126 建筑科学与工程学报 2014 年 multi couplingbeams,theductilityofmembersincreasesgreatly,thusthefailurepaternschange fromshearfailuretoflexuralfailure. 犓狔狑犱 :su

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盼季
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1 第 31 卷第 4 期 2014 年 12 月建筑科学与工程学报 JournalofArchitectureandCivilEngineering Vol.31 No.4 Dec.2014 文章编号 : (2014) 多连梁剪力墙抗震性能研究范重 1, 刘畅 1,2, 吴徽 3 (1. 中国建筑设计研究院, 北京 ;2. 天津大学建筑设计研究院, 天津 ; 3. 北京建筑大学土木与交通工程学院, 北京 ) 摘要 : 针对剪力墙结构设计中容易出现连梁剪压比不足的问题, 提出多连梁的设计理念, 通过设置多个连梁代替传统单连梁的方式, 可以有效增大连梁的抗剪面积与跨高比, 明显改善结构的抗震性能确定多连梁截面尺寸的基本原则是结构的侧向刚度与单连梁保持不变对剪力墙结构在多遇地震作用下进行了详细分析, 全面比较了多连梁与单连梁对结构动力特性层间位移角侧向刚度和构件内力的影响以及对改善连梁剪压比的作用对剪力墙结构进行了在罕遇地震作用下的弹塑性时程分析, 研究了多连梁剪力墙结构对最大层间位移角塑性铰分布抗剪承载力及结构非线性耗能能力的改善效果 ; 采用非线性有限元法对连梁在往复地震作用下的抗震性能进行了研究结果表明 : 由于多连梁跨高比大, 其破坏形态从剪切破坏转化为弯曲破坏, 构件的延性显著增大关键词 : 超高层建筑 ; 剪力墙 ; 连梁 ; 刚度 ; 抗剪承载力 ; 延性 ; 耗能能力中图分类号 :TU398.2 文献标志码 :A 犚犺狀犛犿犅犺狏犳犕狆犅犿狀犛犺犠犛 FANZhong 1,LIU Chang 1,2,WU Hui 3 (1.ChinaArchitectureDesign & ResearchGroup,Beijing100044,China;2.ArchitectureDesignand ResearchInstitute,TianjinUniversity,Tianjin300073,China;3.SchoolofCivilandTransportation Engineering,BeijingUniversityofCivilEngineeringandArchitecture,Beijing100044,China) 犃犫 :Totackletheinsuficientofshear compressionratioindesignofshearwalstructure, thedesignconceptsof multi couplingbeams wereproposed.byseting multi couplingbeams ratherthanthetraditionalsinglecouplingbeam,theshearresistanceareaandthespan to depth ratiocould be significantly strengthened,thus the seismic behavior ofthe structure was enhanced.thesectionaldimensionsof multi couplingbeams weredeterminedby makingthe lateralstifnessofthestructureremainunchangedwiththatofthesinglecouplingbeam.multi couplingbeamsandsinglecouplingbeam werecomparedunderfrequentearthquakeactionsin termsofstructuraldynamicbehavior,storeydriftratio,lateralstifnessandimpactofmember internalforces,aswelasinfluenceonimprovingshear compressionratio.theelastoplastictime historyanalysisofshearwalstructureunderrareearthquakeactionwasconductedtoprovethat multi couplingbeamsintheshearwalstructurecouldimprovethemaximumstoreydriftratio, thedistribution of plastic hinge,shearcapacity and structuralnonlinear energy dissipation capacity.theseismicbehaviorofcouplingbeamsunderearthquakeactionwasinvestigatedusing nonlinearfiniteelementmethod.theresultsshowthatduetothelargerspan to depthratioof 收稿日期 : 作者简介 : 范重 (1959 ), 男, 北京市人, 教授级高级工程师, 工学博士,E mail:fanz@cadg.cn

2 126 建筑科学与工程学报 2014 年 multi couplingbeams,theductilityofmembersincreasesgreatly,thusthefailurepaternschange fromshearfailuretoflexuralfailure. 犓狔狑犱 :superhigh risebuilding;shearwal;couplingbeam;stifness;shearcapacity;ductil ity;energydissipationcapacity 0 引言剪力墙是在高层与超高层建筑设计中采用的最为广泛的结构形式, 剪力墙作为结构主要承重构件的同时, 还是最主要的抗侧力结构为了避免剪力墙墙肢过长形成低矮墙以及小剪跨比造成的墙体延性降低, 当墙体长度大于 8 m 时, 可以通过建筑门洞或设置结构洞口的方式, 形成联肢剪力墙结构剪力墙结构通过连梁将各墙肢连接在一起, 使得各墙肢协调变形, 形成整体抗侧力结构, 从而可以抵抗地震作用与风荷载的水平剪力与倾覆力矩因此, 连梁对于保证剪力墙结构的抗震性能至关重要迄今为止, 各国学者对剪力墙结构特别是连梁 [1] 的抗震性能进行了大量研究工作 Paulay 等针对小跨高比连梁抗震设计中存在的问题, 提出了交 [2] 叉布置对角斜筋的方式 Tegos 等提出了菱形配筋方案, 试验结果表明, 菱形配筋能够有效防止连梁 [3] 发生突发性劈裂破坏龚炳年等通过 36 根连梁试验, 得出了对于小跨高比连梁即使在较低名义剪 [4 5] 压比时位移延性仍然较小的结论范重等在对各国剪力墙结构发展历程进行全面回顾的基础上, 对超高层建筑剪力墙设计中需要注意的关键技术问题进行了讨论, 并采用数值方法对不同配筋形式小 [6] 跨高比连梁的受力性能进行了分析王崇昌等通过 2 个带有水平通缝的连梁试验, 提出当跨高比小于 1.5 时, 通过在连梁中设置水平通缝的方法可以防止连梁发生剪切破坏, 提高连梁延性李奎明 [7] 等提出了高性能混凝土双连梁短肢剪力墙的新形式, 对构件初始刚度承载力和延性的试验结果表 [8] 明, 该结构具有良好的抗震性能郭猛等运用程序 SATWE 和 ETABS 对双连梁结构进行了数值模拟, 结果表明, 双连梁在降低连梁刚度的同时, 对连梁的耗能能力影响不大跨高比是影响连梁抗震性能的主要因素, 当连梁的跨高比很小时, 连梁承受的剪力很大, 梁端弯矩相对很小, 连梁的变形能力与耗能均较小, 构件发生剪切破坏, 无法实现强剪弱弯的塑性变形机制随着跨高比增加, 连梁的抗震延性逐渐改善此外, 连梁的抗剪承载力对其抗震性能的影响非常突出高层建筑混凝土结构技术规程 (JGJ3 2010) [9] 中规定连梁抗剪截面验算时以跨高比 2.5 为界限, 当跨高比小于 2.5 时, 连梁抗剪承载力需要相应降低在实际工程中, 由于连梁与墙肢相比截面尺寸相差悬殊, 而且连梁部位的变形非常集中, 连梁中的弯矩和剪力均很大, 连梁抗剪截面不足, 无法满足规范要求的情况比较突出采取降低连梁高度以及对连梁刚度进行折减等措施虽然可以减小连梁的内力, 但同时会降低结构的整体侧向刚度为了在保证结构侧向刚度的前提下改善剪力墙结构的抗震性能, 本文提出一种适用于结构洞口的多连梁剪力墙, 包括双连梁与三连梁等形式通过在同一楼层沿高度设置多个连梁的方式, 减小单个连梁的截面高度, 增加其跨高比与抗剪面积给出多连梁截面尺寸的计算方法, 使得多连梁与传统单连梁结构侧向刚度保持不变通过典型结构算例, 对剪力墙在多遇地震作用下的抗震性能进行系统分析, 比较多连梁与单连梁对结构动力特性层间位移角侧向刚度和构件内力的影响以及对改善连梁剪压比的作用采用非线性有限元法对连梁在往复地震作用下的抗震性能进行分析, 研究跨高比对连梁破坏形态与延性的影响, 得到连梁的滞回曲线和骨架曲线对剪力墙结构进行了在罕遇地震作用下的弹塑性时程分析, 研究了多连梁剪力墙结构对最大层间位移角塑性铰分布抗剪承载力以及结构非线性耗能能力的改善效果 1 多连梁剪力墙结构 1.1 结构形式为了保证剪力墙的延性, 需要避免结构中的墙肢过长形成低矮剪力墙, 通常采用在剪力墙设置结构洞口的方式由于超高层建筑需要具有足够的侧向刚度, 因此墙体开洞后, 连梁的截面高度不能太小为了避免小跨高比连梁抗震性能较差的问题, 本文提出一种适用于长墙肢结构洞口的新型连梁形式, 即在每个结构楼层沿高度均匀布置多个连梁取代传统的单连梁连梁的形式如图 1 所示, 其中, 犎为层高, 犺 1, 犺 2, 犺 3 均为连梁截面高度

3 第 4 期范重, 等 : 多连梁剪力墙抗震性能研究 127 犵.1 图 1 剪力墙结构中的连梁犆狆犅犿狀犛犺犠犛当多连梁的抗弯刚度之和与单连梁的抗弯刚度相等时, 剪力墙结构的侧向刚度可以基本保持不变, 对整体结构的力学特性影响不大进行上述刚度等效后, 多连梁中各连梁的截面高度小于单连梁, 但其截面面积之和显著大于单连梁, 使得连梁的抗剪能力大幅提高随着连梁截面高度减小, 连梁的跨高比随之增大, 将显著改善连梁的延性与耗能能力, 有利于实现强墙肢弱连梁的抗震设计理念 1.2 连梁刚度的确定方法在进行多连梁剪力墙结构设计时, 采用多连梁与单连梁抗弯刚度等效的方法, 应按下式进行计算犈犐 1= 犈犐 (1) 式中 : 犈为混凝土的弹性模量 ; 犐 1 为单连梁的截面惯性矩 ; 犐为多连梁的截面惯性矩 ; 为多连梁的根数, =2,3,, 狀由于连梁的跨高比通常较小, 需要考虑剪切变形的影响为了简单起见, 假定在水平荷载作用下连梁两端的转角相等此时, 连梁端部弯矩犕与转角 θ 的关系可由下式确定犕 = 6 犈犐 θ (2) 1+β n β= 12 犈犐犽犈 2 = 犽 ( 犺 ) 犺 2 =3( ) 2 (3) 犌犃 n 犌 n n 式中 : 犈犐为连梁抗弯刚度 ; 犌为连梁剪切模量 ; 犃为连梁截面面积 ; 犺为连梁高度 ; n 为连梁的跨度 ; β 为剪切变形系数 ; 犽为剪力不均匀系数, 对于矩形截面连梁, 犽 =1.2 由连梁端部的弯矩可得到连梁的剪力犞为犕犞 = (1/2) = 12 犈犐 2θ (4) n 1+β n 当连梁总刚度一定时, 在水平荷载作用下墙肢的转角沿高度基本保持不变, 假定此时多连梁的梁端弯矩与单连梁的梁端弯矩相等, 由式 (1) 可得犐 = 1 1+β 犐 1 (5) 1+β 式中 : β 为多连梁的剪切变形系数由于连梁宽度保持不变, 多连梁时各连梁截面高度与单连梁高度的关系如下犺 =( 1 1+β 1+β )1/3 犺 1 (6) 2 多连梁剪力墙结构的弹性分析 2.1 计算模型为了深入研究多连梁的结构性能, 避免其他因素的影响, 本文中选取具有代表性的 15 层剪力墙作为研究对象, 如图 2 所示模型中剪力墙墙肢长度为 8m, 两端带有 2.8 m 长的翼墙, 楼层高度均为 4.2 m 在墙肢中部设有洞口, 连梁高度为 800 mm 根据前述确定多连梁高度的方法, 得到单连梁双连梁三连梁的截面尺寸及其相应的跨高比, 结果如表 1 所示图 2 带洞口的剪力墙结构 ( 单位 : 犿犿 ) 犵.2 犛犺犠犛狑犺犗狆狀 ( 犝狀 : 犿犿 ) 在计算结构自重时, 假定楼板厚度为 120 mm 为了模拟结构的重力荷载代表值, 在各层的墙肢上施加线荷载, 其中恒载为 80kN m -1, 活载为 65 kn m -1, 墙肢底部在重力荷载作用下的轴压比约

4 128 建筑科学与工程学报 2014 年表 1 计算模型中连梁的截面尺寸与跨高比表 3 多连梁与单连梁剪力墙结构楼层的侧向刚度犜犫.1 犛狀犇犿狀狀狀犱犛狆狀犱狆犺犚犳犆狆犅犿狀犆狀犕犱犜犫.3 犔犛犳狀犳犳犛犺犠犛狑犺犕狆犅犿狀犱犛犆狆犅犿连梁类型单连梁双连梁三连梁连梁宽度 /mm 连梁高度 /mm 跨高比为 0.40 抗震设防烈度为 8 度,Ⅲ 类场地混凝土强度等级为 C40, 钢筋均为 HRB400 采用 PMSAP 软件进行结构弹性抗震计算, 仅考虑结构平面内的受力状态采用振型分解反应谱法进行弹性分析, 连梁的刚度折减系数取 0.7 多连梁模型除连梁截面高度外, 均与单连梁模型一致 2.2 弹性分析的计算结果为了考察多连梁剪力墙的性能, 分别对单连梁双连梁和三连梁剪力墙进行了计算分析多连梁与单连梁剪力墙结构的自振周期以及在地震作用下的侧向位移如表 2 所示从表 2 可以看出, 单连梁结构的第 1 自振周期为 1.542s, 相应的振型质量参与系数为 68.4%, 最大层间位移角为 1/1075 双连梁与三连梁结构的第 1 自振周期都较单连梁小, 两者与单连梁的差异分别为 2.32% 与 2.87% 双连梁与三连梁结构的顶点位移均比单连梁小, 两者与单连梁的差异分别为 1.92% 与 2.71% 双连梁与三连梁结构的最大层间位移角均比单连梁小, 两者与单连梁的差异分别为 1.40% 与 3.53% 结果表明, 多连梁模型与单连梁模型在结构性能方面基本保持一致表 2 多连梁与单连梁剪力墙结构的自振周期与侧向位移犜犫.2 犖犞犫狀犘犱狀犱犔犛犺犳犳犛犺犠犛狑犺犕狆犅犿狀犱犛犆狆犅犿连梁类型单连梁双连梁三连梁双连梁与单连梁差异 /% 三连梁与单连梁差异 /% 第 1 自振周期 /s 顶点位移 /mm 最大层间位移角 1/10751/10901/ 为了考察多连梁对剪力墙结构侧向刚度的影响, 采用楼层剪力犞除以层间位移 Δ 的算法得到楼层的侧向刚度, 结果如表 3 所示从表 3 可以看出, 除底层数层和顶层外, 双连梁结构楼层的侧向刚度与单连梁差异在 5% 以内, 三连梁与单连梁差异在 9% 以内底部楼层位移绝对值较小, 因此其相侧向刚度 /(kn mm -1 ) 双连梁与三连梁与层数单连梁差单连梁差单连梁双连梁三连梁异 /% 异 /% 平均值对误差较大多连梁与单连梁在地震作用下的梁端弯矩和剪力如表 4 所示为了避免内力调整等因素的影响, 表 4 中仅考虑地震单工况时连梁的内力从表 4 可以看出, 除顶层与底层的差异较大外, 双连梁与单连梁的梁端弯矩和剪力差异较小, 平均差异不大于 4%, 三连梁与单连梁的梁端弯矩和剪力的平均差异为 7%~9% 上述结果表明, 根据连梁抗弯刚度等效确定多连梁的高度, 对连梁内力的影响较小根据高层建筑混凝土结构技术规程 (JGJ3 2010) [9] 的规定, 在地震工况时, 连梁的抗剪承载力 ( 剪压比 ) 与其跨高比有关, 当跨高比大于 2.5 时, 剪压比限值为 0.20; 当跨高比不大于 2.5 时, 剪压比限值为 0.15 由此可见, 跨高比较大的连梁, 其截面抗剪承载力较高多连梁与单连梁剪力墙算例在地震作用下的剪压比如表 5 所示从表 5 可以看出, 对于单连梁结构, 各层连梁的平均剪压比与剪压比限值之比为 0.9, 其中结构下部 2~7 层连梁的剪力已经超过承载力限值对于双连梁模型, 各层连梁的平均剪压比与剪压比限值之比为 0.41, 连梁剪力均无超限情况对于三连梁模型, 各层连梁的平均剪压比与剪压比限值之比进一步减小为 0.36, 无连梁剪力超过限值情况发生由此可见, 在进行超高层建筑抗震设计时, 多连梁方式对于控制截面剪压比和提高抗震性能作用非常显著

5 第 4 期范重, 等 : 多连梁剪力墙抗震性能研究 129 表 4 多连梁与单连梁在地震作用下的弯矩与剪力犜犫.4 犅狀犱犕犿狀狀犱犛犺犳犕狆犅犿狀犱犛犆狆犅犿犝狀犱犈犺狇犽犃狀层数单连梁双连梁三连梁弯矩 / 剪力 / 弯矩 /(kn m) 剪力 /kn 弯矩 /(kn m) 剪力 /kn 双连梁与单连梁比较弯矩剪力三连梁与单连梁比较弯矩剪力 (kn m) kn 上梁下梁上梁下梁上梁中梁下梁上梁中梁下梁差 /% 差 /% 差 /% 差 /% 平均值表 5 多连梁与单连梁在地震作用下的剪压比犜犫.5 犛犺犿狆狀犚犳犕狆犅犿狀犱犛犆狆犅犿犝狀犱犈犺狇犽犃狀层数单连梁双连梁三连梁上梁下梁上梁中梁下梁平均值犚 A 限值犚 B 犚 A 犚 -1 B 连梁跨高比对抗震性能的影响在对连梁进行弹塑性有限元分析时采用 MARC 软件, 计算模型中混凝土采用三维实体单元, 钢筋采用线单元, 按照连梁的实际配筋形式进行建模, 单元几何属性按照实际钢筋面积赋值钢筋与混凝土采用 MARC 软件中的 Insert 功能进行耦合, 不考虑钢筋与混凝土之间的粘结滑移有限元 [10] 模拟的边界条件与连梁试验类似, 采用连梁反弯点加载将连梁左端设定为固定边界条件, 采用耦合功能将连梁右端的所有节点自由度凝聚到一个节点上, 保证该面不发生转动, 相当于在连梁的右端设置滑动支座, 利用变形量进行加载为了验证弹塑性计算参数的准确性, 与连梁的试验结果进行了对比根据文献 [11] 中连梁的试验数据, 对其中试件 SB 2 和 CB 2 进行有限元模拟分析, 与试验结果吻合良好根据前述剪力墙算例在多遇地震作用下的弹性计算, 可以得到单根连梁的弯矩与剪力, 按照现行结构设计规范中的方法, 分别确定连梁的纵筋与箍筋, 如表 6 与图 3 所示连梁在往复荷载作用下的滞回曲线如图 4 所示, 其中,Δ 为位移从图 4 可以看出 : 单连梁的滞回曲线存在一定程度的捏拢现象, 承载力下降较快 ; 多连梁的滞回曲线相对饱满, 耗能能力增加, 说明多连梁的抗震性能优于单连梁多连梁与单连梁骨架曲线的对比如图 5 所示

6 建筑科学与工程学报１３０表６２０１４年剪力墙连梁的配筋型号犜犫６犕犱犳犚狀犳犅犳犆狆犅犿狀犛犺犠犛连梁类型纵筋型号箍筋型号构造钢筋型号单连梁４２５１０１００４４１０双连梁三连梁２２０２２２２１８２２２１０１００４４１０１０１００４４１０图４多连梁与单连梁在往复荷载作用下的滞回曲线４犎狔犆狏犳犕狆犅犿狀犱犛犅犿犝狀犱犆狔犔犱图３剪力墙连梁的配筋构造３犇犳犚狀犳犅犳犆狆犅犿狀犛犺犠犛从图５可以看出多连梁与单连梁在往复荷载作用下的骨架曲线基本重合说明各连梁的初始刚度比较接近承载能力基本相同对于单连梁模型在连梁达到最大承载力后变形的发展能力较低连梁承图５多连梁与单连梁的骨架曲线对比５犆犿狆狀犳犛犽狀犆狏犅狑狀载能力下降很快与此相对应多连梁模型的骨架犕狆犅犿狀犱犛犅犿曲线均具有明显的水平段连梁在达到最大承载能相应的最大层间位移角为１６８双连梁与三连梁的力后能够维持较好的变形能力说明多连梁的延性最大层间位移角分别为１５０和１４５可见多连梁得到明显提高对于改善构件变形能力作用显著不同连梁模型的抗弯承载力变形和延性系数如表７所示从表７可以看出３种连梁模型的开裂荷载屈服荷载最大荷载及其相应的变形均比较４多连梁剪力墙结构的弹塑性分析接近但双连梁的延性系数比单连梁提高３３５１材料本构关系与计算模型为了研究多剪力墙结构在罕遇地震作用下的抗三连梁的延性系数比单连梁提高５９８单连梁震性能采用ＰＥＲＦＯＲＭ３Ｄ软件进行对如图２所

7 第 4 期范重, 等 : 多连梁剪力墙抗震性能研究 131 犜犫.7 表 7 连梁的抗弯承载力变形和延性系数狓犆狆狔, 犇犳犿狀狀犱犇狔犳犆狆犅犿连梁类型开裂荷载 /kn 开裂变形 /mm 屈服荷载 /kn 屈服变形 /mm 最大荷载 /kn 最大荷载变形 /mm 极限变形 /mm 延性系数单连梁双连梁 (2 根 ) 三连梁 (3 根 ) 示的剪力墙结构进行弹塑性分析将结构墙体中的混凝土分为约束区和非约束区, 在剪力墙暗柱范围均采用约束区混凝土的本构关系, 在其他部位采用非约束区混凝土的本构关系 [12] 约束区混凝土本构关系采用 Mander 等的模型, 非约束区混凝土本构关系采用混凝土结构设计规范 (GB ) [13] 中混凝土材料的受压曲线, 忽略混凝土的受拉强度, 假定拉力全部由钢筋承担非约束区与约束区 C40 混凝土的本构关系曲线如图 6 所示, 其中,σ 为应力,ε 为应变图 7 混凝土的恢复力模型犵.7 犚犕犱犳犆狀图 6 混凝土材料的本构关系曲线犵.6 犆狀狏犚狀犆狏犳犆狀犕混凝土的恢复力模型如图 7 所示采用纤维骨架模型, 卸载刚度等于初始刚度剪力墙中钢筋均为 HRB400, 采用三折线模型, 钢筋的应力应变曲线如图 8 所示, 其中, 犳, y 犳 u 分别为钢材的屈服强度和最大强度,εy, εy1,εu 分别为钢材的屈服应变最大强度相应的应变和极限应变采用 PERFORM 3D 中的剪力墙单元 ( 纤维模型 ) 模拟剪力墙的压弯受力性能, 其非线性性能以及耗能能力由剪力墙的钢筋和混凝土的材料非线性性能和滞回性能决定假定剪力墙平面内的剪切变形图 8 钢筋的应力应变曲线犵.8 犛狀犆狏犳犚犫 [14] 为非线性, 并设置剪切变形监测单元, 以检验剪力墙的剪压比剪力墙平面外的弯曲剪切均为弹性剪力墙配筋采用多遇地震作用下弹性分析的计算结果, 边缘构件的配筋率为 0.8%, 墙体分布钢筋的配筋率为 0.5% 从上述连梁的滞回性能分析得到连梁的骨架曲线, 从而可以定义 PERFORM 3D 计算模型中力位 [15] 移关系曲线的广义力和广义位移连梁采用梁单元进行模拟, 在连梁两端设置集中塑性铰, 并且在连梁中部设置剪切铰, 用于判断连梁的剪力是否超过限值在结构弹塑性时程分析时考虑荷载位移效应的影响为保证弹塑性模型的正确性, 对弹塑性模型 PERFORM 3D 与弹性模型 PMSAP 的动力特性进行了对比, 如表 8 所示从表 8 可以看出, 各连梁模型的结构自振周期吻合很好, 结构总质量保持一致, 弹塑性模型能够准确反映结构的弹性动力特性在进行弹塑性分析时, 选用 2 条天然波与 1 条人工波 ( 图 9), 各计算模型在弹性分析时的底部剪力如表 9 所示从表 9 可以看出, 天然波与人工波

8 建筑科学与工程学报１３２表８２０１４年弹性和弹塑性计算模型的结构自振周期犜犫８犛犖犞犫狀犘犱犳犈狀犱犈狆犆狀犕犱连梁类型第１自振周期ｓ第２自振周期ＰＭＳＡＰＰＥＲＦＯＲＭ３ＤＰＭＳＡＰＰＥＲＦＯＲＭ３Ｄ单连梁５４１５３６３７５３７５双连梁５０７４８６３６０３５８三连梁４６５４６１３４３３４２图１０各连梁模型在罕遇地震作用下的最大层间位移角１０犕狓犿犿犛犳犚犳犆狆狔犇犅犿犕犱犝狀犱犚犈犺狇犽犃狀最大层间位移角为１８６２条天然波的结构层间位移角均超过了１１００的抗震性能目标过大的层间位移角引起了结构破坏人工波时相当多楼层的最大层间位移角也接近了１１００由于单连梁的变形超过其极限变形能力计算至１０ｓ左右时终止３条图９罕遇地震分析采用的地震记录９犛犿犚犱犳犚犈犺狇犽犃狀狔表９各计算模型的底部剪力犜犫９犅犿犛犺犳犆狀犕犱底部剪力ｋｎ平均值与反应谱法反应谱法天然波１天然波２人工波的相对误差连梁类型单连梁８２５８９１２０９７１６１０４４７１８２０双连梁８３４６７８８９９３６２１０５３２２３８三连梁８４８３８０４５９５１６１０６７８１４０计算得到的底部剪力均与反应谱法比较接近２弹塑性分析结果２１最大层间位移角地震波均没有达到其时程波的长度在３条地震波的作用下双连梁结构的最大层间位移角为１１３４三连梁结构的最大层间位移角为１１４１均可满足最大层间位移角不大于１１００的限值明显小于单连梁时的情况说明多连梁对于避免结构发生严重破坏和减小结构的最大层间位移角起到显著作用２２连梁的抗剪承载力在各计算模型中与最大层间位移角相对应连梁的最大剪力与抗剪承载力的比值如图１１所示各连梁模型在罕遇地震作用下的最大层间位移从图１１可以看出在单连梁模型中所有连梁的剪角如图１０所示从图１０可以看出单连梁结构的力都超过了连梁的极限抗剪承载力对于双连梁模

9 第４期范重等多连梁剪力墙抗震性能研究图１１各连梁模型最大剪力与抗剪承载力的比值图１２１３３各连梁模型塑性铰的分布及转角与限值的比值１１犘狆狀犳犕狓犿犿犛犺犛犺１２犇犫狀犳犘犎犳犆狆犆狆犆狆犅犿犕犱狔犳犅犿犕犱狀犱犚狀犔犿狀犚型顶部和底部部分楼层的连梁尚未达到连梁的极展结构的耗能能力很差这也与前述的层间位移角限抗剪承载力对于三连梁模型在底部和顶部有以及连梁的抗剪需求能力比以及连梁塑性铰的需求更多的连梁剪力较小尚有较大的强度储备能力比相对应双连梁和三连梁的耗能能力比较接２３梁端塑性铰与耗能性能在罕遇地震作用下各连梁模型在达到地震加近最终稳定在３５左右速度峰值以前连梁均已出现塑性铰而进入塑性地震能力墙肢的非线性耗能占总能量的比例不超塑性铰首先出现在结构中下部４６层范围内的连过５可以认为剪力墙墙肢破坏程度较小连梁梁随着时间推移塑性铰屈服逐渐向结构上部发充分发挥了抗震第１道防线的作用通过连梁梁端展最后所有楼层连梁均进入屈服塑性铰的能量耗散保护了墙肢在地震作用下免遭单连梁模型部分连梁的端部转角存在大于１５０限值的情况未能达到结构的抗震性能目标双连梁模型的梁端转角需求和转动能力之比较小且分布比较均匀三连梁模型所有连梁的梁端转角需求和转动能力之比进一步减小塑性铰分布也更结构中的非线性耗能基本上全部为连梁耗散的严重破坏５结语１在剪力墙结构中连梁抗剪截面不足和构件变形能力较差的问题突出是导致连梁超筋的关键能明显改善各连梁模型塑性铰的分布及转角与限２在同一楼层采用多个连梁代替单连梁可以有效增大连梁的抗剪截面面积极大地提高了连梁值的比值如图１２所示的抗剪能力２４连梁的耗能能力各连梁模型在８ｓ左右连梁开始屈服结构的３多连梁剪力墙结构中单根连梁的跨高比增大构件变形能力增强可以明显改善构件的延性塑性耗能能力开始增加此时耗散能量占总能量的４本文提出了确定多连梁截面尺寸的抗弯刚度等效方法剪力墙结构在弹性阶段的动力特性层加均匀这说明多连梁结构比单连梁结构的抗震性１５在１５ｓ左右所有连梁均屈服结构的塑性耗能进一步增加此时结构的塑性耗能占总能量的间位移角侧向刚度等性能基本保持不变３０随后结构的塑性耗能稳定在４０左右由于普通单连梁模型的连梁转动能力较低延性较差计５剪力墙结构在罕遇地震作用下的弹塑性时程分析结果表明多连梁剪力墙结构对最大层间位算到１３ｓ时终止结构的塑性耗能并没用充分发移角塑性铰分布抗剪承载力以及结构非线性耗能

10 134 建筑科学与工程学报 2014 年能力等方面均得到改善, 显著优于传统的单连梁剪力墙结构 (6) 多连梁的抗震性能显著优于传统的单连梁, 三连梁的抗震性能优于双连梁 (7) 多连梁作为解决剪力墙结构超筋问题的有效手段, 具有良好的应用前景致谢 : 在本文的完成过程中, 得到了清华大学钱稼茹教授与赵作周副教授的指导与帮助, 在此谨致以衷心的感谢! 参考文献 : 犚犳狀 : [1] PAULAY T,BINNEY J R.Diagonaly Reinforced CouplingBeamsofShearWals[J].ACISpecialPub lication,1974,42(2): [2] TEGOSIA,PENELIS G G.SeismicResistanceof ShortColumnsandCouplingBeamsReinforcedwith Inclined Bars[J].ACIStructuralJournal,1998,85 (1): [3] 龚炳年, 方鄂华. 反复荷载下联肢剪力墙结构连梁的性能 [J]. 建筑结构学报,1988,9(1): GONG Bing nian,fang E hua.behaviorof Rein forced Concrete Coupling Beams Between Shear WalsUnderCyclicLoading[J].JournalofBuilding Structures,1988,9(1): [4] 范重, 刘学林, 黄彦军. 超高层建筑剪力墙设计与研究的最新进展 [J]. 建筑结构,2011,41(4): FANZhong,LIUXue lin,huangyan jun.theup to Date Development on Design and Research of ShearWalinHigh risebuildings[j].buildingstruc ture,2011,41(4): [5] 范重, 李波, 范学伟. 超高层建筑剪力墙短连梁有效配筋形式研究 [J]. 建筑结构,2009,39( 增 1): FANZhong,LIBo,FAN Xue wei.researchonef fective Reinforcement Arrangement of Coupling Beam withsmalaspectratioinshearwalsofsu per talbuilding[j].building Structure,2009,39 (S1): [6] 王崇昌, 王宗哲, 陈平, 等. 钢筋混凝土剪力墙的延性 [J]. 西安建筑科技大学学报 : 自然科学版,1987, 19(1): WANG Chong chang,wang Zong zhe,chen Ping, etal.ductilityof Reinforced ConcreteShear Wals [J].JournalofXi an UniversityofArchitecture & Technology:NaturalScience Edition,1987,19(1): [7] 李奎明, 孙春毅, 李杰. 高性能混凝土双连梁短肢剪力墙试验研究 [J]. 地震工程与工程振动,2006,26 (3): LI Kui ming,sun Chun yi,li Jie.Experimental Studyon HPC Short legshear WalwithaPairof Beams[J].EarthquakeEngineeringandEngineering Vibration,2006,26(3): [8] 郭猛, 姚谦峰, 刘佩. 框架核心筒结构剪力墙连梁设计 [J]. 华中科技大学学报 : 自然科学版,2009, 37(5): GUO Meng,YAO Qian feng,liu Pei.Design of Shear wal Coupling Beams in Frame core Wal Structure[J].JournalofHuazhongUniversityofSci enceandtechnology:naturalscienceedition,2009, 37(5): [9] JGJ3 2010, 高层建筑混凝土结构技术规程 [S]. JGJ3 2010,TechnicalSpecificationforConcreteStru cturesoftalbuilding[s]. [10] 张涛. 小跨高比连梁抗震性能试验研究与分析 [D]. 西安 : 西安建筑科技大学,2008. ZHANGTao.TheoreticalAnalysisandExperimental Studyon Coupling Beam withsmalspan to depth Ratio[D].Xi an:xi anuniversityofarchitectureand Technology,2008. [11] 梁启智, 韩小雷. 低周反复荷载作用下刚性连梁及普通连梁性能 [J]. 华南理工大学学报 : 自然科学版, 1995,23(1): LIANG Qi zhi,han Xiao lei.thebehaviorofstif eningbeamsandlintelbeamsundercyclicloading [J].JournalofSouthChinaUniversityofTechnolo gy:naturalscience,1995,23(1): [12] MANDERJB,PRIESTLEY MJN,PARKR.Theo reticalstress strainmodelforconfinedconcrete[j]. Journalof Structural Engineering,1988,114(8): [13] GB , 混凝土结构设计规范 [S]. GB ,CodeforDesignofConcreteStruc tures[s]. [14] 王晓楠, 苗启松, 吴徽. 基于宏观模型的剪力墙静力弹塑性分析 [J]. 建筑结构,2011,41( 增 1): WANG Xiao nan,miao Qi song,wu Hui.Static Pushover AnalysisofShear WalBased on Macro Model[J].Building Structure,2011,41(S1): [15] ComputerandStructureInc.Perform 3D Components andelements[m].berkeley:computerandstructure Inc,2011.

第 12 期薛红等 : 低杂散锁相环中的电荷泵设计 1989 犉犻犵.2 图 2 电荷泵模型犕狅犱犲犾狅犳犮犺犪狉犵犲狆狌犿狆图 3 电荷泵电路犉犻犵 3 犆犻狉犮狌犻狋狊犮犺犲犿犪

第 12 期薛红等 : 低杂散锁相环中的电荷泵设计 1989 犉犻犵.2 图 2 电荷泵模型犕狅犱犲犾狅犳犮犺犪狉犵犲狆狌犿狆图 3 电荷泵电路犉犻犵 3 犆犻狉犮狌犻狋狊犮犺犲犿犪第 28 卷第 12 期 2007 年 12 月半导体学报犆犎犐犖犈犛犈犑犗犝犚犖犃犔犗犉犛犈犕犐犆犗犖犇犝犆犜犗犚犛犞狅犾.28 犖狅.12 犇犲犮.,2007 低杂散锁相环中的电荷泵设计薛红李智群王志功李伟章丽 ( 东南大学射频与光电集成电路