高烈度区SRC框架—RC筒体 混合结构体系抗震性能 西安建筑科技大学 白国良 2007年8月

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1 高烈度区SRC框架—RC筒体 混合结构体系抗震性能 西安建筑科技大学 白国良 2007年8月

2 报告内容 SRC框架-RC筒体混合结构Pushover分析 SRC框架-RC筒体混合结构竖向变形差研究 混合结构梁、墙节点抗震性能研究

3 1 前言 两个层面上“混合”的意义 构件层面上的“组合” ：由多种材料组合在一起共同承受外力的构件，通常称为“组合构件”，由这些“组合构件” 作为结构主要的承受竖向和水平荷载而组合时形成“组合结构”。 结构体系层面的“混合”：子结构体系（框架，剪力墙，筒体等）选用不同材料的构件，如钢构件、钢筋混凝土构件或如前说述的组合结构，就可以形成不同形式的“混合结构”。

4 混合结构分类 混合结构组成 1.核心筒：通常为钢筋混凝土墙体组成 1.非双重抗侧力体系
仅要求框架能够承担竖向荷载，核心筒应能承担全部水平地震力。适合于非抗震区或低烈度区。 2.双重抗侧力体系（dual system） 要求框架层剪力分担率符合《高规》的要求。可用于 高烈度地区。 混合结构组成 1.核心筒：通常为钢筋混凝土墙体组成 2.外框架：钢框架—钢筋混凝土筒体 SRC框架—钢筋混凝土筒体

5 混合结构主要特点 钢筋混凝土核心筒 主要的抗侧力子结构，度相对有余，强度不足 外框架 第二道抗震防线，强度相对有余，刚度不足
地震作用下刚度退化规律不一致，地震内力重分布 子结构应力水平差别较大，竖向变形不一致 高烈度区，以上特点更加明显。因此可选择刚度、强度、延性都相对较好的SRC框架。即采用：SRC框架—钢筋混凝土筒体

6 SRC框架在高烈度区“混合结构”中的优势
而型钢混凝土框架—混凝土筒体结构体系由于刚度差别小、材料性能一致，变形一致性较好 主体材料一致（均为混凝土），徐变和温度引起的结构附加内力小，应力水平差减小，可减少竖向变形差 外包混凝土增加了防火被覆厚度，提高了结构的整体防火性能 节约钢材，经济性能好

7 混合结构的应用 经济优势明显，在我国高层中发展很快。 90年代后期，上海、深圳、厦门等地兴建的一批的高楼，多数采用了混合结构。
高烈度区也开始应用（如目前国内8度抗震设防烈度区最高超限高层——陕西信息大厦。

8 .

9 .

10 (a)53～87层平面 (b)52层以下平面 (c)结构剖面 金茂大厦塔楼结构简图(芯筒－翼柱)

11 上海世界金融大厦的型钢混凝土框架—混凝土芯筒结构体系
两个典型的混合结构 上海世界金融大厦的型钢混凝土框架—混凝土芯筒结构体系

12 陕西信息大厦(筒中筒)

13 2 SRC框架-RC筒体混合结构Pushover分析
对于剪力墙的模拟，研究过程中分别采用等效支撑框架和多垂直杆模型进行了分析。部分数据正在处理之中，本文仅对采用等效支撑框架分析的结果进行一些简单介绍 Push方法本身的研究已经很多，而且FEMA 356（其前身是FEMA 273）和ATC-40对于钢结构和混凝土的分析也提供了比较详细的说明。本报告仅对SRC构件Pushover分析时一些问题进行一些探讨。

14 . SRC压弯构件N-M 相关曲线的形成 2.1 SRC框架Pushover分析的实现 SRC柱轴力和弯矩的平衡方程式 ： 由（1）式可得：
代入（2）式，令 ， ，可得归一化公式： 说明：本节公式参考了《型钢混凝土组合结构技术规程》和张兴武著的《建筑结构设计新法和及应用》

15 含工字型钢SRC柱 含十字型钢SRC柱 通过对具体的SRC截面配钢和应力或应变计算，或实验数据回归，均可得到式中的系数及相关公式。
说明：由上述公式，即可得到SRC柱N-M相关曲线。经由该计算模式得到的曲线与冶金建筑研究所总院和武汉工业大学试验数据（共23个）比较，吻合较好。

16 SRC构件基于试验的弯矩-曲率关系 将型钢混凝土柱的骨架曲线用 以屈服点、极限荷载点为特征点 的三折线表示。 图6 试验恢复力模型

17 SRC压弯构件弯矩-曲率曲线转化成PMM铰弯矩-曲率曲线的方法
转化主要需要确定两点，即：塑性铰的屈服点B和极限状态点C。 PMM铰弯矩-曲率关系

18 极限状态点C的确定，本文认为可按照下述 原则进行确定：
塑性铰屈服点B点可直接取构件的屈服点 极限状态点C的确定，本文认为可按照下述 原则进行确定： Mmax Mu My 变形能力相等：塑性铰的极限状态点C的极限曲率与构件的极限曲率相等 耗能能力相等：在图中表现为O-B-M-N折线和O-B-C与坐标轴围成的面积相等（或三角形BKN和BNC面积相等） φy φmax φu 极限状态点转化示意图

19 计算结果显示了按照本文参数对SRC构件进行Pushover分析的适用性。
以上是SRC构件PMM铰主要参数：相关曲线和弯矩-曲率确定情况。采用上述参数，对三层SRC框架进行了Pushover分析。 图中实验数据：参考了2000年西安建筑科技大学赵鸿铁教授的三层SRC框架振动台 图中RC框架数据：按照“相等刚度”原则把SRC转化为RC构件，采用一般程序（SAP2000）提供的RC默认铰属性计算得到 SRC框架基底剪力-顶点位移曲线 计算结果显示了按照本文参数对SRC构件进行Pushover分析的适用性。

20 2.2剪力墙模拟——等效支撑框架模型 等效模型的计算 墙体等效转换

21 2.3对简化模型进行Pushover分析 模型的建立
以深圳某五十九层的超过高层B级高度的钢混凝土混合超高层建筑为研究背景，采用限元分析软件SAP2000，分析三维计算模型。 计算模型平面布置图

22 SRC框架-RC筒体结构简化计算模型示意图

23 分析方案 方案一：通过改变外框架柱截面尺寸来调整其刚度，以变化框架与筒体的刚 度比。
模型 编号 角柱 mm×mm 边柱 墙厚 mm 各层重量 Wi (KN) 总重量 W (KN) Ⅰ 1200×1200 1000×1000 600 Ⅱ 1100×1100 900×900 Ⅲ 800×800 Ⅳ 600×600 方案二：通过改变核心筒壁厚来调整其刚度，以变化框架与筒体的刚度比。 模型 编号 角柱 mm×mm 边柱 墙厚mm 各层重量 Wi (KN) 总重量 W (KN) t600 800×800 600×600 600 t500 500 t400 400 t300 300

24 方案三：结构尺寸保持不变，变化结构总高度来调整模型的高宽比，即改变结构总高宽比
编号 角柱 mm×mm 边柱 总高 宽比 核心筒 高宽比 各层重量 Wi (KN) 总重量 W (KN) 25层 800×800 600×600 2.9 6.5 30层 3.5 7.9 35层 4.1 9.2 40层 4.7 10.5 方案四：结构总高宽比不变，调整核心筒宽度来改变其高宽比；主要构件截面尺寸见表4。 表4 方案二计算模型主要参数 模型 编号 角柱 mm×mm 边柱 核心筒平面尺寸mm×mm 总高 宽比 核心筒 高宽比 各层重量 Wi (KN) 总重量 W (KN) tk8.4 800×800 600×600 8400×8400 7.9 11.8 tk10.5 10500×10500 9.4 tk12.6 12600×12600

25 分析结果 方案一 结构自振周期比较 从自振周期来看，采用等效支撑框架同采用实体剪力墙在弹性阶段吻合较好。因其他方案结果类似，不再给出。
方案一 结构自振周期比较 模型 周期(s) 实体模型 等效模型 Ⅰ Ⅱ Ⅲ Ⅳ T1 2.734 2.720 2.709 2.723 2.748 2.733 2.738 T2 2.719 2.707 2.722 2.739 2.715 2.730 T3 0.902 0.889 0.863 0.565 0.910 0.886 0.861 0.574 T4 0.586 0.580 0.575 0.595 0.588 0.582 0.573 T5 0.585 0.578 0.562 0.594 0.587 0.581 0.497 T6 0.298 0.292 0.283 0.257 0.305 0.297 0.289 0.260 T7 0.249 0.246 0.243 0.244 0.256 0.253 0.250 0.251 T8 0.248 0.242 0.239 0.252 T9 0.219 0.224 0.232 0.236 0.231 0.245 从自振周期来看，采用等效支撑框架同采用实体剪力墙在弹性阶段吻合较好。因其他方案结果类似，不再给出。

26 结构变形特点 侧移曲线 层间位移角曲线 混合结构变形呈“弯曲型”，大震作用下结构位移增加比较快。中间楼层层间位移角较大，且在大震时相对其他楼层增加显著

27 结构典型的破坏特征 首先在底层筒体等效柱和斜支撑上出现塑性铰，随着顶点位移的加大，底层筒体上均出现塑性铰，然后三角形的分布形式向上发展，随后钢梁与框架柱连接的端陆续出现少许塑性铰。最终破坏主要集中在核心筒底部楼层。 罕遇地震时底部楼层塑性铰分布情况

28 刚度比和高宽比对混合结构抗震性能的影响 （限于篇幅，这里仅对方案一和方案二 的计算结果进行讨论）
对剪力分配的影响 （a）多遇地震下SRC剪力 （b）多遇地震下RC剪力

29 （c）罕遇地震下SRC剪力 （d）罕遇地震下RC剪力 （e）SRC层剪力占底层总剪力的比例
方案一模型剪力分布

30 由方案一剪力分布图知： 在多遇地震作用下，底部框架楼层剪力最小，向上逐渐增大，底部框架剪力受总层数变化（即高宽比）的影响较小；核心筒楼层剪力底层最大，向上减小，到结构上部出现反方向的楼层剪力；结构总层数越少，底部核心筒承担的剪力越大，到12层左右楼层剪力相对变小 在罕遇地震作用下，总层数较少的结构，底部框架承担的楼层剪力交大，在15层左右开始逐渐变小；而核心筒底部承担的楼层剪力最大，不同总层数的结构楼层剪力曲线相汇位置向上移动； 不同层数对结构底部框架楼层剪力的承担比例的影响较小，多遇地震下占2.6%左右，罕遇地震下占4%左右，即结构总高宽比对外框架的楼层剪力的影响不显著。

31 方案二模型剪力分布 （a）多遇地震下SRC剪力 （b）多遇地震下RC剪力
（c）罕遇地震下SRC剪力 （d）罕遇地震下RC剪力 （e）SRC层剪力占底层总剪力的比例 方案二模型剪力分布

32 由方案二剪力分布图看出： 随筒体高宽比减小，框架楼层剪力有所提高，但与底层总剪力相比，比值减小；在多遇地震和罕遇地震下，底层框架剪力相对于底层总剪力的比例变化分别为（ tk8.4 ）：9.4%~14.1%，6.5%~10.7%，5.7%~8.8% 框架承担的剪力底部最小，向上增大，中部达到最大值后逐渐减小，且随筒体高宽比的加大，剪力分布曲线向外鼓出越明显。 筒体部分的楼层剪力，三个模型均底层楼层剪力最大，向上减小，趋于一致，顶部出现反方向的剪力，筒体高宽比越大，出现反方向剪力楼层越低；

33 （d）模型Ⅳ弯矩 （e）方案一各模型SRC弯矩分配比例
对弯矩分配的影响 （a）模型Ⅰ弯矩 （b）模型Ⅱ弯矩 （c）模型Ⅲ弯矩 （d）模型Ⅳ弯矩 （e）方案一各模型SRC弯矩分配比例 方案一模型弯矩分布

34 结构高宽比变化对楼层弯矩的分布影响： 高宽比较小时，混合结构倾覆弯矩主要有核心筒体担，仅在结构上部，框架承担主要楼层弯矩； 随高宽比的增大，框架承担的弯矩逐渐增加，框架和核心筒楼层弯矩图交点不断向下移；如多遇地震作用下底层框架楼层弯矩分别为：25层时，16.2%；30层时，19.7%；35层时，23%；40层时，26%； 罕遇地震下，底层框架承担的弯矩比例相对多遇地震下增加。增加的比例沿层高向上逐渐趋于一致；如罕遇地震作用下，底层框架楼层弯矩分别为：25层时，19%；30层时，23%；35层时，27%；40层时，30.5%。

35 （d）模型t600弯矩 (e) 方案一各模型SRC弯矩分配比例
（a）模型t300弯矩 （b）模型t400弯矩 （c）模型t500弯矩 （d）模型t600弯矩 (e) 方案一各模型SRC弯矩分配比例 方案二模型弯矩分布

36 结构总高宽比不变，筒体高宽比变化时： 底层外框架和核心筒承担的弯矩大小相当，向上各层框架承担的楼层弯矩大于筒体承担的楼层弯矩； 从多遇地震时到罕遇地震，不同高宽比（11.4，9.4，7.9）三组混合结构底层框架弯矩占总弯矩的分别增加为：从48%增加到53% ；从33%增加到40%；从28%增加到34%。地震作用变大，框架承担的弯矩都有不同程度的增加 总体上讲，随着筒体高宽比减小，框架承担的楼层弯矩比例也减少。

37 Pushover分析的部分结论： 等效斜支撑框架模型与实体模型动力特性基本一致，前两阶为平动，第三阶为扭转；两种模型基本自振周期误差不超过0.7%； 框架与筒体的刚度比增大，外框架所承担的楼层剪力和弯矩的比例都有增大，但弯矩的增加不明显； 在核心筒刚度变化不大的前提下，框架与筒体的刚度比对结构侧向变形和层间位移角的影响很小，表明核心筒仍是决定弹性阶段设计性能指标的关键； 结构总高宽比，对SRC框架-RC筒体结构自振周期影响显著：随着高宽比的增大，结构相对变柔，自振周期延长；

38 结构总高宽比对承担的剪力大小影响很小，对核心筒的楼层剪力影响较大；高宽比增大时，核心筒下部承担的楼层剪力显著减少，在总剪力中所占比例也相对减少；
总高宽比增加，结构总的楼层弯矩增加，框架部分承担的楼层弯矩比例也有所增大；核心筒高宽比，对SRC框架承担的楼层弯矩比例影响更明显； 总高宽比增加，混合结构结构的层位移、层间位移和层间位移转角都有增大；核心筒的高宽比变化时，结构变形没有明显的规律；

39 3 竖向变形差的研究 影响SRC-RC混合结构体系竖向变形理论分析 SRC-RC混合结构体系竖向变形计算
竖向变形差控制 结论和展望

40 3.1 SRC框架-RC筒体竖向变形理论 弹性压缩、徐变和收缩 （a）弹性变形 （瞬时变形）：最初施加外界荷载时所发生的变形；
（b）收缩：由混凝土失水所产生的变形； （c）徐变：在荷载作用下，随时间延长而产生的变形。 混凝土变形的组成

41 温度的竖向作用 指结构外表构件中面和室内构件中面的温差 整体温差 整体温差可取为： 参考国内部分已作过的工程实例，可假定结构冬季温差为
－20℃，夏季温差为20℃。且为考虑温度的不利影响不计结构的保温隔热设置。

42 局部温差 指结构外露构件自身内外表面的温差。 温度梯度的确定 由局部温差： 假定此局部温度差在构件截面上的温度梯度呈线性分布，
故构件截面的温度梯度为： 构件沿温度变化方向的截面长度 在有限元分析软件sap2000中，通过定义结构内外温差 值、外露构件的温度梯度，来模拟室内外温差、外围构件局部 温度变化。

43 3.2 SRC-RC混合结构竖向变形计算 计算模型基本参数
主要研究结构在自重作用下，各种因素对变形影响的一般结果及一般规律，因此次用了较为规则且具有一般性的计算模型。采用30层、45层、60层三个计算模型作为分析对象 计算模型平面图

44 计算基本假定 基础沉降变形假定 考虑到模型结构层数足够的多，上部结构刚度较大，由基础产生的变形差很微小，因此在计算结构竖向变形以及变形差时，均不再考虑基础沉降的影响。 变形在施工过程的调整 结构的建造过程是逐层或逐段施工的，建造下一个楼层或楼层段时，要对前一楼层已产生的变形给与调整，保证下一楼层或楼层段在预计的设计标高处开始施工。

45 结构施加荷载假定 结构施工过程可简化为框架柱和核心筒在某层（段）的同步施工，施工完成后给该层（段）同时施加荷载；模型的施工速度为5天/层，假定三层为一施工段 ，则施工段的工期为15天。 计算得到的柱变形量为外围16根框架柱变形量的平均值，核心筒变形量为内外剪力墙9个点变形量的平均值。变形量具体是指各层累计变形量与在该层施工找平量之差，即该层设计标高和实际标高之间的差值。

46 竖向变形的有限元计算 施工速度对竖向变形的影响 框架柱变形量 核心筒变形量
施工速度变化对结构变形最大影响出现在中间楼层，但这种影响是很小的，可以忽略。 框架柱变形量 核心筒变形量

47 弹性压缩、徐变、收缩的影响 特点：变形沿结构高度呈现出鱼腹状变化趋势；最大的变形量出现在中间楼层 ；徐变、收缩所占的百分比均大于弹性部分 ，两者比值：框架柱约为1.1 ，核心筒约为1.6 。 45层、60层模型有同样特点，图中仅给出30层的计算结果 30层模型弹性变形和考虑徐变、收缩后变形

48 温度差的影响 特点：室内温度高于室外（冬季）时变形量有较大增加 ，室内温度低于室外（夏季）时变形量总体有所减小，甚至在结构上部楼层段变形量出现负值 ；温度影响随结构高度的增加而不断增大 ，累积效应。 图2-5 框架柱变形量 图2-6 核心筒变形量

49 计算方法的影响 常规计算方法：将结构荷载一次施加，不考虑施工找平调整； 模拟施工计算方法：按结构建造过程施加荷载，考虑找平调整。
特点：两者的区别，不仅表现在变形量上，也表现在变形趋势上。 图2-7 框架柱变形量 图2-8 核心筒变形量

50 3.3 SRC框架-RC筒体变形差的计算 不同分析法的比较 结构整体一次加载
特点：整体结构一次完成、整体结构荷载一次施加、结构 整体刚度矩阵 一次形成 分析得到第i楼层段的变形 ： ； 可见竖向变形是累积的，上一层的变形永远大于下一层的变形，变形差也有此特点。 —第i楼层段构件竖向变形； —第j楼层段荷载作用在i层引 起的竖向变形

51 模拟施工加载 特点：结构分段完成、荷载依次施加、结构整体刚度矩阵 不断变化 分析得到第i楼层段的变形 ：
特点：结构分段完成、荷载依次施加、结构整体刚度矩阵 不断变化 分析得到第i楼层段的变形 ： i楼层段及其以下楼层段的总施工找平调整量 第i楼层段在所有楼层都完成后，不考虑施工调整的总变形量； 按此式，可分别计算外框架柱和内核心筒的变形量，然后将两者相减即为混合结构的内外竖向构件变形差。

52 3.2 竖向变形差的有限元计算 弹性压缩（D）、徐变（C）、收缩（S）和温度差 （T） 工况一：D 工况二：D+C+S
3.2 竖向变形差的有限元计算 弹性压缩（D）、徐变（C）、收缩（S）和温度差 （T） 工况一：D 工况二：D+C+S 工况三：D+C+S+T 工况四：D+C+S-T 45层柱-筒竖向变形差 层柱-筒竖向变形差

53 各因素对结构变形差的影响可归纳如下： 1. 弹性压缩对变形差的影响大于混凝土的徐变、收缩，弹性压缩引起的变形差大约为徐变和收缩引起的两倍 。
2. 室内外温差对变形差的影响随着结构楼层数（或高度）的增加而增大，并且其对结构上部变形差的影响大于对结构下部的影响。 3.结构外围构件温度梯度的影响随模型层数（或高度）的增大不断减小。总体上来讲，温度梯度对结构内外变形差的影响很小 ，在0.5%以下。

54 变形差的依时计算 考虑竖向构件的弹性压缩和混凝土的徐变、收缩两个影响因素，分别计算结构在完成时、完成三个月时、六个月、一年、二年、及五年时的结构内外变形差。 30层柱-筒竖向依时变形差 层柱-筒竖向依时变形差

55 结构完成后某时间点又产生变形差是沿结构高度累积的，顶层最大，底层最小。
可以看出：随着时间推移，结构的变形差不断增大 ；如果以五年时的变形差作为结构最终变形差值， 则二年时结构的变形差大部分已发展完成（85%以上），这与混凝土的徐变、收缩随龄期变化有直接关系。 结构完成后某时间点又产生变形差是沿结构高度累积的，顶层最大，底层最小。 某时间点的变形差与刚完成时的初始（工况二）变形差之差

56 梁—核心筒连接方式 不同工况下梁—核心筒为铰接或刚接时变形差计算
四种工况下刚接时的变形差均小于铰接时的情况（中部楼层处尤其明显），刚性连接是减小结构内外变形差的有效途径 45层模型梁—核心筒铰接、刚接时各工况下竖向变形差

57 45层模型梁—核心筒铰接、刚 接时柱筒竖向变形差依时变化
刚性连接情况下，结构发展到五年时变形差还远远小于铰接连接时结构发展到三个月的柱筒变形差。因此，梁—核心筒刚性连接，可以很好的抑制结构竖向变形差的依时发展。 45层模型梁—核心筒铰接、刚 接时柱筒竖向变形差依时变化

58 变形差计算方法 常规计算方法：变形差沿结构高度（或楼层）不断增大，最大变形差在结构的顶部；
模拟施工方法：变形差沿结构高度先增后减，最大变形差在结构中部； 两种计算结果在结构中部以下较接近，中部以上差别较大； 45层模型结构柱-筒竖向变形差

59 考虑水平荷载作用下的竖向变形差计算 高层建筑结构的水平荷载在设计中往往占主导地位，本文计算模拟向右方向的水平荷载（风荷载）。
与不考虑水平荷载相比，考虑水平荷载时左侧变形差增大，右侧变形差减小；这种增大或减小都不明显，最大幅度为±5mm。 左侧柱筒间变形差 右侧柱筒间变形差

60 3.3 竖向变形差引起的附加内力计算 模拟施工过程的内力计算原理 结构竖向变形差将受到水平构件约束，从而使结构构件产生附加的变形内力。
3.3 竖向变形差引起的附加内力计算 模拟施工过程的内力计算原理 结构竖向变形差将受到水平构件约束，从而使结构构件产生附加的变形内力。 两种计算方法得到的结构构件内力明显不同，表现在两方面： 常规方法没考虑施工找平调整 ，过高估计差异变形的影响。 构件加载的边界条件不同的影响 一次加载 模拟施工过程加载

61 内力的有限元计算 （一）钢梁的附加内力计算（铰接） ：附加剪力在结构两端楼层为正，在中间楼层为负。
：D+C+S ：D+C+S+T ：D+C+S-T （一）钢梁的附加内力计算（铰接） 钢梁L1附加剪力 钢梁L1附加弯矩 ：附加剪力在结构两端楼层为正，在中间楼层为负。 或 ：附加剪力有明显的增大（变化）。 ：附加弯矩随变形差增大而增大，达到设计抗弯强度11% 或 ：附加弯矩随结构高度近似为线性变化。

62 （二）钢梁—核心筒刚接时附加内力 工况二时附加弯矩很小；其变化趋势与梁—柱连接处梁端的附加弯矩相反。
L1附加剪力 L1梁—核心筒连接处附加弯矩 工况二时附加弯矩很小；其变化趋势与梁—柱连接处梁端的附加弯矩相反。 各工况下沿结构高度多表现为负值，且附加剪力最大绝对值比铰接时大。

63 （三）附加内力的依时变化（铰接） 随着时间的增长附加剪力有明显向负值发展的趋势，这是变形差逐步随时间增大的结果。
L1依时附加剪力 L1依时附加弯矩 随着时间的增长附加剪力有明显向负值发展的趋势，这是变形差逐步随时间增大的结果。 附加弯矩随时间增长也逐渐增大，且最大附加弯矩逐渐向结构上部楼层转移 。

64 3.4. 竖向变形差控制 结构设计 从结构设计、结构施工和混凝土材料三方面对结构变形差进行控制，并分析各种措施的控制效率。
轴压比：指竖向构件的理想轴压力与构件截面轴向刚度的比值，N0/EA；通过对轴压比的控制使竖向构件的截面应变水平相当，从而对变形差进行控制。

65 原始模型 改变模型参数后 在60层模型的基础上，增大框架柱截面尺寸，同时减小核心筒尺寸，得到改变后模型。后者柱筒间的N0/EA，较前者明显接近。 工况一时变形差后者较前者相比减小25%；工况二时减小32%。可见，在满足结构受力性能要求的同时，应该使结构各竖向构件的轴压刚度比相当或接近，从结构概念设计上控制结构竖向变形差。

66 混凝土材料 控制混凝土的徐变、收缩，可以减小结构的变形差；SRC柱和RC核心筒的主要材料均为混凝土，单方面控制混凝土的徐变、收缩，会使外围框架柱和核心筒的竖向变形均减小，而两者的变形差却未必减小。 本文分析徐变、收缩在不同比例下结构的变形差。

67 可以看出降低混凝土徐变和收缩能够减小结构的竖向变形差，但减少量并不明显。故降低混凝土材料的徐变、收缩并不能十分有效的降低结构的变形差。
D+C+S D+C+S+T 分别考虑比例为 1 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 可以看出降低混凝土徐变和收缩能够减小结构的竖向变形差，但减少量并不明显。故降低混凝土材料的徐变、收缩并不能十分有效的降低结构的变形差。

68 3.5 结 论 仅考虑弹性压缩和混凝土徐变、收缩时，框架柱的变形量大于核心筒，且最大竖向变形都位于中部楼层处，徐变和收缩在变形中所占的比例大于弹性压缩的比例，两者之比大约为1.1。 当室内温度高于室外时，结构竖向变形明显大于不考虑温度影响的情况，且最大竖向变形位于上部楼层处；当室内温度低于室外时，结构的上部楼层出现负变形量，且变形量绝对值有较大减小。

69 弹性压缩对柱-筒变形差的影响大于混凝土的徐变、收缩对柱-筒变形差的影响，所占比例大约为徐变、收缩的两倍。
常规计算方法和模拟施工计算方法得到的变形差存在明显不同，不仅表现在变形差数值上，也表现在变形差沿结构高度的变化趋势上。 考虑混凝土徐变、收缩时，梁附加弯矩随变形差增大而增大，中间楼层达到最大，最大值为钢梁设计抗弯强度的11%；考虑室内外温度差时，梁附加弯矩沿结构高度近似为线性变化，且此时附加弯矩量也较大。

70 控制各竖向构件的轴压比使其达到相当水平、合理地安排伸臂桁架的安装时间和终拧时间、采取有效的保温隔热措施，能有效减小结构的竖向变形差。而控制混凝土的徐变、收缩，并不能有效的减小结构竖向变形差。

71 4 混合结构梁、墙节点抗震性能研究 混合结构体系的节点主要包括梁柱节点和梁墙节点两大类，针对钢梁－带暗柱剪力墙连接节点的抗震性能研究较少。
研究实际混合结构中（按目前规范设计）典型的梁、墙节点区是否能保证结构出现设计的“强墙弱梁”的破坏形式 调整模型节点混凝土强度、型钢钢板厚度、轴压比等各项参数来研究它们对节点抗震性能的影响。

72 非线性有限元分析模型 （ANSYS） 钢筋混凝土由solid65单元来模拟，采用了由弥散钢筋单元组成的整体式钢筋模型。
型钢采用4节点塑性小应变单元shell143模拟。 钢梁与型钢暗柱在节点处相互连成一体，约束了钢梁在纵向的位移，与混凝土也不会出现明显的相对滑移。因此不考虑粘结滑移的影响。

73 节点几何模型设计 模型设计图和材料参数表见后面两页 有限元模型以深圳某大厦作为背景 钢梁在跨中弯矩为0处截断 剪力墙按层高和两钢梁间距截取
模型节点核心区型钢采用柱贯通方式，钢梁通过与剪力墙内型钢暗柱连接形成刚接节点 模型设计图和材料参数表见后面两页

74 模型设计 结构平面布置模图 钢梁截面图 型钢暗柱截面图 剪力墙配筋图

75 混凝土材料参数表 钢筋材料参数表 型钢材料参数表 混凝土参数 参数值 强度等级 C40 弹性模量 (N/mm2) 3.25×104
密度 (kg/m3) 2400 单轴极限抗压强度 (N/mm2) 19.5 泊松比 0.25 单轴极限抗拉强度(N/mm2) 1.8 钢筋材料参数表 钢筋参数 纵筋 箍筋 直径 （mm） 28 22 密度 (kg/m3) 7850 屈服强度(N/mm2) 310 弹性模量(N/mm2) 2.0×105 型钢材料参数表 型钢参数 参数值 厚度（mm） 12 屈服强度(N/mm2) 215 密度 (kg/m3) 7850 弹性模量 (N/mm2) 2.06×105 泊松比 0.30 －

76 边界条件及荷载 剪力墙顶端中心施加两个水平方向的位移约束，底端中心节点施加三个方向的位移约束，使墙体处于铰支状态。
梁端施加竖直向下的竖向力为300KN。为保证梁端不发生局部屈曲，在加载端梁腹板两边分别设置了一块加劲板。 在梁端部截面施加水平方向上的反复荷载，荷载的施加采用位移加载方式，控制位移逐级增大，直至节点破坏为止。 在剪力墙上施加压力，模拟高层混合结构混凝土墙体中的轴压比。

77 梁墙节点有限元计算结果分析 节点的破坏模式 不同参数的所有模型节点所表现的破坏形式基本上都属于钢梁弯剪破坏，呈现了明显的“强墙弱梁”情况
随着荷载的增大，首先是节点区混凝土开裂，裂缝成45度角发展 当荷载进一步增大，梁端首先屈服，形成塑性铰 当荷载增大到极限荷载时，混凝土被压碎 在整个节点破坏过程，剪力墙中型钢暗柱一般并没有达到屈服应力，只有在在轴压比过大时出现了梁根部和暗柱同时屈服的情况。 不同参数的所有模型节点所表现的破坏形式基本上都属于钢梁弯剪破坏，呈现了明显的“强墙弱梁”情况

78 型钢构件厚度的对节点抗震性能的影响 屈服荷载作用下型钢构件应力图 不同厚度型钢构件的对抗震性能的影响 屈服荷载作用下型钢构件应力图
钢板 厚度（mm） 梁端 水平力 （KN） Mises 屈服应力（ N/mm2 ） 型钢 屈服强度 （ N/mm2 ） 8 261.04 215 12 16 屈服荷载作用下型钢构件应力图 （厚度：8mm） 屈服荷载作用下型钢构件应力图 （厚度：12mm） 屈服荷载作用下型钢构件应力图 （厚度：16mm）

79 钢板较薄（8mm和12mm）时，节点核心区混凝土在钢梁达到屈服时，仍然承受了一部分的荷载
设计了三种不同厚度，分别为8mm、12mm和16mm，屈服强度均为215。从分析结果可以看出： 钢板较薄（8mm和12mm）时，节点核心区混凝土在钢梁达到屈服时，仍然承受了一部分的荷载 当钢板较厚（16mm）时，在钢梁达到屈服应力之前，混凝土已经开裂失效。

80 混凝土强度的对节点抗震性能的影响 相同荷载作用下混凝土开裂图 （强度等级：C40） 相同荷载作用下混凝土开裂图 （强度等级：C30）

81 混凝土强度 混凝土强度对节点的开裂荷载、极限荷载有较明显的影响。混凝土强度越高，其抗拉强度就越高，则裂缝出现的就会较晚。 混凝土的强度等级对节点裂缝的出现和开展有较为明显的影响，提高混凝土强度是有效抑制裂缝开裂，提高节点承载力的途径。

82 相同荷载作用下型钢Mises应力云图 （轴压比n＝0.2）
轴压比的对节点抗震性能的影响 相同荷载作用下型钢Mises应力云图 （轴压比n＝0.2） 相同荷载作用下型钢Mises应力云图 （轴压比n＝0.4）

83 相同荷载作用下型钢Mises应力云图 （轴压比n＝0.6）
相同荷载作用下的剪力墙混凝土裂缝图

84 随着轴压比增大，对剪力墙中暗柱的约束增强，钢梁根部塑性铰反而会出现的越早
本文设计了轴压比分别为0.2、0.4和0.6。通过ANSYS计算分析，可知： 随着轴压比增大，对剪力墙中暗柱的约束增强，钢梁根部塑性铰反而会出现的越早 轴压比对剪力墙混凝土的约束作用是很明显的，轴压比增大明显抑制了墙体裂缝的出现与发展，对节点的极限荷载是有一定的提高的。 当轴压比增大到一定程度时，节点区暗柱截面也达到了屈服应力，则节点可能会出现压弯破坏或剪切破坏的情况。

85 剪力墙纵筋配筋率的对节点抗震性能的影响 不同纵筋配筋率对节点抗震性能的影响 相同荷载作用下的剪力墙混凝土裂缝图 轴压比n＝0.2
纵筋配筋率（X方向） （％） 纵筋配筋率（Y方向） 梁端水平力 （KN） 梁端最大位移 （mm） 0.37 0.5 4.20 0.74 1.0 3.95 1.48 2.0 3.50 轴压比n＝0.2 轴压比n＝0.4 轴压比n＝0.2 相同荷载作用下的剪力墙混凝土裂缝图

86 设计了三种不同的纵筋配筋率，分别为标准试件模型中墙体配筋率的2倍、1倍以及0.5倍，其他材料参数以及几何参数均不变。
增加纵筋配筋率可以提高节点的极限承载能力，增加节点的刚度 纵筋配筋率增加对混凝土的开裂有显著影响，提高纵筋配筋率对抑制混凝土开裂有很大帮助。 增加纵筋配筋率对钢梁端部塑性铰的形成影响不明显

87 结论 钢梁－剪力墙内型钢暗柱梁墙节点在极限承载力作用下主要呈“强墙弱梁”破坏模式。不同参数下模型节点破坏形式基本上都属于钢梁弯剪破坏，表现为梁根部出现塑性铰而破坏。 混凝土的强度对节点裂缝的出现和开展有很好的抑制作用。 钢板厚度在适当的范围内对节点承载力的贡献较大。当钢板在混凝土失效之后才屈服时，钢板厚度对承载力的影响明显减小。

88 核心筒墙体轴力水平较低时，随轴压比增大，对剪力墙中暗柱的约束增强，在一定的范围内，轴压比增大能很好的抑制墙体裂缝的出现与发展，对节点的极限荷载是有一定的提高。但当轴压比增大到一定程度时，节点区暗柱截面也达到了屈服应力，则节点可能会出现较不利的墙体压弯破坏或剪切破坏的情况。因此，考虑对节点破坏形式的影响时，高层结构中墙体轴压比的水平需要辩证看待。 增加纵筋配筋率和增加配箍率，均可以有效抑制混凝土的开裂。而对于提高节点的极限承载力，且增加纵筋配筋率的影响较增加配箍率要显著一些。

89 谢 谢！