計算單元，假定每榀帶連柱的框架抵抗一半的橫向水平地震力。

LH、LV、LN、LQ系列算例是在BASE算例的基礎(chǔ)上，分別通過改變框架跨度、層高、層數(shù)（耗能連梁跨度不變）、非耗能構(gòu)件（框架梁、框架柱、連柱）鋼材得到，具體參數(shù)如表1。LN-3～LN-9算例層數(shù)分別為3～9層，LQ-1～LQ-3算例分別在BASE算例的基礎(chǔ)上，耗能連梁采用Q235B級鋼材，其余構(gòu)件分別采用Q345B、Q390B、Q420B級鋼材。

算例采用SAP2000設(shè)計并進(jìn)行Pushover分析，梁、柱、耗能連梁采用梁單元模擬，分別指定M3鉸、PMM鉸、V2鉸，并對V2鉸進(jìn)行修改。構(gòu)件截面參數(shù)見表2，其中中間層耗能連梁截面與其上方樓面層截面相一致，基礎(chǔ)層耗能連梁與一層截面相一致，不同層數(shù)算例的截面只需取到對應(yīng)層數(shù)。

圖3 BASE算例平立面布置圖

表1 LH、LV系列算例參數(shù)

表 2 構(gòu)件截面參數(shù)

2 耗能連梁可替換層間位移角的范圍

根據(jù)Pushover分析時塑性鉸的出現(xiàn)順序及發(fā)展程度，文中介紹了用于確定LCF結(jié)構(gòu)快速恢復(fù)使用功能的方法。

2.1 耗能連梁可替換層間位移角范圍的確定方法

在地震作用下連柱系統(tǒng)作為連柱框架抗震設(shè)防的第一道防線，耗能連梁首先屈服進(jìn)入塑性，地震作用后可對進(jìn)入塑性的連梁進(jìn)行替換，使結(jié)構(gòu)性能水平恢復(fù)到震前，當(dāng)耗能連梁塑性發(fā)展至結(jié)構(gòu)剛度明顯減小時，結(jié)構(gòu)的抗震性能降低須替換進(jìn)入塑性的耗能連梁，將此時作為耗能連梁可替換下限。當(dāng)側(cè)向變形過大或耗能連梁失效后，作為結(jié)構(gòu)抗震設(shè)防的第二道防線的框架系統(tǒng)逐步屈服，結(jié)構(gòu)進(jìn)入防止倒塌階段；當(dāng)替換耗能連梁不能使結(jié)構(gòu)恢復(fù)到震前的性能水平時，即為耗能連梁可替換范圍的上限。文中用結(jié)構(gòu)的最大層間位移角來表示可替換范圍的上下限。在Pushover推覆過程中，基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線呈現(xiàn)出明顯的多階段性，可通過將此曲線簡化為三折線，從而找到連梁可替換層間位移角的上下限值。圖4為BASE算例的Pushover曲線及其簡化模型，框架屈服前結(jié)構(gòu)具有較大的剛度，屈服后，結(jié)構(gòu)剛度減小明顯，結(jié)構(gòu)的Pushover曲線簡化為三折線模型的確定方法如下[11]：

（1）要求外力對結(jié)構(gòu)做的功保持不變，在圖上表示為力-位移曲線與橫軸圍成的面積和三折線模型與橫軸圍成的面積相等；

（2）選擇的三折線最接近Pushover曲線，即三折線與Pushover曲線圍成的面積最小。

圖4中三折線的兩個拐點(diǎn)A、B分別為耗能連梁可替換層間位移角的下限和上限。在A點(diǎn)以前，結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)，無需替換耗能連梁；在B點(diǎn)之后，結(jié)構(gòu)中的非耗能構(gòu)件（框架梁）塑性發(fā)展明顯，僅通過更換耗能連梁不能立即恢復(fù)結(jié)構(gòu)的功能。

2.2 BASE算例耗能連梁可替換層間位移角的范圍

BASE算例在水平荷載作用下，主要經(jīng)歷了以下4種塑性發(fā)展?fàn)顟B(tài)：

（1）耗能連梁出現(xiàn)塑性鉸；（2）框架梁出現(xiàn)塑性鉸；（3）框架柱出現(xiàn)塑性鉸；（4）結(jié)構(gòu)達(dá)到極限承載力。A點(diǎn)應(yīng)在狀態(tài)1之后，此時耗能連梁塑性發(fā)展明顯，使結(jié)構(gòu)處于非彈性階段；B點(diǎn)應(yīng)在狀態(tài)2之后，此時框架梁塑性發(fā)展明顯。

將Pushover曲線按2.1節(jié)的方法簡化為三折線模型，得到耗能連梁可替換層間位移角范圍的下限和上限（A點(diǎn)和B點(diǎn)），表3給出了BASE算例在A點(diǎn)、B點(diǎn)和上述4種塑性發(fā)展?fàn)顟B(tài)下結(jié)構(gòu)的水平荷載F、頂點(diǎn)水平位移Δ、各層層間位移角φ和各層耗能連梁轉(zhuǎn)角γ。通過三折線模型確定A、B點(diǎn)之后，再根據(jù)A、B兩點(diǎn)對應(yīng)位移處的最大層間位移角確定可替換范圍的上下限。

圖 4 力-位移曲線及簡化三折線模型

表3 BASE算例各狀態(tài)的特征值

結(jié)合表中數(shù)據(jù)和結(jié)構(gòu)出現(xiàn)塑性鉸的順序，可以得出以下結(jié)論：

（1）A點(diǎn)對應(yīng)的連柱鋼框架結(jié)構(gòu)的1、2、3層的層間位移角φ分別為5.61×10、5.50×10 和4.97×10 rad，接近A點(diǎn)頂點(diǎn)位移時只有基礎(chǔ)層、0.5層及1層耗能連梁出現(xiàn)塑性鉸，其他構(gòu)件均處于彈性狀態(tài)，可將A點(diǎn)視作耗能連梁替換層間位移角的下限，A點(diǎn)以前無需替換；

（2）B點(diǎn)對應(yīng)的連柱鋼框架結(jié)構(gòu)的1、2、3層的層間位移角φ分別為24.01×10-3、15.56×10-3和10.47×10-3rad，此時耗能連梁全部進(jìn)入塑性，1層與2層框架梁部分進(jìn)入塑性狀態(tài)，此時對結(jié)構(gòu)中的耗能連梁進(jìn)行替換不會顯著降低結(jié)構(gòu)替換后的性能水平，可將B點(diǎn)視為耗能連梁可替換層間位移角的下限。在B點(diǎn)之后，結(jié)構(gòu)中非耗能部件的塑性發(fā)展顯著，僅通過更換耗能連梁不能立即恢復(fù)主體結(jié)構(gòu)功能。

在Pushover推覆過程中，層間位移角φ隨著結(jié)構(gòu)塑性的發(fā)展而增大，可反映結(jié)構(gòu)各層損壞狀態(tài)的指標(biāo)，根據(jù)結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性的狀態(tài)，可確定連柱結(jié)構(gòu)快速恢復(fù)使用功能的范圍，即結(jié)構(gòu)的層間位移角在哪一個范圍段可對連柱框架結(jié)構(gòu)的耗能連梁進(jìn)行替換。上述3層LCF結(jié)構(gòu)，其耗能連梁可替換層間位移角的范圍為5.61× 10-3rad≤φmax≤24.01×10-3rad。

2.3 結(jié)構(gòu)高跨比的影響

圖5為LH、LV系列算例的Pushover曲線，按2.1節(jié)所述的方法確定耗能連梁可替換層間位移角的范圍見表4。

圖5 高跨比系列算例的Pushover曲線

表4 LH、LV系列算例耗能連梁的可替換范圍

根據(jù)各算例在Pushover分析中塑性鉸出現(xiàn)的順序及發(fā)展程度，得出以下結(jié)論：

（1）根據(jù)三折線模型確定的連柱鋼框架結(jié)構(gòu)耗能連梁可替換層間位移角的下限和上限分別對應(yīng)耗能連梁部分進(jìn)入塑性和框架梁部分進(jìn)入塑性的最大層間位移角，本文提出的三折線模型適用于不同高跨比的連柱鋼框架；

（2）可以看出LH、LV系列算例耗能連梁可替換層間位移角的下限基本一致，即連柱框架結(jié)構(gòu)耗能連梁可替換層間位移角的下限與層高、跨度關(guān)系不大。耗能連梁可替換的結(jié)構(gòu)層間位移角下限可取為0.005 6 rad，即1/180 rad；

（3）同等截面的情況下，跨度越小，抗側(cè)剛度越小，小跨度框架進(jìn)入彈塑性后框架梁的損傷較大，較早達(dá)到耗能連梁的可替換上限，故LH系列算例耗能連梁可替換層間位移角范圍的上限隨跨度的增大而增大。LV系列算例耗能連梁可替換層間位移角范圍的上限基本一致，說明框架梁進(jìn)入塑性的程度與層高關(guān)系不大。相對保守取LCF結(jié)構(gòu)耗能連梁可替換范圍結(jié)構(gòu)層間側(cè)移角的上限為0.022 2 rad，即1/45 rad。

2.4 結(jié)構(gòu)層數(shù)的影響

圖6為LN系列算例的Pushover曲線，按2.1節(jié)所述的方法確定耗能連梁可替換層間位移角的范圍見表5。

圖6 LN系列算例的Pushover曲線

表5 LN系列算例耗能連梁的可替換范圍

根據(jù)LN系列算例在Pushover分析中塑性鉸出現(xiàn)的順序及發(fā)展程度，并分析了表5中耗能連梁可替換層間位移角的范圍，得出：（1）LN系列中耗能連梁和框架梁部分進(jìn)入彈塑性狀態(tài)時的最大層間位移角與根據(jù)三折線模型確定的連柱鋼框架結(jié)構(gòu)耗能連梁可替換層間位移角的下限和上限基本一致，因此文中提出的三折線模型適用于不同層數(shù)的連柱鋼框架；（2）LN系列算例耗能連梁可替換層間位移角的下限隨層數(shù)的增加而增大，由于各算例的截面尺寸不同，導(dǎo)致初始剛度不同，耗能連梁可替換層間位移角的下限隨層數(shù)的增加非單調(diào)增加；（3）LN系列算例耗能連梁層間位移角的上限隨層數(shù)的增加而減小，層數(shù)越高替換上限越趨于穩(wěn)定。耗能連梁可替換結(jié)構(gòu)層間位移角的范圍隨結(jié)構(gòu)高度的增加而減小。

2.5 非耗能構(gòu)件鋼材等級對耗能連梁可替換范圍的影響

圖7為LQ系列算例的Pushover曲線，按2.1節(jié)所述的方法確定耗能連梁可替換層間位移角的范圍見表6。

圖7 LN系列算例的Pushover曲線

表6 LN系列算例耗能連梁的可替換范圍

根據(jù)LQ系列算例在Pushover分析中塑性鉸出現(xiàn)的順序及發(fā)展程度，并分析了表6中耗能連梁可替換層間位移角的范圍。得出：（1）LQ系列算例耗能連梁部分進(jìn)入塑性，框架梁部分進(jìn)入塑性時的最大層間位移角與可替換層間位移角的上限和下限相一致，提出的三折線模型適用于不同層數(shù)的連柱鋼框架；（2）LQ系列算例耗能連梁的層間位移角替換范圍的下限基本一致。這是由于上述各算例在彈性階段的反應(yīng)完全相同，又因?yàn)楹哪苓B梁具有相同的截面尺寸和材料本構(gòu)，各算例在相同的變形下通過耗能連梁開始塑性耗能。（3）隨著鋼材強(qiáng)度等級的提高，非耗能構(gòu)件在結(jié)構(gòu)發(fā)生更大變形時才開始發(fā)展塑性，LQ系列算例耗能連梁層間位移角替換范圍的上限隨之增加，耗能連梁的替換范圍也隨之?dāng)U大。相對于BASE算例，LQ-1～LQ-3算例耗能連梁替換范圍上限分別提高了18.5%、37.4%、41.9%。

3 結(jié)論

（1）三折線模型可用于確定連柱框架結(jié)構(gòu)耗能連梁可替換層間位移角的范圍；

（2）高跨比不同的連柱框架耗能連梁的可替換層間位移角的下限基本一致，上限隨跨度的增加而略有增大，與連柱框架的層高無關(guān)；

（3）3層連柱框架結(jié)構(gòu)耗能連梁可替換層間位移角的范圍可取1/180 rad≤φmax≤1/45 rad；

（4）耗能連梁可替換層間位移角的下限隨層數(shù)的增加而增大，耗能連梁可替換層間位移角的上限隨層數(shù)的增加而減?。缓哪苓B梁可替換層間位移角的范圍隨結(jié)構(gòu)層數(shù)的增加而減小。

（5）采用高強(qiáng)度鋼材作為主結(jié)構(gòu)后，耗能連梁替換范圍的層間位移角下限不受影響，而上限因主結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)入塑性推遲而增加。較之BASE算例，LQ-1～LQ-3算例耗能連梁可替換層間位移角的上限分別提高了18.5%、37.4%、41.9%。

[1]王亞勇．汶川地震建筑震害啟示——抗震概念設(shè)計[J]．建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2008，29（4）：20-25．

[2]NIED and NEES Consortium．Report of the seventh joint planning meeting of NEES/E:defense collaborative research on earthquake engineering [R]．Berkeley,University of California at Berkeley,USA,2010．

[3]National Research Council．National earthquake resilience:research,implementation,and outreach[R]．Washigton D C,USA,The National A-cademies Press,2011．

[4]DUSICKA P,IWAI R．Development of linked column frame system for seismic lateral loads[C]．Structures Congress 2007,ASCE,USA,2007.

[5]LOPES A，DUSICKA P，BERMAN J．Linked column framing system analyses toward experimental validation[C]．Structures Congress 2012,ASCE, USA,2012．

[6]LOPES A，DUSICKA P，BERMAN J．Lateral Stiffness Approximation of Linked Column Steel Frame System[C]．Structures Congress 2015,ASCE, USA,2015．

[7]YANG T Y，TUNG D P，李元杰.連柱框架結(jié)構(gòu)基于性能的塑性設(shè)計與評估（英文）[J]．建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展，2015，17（1）：2-4．

[8]MALAKOUTIAN M,BERMAN J W,DUSICKA P,et al．Seismic Performance and Design of Linked Column Frame System（LCF）[C]．World Conference on Earthquake Engineering,LISBOA，2012．

[9]呂西林，陳云，毛苑君．結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計的新概念——可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)[J]．同濟(jì)大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2011，39（7）：941-948．

[10]FUSSELL A,DUSICKA P,CLIFTON C,et al．Design of the linked column frame structural system——a new zealand application[J]．Steel Innovations Conference 2013，New Zealand,2013．

[11]徐績青．延性系數(shù)確定方法的探討[J]．水運(yùn)工程，2004（9）：14－17．

Study on links replacing performance of linked column steel frame system

LIU Bing，ZHAO Baocheng

（School of Civil engineering,SUST,Suzhou 215011,China）

A linked column steel frame structure consists of moment frames and closely spaced dual columns interconnected with links.The links first yield to the dissipate seismic energy under the influence of an earthquake in order to avoid or delay the damage of the main structure.To study the replacing performance of links of linked column frame structures,two series of specimens with different high-span ratios of structure and a series of specimens with different layers and a series of specimens with different grades of steel were designed. The finite element analysis software was used to make a Pushover analysis of specimens of the impact of replacing performance by different high-span ratios and the number of layers and grades of steel of the linked column frame structure.The results show that the trilinear model based on the principle of equal energy is suitable for determining the range of replacing links of the linked column frame;links with different high-span ratios can be replaced when the story drift ratio is between 1/180rad to 1/45rad;it gives the change regulation of story drift ratio limits of replacing links with the different number of layers of the linked column frame structure.After the use of high strength steel as none energy dissipation component,the range of the story drift ratio replacing links was increased without any influence on the lower limit of story drift ratio replacing links,but the upper limit was improved with the improve of the strength of steel.

Linked column frame structure;link;trilinear model;story drift ratio

TU391

A

2096-3270（2017）01-0013-06

（責(zé)任編輯：秦中悅）

2016－10-18

江蘇省高校自然科學(xué)研究重大項(xiàng)目（15KJA560002）

劉 兵（1990-），男，江蘇張家港人，碩士研究生。

趙寶成（1970-），男，教授，博士，從事鋼結(jié)構(gòu)抗震性能研究，Email:zhaobc2000@163.com。