双向地震作用下我国_强柱弱梁_措施的有效性评估

第 44卷第 1期 2 0 1 1年 1月 土 木 工 程 学 报 CHINA C IV IL ENGINEER ING JOURNAL Vo.l 44 Jan. No. 1 2011 基金项目: 重庆市科委自然基金资助项目 ( CSTC, 2009BB4217) 作者简介: 杨红,博士,教授 收稿日期: 2009-04-20 双向地震作用下我国 /强柱弱梁 0措施的 有效性评估 杨 红 1, 2 朱振华 1 白绍良 1, 2 ( 1. 重庆大学, 重庆 400045; 2.山地城镇建设与新技术教育部重点实验室 (重庆大学 ), 重庆 400045) 摘要: 以往研究柱端弯矩增大系数时一般基于平面分析模型,双向水平地震作用对框架 /强柱弱梁 0屈服机制的影 响未引起重视。严格按中国规范设计出 5个不同地震烈度分区的规则空间框架,在 OpenSees平台上, 采用基于柔 度法的纤维模型从而更加真实地模拟柱在双向弯曲和变化轴力作用下的非线性反应, 对五个框架进行了罕遇地震 下的非线性反应分析。结果表明, 7度 0. 1g区三级抗震空间框架形成了柱铰为主的混合耗能机制, 7度 0. 15g区三 级抗震空间框架少量楼层发生了层侧移反应, 8度 0. 2g区、0. 3g 区二级抗震空间框架均是部分楼层出现明显层侧 移反应的典型柱铰机制, 9度 0. 4g区一级抗震空间框架则形成了梁铰、柱铰均较严重的梁柱铰混合机制。五个空 间框架在双向地震下的塑性铰分布特征均比相应平面框架更不利。我国不同烈度区、不同抗震等级的空间框架结 构在罕遇地震下形成了不同的的塑性铰耗能机制。 关键词: 钢筋混凝土; 三维框架; 双向水平地震; 强柱弱梁; 非线性分析 中图分类号: TU311. 3 文献标识码: A 文章编号: 1000-131X ( 2011) 01-0058-07 An evaluation of the effectiveness of the Chinese strong column weak beam measure under b-i directional horizontal seism ic excitations YangH ong 1, 2 Zhu Zhenhua1 Bai Shaoliang1, 2 ( 1. ChongqingU niversity, Chongq ing 400045, Ch ina; 2. Key Laborato ry ofN ew Techno logy for Construct ion o f C ities inM ounta in A rea( Chongqing University) , M in istry of Education, Chongqing 400045, Ch ina) Abstract: Plane ana lysismode l is common ly applied in the study o f themomen t amplificat ion factor o f columns, and the effect of b-i d irectional horizontal se ism ic act ions on strong column-w eak beam yie ld ing mechanism has not been considered seriously. F ive regular re inforced concrete 3-D spatial frames w ere designed strictly according to the Chinese code for different se ism ic fortificat ion intensities. Based on theOpenSees framew ork, f lex ibility method based f ibermodel w as adopted to simulate the nonlinear responses of the co lumns under biax ial bend ing and vary ing ax ia l forces. Non linear dynam ic response analyses o f the f ive frames under rare earthquake exc itat ions w ere carried ou.t The resu lts show ed that the spat ial fram e o f the 3 rd se ism ic g rade at 7-earthquake intensity 0. 1g-reg ion form ed a co lumn hinge dom inated mechanism, the spatia l frame o f the 3 rd se ism ic grade at 7-earthquake intensity 0. 15g-reg ion tended to deve lop sto ry side-sway mechan ism at a few floors, and the spatial frame of the 2 n d seism ic grade at 8-earthquake intensity 0. 2g-reg ion and 0. 3g-reg ion a ll formed typ ical co lumn h inge mechan ism w ith sto ry side-sw ay mechan ism occurred at some floors, w hile the spat ial fram e o f the1 st se ism ic grade at 9-earthquake intensity 0. 4g-reg ion developed a co lumn-beam m ixed hingemechanism w ith severe column h inges and beam h inges. The plastic h inge distributions o f the five spatia l frames under b-i directional horizonta l se ism ic actions w erew orse than that of the co rrespond ing p lane fram es. The p lastic hinge energy-d issipat ing mechanism of the spatial frames in d ifferent earthquake intensity reg ions and d ifferen t seism ic grades w ere d ifferent under rare earthquake exc ita tions. Keywords: re inforced concrete; 3-D frame; b-i d irectional horizontal seism ic; strong co lumn-weak beam; non linear analysis E-mai:l yangh@ cqu. edu. cn 第 44卷 第 1期 杨 红等# 双向地震作用下我国 /强柱弱梁0措施的有效性评估 # 59 # 引 言 2008年 5月 12日四川汶川县发生了里氏 8. 0级 地震, 这次地震中, 钢筋混凝土框架普遍出现的是柱 铰机制 [ 1~ 2] ,未能实现我国 GB 50011) 20015建筑抗 震设计规范 6 (以下简称抗震规范 )所期望的 /强柱弱 梁 0屈服机制。我国学者对该问题进行了分析, 讨论 了现浇楼板、填充墙、框架梁端超配筋等因素的影响, 并提出了建议 [ 1~ 2]。在这些分析、建议中,双向水平地 震作用对框架 /强柱弱梁 0屈服机制的影响未引起足 够重视。 我国抗震规范采用柱端弯矩增大系数 Gc来促使 框架在强震下形成以梁端滞回耗能为主的塑性铰控 制机制,避免或推迟柱端出现塑性铰。实际应用时, 对同一个柱端分别按式 E M C \ Gc E M b ( 9度一级 还需考虑梁端实际配筋 )的要求在柱的两个主轴方向 上进行两轮柱端地震组合弯矩的调整,该方法显然忽 略了双向水平地震作用的空间效应。除新西兰、日本 外,其他国家规范采用的 /强柱弱梁 0措施与上述过程 是类似的。 研究表明, 双向地震作用下矩形、方形柱的双 向压弯承载力将比单向压弯时降低 [ 3] , 同时柱子在 斜向受到的地震弯矩将比单向地震下明显增大 [ 4]。 双向地震的耦合作用将使塑性变形更多集中于柱 端, 框架在双向地震下的塑性铰分布明显较单向 地震下更差,单向 输 入 将 明 显 低 估 柱 端 塑 性 反应 [ 5]。 以往国内外针对柱端弯矩增大系数取值的研究 大多基于平面框架 [ 6-9] ,仅新西兰在 20世纪 70年代用 非常简化的模型研究了双向地震对柱端弯矩增大系 数取值的影响 [ 10 ]。基于平面分析模型所得结论 是 [ 6-8] : 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度区三级抗震框架 ( 0. 1g区、0. 15g区 )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小, 故罕 遇地震下形成的梁柱铰混合耗能机制明显不如 9度 区,虽然塑性铰数量总体较少, 但柱铰偏多; 8度二级 抗震框架 ( 0. 2g区、0. 3g区 )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为主的局面, 且 柱铰集中出现于局部楼层, 并在个别楼层出现了同层 所有柱端或大部分柱端同时出现塑性较的不利反应 状况。显然,若将上述平面框架还原为空间模型, 则 双向地震下其塑性铰分布将进一步恶化,但具体的反 应规律还缺乏研究依据。 作者曾采用可合理模拟柱子双向弯矩与变化轴 力耦合作用的纤维模型以及基于柔度法的非线性梁 柱单元研究了双向地震的输入方式对柱端弯矩增大 系数的影响 [ 4]。为进一步阐明双向水平地震作用下 我国抗震规范给出的随烈度区和抗震等级逐次降低 的 /强柱弱梁 0弯矩调整措施对空间框架的塑性铰耗 能机制的实际控制效果, 本文以五个不同烈度区的典 型空间框架为例, 通过考察其顶点位移和层间位移 角、杆端纤维应变、塑性铰分布等反应, 对双向地震下 我国抗震规范规定的不同烈度区和抗震等级的柱端 弯矩增大系数取值的抗震效果进行了评估。 1 算例空间框架的基本信息 鉴于文献 [ 4]相同的原因, 本文系列分析对象仍 为质量、刚度分布皆均匀、规则的 3跨 @ 2跨六层空间 框架。五个空间框架分别属于 7度 0. 1g区和 0. 15g 区、8度 0. 2g区和 0. 3g区、9度 0. 4g区 (分别编号为 K J1、K J2、KJ3、K J4、K J5) ,各框架均为丙类建筑, 均按 Ò类场地, 第一设计分组进行抗震设计。五个框架 的轴线尺寸、层数及层高、次梁布置方式等均相同 (见图 1) ,五框架的层高均是底层为 4. 8m, 其他层为 3. 9m。 各空间框架皆严格按我国抗震规范和 GB 50010) 20025混凝土结构设计规范 6进行设计, /严 格0的含义是, 在选用柱梁截面尺寸、混凝土强度等级 时, 控制柱的轴压比尽量接近规范限值, 且各框架在 多遇地震下的层间侧移尽量接近规范的小震变形控 制条件。梁柱截面设计时除因构造措施而导致的配 筋增大以外,尽可能不人为增大实际钢筋面积。各层 柱则按照柱上、下端配筋量的较大者拉通布置。可见, 图 1 空间框架的平面布置图 F ig. 1 P lan view of the spatia l fram es # 60 # 土 木 工 程 学 报 2011年 这五个算例空间框架满足规范的最小要求, 但处于偏 不利的受力状况。上述框架的结构设计首先采用 SAP2000软件进行内力分析,然后人工进行内力组合、 /强柱弱梁0等内力调整,并最后完成配筋计算。 五个空间框架 (办公建筑 )的基本设计资料见表 1, 各框架梁、楼板的混凝土强度等级皆为 C30, 各现浇板 厚均为 100mm,次梁截面尺寸均为 200mm @600mm。各 框架楼面恒、活载 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 值分别为 4. 0kN /m2、3. 17kN /m2 (含非固定轻质隔墙按荷载规范要求取每延米 1 /3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. 84kN /m 2、2. 0kN /m2, 屋面周边框架梁的女儿墙荷 载取为 3. 5kN /m。 限于篇幅,表 2仅给出了各空间框架底层柱配筋, 其他楼层柱配筋、框架梁配筋等不再逐一列出。 表 1 各空间框架的基本信息 Table 1 Basic data of the spatia l fram es 分 区 项 目 七度 0. 1g ( K J1) 七度 0. 15g ( KJ2) 八度 0. 2g ( KJ3) 八度 0. 3g ( KJ4) 九度 0. 4g ( KJ5) 抗震等级 三级 三级 二级 二级 一级 框架梁截面尺寸 300@ 650 300@ 700 300@ 750 300 @ 800 300@ 900 柱混凝 土等级 1-3 C35 C35 C30 C30 C35 4-6 C30 C30 C30 C30 C35 KZ4截 面尺寸 1-3 500 550 600 650 850 4-6 450 500 600 650 850 其他柱的 截面尺寸 1-3 450 500 550 600 850 4-6 400 450 550 600 850 周期 ( s) T1 1. 43 1. 22 1. 06 0. 94 0. 74 T2 1. 40 1. 20 1. 04 0. 91 0. 71 注: ¹截面尺寸的单位均为 mm; º /柱混凝土等级0、/柱截面尺寸 0栏中的 1~ 3和 4~ 6分别表示 1~ 3层和 4~ 6层;各框架柱均为方柱,表中数字为柱 的截面边长; »框架 KJ5的角柱 KZ1的截面尺寸为 900mm @ 900mm。 2 空间框架的模型化方法及双向地震波输入 本文的非线性分析均在 OpenSees ( Open System forE arthquake Eng ineering S imulat ion)上完成。与文献 [ 4]类似, 分析时材料对象分别采用基于 Ken-t Scot-t Park的单轴混凝土模型 ( Concrete02M aterial)和基于 M enegotto-P into的钢筋模型 ( Stee l02 M ateria l), 混凝土 和钢筋的材料本构特征参数取值方法参见文献 [ 4]。 截面对象采用能真实模拟柱子双向压弯的纤维模型 ( F iber Sect ion) ;单元对象采用基于柔度法的非线性梁 柱单元 ( Fo rce BasedNonlinear Beam Co lumnE lem ent) , 梁、柱分别取 5个、4个积分点。非线性分析中, 框架 梁左、右各取 6倍板厚范围内的平行于梁轴线的板钢 筋参与梁的受力 [ 11] ,形成 T形或倒 L形截面。 表 3 部分空间框架的地震波输入方案 Table 3 Instruction of the input ear thquake waves 空间框架编号 较大分量 较小分量 峰值比 ACC00013 ACC 00013 1B0. 85 K J3 USA00005 USA00004 1B0. 93 USA00119 USA00118 1B0. 88 USA00221 USA00220 1B0. 85 ACC00015 ACC 00015 1B0. 85 K J5 USA00112 USA00113 1B0. 80 USA00397 USA00398 1B0. 84 USA02553 USA02551 1B0. 97 按抗震规范的建议选取 / 3+ 10地震动输入,表 3 示例性地给出了 K J3、K J5的输入地震波加速度记录 的水平较大分量、水平相关 (较小 )分量、峰值比 (两地 第 44卷 第 1期 杨 红等# 双向地震作用下我国 /强柱弱梁0措施的有效性评估 # 61 # 震波分量的峰值加速度的比值 ), 其中编号 / ACC0代 表人工波, 其峰值比按抗震规范的条文说明取 1B0. 85。各地震波较大分量的峰值加速度均按抗震 规范调整为 400cm /s2, 较小分量则按峰值比确定。 3 分析结果和评价 分析结果表明,较大地震波分量沿 X 轴输入时空 间框架的地震反应规律与沿 Y轴输入较大分量所得 结果是一致的, 限于篇幅,本文仅以较大地震波分量 沿 X 向输入所得的分析结果为例进行说明。 3. 1 位移反应和纤维应变 仅从表 4给出的最大顶点位移平均值、最大层间 位移角平均值 (皆为四组地震波输入下最大反应的平 均值, 下同 )看, 8度 0. 2g区的 K J3最不利, 其最大层 间位移角平均值距离抗震规范的 1 /50的大震限值已 经很近;与其他框架相比, 8度 0. 3g区的 KJ4也处于 相对不利的反应状态。 表 4 X轴方向最大顶点位移平均值、最大层间位移角平均值 Tab le 4 Mean values ofmaxim um top d isp lacem ents and the maxim um inner-story dr ift rat io atX axis 框架编号 KJ1 K J2 K J3 KJ4 KJ5 顶点位移 ( m ) 0. 0906 0. 1025 0. 1348 0. 1324 0. 1224 层间位移角 1 /149 1 /122 1 /63 1 /93 1 /135 表 5给出的各空间框架的梁、柱端部截面各纤维 的最大应变平均值表明, 8度 0. 2g区、0. 3g区的 K J3 和 K J4的柱端混凝土纤维、钢筋纤维应变皆明显最大; 9度 0. 4g区的 K J5柱端纤维应变几乎是最小的, 但梁 端纤维应变最大; 7度 0. 1g区、0. 15g区的 KJ1和 K J2 的柱端纤维应变较小或中等,且梁端纤维应变最小。 表 5 各空间框架的混凝土纤维、钢筋纤维的最大应变平均值 Table 5 Mean value s of the maxim um strain of concrete fibers and steel f ibers in f ive spatial fram es 框架 混凝土最大压应变平均值 钢筋最大拉应变平均值 编号 柱 梁 柱 梁 K J1 - 0. 00610 - 0. 00109 0. 00559 0. 00171 K J2 - 0. 00670 - 0. 00189 0. 00754 0. 00265 K J3 - 0. 00947 - 0. 00237 0. 00915 0. 00321 K J4 - 0. 01011 - 0. 00468 0. 00903 0. 00584 K J5 - 0. 00473 - 0. 00663 0. 00676 0. 00712 3. 2 塑性铰分布规律 表 6给出了空间框架的杆端出铰率以及杆端转角 延性的较大需求和最大需求。其中 /较大需求 0是用 /转角延性最大 30% 的平均值 0描述 (斜杠前的数 据 ) ,其含义是在每一组地震波输入将各杆端转角延 性系数按照从大到小排序, 并从最大值开始向后共取 30%的柱端数量或梁端数量,然后分别计算其延性系 数平均值,最后再计算四组地震波输入下的平均值; /最大需求 0则用 /最大转角延性平均值 0描述 (斜杠后 的数据 ), 其含义是在每一组地震波输入下分别计算 梁、柱杆端转角延性系数的最大值, 然后得到四组地 震波输入下的平均值。表 6的分析结果表明, 8度 0. 2g区、0. 3g区的 KJ3和 K J4以及 9度 0. 4g区的 KJ5 三个空间框架的柱端出铰比例均很大, 其区别是 KJ5 的梁铰也很多, 而 K J3和 K J4的梁铰很少; 7度 0. 1g 区、0. 15g区的 KJ1和 KJ2梁铰均很少, 区别是 K J2柱 铰较多, KJ1柱铰较少。除 KJ3和 KJ4的柱端外, 其他 框架的最大杆端转角延性需求平均值均处于可接受 的范围内。 表 6 各空间框架的杆端出铰率、转角延性平均值 Tab le 6 Mean values of the ratio of plast ic h inges and of the rotation ductility demand of e lem en ts in five spat ial fram es 框架 杆端出铰率 平均值 转角延性平均值 较大需求 /最大需求 编号 柱 梁 柱 梁 KJ1 5. 9% 3. 7% 1. 46 /1. 71 1. 62 /2. 00 KJ2 15. 5% 1. 9% 1. 83 /2. 62 1. 21 /1. 29 KJ3 31. 9% 3. 4% 4. 04 /5. 67 1. 30 /1. 40 KJ4 44. 1% 5. 8% 3. 24 /7. 92 1. 77 /1. 86 KJ5 34. 5% 31. 5% 1. 71 /2. 34 2. 26 /2. 73 注: /杆端出铰率 0表示发生屈服 (双向屈服按两次计 )的梁端 (或柱端 ) 数量与总梁端 (或柱端 )截面数量之比。 图 2有代表性地给出了五空间框架在某一最 不利双向地震输入下的塑性铰分布。图中圆圈表 示该杆端已进入屈服后状态 (实心圆圈代表双向屈 服, 空心圆圈代表单向屈服 ) , 圆圈的大小表示在整 个时程中各杆端塑性铰曾经达到的最大弹塑性转 角的大小。 图 2表明, 7度 0. 1g区的 K J1由于大部分柱纵筋 由最小配筋率控制, 其梁端、柱端塑性铰与其他烈度 区相比偏少, 但柱铰数量比梁铰更多, 仍属以柱铰为 主的梁柱铰混合耗能机制, 只是地震作用相对较小, 与其他烈度区框架相比, K J1尚未发现同层所有柱端 同时出铰的层侧移反应现象,距失效还有明显距离。 7 度 0. 15g区的 K J2的柱铰数量较 KJ1有一定的增加, 梁铰数量变化较小,其柱铰比例虽不如 8度区的 KJ3、 K J4,但 K J2已有少量楼层出现了全部或绝大部分柱 上、下端同时出铰的不利反应状况。考虑到上述分析 # 62 # 土 木 工 程 学 报 2011年 未考虑填充墙的不利影响, 7度 0. 1g区、0. 15g区的三 级抗震的 /强柱弱梁 0措施有待进一步提高, 且 0. 15g 区有待提高的要求更迫切。 8度 0. 2g区的 K J3的柱铰比 KJ1和 KJ2明显增 多,柱铰多为双向屈服, 转动较大, 且多次出现同层全 部柱端同时出铰的层侧移反应 (出铰时间相隔不超过 1s), 表明 KJ3已经形成了典型的层侧移柱铰屈服机 制。 8度 0. 3g区的 KJ4的柱铰规律与 K J3类似 (且数 量略有增多 ), 其层侧移柱铰屈服机制仍多次出现。 这表明 8度 0. 2g区、0. 3g区的二级抗震的 /强柱弱 梁0措施对塑性铰的控制效果是很差的。 9度 0. 4g区的 K J5与 K J1~ KJ4明显不同, KJ5虽 然柱铰数量多,但转动小 (柱底稍大 ), 梁铰数量多,且 转动更充分。可见,虽然 9度 0. 4g区一级抗震要求按 梁端实配钢筋对柱承载力进行调整的措施在空间框 架中仍然有效,它能有效地减小柱端塑性转动, 但柱 铰数量偏多,其 /强柱弱梁0措施还需适当提高。 综合而言,罕遇地震下 K J1、K J2均是以柱铰为主 的梁柱铰混合耗能机制, 且 KJ2少量楼层出现了 (或 基本形成了 )层侧移柱铰屈服机制,可见 7度 0. 1g区、 0. 15g区的三级抗震的 /强柱弱梁 0措施的塑性铰控制 效果较对应平面框架明显更差 (平面框架未发生层侧 移反应现象 [ 7] )。KJ3、K J4均是典型的层侧移柱铰机 制, 其塑性铰控制效果较 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了层侧移反 应 [ 6-8] )。K J5是梁铰、柱铰均较严重的梁柱铰混合耗 能机制, 柱铰数量偏多, 其塑性铰控制效果显然较 9度 区一级抗震平面框架更差 (平面框架基本能避免除柱 底之外的其他柱端屈服 [ 7-8 ] )。 3. 3 梁、柱层累积最大转角 图 2仅体现了空间框架在双向地震输入下的某一 种偏不利塑性铰分布, 梁、柱层累积最大转角平均值 则可以反映在四组地震波作用下空间框架的损伤沿 楼层分布的平均反应 (图 3)。其中, /梁、柱层累积最 大转角0的含义是在 X 轴方向和 Y轴方向上均将同一 楼层的所有进入屈服的梁或柱的两端在正、负方向的 最大转角绝对值按楼层分别进行累加,最后将 X 轴、Y 轴的结果按楼层相加。 图 3表明, 7度 0. 1g区的 K J1的梁端层累积转角 集中在下部楼层,柱端层累积转角则集中于底层和上 部楼层, 相对梁端而言, 柱端损伤更严重。7度 0. 15g 区的 K J2的梁端层累积转角沿楼层分布大致均匀,柱 端损伤仍集中于底层和上部楼层, K J2的柱端损伤较 K J1更严重。 8度 0. 2g区、0. 3g区的 KJ3和 K J4均是梁端层累 积转角沿楼层分布较为均匀 (下部楼层稍大 ), 柱端层 累积转角在所有楼层均比梁端明显大得多, 且在局部 楼层变形集中,这与前述塑性铰分布规律是一致的。 9度 0. 4g区的 K J5在多数楼层是梁端层累积转 角较柱端大, 但柱端损伤也相当大, 在顶部两层甚至 出现了柱端损伤更大的现象,这说明在 KJ5的梁柱铰 第 44卷 第 1期 杨 红等# 双向地震作用下我国 /强柱弱梁0措施的有效性评估 # 63 # 混合耗能机制中柱端损伤偏于严重。 4 结论 罕遇地震下五空间框架的非线性分析结果表明: ( 1) 7度 0. 1g区空间框架在大震下是以柱铰为主 的梁柱铰混合耗能机制, 7度 0. 15g区框架已有少量 楼层发生了层侧移反应, 7度区三级抗震的 /强柱弱 梁 0措施有待进一步提高。 ( 2) 8度 0. 2g区、0. 3g区的空间框架在大震下均 有部分楼层形成了明显的层侧移柱铰屈服机制, 8度 区二级抗震的 /强柱弱梁0措施取值明显偏低。 ( 3) 9度 0. 4g区空间框架在大震下是以梁铰为主 的混合耗能机制,但柱铰数量偏多, 9度区一级抗震的 /强柱弱梁0措施宜适当提高。 ( 4)双向地震下五空间框架的 /强柱弱梁 0措施的 塑性铰控制效果均较对应的平面框架明显更差。 汶川地震的 主震记录最 大峰值加速 度为 957. 89Ga,l峰值加速度大于 900Gal的有 135条记 录 [ 12] , 它们都明显大于这些地区的原抗震设防烈度所 对应的罕遇水准峰值加速度。震后汶川、都江堰、北 川等地区已由 7度 0. 1g区提高为 8度 0. 2g区,绵竹、 什邡等由 7度 0. 1g区提高为 7度 0. 15g区。因此,汶 川地震普遍出现的柱铰机制震害既与 7度区三级抗震 的 /强柱弱梁0措施取值较低有关, 同时也是由于这些 地区实际遭受的地面运动峰值加速度明显超过设计 预期所造成。 依据本文的分析结果, 汶川、都江堰、北川、绵竹、 什邡等地区按照 7度 0. 1g区设计的空间框架,当遭遇 比 7度 0. 1g区罕遇水准更强烈的地震作用时显然会 以柱铰为主。再考虑到本文分析未模拟填充墙的不 利影响, 五典型空间框架的实际塑性铰分布预计将较 前述 7度 0. 15g区或 8度 0. 2g区空间框架的分析结 果进一步恶化。这样, 汶川地震普遍出现柱铰机制也 就不难解释。 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(W ang Yayong. Lessons lea rnt from bu ild ing damages in the W enchuan earthquake) se ism ic concept design o f bu ildings [ J ]. Journa l of Bu ilding Struc tures, 2008, 29 ( 4 ): 20-25 ( in Ch inese) ) [ 2] 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0屈服机制的实现 [ J]. 建筑结构, 2008, 38 ( 11): 52-59( Ye L ieping, Qu Zhe, M a Q ian l,i et a .l Study on ensuring the strong co lum n-w eak beam m echan ism for RC frames based on the dam age ana ly sis in the W enchuan ea rthquake[ J]. Bu ild ing Struc ture, 2008, 38( 11) : 52-59 ( in Ch inese) ) [ 3] 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 ( Q iu Faw e,i L iW enfeng, Pan Peng, et a.l Quas-i static test research o f re in fo rced concrete column under b iax ial loading[ J]. Journal of Building Structures, 2001, 22( 5): 26-31( in Ch inese) ) [ 4] 杨红, 王建辉,白绍良. 双向地震作用对框架柱端弯矩增 大系数的影响分析 [ J] .土木工程学报, 2008, 41( 9): 40- 47( YangH ong, W ang Jianhu,i Ba i Shao liang. E ffect of b-i d irectiona l hor izon tal se ism ic excita tion on the m om ent amp lification fac to r o f co lumns[ J] . Ch ina C iv il Eng inee ring Journa ,l 2008, 41( 9): 40-47( in Ch inese) ) [ 5] 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: 自然科学版, 2008, 31 ( 11): 1267-1272 ( Yang H ong, Gao W ensheng, W ang Zh ijun. The rationa lity of p lane m ode l s imp lify ing three-d im ension fram e in se ism ic responses ana lysis [ J ]. Journal o f # 64 # 土 木 工 程 学 报 2011年 Chongqing University: Na tura l Sc ience Edition, 2008, 31 ( 11): 1267-1272 ( in Ch inese) ) [ 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( YangH ong, W e i Feng, Ba i Shaoliang, et a.l E ffect o f m om ent am plification factors of co lum ns on con tro lling plastic hinge m echan ism o f RC fram es [ J ]. Eng ineer ing M echanics, 2005, 22 ( 2 ) : 155-161 ( in Ch inese) ) [ 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(W e i Feng, YangH ong, Bai Shao liang. Ca libra tion of se ism ic prov is ions fo r RC fram es in different earthquake- intensity reg ions in Ch ina [ J ]. Journal of Chongqing J ianzhu University, 2001, 23 ( 6 ): 1-9 ( in Ch inese) ) [ 8] 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): 40-49( L iu Guangm ing, Y ang H ong, Zou Shengb in, et a.l Se ism ic assessm ent of RC fram e struc ture based on new design codes[ J]. Journa l o f Chongqing J ianzhu Un ive rs ity, 2004, 26( 1): 40-49( in Chinese) ) [ 9] Com ite Euro- internationa l du Be ton ( CEB ) task g roup Ó / 2. Se ism ic design o f re info rced concrete struc tures for contro lled ine lastic response ( design concepts ) [ R ]. London, UK: Thom as Te lford L td. , 1998 [ 10] Ke lley T E. Som e se ism ic design aspec ts o f mu ltistorey concrete fram es [ D ]. Chr istchurch, New Zea land : University of C anterbury, 1974 [ 11] 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 (Wu Yong, Lei Jichuan, Yang H ong, et a.l D iscussion on negative flexura l streng th of beam s inc lud ing slabs [ J]. Jou rnal of Chongq ing Jianzhu Un iv ers ity, 2002, 24( 3) : 33- 37( in Chinese) ) [ 12] 5汶川地震建筑震害调查与灾后重建分析 报告 软件系统测试报告下载sgs报告如何下载关于路面塌陷情况报告535n,sgs报告怎么下载竣工报告下载 6编委 会. 汶川地震建筑震害调查与灾后重建分析报吿 [ M ]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2008 杨 红 ( 1969-), 男,博士, 教授。主要从事钢筋混凝土基本性能及结构抗震分析与设计理论研究。 朱振华 ( 1984-), 男,硕士研究生。主要从事钢筋混凝土结构抗震研究。 白绍良 ( 1935-), 男,硕士, 教授。主要从事混凝土结构基本理论及结构抗震性能与设计研究。