李 鋼，張?zhí)礻?，董志騫

(大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024)

0 引 言

隨著中國(guó)經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展，高層建筑結(jié)構(gòu)在城市中的數(shù)量日漸增加。鋼結(jié)構(gòu)由于其強(qiáng)度高、延性好、質(zhì)量輕等特性被廣泛應(yīng)用于高層建筑結(jié)構(gòu)中，中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)體系是應(yīng)用最廣泛的鋼結(jié)構(gòu)形式之一，具有良好的初始抗側(cè)剛度。然而在強(qiáng)震作用下[1-3]，支撐受壓易發(fā)生屈曲破壞，若結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理，支撐失效后結(jié)構(gòu)剩余部分將無(wú)法繼續(xù)承受地震作用，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)嚴(yán)重破壞，甚至倒塌。此外，在往復(fù)荷載作用下，中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)的被撐梁中部節(jié)點(diǎn)處將產(chǎn)生豎向不平衡力，從而降低結(jié)構(gòu)的極限承載力。中國(guó)現(xiàn)行規(guī)范[4-5]要求被撐梁具備承受這種豎向不平衡力的能力，但在實(shí)際工程中人字形支撐結(jié)構(gòu)可能會(huì)出現(xiàn)不滿(mǎn)足這一要求的情況。學(xué)者建議采用折減受壓穩(wěn)定承載力和放大支撐內(nèi)力設(shè)計(jì)值的方法來(lái)避免人字形支撐結(jié)構(gòu)發(fā)生這種情況，但是根據(jù)這種方法設(shè)計(jì)支撐架橫梁會(huì)出現(xiàn)支撐架橫梁截面過(guò)大或者柱先于梁發(fā)生失穩(wěn)斷裂等問(wèn)題。針對(duì)上述問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了一系列研究。Khatib等[6]在1988年提出了設(shè)置拉鏈柱的想法，拉鏈柱可以承擔(dān)因支撐同時(shí)失穩(wěn)所產(chǎn)生的豎向不平衡力，以此來(lái)保證結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性。于海豐等[7-8]對(duì)設(shè)置拉鏈柱的中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)開(kāi)展了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，并提出了支撐設(shè)計(jì)方法，建議支撐在設(shè)計(jì)時(shí)不考慮循環(huán)荷載時(shí)的強(qiáng)度降低系數(shù)，并按抗彎框架各層均能獨(dú)立承擔(dān)結(jié)構(gòu)基底剪力的25%進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，能夠有效提高儲(chǔ)備體系的抗震性能。童根樹(shù)等[9-10]對(duì)50個(gè)中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)算例進(jìn)行了推覆分析，結(jié)果表明，被撐梁的承載力直接影響該類(lèi)體系的抗側(cè)性能，并給出了橫梁加強(qiáng)程度與框架和支撐架抗側(cè)承載力比值的關(guān)系式。

上述研究表明，被撐梁豎向不平衡力將顯著影響結(jié)構(gòu)的極限承載力和穩(wěn)定性，通過(guò)設(shè)置拉鏈柱、增大被撐梁截面等方式可以有效提升結(jié)構(gòu)的抗側(cè)能力和穩(wěn)定性。此外，這種豎向不平衡力將改變結(jié)構(gòu)的受力機(jī)制，一定程度上可以提高結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能。Fukuta等[11]對(duì)設(shè)置中等長(zhǎng)細(xì)比人字撐的鋼框架進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表現(xiàn)出飽滿(mǎn)的滯回曲線(xiàn)和良好的耗能能力，說(shuō)明這種不平衡力提高了結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力儲(chǔ)備。Bradley等[12]通過(guò)對(duì)2層人字形中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行足尺擬靜力試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)某一層的單根支撐受壓失效斷裂后，梁中部將出現(xiàn)豎向不平衡力，同時(shí)形成長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐的受力機(jī)制，該機(jī)制可以提高結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能。Sizemore等[13-14]在精細(xì)化數(shù)值模擬中再次驗(yàn)證了該受力機(jī)制的存在。董志騫[15]指出該機(jī)制可以改變結(jié)構(gòu)的失效模式，在一定程度上能夠阻止結(jié)構(gòu)倒塌。在中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)方法方面，許多學(xué)者[16-18]開(kāi)展了富有成效的研究，但未考慮長(zhǎng)耗能梁偏心支撐受力機(jī)制對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，其對(duì)中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)抗倒塌能力的影響程度有待進(jìn)一步研究。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文以中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，對(duì)長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐受力機(jī)制開(kāi)展數(shù)值模擬研究?；谠隽縿?dòng)力分析方法，量化了該機(jī)制對(duì)結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響。研究被撐梁剛度不同時(shí)結(jié)構(gòu)非線(xiàn)性反應(yīng)的差異，計(jì)算不同強(qiáng)度地震作用下結(jié)構(gòu)的倒塌概率及倒塌富余度，為中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制

鋼框架-人字形中心支撐結(jié)構(gòu)由框架柱、橫梁以及左右支撐組成，如圖1(a)所示。地震作用下，結(jié)構(gòu)受到等效水平荷載F的作用，并發(fā)生側(cè)向變形，保持彈性，結(jié)構(gòu)內(nèi)力的傳遞路徑如圖1(b)所示，此時(shí)橫梁承擔(dān)軸向壓力，左側(cè)支撐受拉伸長(zhǎng)，軸向拉力記為T(mén)1，右側(cè)支撐受壓變形，軸向壓力記為T(mén)2，在小變形下，兩側(cè)支撐均處于彈性階段，變形與受力均近似相等，即T1≈T2。當(dāng)軸向荷載F繼續(xù)增大，右側(cè)支撐將發(fā)生受壓屈曲，而受拉支撐尚未屈服，由于支撐抗壓極限強(qiáng)度遠(yuǎn)小于抗拉強(qiáng)度，因此右側(cè)支撐承載力和剛度急劇退化，如圖1(c)所示，此時(shí)T1>T2，兩支撐在支撐交匯處C點(diǎn)形成豎向不平衡力，記為T(mén)0，由于豎向不平衡力的影響，右邊橫梁CD中開(kāi)始出現(xiàn)剪力V與彎矩M，成為抗彎梁。當(dāng)繼續(xù)增大側(cè)向荷載F時(shí)，右側(cè)支撐將發(fā)生斷裂、退出工作，不再提供承載力和剛度，如圖1(d)所示。

被撐梁的剛度對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能有較大影響，若梁的抗彎剛度足夠大，能夠抵抗單根支撐提供的豎向力，將使得梁中部不產(chǎn)生較大的豎向變形，且左側(cè)支撐在后續(xù)地震作用下發(fā)生屈曲、屈服和失效斷裂，形成薄弱層的失效機(jī)制，如圖2所示。各國(guó)規(guī)范對(duì)于中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)的梁構(gòu)件均有抗震構(gòu)造要求，以往研究大多關(guān)注如何克服這種豎向不平衡力對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，例如加大梁的截面、設(shè)置拉鏈柱等。在梁截面增大的同時(shí)，為保證強(qiáng)柱弱梁的受力要求，柱截面也需相應(yīng)增大，顯著提高了結(jié)構(gòu)的用鋼量。若被撐梁的抗彎剛度較小，當(dāng)1根支撐斷裂失效后，在T0作用下，梁無(wú)法平衡中部節(jié)點(diǎn)剩余支撐提供的豎向力，支撐將不再發(fā)生屈曲和屈服，如圖1(d)所示，梁在節(jié)點(diǎn)C處將產(chǎn)生較大的豎向變形，形成塑性鉸，此時(shí)，受拉支撐AC、左側(cè)柱AB與左側(cè)梁BC形成一個(gè)穩(wěn)定的三角形子結(jié)構(gòu)ABC，其受力機(jī)制等同于由3個(gè)桿件構(gòu)成的剛片，且右側(cè)梁CD的左右兩端將形成塑性鉸，消耗地震能量，此時(shí)CD段梁的受力機(jī)理與偏心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)中的耗能梁段受力機(jī)理一致，形成了比較長(zhǎng)的“耗能梁段”，因此，這種受力機(jī)制稱(chēng)為“長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐”機(jī)制。在該機(jī)制下，雖然部分支撐失效，且造成梁的永久變形，但減小了剩余支撐軸向變形，結(jié)構(gòu)剩余部分作為儲(chǔ)備體系依然能夠?yàn)榻Y(jié)構(gòu)繼續(xù)提供承載力和側(cè)向剛度，具有較為可觀的抗倒塌能力儲(chǔ)備，如圖3所示，同時(shí)中心支撐結(jié)構(gòu)演變?yōu)槠闹谓Y(jié)構(gòu)的受力機(jī)制，被撐梁參與耗能，顯著提高了結(jié)構(gòu)的耗能能力和延性變形能力，對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能和抗倒塌性能具有有益的效果。因此，長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制與2根支撐均失效相比，不僅能夠增加結(jié)構(gòu)耗能能力，還能夠避免薄弱層的形成，有效提升結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力。

現(xiàn)有數(shù)值模擬分析和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)均未考慮長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制的影響，低估了結(jié)構(gòu)的抗震性能與抗倒塌能力。該機(jī)制的產(chǎn)生主要與支撐(或節(jié)點(diǎn))的失效承載力、梁的抗彎剛度等因素相關(guān)。當(dāng)支撐長(zhǎng)細(xì)比、寬厚比較大時(shí)，其延性較低，易發(fā)生局部受壓屈曲，進(jìn)而發(fā)生斷裂，導(dǎo)致單根支撐較早地退出工作，長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制更容易出現(xiàn)。當(dāng)被撐梁剛度較大時(shí)，梁能夠抵抗支撐產(chǎn)生的豎向不平衡力，不會(huì)形成長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制。當(dāng)梁剛度過(guò)小時(shí)，單根支撐失效后，被撐梁在剩余支撐一側(cè)的梁段不能與支撐、柱組成穩(wěn)定的“剛片”，雖然會(huì)出現(xiàn)長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐的機(jī)制，但難以充分發(fā)揮其承載力儲(chǔ)備。

2 長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制影響分析

本文基于增量動(dòng)力分析(IDA)方法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行易損性分析，以此確定結(jié)構(gòu)的倒塌富余度。倒塌富余度DCMR的計(jì)算公式如下

(1)

式中：SCT為對(duì)應(yīng)50%倒塌概率的地震動(dòng)強(qiáng)度指標(biāo)；SMT為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)大震的地震動(dòng)強(qiáng)度指標(biāo)。

結(jié)構(gòu)倒塌富余度受地震動(dòng)頻譜特性的影響顯著。FEMA P695提出了考慮地震動(dòng)譜形狀效應(yīng)影響的倒塌儲(chǔ)備系數(shù)修正值DACMR

DACMR=DCMRF

(2)

式中：F為譜形系數(shù)，與結(jié)構(gòu)基本周期及結(jié)構(gòu)延性等因素有關(guān)。

通過(guò)比較計(jì)算得出的DACMR值與可接受值之間的大小來(lái)評(píng)估結(jié)構(gòu)的倒塌儲(chǔ)備能力和倒塌概率是否滿(mǎn)足要求。

2.1 模型設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)了A，B兩個(gè)6層中心支撐框架模型結(jié)構(gòu)，2個(gè)模型層高為3.3 m，跨度均為7.2 m。設(shè)防烈度為7度(0.15g，g為重力加速度)，Ⅱ類(lèi)場(chǎng)地，地震分組為第二組。材料采用Q235鋼，其本構(gòu)模型采用雙線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，彈性模量Ee=2.1×105MPa，泊松比為0.3。結(jié)構(gòu)平面和立面如圖4所示，考慮樓板質(zhì)量并將其等效為集中質(zhì)量施加于框架梁柱交點(diǎn)處。構(gòu)件截面尺寸見(jiàn)表1。為分析長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，在ABAQUS中采用Axial連接單元來(lái)模擬支撐，當(dāng)支撐的軸力超過(guò)極限承載力時(shí)，支撐失效，即不再提供承載力和剛度。在本文分析中，設(shè)置模型A同層左側(cè)支撐失效力大小為右側(cè)支撐的95%，以此模擬不同支撐節(jié)點(diǎn)承載力的誤差，模型B同層兩側(cè)支撐失效力大小相同。支撐均假定為低延性支撐體系，即達(dá)到承載力后認(rèn)為支撐節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞，退出工作。

選取FEMA P695推薦的20條遠(yuǎn)場(chǎng)地震波，具體地震波信息見(jiàn)表2，將以上20條地震波按照一定比例系數(shù)調(diào)整為多個(gè)強(qiáng)度的地震記錄，加速度幅值分別為0.1g，0.125g，0.22g，0.31g，0.40g，0.51g，0.62g，0.7g，0.75g，0.8g，采用調(diào)幅后的地震波對(duì)2個(gè)模型進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析，提取每個(gè)幅值下結(jié)構(gòu)的最大層間位移角θmax。

2.2 結(jié)構(gòu)損傷演化過(guò)程

圖5，6給出了GM11(加速度峰值為0.62g)作用下2個(gè)模型結(jié)構(gòu)的頂點(diǎn)位移與梁中部位移時(shí)程曲線(xiàn)。圖5,6中圓圈代表該時(shí)刻有支撐發(fā)生失效，圓點(diǎn)代表出現(xiàn)塑性鉸，梁中部豎向位移是指各樓層的被撐梁中部節(jié)點(diǎn)位置的豎向位移。模型A在t=9.99 s時(shí)5層左側(cè)支撐失效，同時(shí)被撐梁立刻形成耗能梁，隨后發(fā)生豎向變形。之后，在樓層1，6，4，2先后出現(xiàn)左側(cè)支撐失效，均形成耗能梁段并在梁中部發(fā)生豎向變形，此后其余支撐不再失效，結(jié)構(gòu)在16.87 s時(shí)2層層間側(cè)移角達(dá)到1/40。與其余層相比，1，2層的被撐梁豎向變形更大，起到了顯著的耗能作用。在長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制下，充分發(fā)揮了結(jié)構(gòu)剩余儲(chǔ)備體系的作用，既保證了結(jié)構(gòu)具有足夠的抗側(cè)承載力，又耗散了地震輸入能量。與模型A相比，模型B出現(xiàn)了顯著的薄弱層失效機(jī)制。在10.65 s時(shí)，模型B的1層兩側(cè)支撐同時(shí)超過(guò)極限承載力后失效，柱底出現(xiàn)塑性鉸，形成薄弱層。隨后在樓層6，5，4先后出現(xiàn)兩側(cè)支撐同時(shí)失效，結(jié)構(gòu)在18.79 s時(shí)底層層間側(cè)移角超過(guò)1/20，整個(gè)過(guò)程中，塑性鉸只出現(xiàn)在柱上，最終導(dǎo)致模型B從底層倒塌。支撐失效后，被撐梁幾乎無(wú)豎向變形，梁未參與耗能，結(jié)構(gòu)剩余部分未能充分發(fā)揮儲(chǔ)備能力。

2.3 結(jié)構(gòu)易損性分析

結(jié)構(gòu)抗倒塌易損性分析需要選用合適的地震動(dòng)強(qiáng)度指標(biāo)。本文后續(xù)內(nèi)容選用以結(jié)構(gòu)第一周期T1譜加速度Sa(T1)作為地面運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度指標(biāo)。根據(jù)計(jì)算結(jié)果繪制出Sa(T1)-θmax曲線(xiàn)，如圖7所示。模型A中50%倒塌概率對(duì)應(yīng)的譜加速度中值為0.64g，模型B中50%倒塌概率對(duì)應(yīng)的譜加速度中值為0.55g。模型A具有更好的抗倒塌能力。

表1構(gòu)件截面尺寸Tab.1Section Dimensions of Members

表2地震波匯總Tab.2Summary of Earthquake Waves

由《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[4]可知，SMT=α(T1)dg，α(T1)d為結(jié)構(gòu)自振周期T1對(duì)應(yīng)的罕遇水平地震影響系數(shù)。算例模型結(jié)構(gòu)的基本周期均為0.86 s，α(T1)d=0.234。中國(guó)發(fā)生的多次大震中，極震區(qū)及其周邊區(qū)域的實(shí)際地震烈度往往比設(shè)防烈度大得多，因此本算例不僅分析了7度(0.15g)罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)的倒塌富余度，還計(jì)算了8度罕遇地震作用下的抗倒塌能力，計(jì)算得到8度時(shí)α(T1)d=0.418。由公式(1)可得：

7度罕遇地震下

8度罕遇地震下

以地震動(dòng)強(qiáng)度為自變量，將不同地震動(dòng)強(qiáng)度下結(jié)構(gòu)倒塌概率的離散點(diǎn)按照對(duì)數(shù)正態(tài)分布模型進(jìn)行參數(shù)擬合，得到該地震動(dòng)作用下結(jié)構(gòu)的倒塌概率曲線(xiàn)，即結(jié)構(gòu)的易損性曲線(xiàn)，如圖8所示。

根據(jù)結(jié)構(gòu)基本周期0.86 s可知：模型A的譜形系數(shù)為1.33，模型B的譜形系數(shù)為1.28。根據(jù)公式(2)可得：

7度罕遇地震下

8度罕遇地震下

為考慮參數(shù)不確定性對(duì)DACMR值的影響，取綜合不確定性系數(shù)βTOT=0.8，表3為各倒塌概率下可接受的DACMR值[19]，表4為DACMR值參數(shù)匯總。

表3DACMR可接受值Tab.3Allowed Value of DACMR

表4DACMR值參數(shù)匯總Tab.4DACMR Parameter Summary

從表3，4可得：

(1)在7度罕遇地震下，2個(gè)模型的DACMR值均大于2.79(小于10%倒塌概率)，均具有良好的抗倒塌能力。

(2)模型A的抗倒塌富余度是模型B的1.2倍，具有更高的富余系數(shù)，該值越大則抗地震倒塌能力越強(qiáng)，倒塌概率越低，結(jié)構(gòu)安全儲(chǔ)備越大。

(3)在8度罕遇地震下，兩模型的抗倒塌能力相差更大。DACMR(模型A)>1.96(規(guī)范)>DACMR(模型B)，模型A滿(mǎn)足規(guī)范要求，模型B不滿(mǎn)足抗震要求。

2.4 梁抗彎剛度對(duì)結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響

梁作為長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制中主要的耗能構(gòu)件，其剛度成為影響抗震性能的重要參數(shù)。加強(qiáng)梁的剛度可以抵御豎向不平衡力，但不利于耗能梁的出現(xiàn)。為分析梁剛度的影響，本文建立模型C，將梁的截面面積調(diào)整為模型A的1/2，此時(shí)梁的剛度約為模型A的1/3。對(duì)模型C進(jìn)行增量動(dòng)力分析。圖9為模型C時(shí)程分析結(jié)果。

從時(shí)程分析結(jié)果可以看出，模型C的2，3，4，5層左側(cè)支撐失效，均出現(xiàn)長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制，其中6，1層兩側(cè)支撐同時(shí)失效。模型產(chǎn)生的塑性鉸較為均勻，形成長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制的樓層梁均出現(xiàn)了明顯的豎向變形。最終結(jié)構(gòu)在18.04 s時(shí)，1層柱底形成大量的塑性鉸，因薄弱層失效機(jī)制發(fā)生倒塌。

模型C與模型A相比，耗能梁的變形更加明顯，出現(xiàn)長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制的樓層更多，充分發(fā)揮了梁的耗能能力，但由于梁的剛度過(guò)小，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)抗側(cè)能力不足，最終發(fā)生倒塌。圖10為模型C的IDA曲線(xiàn)。從模型C的IDA曲線(xiàn)簇中可以看出，該結(jié)構(gòu)倒塌所對(duì)應(yīng)的譜加速度較為集中，抗倒塌性能相比模型A，B有所下降。圖11為模型C的易損性曲線(xiàn)?？梢钥闯觯啾绕渌?種結(jié)構(gòu)，模型C的易損性曲線(xiàn)更陡，在相同的譜加速度情況下，倒塌概率更高。

模型C中50%倒塌概率對(duì)應(yīng)的譜加速度中值為0.44g，該結(jié)構(gòu)的基本周期為0.86 s，7度罕遇地震下α(T1)d=0.216，8度罕遇地震作用下α(T1)d=0.389。由公式(1)可得：

7度罕遇地震下

DCMR=0.44g/(0.216g)=2.04

DACMR=DCMRF=2.61

8度罕遇地震下

DCMR=0.44g/(0.418g)=1.05

DACMR=DCMRF=1.34<1.96(不滿(mǎn)足要求)

由此可得，7度罕遇地震下：DACMR(模型A)>DACMR(模型A)>DACMR(模型C)>1.96，模型C的抗倒塌能力最弱，但仍滿(mǎn)足在罕遇地震作用下的抗震性能要求。因此，被撐梁剛度越小，結(jié)構(gòu)越容易出現(xiàn)長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制，但當(dāng)梁抗彎剛度過(guò)小時(shí)，被撐梁中部將發(fā)生較大的豎向變形，降低結(jié)構(gòu)儲(chǔ)備體系的抗側(cè)剛度，易發(fā)生倒塌。設(shè)計(jì)時(shí)宜選擇抗彎剛度適中的被撐梁，以保證結(jié)構(gòu)在發(fā)生長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制后具有足夠的抗側(cè)能力和抗倒塌能力。

3 結(jié) 語(yǔ)

(1)長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制有利于結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能。本文算例表明，該機(jī)制通過(guò)改變中心支撐鋼框架模型的失效模式，結(jié)構(gòu)抗倒塌富余度提升了20%。

(2)降低梁的剛度有利于長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制的出現(xiàn)，但是當(dāng)橫梁剛度過(guò)小時(shí)，橫梁易產(chǎn)生較大豎向變形，引起柱發(fā)生側(cè)向變形，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)倒塌。結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)時(shí)宜采用抗彎剛度適中的被撐梁，以保證結(jié)構(gòu)在發(fā)生長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制后具有足夠的抗側(cè)能力和抗倒塌能力。

(3)本文主要分析了長(zhǎng)耗能梁-偏心支撐機(jī)制對(duì)結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響，但在形成該機(jī)制之后，對(duì)于耗能梁的耗能能力、累積的塑性變形等方面未加探究。今后可對(duì)該類(lèi)結(jié)構(gòu)在耗能梁段斷裂后對(duì)結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響開(kāi)展進(jìn)一步的研究工作。