框架-核心筒高层混合结构的三维空间弹塑性抗震分析

缪志伟1 , 吴耀辉2 , 马千里1 , 娄 宇2 , 叶列平1 , 陆新征1

(1. 清华大学土木工程系, 北京100084; 2. 中国电子工程设计院,北京100840)

建筑结构学报/Journal of Building Structures, 2009, 30(4): 119-129.

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摘要:准确预测结构在强震作用下的非线性行为,对评估结构抗震设计的安全性具有重要意义。在总结了现有的结构弹塑性分析模型基础上,以通用有限元程序MSC. MARC为平台开发了一系列新的结构弹塑性分析模型。通过对试验的模拟,表明这些模型可以直接将构件的非线性节点力(轴力、剪力和弯矩) 、节点变形(平动和转动)和材料的非线性应力-应变行为联系起来,能够较好地模拟各种复杂受力构件的滞回行为和轴力-双向弯曲-剪切耦合行为。同时,借助通用有限元程序的前后处理功能和非线性计算功能,这些模型可以细致地模拟地震作用下整体结构的三维非线性地震响应。利用所开发的分析模型,对一个复杂框架-核心筒高层混合结构实际工程进行了弹塑性动力时程分析,较好的模拟了该工程结构在地震作用下的复杂抗震行为,并根据不同强度地震作用下的分析结果,说明该工程外框架与4个子筒组成的核心筒可组成有效的双重抗震结构体系,并具有连梁、子筒和外框架三道抗震防线,为工程抗震设计提供依据。

关键词:框架-核心筒混合结构; 纤维模型; 分层壳单元; 弹塑性分析; 抗震性能

中图分类号: TU973114 TU313  文献标识码: A

Seismic performance evaluation using nonlinear time history analysis with three-dimensional structural model for a hybrid frame-core tube structure

M IAO Zhiwei1 , WU Yaohui2 , MA Qianli1 , LOU Yu2 , YE L iep ing1 , LU Xinzheng1

(1. Department of Civil Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China;2. China Electronics Engineering Design Institute, Beijing 100840, China)

Abstract: Accurate prediction for the structural nonlinear behaviors is important to the structural safety assessment against earthquakes. Some new models, which are used to establish three-dimensional structural model for nonlinear time history analysis under strong earthquakes, are presented. In these models, the material stress-strain relationship can be connected directly with the force-displacement behavior of the structural elements, such as beams, columns, shear walls and core tubes, so that the complicated coupled axial force-bending moment-shear force behaviors, as well as the corresponding cycle behaviors, can be properly simulated. With the secondary development user subroutines, convenient p re and post process functions and extinct nonlinear capacity of general purpose FEA software of MSC. MARC, the spatial seismic responds of structures can be simulated in detail. A practical hybrid frame-core tube structure was analyzed with dynamic time-history analysis based on these models and the complicated seismic behaviors of the structure were simulated. According to the analytical results under ground motions with different intensities, the exterior frame and the core tube made up of four sub-tubes in this structure can form effective dual seismic resistant system which has three seismic fortification lines: coup ling beam, sub-tubes and exterior frame.

Keywords: hybrid frame-core tube structure; fiber model; multi-layer shell element; nonlinear analysis; seismic performance

0 引言

    随着高层建筑结构形式的日趋多样化、复杂化,对结构的弹塑性分析要求越来越高。传统的结构弹塑性近似分析模型,如层模型[ 1 ]、集中塑性铰杆模型[ 2 ] 、剪力墙宏模型[ 3-4 ],在反映杆件双向压-弯耦合、剪力墙(筒体)的面内外压-弯耦合和压-剪耦合、适应各种钢-混凝土组合构件、各种约束混凝土构件和剪力墙(筒体)边缘约束构件,以及真实反映实际结构复杂的三维空间弹塑性行为等方面,均存在不足。同时,在上述结构弹塑性近似分析模型中,各种基于构件层次的滞回模型的确定,也成为结构弹塑性分析的瓶颈。随着计算机能力的快速提升,采用基于材料层次本构滞回模型,并按实际结构情况建模的弹塑性分析方法,必将成为未来结构弹塑性分析的发展趋势[ 1 ]

     对于剪力墙结构,过去常采用的分析模型主要有等效梁模型、等效桁架模型[ 1 ]、三竖杆单元模型[ 3 ] 、多竖杆单元模型[ 4 ]、空间薄壁杆件模型等宏观分析模型[ 5 ] ,这些模型的力学概念清晰明确,但往往过于简化,且更多地依赖于试验结果、经验拟合,有些模型无法考虑轴力、剪力墙面内外的耦合力学行为,在三维结构非线性分析时可能会有较大误差;吕西林等基于框架杆系纤维模型提出了纤维墙元模型对剪力墙进行非线性分析,但在模拟剪力墙的受剪行为时尚不够完善[ 6 ]。目前,在剪力墙结构的分析中,二维墙板单元模型、三维壳元模型等板壳单元模型日益受到重视。此类模型依据混凝土和钢筋的材料本构关系,对墙体直接建立有限元模型进行分析,求解精度较高。虽然采用这类模型计算量较大,但是随着计算机能力的迅速提高,这方面的限制越来越小。因此,新的剪力墙有限元模型———基于分层壳模型的剪力墙有限元模型应运而生,它能对剪力墙的剪切破坏行为、轴力和剪力墙面内外耦合力学行为进行较为准确的模拟和预测。

     本文提出能适用于各类复杂高层建筑结构三维弹塑性分析的数值分析模型,即基于材料单轴本构关系开发的纤维杆模型和基于材料轴向与横向受力本构关系开发的分层壳墙模型,并通过与试验结果的对比来验证本文模型的有效性。利用所开发模型对某实际框架-核心筒高层混合结构进行弹塑性时程分析,对其进行了抗震性能评价。

1 分析模型介绍

1.1 纤维杆模型

对于框架结构,基于纤维模型原理开发相关分析模型以模拟框架梁、柱等结构构件。所谓纤维模型,就是将杆件截面划分成若干纤维,每个纤维均为单轴受力,并用材料单轴应力-应变本构关系来描述纤维材料的受力特性,纤维间的变形协调采用平截面假定[ 7-10 ] (1)

图1 纤维模型的截面划分(钢筋混凝土构件)

图2 分层壳单元

1 纤维模型的截面划分(钢筋混凝土构件)

分层壳单元

基于纤维模型原理的杆系分析模型适用于长细比较大、杆件变形以弯曲变形为主的杆系结构模拟,其主要优点有: ①将构件截面划分为若干纤维,通过用户自定义每个纤维的位置、截面面积和材料的单轴本构关系,可适用于各种截面形状(如异形柱)和各种组合构件(如钢筋混凝土、钢骨混凝土、钢管混凝土构件) ,也适用于截面形状复杂的单一材料构件; ②可以准确考虑单向和双向轴力2弯矩的耦合; ③同一截面的不同纤维可以有不同的单轴本构关系,这样就可以采用更加符合材料受力状态的单轴本构关系。如钢筋混凝土和钢管混凝土构件,可以对保护层混凝土和约束混凝土分别采用不同的单轴本构关系。

在大型通用有限元分析软件MSC.MARC,针对52号单元(欧拉梁单元)提供了UBEAM用户子程序接口,用户可以根据自己的需要,编写相关代码,自定义梁单元的非线性行为。基于上述纤维模型原理,并利用MSC.MARC软件所提供的这种二次开发功能, 以用户子程序UBEAM 为接口, 编制了THUFIBER程序,实现了给梁单元定义非线性的恢复力模型。通过引入钢筋和混凝土本构关系,可用于复杂受力状态下混凝土杆系结构及构件受力的数值分析[ 11 ]

THUFIBER 程序中,每个钢筋混凝土杆件截面被划分成若干混凝土纤维和钢筋纤维(用户可以根据自己的需要自行调整各种纤维的数量) 。用户可分别定义每个纤维的位置、截面面积和本构关系。程序自动根据平截面假定得到每个纤维的应变,并迭代计算确保截面受力平衡。在文献[ 11-12 ]中对该程序进行了详细介绍,这里不再赘述。

1.2 分层壳剪力墙模型

为较好地解决剪力墙和筒体的非线性数值模拟问题, 基于MSC.MARC所提供的75 号厚壳(分层壳)单元开发了分层壳剪力墙模型。分层壳墙模型是将一个壳单元划分成很多层(2) ,各层可以根据需要设置不同的厚度和材料性质(混凝土、钢筋) 。在有限元计算时,首先得到壳单元中心层的应变和曲率,然后根据各层材料之间满足平截面假定,可以由中心层应变和曲率得到各钢筋和混凝土层的应变,进而由各层的材料本构方程得到各层相应的应力,再积分得到整个壳单元的内力。与已有的剪力墙宏观分析模型[ 1 ]相比,分层壳墙模型可以直接将混凝土和钢筋材料的本构关系与剪力墙的非线性行为联系起来,不仅可以考虑面内弯曲-剪切的耦合作用,还可以考虑面内-面外弯曲的耦合,在描述实际剪力墙复杂非线性行为方面有着明显的优势,特别是对于由多片剪力墙组成的筒体,采用分层壳墙模型可以较准确的模拟其空间受力性能[ 13 ]

利用分层壳墙模型建模时,考虑到剪力墙中竖向和水平分布筋一般分布均匀的特点,可选用弥散钢筋建模方式。通过在分层壳单元中加入适当的钢筋层,将钢筋弥散到钢筋层中(3) 。如果墙体纵横配筋率相同,钢筋层的材料可以设置为各向同性,以同时模拟纵向钢筋与横向钢筋;如果墙体纵横配筋率不同,可分别设置具有不同材料主轴方向的正交各向异性钢筋层,并使相应层的材料第一主轴方向刚度远大于其他方向刚度,从而分别模拟纵向钢筋和横向钢筋。这一建模方式可大大简化建模工作量。

除了弥散钢筋建模,还可以采用离散钢筋建模方式,即将钢筋单独用杆件单元(桁架单元、梁单元)加以模拟。这种方式适合于剪力墙边缘暗柱、连梁等特殊配筋部位的模拟,由于在这些部位钢筋分布不均匀,还有可能存在交叉斜向配筋等布筋形式,采用离散钢筋建模可以较为准确的模拟实际情况。在这一建模方式中, 利用MSC.MARC INSERTS功能,就能够使杆单元模拟的钢筋和壳单元模拟的混凝土之间位移协调并共同工作,避免了设定对应节点自由度耦合的繁杂操作,从而简化建模工作量,便于实际工程应用[ 12-13 ] (4)

图3 分层壳模型中弥散钢筋层设置示意图

 

3 分层壳模型中弥散钢筋层设置示意图

 

图4 离散钢筋建模示意图

4 离散钢筋建模示意图

1.3 材料本构关系

上述分析模型将构件的宏观力学行为(节点力、节点弯矩)与材料的微观力学行为(应力、应变)建立联系,通过选择合理的符合实际受力特点的材料本构关系,可提高结构弹塑性分析效率和保证结果的准确性。本文开发的纤维模型分析程序THUFIBER,混凝土采用了能合理反映受压混凝土的约束效应、往复荷载作用下的滞回行为(包括刚度和强度退化)和受拉混凝土的受拉刚化效应的本构关系[ 14 ](5) 。图5中各参数含义详见文献[ 14 ]。而在分层壳墙模型中,出于计算量和精度的综合考虑,常用的弹塑性-断裂本构关系即可满足工程计算要求,在目前各类通用有限元软件中均已集成了这类本构关系,因此本文主要采用MSC.MARC中定义的混凝土本构关系[ 13 ] 。该本构关系中的混凝土材料弹塑性行为基于经典增量弹塑性本构理论,而混凝土断裂行为则采用弥散裂缝模型来描述。

钢筋一般常采用理想弹塑性双线性本构关系,但其不能很好地描述诸如Bauschinger效应等复杂的受力特性。因此,本文采用文献[ 14 ]中的钢筋本构关系。该本构关系基于文献[ 15 ]的工作,在再加载路径上合理考虑了钢筋材料的Bauschinger效应(6) ,6中各参数详细含义可参阅文献[ 14 ]

2 模型验证

2.1 纤维杆模型验证

采用THUFIBER程序对2根往复荷载作用下混凝土压弯柱试件( S-1[ 16 ]YW0[ 17 ] )进行了数值模拟,其中, S-1为高配筋率( 2.65% ) 、低轴压比( 0.03)试件(7 ) , YW0 为低配筋率( 1.29% ) 、高轴压比(0.44)试件(8) 。通过与试验结果比较可以看出(9、图10) ,由于较好地反映了复杂受力状态下混凝土的实际受力变形特性以及钢筋的硬化特性和Bauschinger效应,程序对混凝土压弯柱试件在反复荷载作用下滞回特性均吻合较好。

2.2 分层壳剪力墙模型验证

采用分层壳剪力墙模型对2个具有不同受力特性的剪力墙试件进行了模拟,其中试件W1取自文献[ 18 ]中的钢筋混凝土剪力墙试验,其剪跨比为1.9(11) ;试件W2取自文献[ 19 ]中的剪力墙试验,其剪跨比为1.0 (12) 。在建模过程中,墙体分布钢筋采用弥散方式建模,边缘暗柱纵筋采用离散方式建模。

加载特性的钢筋本构关系的基础上,分层壳剪力墙模型可以较好的模拟剪力墙复杂的平面内弯曲-剪切耦合受力变形行为,对于剪力墙的刚度、承载力、位移和往复加载下的滞回耗能都有较高的精度。

3 工程应用

3.1 工程概况

利用本文所开发的结构弹塑性分析模型,对某实际框架-核心筒高层混合结构进行了各级地震作用下的弹塑性时程分析。该结构地面以上18,总高度为74.8m,地面以下4,结构标准层平面图以及结构剖面图见图15、图16。外框架柱采用钢骨混凝土柱,框架梁采用钢梁,核心筒由4个钢筋混凝土子筒通过连梁连接而成。抗震设防烈度为8,场地类别为II类场地,外框架和核心筒的抗震等级均为一级。地面以上各层主要结构构件的截面参数见表1

由于各种设计条件的要求,该高层混合结构体系比较复杂,主要体现在以下几方面:

(1) 由于建筑空间布置要求,造成结构竖向变化复杂。由于建筑使用功能要求, 底层层高达到9.8m,远高于其它各层,造成该层抗侧刚度薄弱;其它层平面布置也不完全相同,每两层之间由于楼板的镂空而形成一个大空间,并且在中部数层及顶部4,混凝土筒体之间也存在大面积的楼板镂空。结构竖向布置的复杂变化是否会造成强震作用下结构薄弱层,使得结构侧向变形超限值得关注。

(2) 结构抗侧力体系复杂,总体结构方案采用外框架-核心筒体系,而核心筒又由4 个钢筋混凝土子筒通过不同构件形式的连梁连接形成,使得该结构抗侧力体系具有多个抗侧力子结构层次。在地震作用下,由于各子结构及其子结构间的连接构件弹塑性发展程度不同,使得子结构的抗震受力特征和子结构间的弹塑性地震力分配较为复杂,各子结构间能否实现抗震性能的谐调,共同发挥抗震作用也是值得关注的问题。

(3) 采用了多种形式的结构构件,外框架由钢梁-钢骨混凝土柱构成,核心筒由4个钢筋混凝土子筒通过钢筋混凝土连梁、钢骨混凝土连梁和钢连梁连接形成。不同形式的结构构件的抗震性能有很大差别,其弹塑性发展程度又对子结构、进而对整体结构的抗震性能产生复杂的影响,同时反过来也需要根据整体结构的抗震设计目标,确定这些不同形式结构构件的抗震设计需求。

因此,需要对整体结构进行弹塑性地震时程分析,以更好地把握该结构在地震作用下实际受力性能和各结构构件的弹塑性发展,为结构抗震设计提供充分的依据。本文利用新开发的纤维杆模型和分层壳墙模型,基于通用有限元程序MSC.MARC平台建立了整体三维空间结构的弹塑性分析模型,进行了弹塑性动力时程分析。

3.2 结构建模及模态分析

在结构建模过程中,外框架中的钢框架梁、钢骨混凝土柱和钢连梁均采用纤维杆模型来模拟,并且通过改变构件截面中每个纤维材料的单轴本构关系来实现对于不同形式构件的模拟。筒体中的各剪力墙及其钢筋()混凝土连梁均采用分层壳墙模型,其中墙体暗柱和连梁等关键部位的配筋采用离散钢筋建模方式。此外,楼板采用弹性壳单元来模拟,以考虑楼板变形的影响。地下室周边节点约束XY方向自由度。图17和图18 给出了结构三维有限元模型示意图。

图15 结构标准层平面图

 

15 结构标准层平面图

 

图16 结构剖面图

16 结构剖面图

图17 结构三维有限元模型示意

图18 内核心筒三维有限元模型示意

17 结构三维有限元模型示意

 

18 内核心筒三维有限元模型示意

对结构进行了模态分析,得到结构的1 阶模态为Y方向的平动, T1 = 1.55 s; 2阶模态为平面扭转振动, T2 = 1.30 s; 3阶模态为X 方向平动为主,略带扭转, T3 = 1.15 s。造成结构2阶模态为平面扭转振动的原因是结构上部楼层存在不对称悬挑部分,且外框架空间较大,框架柱整体抗扭刚度稍弱。造成结构3阶模态在长跨方向平动同时略带扭转的原因是在X 方向的剪力墙分布不对称,刚度中心和质量中心不重合。

3.3 时程分析结果

首先对结构施加竖向重力荷载,然后在结构Y方向和X 方向分别输入地震动加速度记录,进行弹塑性动力时程分析。在地震波选则时,PEER强震记录数据库[ 20 ]选取了3条场地土与该结构所处场地特性类似的强震记录分别作为输入。由于篇幅限制,文中仅给出El Centro EW地震波作用下的计算结果。为了考察结构在不同强度地震作用下的抗震性能,按《建筑抗震设计规范》( GB 50011—2001)8度设防的多遇烈度、设防烈度和罕遇烈度水准要求,将地震峰值加速度PGA 分别调整为70gal200gal400gal

3.3.1 位移反应

结构在Y方向和X方向各级地震作用下的位移计算结果见表2及图19~图22。在多遇烈度地震作用下, Y方向顶层最大位移为60mm (19) ,最大层间位移角出现在第11(20) ,约为1 /1040; X 方向顶层最大位移为31mm (21) ,最大层间位移角出现在第9,约为1 /2015 (22) ,均满足规范的层间侧移限值要求( 1 /800) ;在罕遇地震作用下, Y方向顶层最大位移为289mm (19) ,最大层间位移角出现在第6(20) ,约为1 /230; X 方向顶层最大位移为210mm (21) ,最大层间位移角出现在第6(22) ,约为1 /314,均满足规范的罕遇地震下弹塑性层间侧移的限值要求(1 /100) 。因此,在正常使用状态和罕遇地震作用下,该结构两个方向均满足规范相关的侧移限制,不存在明显的薄弱层。

2  Y方向各级地震作用下的位移计算结果及各构件弹塑性发展状况

地震强度

顶层最大位移/mm

最大层间

位移角

结构各部分构件状态

筒体

(混凝土)

筒体

(纵筋)

钢筋()

混凝土连梁

钢连梁

框架梁

框架柱

PGA=70gal

60

1/1040

开裂

未屈服

未屈服

未屈服

未屈服

未屈服

PGA=200gal

131

1/446

开裂

未屈服

少量屈服

未屈服

未屈服

未屈服

PGA=400gal

289

1/230

开裂

少量屈服

屈服

未屈服

未屈服

未屈服

2  X方向各级地震作用下的位移计算结果及各构件弹塑性发展状况

地震强度

顶层最大位移/mm

最大层间

位移角

结构各部分构件状态

筒体

(混凝土)

筒体

(纵筋)

钢筋()

混凝土连梁

钢连梁

框架梁

框架柱

PGA=70gal

31

1/2015

开裂

未屈服

未屈服

未屈服

未屈服

未屈服

PGA=200gal

110

1/582

开裂

未屈服

少量屈服

未屈服

未屈服

未屈服

PGA=400gal

210

1/314

开裂

少量屈服

屈服

未屈服

未屈服

未屈服

3.3.2 外框架-核心筒间的地震剪力分配

由于框架-核心筒结构的水平剪力由框架和核心筒共同承担,在地震作用下两者的水平剪力分配比例会随着结构构件逐渐进入弹塑性的程度而发生变化。图23给出了在Y向各级地震作用下,各层外框架层剪力分配比例VF /V,其中VF 为相应楼层框架部分承担的最大层剪力, V总为相应楼层的最大总层剪力。由图23可见,由于外框架和核心筒的受力变形特性不同,剪力分配的总体特点是: ①结构下部主要由核心筒来承受剪力,外框架仅承担很少一部分剪力; ②随着层数的增加,框架承担的剪力比例逐渐增加; ③结构上部主要由框架来承担剪力。

从图23还可见,随着地震动强度的增大,由于核心筒逐渐进入弹塑性阶段,刚度降低,外框架分担的层剪力比例VF /V逐渐增大。在结构1,外框架的VF /V由多遇烈度下2.5% 增加至罕遇烈度下11.1%;结构中部VF /V由多遇烈度下的10%左右增加到罕遇烈度下的30%左右, 其最大值已接近40%;结构顶层, VF /V由多遇烈度下的约60%增加到罕遇烈度下的约75%

24给出了在X 向各级地震作用下,各层外框架层剪力分配比例VF /V,由图24可见,随着层数的增加,框架承担的剪力比例逐渐增加,且随着地震动强度的增大, VF /V逐渐增大。结构1 , VF /V由多遇烈度下的2.0%增加至罕遇烈度下10.7%;结构中部, VF /V由多遇烈度下的10%左右增加到罕遇烈度下的30%左右,其最大值已接近40%;在结构顶层, VF /V由多遇烈度下的约55%增加到罕遇烈度下的70%

图19 Y方向结构顶层位移时程曲线

图20 Y方向顶层位移最大时刻的层间位移角分布

19 Y方向结构顶层位移时程曲线

20 Y方向顶层位移最大时刻的层间位移角分布

图21 X方向结构顶层位移时程曲线

图22 X方向顶层位移最大时刻的层间位移角分布

21 X方向结构顶层位移时程曲线

22 X方向顶层位移最大时刻的层间位移角分布

3.3.3 结构构件的弹塑性发展程度

(1)外框架构件弹塑性发展

弹塑性动力时程结果表明,在两个方向的各级地震作用下,该结构外框架的钢梁和钢骨混凝土柱构件均未发生屈服现象,且由图23和图24的分析结果可知,在罕遇地震作用下,外框架1层可承担11%左右的地震剪力,中部楼层可承担30% 40%左右的地震剪力,顶部楼层可承担70%左右的地震剪力,这表明外框架在两个方向上不仅分担了足够大的地震剪力、并具有足够的抗震承载力,在罕遇地震作用下有效地发挥第二道抗震防线的作用。

(2)核心筒的构件弹塑性发展

Y向各级地震作用下,核心筒各构件的弹塑性发展情况见表2。在多遇烈度地震作用下, 4个子筒底部混凝土开裂,但筒体中的纵向受力钢筋未屈服,钢连梁也未屈服,钢筋()混凝土连梁虽开裂,但其中的钢筋()均无屈服;在设防烈度作用下, 4个子筒混凝土开裂进一步发展,筒体中的纵向受力钢筋仍未屈服,钢连梁也未屈服,但已有少量钢筋()混凝土连梁的纵筋(钢骨)屈服;在罕遇烈度作用下, 4 个子筒底部数层混凝土开裂程度较大(25) ,但受压应变大都未达到混凝土峰值应变,仅少数边缘混凝土达到该值(26) ,此时筒体中已有少量纵向钢筋受拉屈服,虽然钢连梁仍未屈服,但绝大部分的钢筋()混凝土连梁的纵筋(钢骨)都已屈服。在X 向各级地震作用下,核心筒各构件的弹塑性发展情况均列于表2,结果与Y向地震作用下的情况类似。

图23 各层框架分担剪力比例VF /V总

图24 各层框架分担剪力比例VF /V总

23  各层框架分担剪力比例VF /V

 (Y方向各级别地震作用)

24 各层框架分担剪力比例VF /V

 (X方向各级别地震作用)

图25 Y方向大震作用下顶层位移最大时刻筒体裂缝分布

图26 Y方向大震作用下顶层位移最大时刻筒体受压应变分布

25 Y方向大震作用下顶层位移最大时刻筒体裂缝分布

26 Y方向大震作用下顶层位移最大时刻筒体受压应变分布

4 结论

( 1 ) 提出了基于通用有限元分析软件MSC.MARC平台的结构数值分析模型。通过对实际试验的模拟,表明该模型可模拟框架梁柱杆件和剪力墙在轴力-弯曲-剪切耦合等各种复杂受力状态下的滞回加载特性。

(2)利用所开发的分析模型,对一个实际的复杂钢-混凝土混合结构进行了动力弹塑性时程分析,并对相关位移结果、地震剪力分配结果和各主要结构构件的弹塑性发展情况进行了分析,表明采用所开发的分析模型、并结合通用有限元程序强大的前后处理功能和非线性计算功能,可以较好地模拟该工程复杂结构在地震作用下的弹塑性抗震行为。

(3)动力弹塑性时程分析结果表明,所分析的混合结构满足抗震规范所要求的“小震不坏,中震可修,大震不倒”的设防目标,并具有三道抗震防线:连梁、4个子筒以及外框架;而外框架与4 个子筒组成的核心筒又组成有效的双重抗震结构体系。

参 考 文 献

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基金项目:国家十一五科技支撑计划(2006BAJ03A02) ,国家自然科学基金重点项目(90815025)

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