薛建陽， 戚亮杰， 葛鴻鵬， 劉祖強(. 西安建筑科技大學 土木工程學院， 西安 70055； . 中國建筑西北設計研究院有限公司， 西安 7008)

中國古建筑凝聚了我國古代歷史、科技、文化及宗教等發(fā)展成果，孕育了寶貴的民族文化和民族精神，但是由于木結(jié)構(gòu)建筑受到材料(木材)自身的限制，如易翹曲、易燃、易腐朽老化等特點，使得現(xiàn)存木結(jié)構(gòu)古建筑處于結(jié)構(gòu)體系破壞、險情不斷發(fā)展甚至潛伏倒塌的危險狀態(tài)[1]，因此，運用其他新型材料建造的仿古建筑對繼承這些歷史文化遺產(chǎn)有著至關(guān)重要的意義。仿古建筑體系應用現(xiàn)代科學技術(shù)，使結(jié)構(gòu)的抗災害能力顯著增強，已逐漸融入到我國建筑行業(yè)的各個領(lǐng)域，尤其廣泛應用于全國各地的地標建筑和風景園林當中[2]，如采用鋼結(jié)構(gòu)建造的大明宮丹鳳門、長安塔及洛陽定鼎門等均已成為當?shù)氐臉酥拘越ㄖ?，圖1為某典型鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑實例。鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑結(jié)構(gòu)外觀類似古建筑形式，與一般框架建筑造型相差較大，如挑檐較大，在屋架構(gòu)件與柱架結(jié)構(gòu)之間存在斗拱層等。但由于仿古建筑采用的建筑材料、節(jié)點連接方式與木結(jié)構(gòu)差異較大，故結(jié)構(gòu)受力特點及分析方法與木結(jié)構(gòu)古建筑有很大區(qū)別[3]。

圖1 典型鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑Fig.1 Typical steel archaized buildings

國內(nèi)外對框架結(jié)構(gòu)體系的研究主要是針對框架-支撐結(jié)構(gòu)體系、鋼框排架結(jié)構(gòu)體系[4-6]，而對仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)體系尚無研究。仿古建筑體系獨有的坡屋頂、圓柱、斗拱等構(gòu)件使得其整體布置較為復雜，荷載傳遞路徑及耗能機理并不明確，且我國現(xiàn)行規(guī)范尚未涉及此類結(jié)構(gòu)的設計條文。

目前在對鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能研究時,由于擬靜力試驗方法的人為干預性較強，無法反映結(jié)構(gòu)在實際地震作用下的動力響應。而振動臺試驗受尺寸效應等因素的影響較大，導致試驗結(jié)果的失真度較高。因此，擬動力試驗的運用越來越廣泛，它既有擬靜力試驗方便簡潔的特點，又可以對結(jié)構(gòu)施加真實地震波，獲取結(jié)構(gòu)體系在地震作用下真實的動力響應[7]。

為了了解傳統(tǒng)風格結(jié)構(gòu)鋼框架體系在真實地震波作用下的抗震性能，本課題組在已完成的鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑異型節(jié)點受力性能研究[8-9]的基礎(chǔ)上，以某一典型鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑殿堂結(jié)構(gòu)為原型，設計制作了一榀含異型節(jié)點(見圖2)的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)，并對其進行擬動力試驗，以研究此類結(jié)構(gòu)的抗震性能。

圖2 鋼結(jié)構(gòu)異型節(jié)點Fig.2 Steel special-shaped joint

1 試驗概況

1.1 模型設計與制作

受試驗場地條件的限制，結(jié)構(gòu)縮尺比取為1/2，模型構(gòu)件在工廠加工制作完成后，現(xiàn)場拼裝，模型立面及細部構(gòu)造，如圖3所示。除柱底與地梁采用螺栓連接外，其余均采用全焊連接。由于仿古建筑使用空間要求的規(guī)定，正廳大梁(L1)采用225 mm×125 mm的箱形截面，偏廳側(cè)梁(L2)采用150 mm×100 mm的焊接箱形截面形式，兩梁連接處形成一異型節(jié)點(見圖2)。構(gòu)件截面尺寸，如表1所示。鋼材等級取為Q235B，采用E43型焊條手工焊，鋼材材性試驗結(jié)果，如表2所示。

圖3 試件幾何尺寸及構(gòu)造(mm)Fig.3 Dimensions and details of specimens(mm)

表1 結(jié)構(gòu)構(gòu)件參數(shù)表Tab.1 Main parameters of specimens

表2 鋼材的材性Tab.2 Material properties of steel

1.2 相似關(guān)系

為了滿足模型與原型結(jié)構(gòu)的質(zhì)量與配重的相似關(guān)系[10]，將屋面均布荷載分別等效換算為沿柱Z1-1、Z3-1、Z3-2、Z2、Z1-2頂部施加的豎向集中荷載?？紤]到坡屋頂?shù)奶厥鈽?gòu)造及加載時的安全因素，通過外懸掛混凝土塊的方式對結(jié)構(gòu)施加配重；線長度相似系數(shù)取為1/2，其余結(jié)構(gòu)動力相似關(guān)系，如表3所示。

1.3 試驗原理

擬動力試驗由計算機進行數(shù)值分析并控制加載，即給定地震波加速度時程記錄，由計算機計算當前一步的反應位移，同時測量結(jié)構(gòu)對于該步位移的實際恢復力，并反饋給計算機，計算機再根據(jù)實測的恢復力和其他已知參數(shù)計算下一步的位移反應。其動力微分方程可表示為

(1)

表3 動力相似關(guān)系Tab.3 Dynamic similitude relations

求解采用中心差分法，即將上述的微分方程轉(zhuǎn)化為差分的形式，當時間步長為Δt時，速度及加速度分別為

(2)

(3)

1.4 加載方案

試驗加載方法參考建筑抗震試驗方法規(guī)程：JGJ 101—1996，加載在西安建筑科技大學結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點實驗室完成，在標高2.420 m處布置一臺MTS電液伺服作動器施加水平荷載，試驗數(shù)據(jù)由TDS602數(shù)據(jù)采集儀采集并記錄。為了防止試件平面外發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象，在大梁L1處每間隔1 m布置一塊方形側(cè)板，平面外兩側(cè)由滑輪支撐夾緊，保證結(jié)構(gòu)平面內(nèi)的穩(wěn)定[11]，整體框架模型，如圖4所示。試驗時首先在Z1-1、Z3-1、Z3-2、Z2、Z1-2柱構(gòu)件處分別施加7.8 kN、13.4 kN、9.4 kN、7.1 kN和5.6 kN的配重，試驗前測得結(jié)構(gòu)的初始剛度，隨后施加水平地震動荷載進行擬動力試驗。由于試件為單層平面框架，將結(jié)構(gòu)質(zhì)量和配重質(zhì)量集中在作動器所在的層高位置處，得到了模型結(jié)構(gòu)的質(zhì)量，即M=4 863 kg。此外，根據(jù)建筑抗震設計規(guī)范的要求，鋼結(jié)構(gòu)多層建筑的阻尼比ζ=0.04。

圖4 鋼框架模型Fig.4 Steel frame model

1.5 量測方案

除L1非加載側(cè)端部布置MTS位移計外，在模型結(jié)構(gòu)不同標高處安裝電子位移計。在地梁上設置壓梁以固定試件。為量測試驗加載過程中基礎(chǔ)底座實際的水平及豎向位移，在地梁端部布設電子百分表，測試數(shù)據(jù)由TDS-602數(shù)據(jù)采集儀自動量測并采集。分別在各節(jié)點域、梁端、柱端及斗、拱構(gòu)件處對稱布置電阻應變片。試驗加載及位移量測裝置，如圖5所示。

1-反力墻；2-反力鋼架；3-反力梁；4-作動器；5-壓梁；6-地腳螺栓；7-電子位移計；8-百分表；9-試件

圖5 加載裝置

Fig.5 Test setup

1.6 地震波的選擇

本試驗模型的原型結(jié)構(gòu)位于8度抗震設防烈度區(qū)，場地類別為II類。在選用地震波時，地震波的卓越周期盡量與結(jié)構(gòu)所在場地的的譜特征一致。因此，本次試驗選用El Centro波、汶川波與蘭州波中包含最大加速度的一段地震記錄作為輸入波進行試驗，對該鋼框架結(jié)構(gòu)模型在8種工況下的抗震性能進行研究，所采用地震波的加速度幅值依據(jù)相似關(guān)系進行調(diào)整[12]。在試驗的初期階段，分別輸入三種地震波，以觀察在不同地震波作用下結(jié)構(gòu)的動力反應，當結(jié)構(gòu)出現(xiàn)塑性特征后，僅輸入汶川波進行試驗。輸入的地震波峰值加速度逐級增大，分別相當于8度多遇、8度設防、8度罕遇及9度罕遇地震作用。本試驗加載步長取為0.014 1 s，加載步數(shù)為1 000步，總持時14.1 s。加載工況，如表4所示。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗過程

在峰值加速度分別為70 gal、200 gal和400 gal的地震波作用下，結(jié)構(gòu)構(gòu)件均處于彈性工作階段。說明在不超過8度罕遇烈度地震波作用下，結(jié)構(gòu)未發(fā)生塑性變形，承載力仍相對較高。在峰值加速度620 gal的汶川波作用下，8.881 s時正廳邊柱斗D1構(gòu)件處達到屈服，隨后在異型節(jié)點西側(cè)的G構(gòu)件處發(fā)生屈服現(xiàn)象。整體結(jié)構(gòu)在7.714 s受到的水平荷載與大梁高度位移達到最大值，此時結(jié)構(gòu)承受的基底剪力為60.93 kN，頂點位移為11.96 mm。從整體上看，模型結(jié)構(gòu)在8度多遇烈度 (70 gal) 的地震波作用下，完全處于彈性狀態(tài)，滿足“小震不壞”的設防目標；在峰值加速度為400 gal (相當于8度罕遇地震)地震波作用下，結(jié)構(gòu)未發(fā)生明顯的塑性變形和破壞，實現(xiàn)了“大震不倒”的抗震設防目標。即使在峰值加速度為620 gal (相當于9度罕遇地震) 的汶川波作用下，結(jié)構(gòu)也只是個別構(gòu)件發(fā)生屈服(見圖6)，整體工作性能良好，說明本次試驗設計的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)具有抵抗超過本地區(qū)設防標準地震作用的能力，具有良好的抗震性能。此外，在整個加載過程中，實測地梁的水平及豎向位移非常小，對試驗結(jié)果幾乎無影響。

表4 擬動力試驗加載制度Tab.4 Pseudo-dynamic test loading system

圖6 屈服現(xiàn)象Fig.6 Yielding phenomenon

2.2 滯回特性

圖7為該結(jié)構(gòu)在擬動力加載試驗中各工況下基底剪力-頂層位移滯回曲線。由圖7可知，在相同加速度峰值不同地震波形的作用下，結(jié)構(gòu)的滯回曲線不完全相同，表明不同地震波的頻譜特性對結(jié)構(gòu)的地震反應影響較大，其中蘭州波對結(jié)構(gòu)造成的響應最小，而汶川波作用最為明顯。在70 gal、200 gal、400 gal的加載工況下，滯回曲線整體呈直線形，當荷載降低為零時，結(jié)構(gòu)沒有殘余變形，鋼框架仍處于彈性工作狀態(tài)，耗能較小。隨著地震波輸入峰值加速度的增大，鋼框架的剪力-位移響應越發(fā)明顯，滯回環(huán)包圍的面積也逐漸增大，結(jié)構(gòu)耗能逐漸增加。在峰值加速度為620 gal的加載工況作用下，滯回曲線產(chǎn)生一定的殘余變形，結(jié)構(gòu)進入彈塑性階段，其原因是斗D1、拱G構(gòu)件的屈服使結(jié)構(gòu)耗能增加，但滯回曲線仍未出現(xiàn)明顯的捏攏現(xiàn)象，說明結(jié)構(gòu)在9度罕遇地震的作用下仍然有較大的剛度與承載力。

(a) 工況1

(b) 工況2

(c) 工況3

(d) 工況4

(e) 工況5

(f) 工況6

(g) 工況7

(h) 工況8圖7 基底剪力-頂層位移滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops of model

2.3 耗能性能

耗能是結(jié)構(gòu)在地震波輸入時吸收能量的能力，累積滯回耗能采用式(4)計算[13]

(4)

式中：Fi+1、Fi分別為第i+1點與第i點的恢復力，Xi+1、Xi分別為與其相對應的位移。圖8(a)為在相同峰值加速度但不同類型地震波作用下結(jié)構(gòu)的耗能對比，可以發(fā)現(xiàn)，施加相同峰值加速度的地震波，不同頻譜特性的波形導致結(jié)構(gòu)的耗能能力也不相同，說明結(jié)構(gòu)耗能受加載波形的影響較大。模型結(jié)構(gòu)在汶川波各個工況下的滯回耗能情況，如圖8(b)所示。在峰值加速度為70 gal和200 gal的地震波作用下，累積滯回耗能較小，說明此時可恢復的彈性應變能所占比例較大，由于結(jié)構(gòu)彈性應變能的增大與恢復過程交替進行，造成累積耗能時程曲線呈波浪形增加。隨著輸入地震波峰值加速度的增大，結(jié)構(gòu)耗能逐漸上升，在9度罕遇地震波作用下，結(jié)構(gòu)耗能約為8度罕遇地震波作用時約3倍，說明耗能與加載地震波幅值的增量呈非線性增加。從試驗現(xiàn)象看出，此時結(jié)構(gòu)焊縫并無開裂，說明本次試驗設計的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)不僅可以抵抗9度罕遇地震作用，并具有較高的安全儲備。

2.4 加速度響應

圖9是模型結(jié)構(gòu)加載點樓層處在不同工況下的加速度時程曲線。從圖9 (a)可知，在不同地震波作用下，模型加速度反應時程曲線基本與其加載的地震波形相一致，但結(jié)構(gòu)反應加速度與原始波形并不是同時達到極值。El Centro波、蘭州波、汶川波三種波形各自的峰值加速度分別出現(xiàn)在1.484 s、3.514 s和8.666 s，當對結(jié)構(gòu)施加200 gal的三種波形時，結(jié)構(gòu)反應最大加速度分別出現(xiàn)在1.778 s、2.002 s和7.798 s。結(jié)構(gòu)響應加速度峰值絕對值分別為407.1 gal、311.8 gal與452.8 gal，與該結(jié)構(gòu)頻率最為接近的汶川波對此結(jié)構(gòu)的動力響應最為明顯，說明頻譜特性對結(jié)構(gòu)的加速度響應影響顯著。此外，由圖9 (b)可知，在同種地震波的作用下，隨著輸入加速度的增大，結(jié)構(gòu)的加速度響應也隨之增大。在汶川波70 gal、200 gal、400 gal三種輸入加速度的作用下，結(jié)構(gòu)處于彈性工作狀態(tài)，其時程曲線與原波形變化趨勢基本一致，但隨著輸入加速度峰值增大，在輸入620 gal汶川波的加載后期，結(jié)構(gòu)時程曲線各峰值點略滯后于原波波形各峰值點的出現(xiàn)時刻，即時程曲線由密變疏，這是由于結(jié)構(gòu)局部已經(jīng)達到屈服狀態(tài)，結(jié)構(gòu)剛度下降，頻率也隨之變化，從而影響了該結(jié)構(gòu)響應加速度峰值出現(xiàn)的時刻。

(a) 不同地震波工況下結(jié)構(gòu)總耗能

(b) 不同峰值加速度下滯回耗能時程曲線圖8 滯回耗能Fig.8 Energy dissipation

(a) 輸入加速度峰值為200 gal

(b) 不同峰值輸入加速度圖9 加速度時程曲線Fig.9 Time history curves of acceleration

2.5 位移響應

結(jié)構(gòu)加載點層高處在不同地震波作用下的位移時程曲線，如圖10所示。分析可知，當輸入加速度較小時，整個模型的位移反應很小，不同地震波作用下結(jié)構(gòu)的位移反應與原波趨勢大致相同，隨著地震波輸入加速度的增大，結(jié)構(gòu)的位移響應同時增大。當施加峰值加速度為200 gal的地震波時，結(jié)構(gòu)位移響應從大到小依次為汶川波3.795 mm、El Centro波3.041 mm、蘭州波2.242 mm。其原因為汶川波頻率與結(jié)構(gòu)自振頻率最為接近，而蘭州人工波頻率與本結(jié)構(gòu)的頻率差別相對較大。此外，模型結(jié)構(gòu)最大位移響應出現(xiàn)時刻與原波輸入加速度峰值時刻不完全一致。從圖10還可知，620 gal時結(jié)構(gòu)響應峰值時刻出現(xiàn)滯后現(xiàn)象，表明隨著地震波加速度峰值增大，結(jié)構(gòu)發(fā)生損傷導致剛度變化，使得位移響應有明顯變化。

(a) 輸入加速度峰值為200 gal

(b) 不同峰值輸入加速度圖10 位移時程曲線Fig.10 Time history curves of displacement

表5為在汶川波作用下，結(jié)構(gòu)模型的層間位移角變化情況，可以看出，在8度多遇地震波作用下，結(jié)構(gòu)最大層間位移角為1/1 903，滿足“建筑抗震設計規(guī)范GB50011—2010”中關(guān)于多層鋼結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值[θe]=1/250的要求；在9度罕遇地震作用下，結(jié)構(gòu)位移為11.962 mm，相應位移角1/203，可以滿足規(guī)范中彈塑性層間位移角1/50的要求，說明本次試驗仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)具有良好的變形能力，能滿足“小震不壞”和“大震不倒”的要求。

表5 層間位移角Tab.5 Inter-story drift

2.6 應變分析

異型節(jié)點處西側(cè)拱G構(gòu)件的應變情況，如圖11所示。從圖11可知，構(gòu)件應變隨著加載地震波加速度峰值的增大而增大，在加速度峰值為620 gal地震波的作用下，G構(gòu)件屈服。分析試驗應變數(shù)據(jù)可得，加載結(jié)束時，梁端翼緣應變接近屈服，且始終大于鋼管柱端應變，滿足規(guī)范“強柱弱梁”的設計要求。

圖11 拱G處應變Fig.11 Strain of G part

2.7 承載力分析

基于汶川波作用下的結(jié)構(gòu)基底剪力-頂層位移曲線，將每級工況下正負方向的最大受力點連結(jié)可得到結(jié)構(gòu)的骨架曲線，如圖12所示。從圖12可知，隨著輸入地震波峰值加速度的增大，結(jié)構(gòu)位移響應增大，結(jié)構(gòu)承載力不斷增強，在9度罕遇地震烈度(620 gal)地震波的作用下，骨架曲線仍未進入下降段，此時結(jié)構(gòu)最大層間位移角達到1/203，說明本試驗的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)具有良好的承載力，且具有較高的安全儲備。

圖12 整體結(jié)構(gòu)骨架曲線Fig.12 Skeleton curve of whole model

2.8 剛度分析

剛度退化問題是關(guān)系該種結(jié)構(gòu)抗震性能及其抗震計算的重要內(nèi)容[14]，對于加載地震波的擬動力試驗，結(jié)構(gòu)剛度取正負兩個方向的平均剛度，即正負兩個方向荷載絕對值最大值之和與相對應的兩個方向位移絕對值之和的比值作為結(jié)構(gòu)在不同工況下的結(jié)構(gòu)剛度Ki，由式(5)計算。

(5)

式中：Pi、Δi分別為第i次加載時所達到的最大荷載及相應的位移。表6列出了在不同工況下結(jié)構(gòu)的剛度，圖13為模型結(jié)構(gòu)的剛度退化曲線。加載初期由于作動器與試件之間存在少許間隙，故工況1測出的結(jié)構(gòu)剛度相比于工況2略微偏低，K0取試驗初始階段工況2測得的剛度，即K0=6.129 kN/mm。

表6 結(jié)構(gòu)剛度Tab.6 Stiffness of model

圖13 模型剛度退化規(guī)律Fig.13 Deterioration trend of stiffness

分析圖13和表6可知，模型剛度的衰減規(guī)律，在工況5 (200 gal蘭州波) 之前，結(jié)構(gòu)剛度基本沒有變化，當作用200 gal、400 gal和620 gal汶川波時，由于試件出現(xiàn)累積損傷現(xiàn)象，使得整體結(jié)構(gòu)剛度退化加快。當試驗結(jié)束時，結(jié)構(gòu)剛度仍達到初始剛度的81.9 %，這表明整體結(jié)構(gòu)在9度罕遇地震作用后剛度仍然較大，滿足設計要求，且安全儲備較高。

3 靜力推覆分析

為了了解本文所研究的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)在塑性階段的反應，采用靜力推覆分析的方法對該結(jié)構(gòu)進行進一步分析，以期確定不同地震動強度下的結(jié)構(gòu)目標位移及其承載能力。選用ABAQUS有限元軟件建立試件三維模型進行Pushover理論分析。選用薄殼Shell單元對結(jié)構(gòu)建模計算，鋼材材性采用理想彈塑性強化模型，邊界條件與試驗保持一致。為了防止加載端出現(xiàn)應力集中，在加載部位設置剛性墊板。試件整體模型，如圖14所示。

圖14 結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.14 Finite element model

在靜力推覆分析之前，采用模態(tài)分析得到該仿古建筑鋼框架的頻率及周期，與原型結(jié)構(gòu)振動特性符合相似關(guān)系，如表7所示。

表7 結(jié)構(gòu)自振特性Tab.7 Structural vibration characteristics

由于試驗在9度罕遇烈度地震波加載后結(jié)束試驗，采用有限元分析的方法模擬該仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)屈服后至試件破壞的全過程。將有限元模型計算得到的P-Δ曲線與試驗得到的結(jié)構(gòu)整體骨架曲線對比可以發(fā)現(xiàn)，數(shù)值計算剛度略大于試驗值，最大誤差為9.61%，造成誤差的原因主要是試驗逐級施加地震波的過程中，結(jié)構(gòu)損傷積累，剛度逐漸退化；總體上，有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果趨勢保持一致，吻合較好，數(shù)值計算得到的結(jié)構(gòu)骨架曲線，如圖15所示。

圖15 骨架曲線計算結(jié)果Fig.15 Calculation of skeleton curve

試件的峰值荷載出現(xiàn)在168 kN處，此時位移為55.4 mm，層間位移角達到1/53，小于規(guī)范規(guī)定的彈塑性層間位移角1/50的限值，滿足規(guī)范要求。

圖16為試件屈服時異形節(jié)點處和斗D1處的應變分布情況，分析結(jié)構(gòu)屈服過程可以發(fā)現(xiàn)，斗D1下部最先屈服，隨后，柱Z2中節(jié)點處拱構(gòu)件上部應變增大，進入塑性狀態(tài)；梁端翼緣接近屈服，此時柱端仍處于彈性階段，滿足“強柱弱梁”的設計要求；此外，柱Z3、Z4與正廳大梁L1交匯的節(jié)點域處受力遠大于屋架構(gòu)件的受力情況，設計時應對這些節(jié)點處予以加強處理。

(a) 柱Z2中節(jié)點

(b) 斗D1圖16 應變分布Fig.16 Strain distribution

當試件加載至位移角彈塑性限值1/50時，輸出其應變云圖，如圖17所示。

圖17 應變云圖Fig.17 Strain contours

分析圖17可知，結(jié)構(gòu)最終破壞時，斗D2、D3，拱G，主梁L1東側(cè)梁端及梁L2端部應力均較大，為該仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)的薄弱部位。分析各構(gòu)件的應力發(fā)展過程，在水平荷載作用下，斗D3、拱G構(gòu)件率先屈服，起到第一級抗震防線的作用；隨后梁L1及L2端部出現(xiàn)塑性鉸，結(jié)構(gòu)的損傷加重；當結(jié)構(gòu)達到破壞荷載時，框架柱Z1-1、Z1-2、Z2的柱腳同時達到屈服應力，結(jié)構(gòu)層間位移角已超過1/50，說明本文所設計的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)具有良好的變形能力。

4 結(jié) 論

(1) 在輸入不高于8度罕遇地震波作用時，本試驗的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)處于彈性階段，可以滿足“小震不壞、大震不倒”的設防要求；在輸入9度罕遇地震波作用時，結(jié)構(gòu)在異形節(jié)點處拱構(gòu)件及正廳邊柱斗構(gòu)件發(fā)生屈服，此時結(jié)構(gòu)層間位移角滿足規(guī)范彈塑性位移角限值要求。

(2) 當輸入峰值加速度為70 gal和200 gal的地震波時，結(jié)構(gòu)累積滯回耗能較?。浑S著輸入地震波峰值加速度的增大，模型損傷累積，耗能逐漸增大。本文研究的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)在8度罕遇地震作用下并無明顯的塑性變形現(xiàn)象，說明整體結(jié)構(gòu)具有較高的承載力及安全儲備。

(3) 模型結(jié)構(gòu)的加速度與位移響應均隨著輸入地震波峰值加速度的增加而增大。在相同加速度峰值的不同地震波作用下，結(jié)構(gòu)的加速度時程曲線、位移時程曲線均有較大差別，說明輸入地震波的頻譜特性對結(jié)構(gòu)的地震響應具有較大影響。

(4) 靜力推覆分析結(jié)果表明，本文研究的仿古建筑鋼框架滿足抗震設防的彈塑性層間位移角限值規(guī)定；構(gòu)件屈服的順序為斗拱—梁端—柱腳，滿足“強柱弱梁，強節(jié)點弱構(gòu)件”的抗震設防要求，具有良好的抗震性能，可以應用于高烈度地震區(qū)。

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