周緒紅 周志彬 周期石 黃偉 楊夢圓

摘要：為實現(xiàn)交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)的延性設(shè)計，提高結(jié)構(gòu)的抗震性能，通過研究桁架腹桿設(shè)計方法與結(jié)構(gòu)層間位移角限值要求，提出了一種交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計方法.首先分析了交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)中桁架的典型破壞機制，基于桁架空腹節(jié)間弦桿破壞的理想失效模式，提出了水平地震作用下桁架桿件的內(nèi)力計算模型及罕遇地震作用下腹桿內(nèi)力的調(diào)整方法;其次，基于桁架理想失效模式和極限變形能力，分析了罕遇地震下桁架層間位移角的組成，推導并提出了不同空腹節(jié)間距下結(jié)構(gòu)的彈塑性層間位移角限值;最后，提出了水平地震作用下交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計方法及流程.算例分析表明，采用本文提出的抗震設(shè)計方法，能有效地耗散地震能量，實現(xiàn)結(jié)構(gòu)“強腹桿弱弦桿”和“大震不倒”的抗震設(shè)計目標.

關(guān)鍵詞：交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu);層間位移角;彈塑性時程分析;抗震設(shè)計方法;抗震性能中圖分類號：TU318;TU391? 文獻標志碼：A

Study on Seismic Design Method of Steel Staggered Truss Framing Systems

ZHOU Xuhong1，2，ZHOU Zhibin1，ZHOU Qishi1?，HUANG Wei1，YANG Mengyuan1

（1. School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410083，China;

2. School of Civil Engineering，Chongqing University，Chongqing 400045，China）

Abstract：To achieve the ductility design of steel staggered truss framing systems and improve seismic behavior of the whole structure， this paper proposes a seismic design method for the steel staggered truss framing system by studying the design method of web members and the limit of the inter-story drift ratio. The typical failure mechanism of the steel staggered truss framing systems is analyzed firstly， and based on the expected failure mode of the chords failure in vierendeel panels， the internal force calculation model of truss members under horizontal earthquake and the adjustment method of internal force of web members under rare earthquake are proposed. Secondly， based on the expected failure mode and the ultimate deformability of truss， the composition of truss inter-story drift ratio under rare earthquake is analyzed， and the limit value of elastoplasticity inter-story drift ratio under different lengths of vi ? erendeel panels are derived and proposed. Finally， the seismic design method and process of steel staggered truss framing systems under horizontal earthquake are proposed. The calculation analysis of examples shows that the seis ? mic design method proposed in this paper can effectively dissipate the seismic energy and achieve the seismic designgoals of“strong web member， weak chord member”and“no collapse in the strong earthquake”.

Key words：steel staggered truss framing system;inter-storey drift ratio;elastic-plastic time-history analysis; seismic design method;seismic performance

交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)體系由柱、鋼桁架、縱向框架梁和樓板組成，因結(jié)構(gòu)中包含較多的軸心受力構(gòu)件，與傳統(tǒng)框架結(jié)構(gòu)體系相比，能更有效地發(fā)揮材料性能，使結(jié)構(gòu)用鋼量顯著降低.交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)體系中的桁架可采用混合式桁架、空腹式桁架或帕式桁架等，其中混合式桁架由于結(jié)構(gòu)剛度適中且建筑上能提供內(nèi)廊，其應用最為廣泛[1].

已有試驗研究表明[2-5]，混合式交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)在低周往復荷載作用下表現(xiàn)為斜腹桿失效的脆性破壞特征，抗震性能較差.如何改善混合式交錯桁架結(jié)構(gòu)抗震性能已成為近年來該結(jié)構(gòu)的研究熱點，改進思路主要有兩種：一是在不改變傳統(tǒng)桁架形式的基礎(chǔ)上，將混合式桁架空腹節(jié)間的弦桿設(shè)置為耗能段，以提高結(jié)構(gòu)的抗震性能.美國鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會發(fā)布的交錯桁架體系設(shè)計指南[6]中指出桁架空腹節(jié)間弦桿可以作為耗能構(gòu)件，前提是需要保證斜腹桿一直處于彈性狀態(tài)，但指南中未提出實現(xiàn)空腹節(jié)間弦桿耗能的設(shè)計計算方法.文獻[7]基于能量平衡對交錯桁架延性區(qū)段空腹節(jié)間弦桿進行了塑性設(shè)計，并采用傳統(tǒng)桁架簡化計算模型[6，8-9]對交錯桁架的非延性區(qū)段構(gòu)件進行彈性設(shè)計，由于傳統(tǒng)桁架簡化計算模型假定弦桿僅在空腹節(jié)間及與空腹節(jié)間相鄰的節(jié)間連續(xù)、其余節(jié)間為鉸接，其計算結(jié)果誤差較大且此計算模型中受力最不利的腹桿即與空腹節(jié)間相鄰的斜腹桿軸力計算值比真實值偏小;二是在傳統(tǒng)交錯桁架結(jié)構(gòu)中增設(shè)耗能元件.如趙寶成等[10]在交錯桁架中內(nèi)填 Y 形偏心腹桿，試驗表明偏心腹桿式交錯桁架滯回曲線比較飽滿，結(jié)構(gòu)的耗能能力較強. Kim 等[11-12]提出了在交錯桁架結(jié)構(gòu)底層支撐和第2層中部斜腹桿處設(shè)置防屈曲支撐或在桁架空腹節(jié)間設(shè)置摩擦阻尼器的方法，分析結(jié)果表明該方法能有效提高結(jié)構(gòu)延性系數(shù)和極限層間位移角，降低結(jié)構(gòu)的失效概率，增設(shè)耗能元件可有效提高交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，但與空腹節(jié)間弦桿耗能結(jié)構(gòu)相比，構(gòu)造相對復雜.

在結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計中，為實現(xiàn)結(jié)構(gòu)“大震不倒”的設(shè)防目標，一般采用彈塑性層間位移角限值確保結(jié)構(gòu)在罕遇地震下的最大變形不超過其極限變形[13]，與一般鋼框架結(jié)構(gòu)相比，交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)橫向抗側(cè)剛度大，彈塑性層間極限位移相對較小，一般鋼框架結(jié)構(gòu)的彈塑性層間位移角限值不適用于交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu).

為實現(xiàn)交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)延性破壞的設(shè)計目標以及“大震不倒”的抗震設(shè)防目標，本文基于空腹節(jié)間弦桿耗能的設(shè)計思路，采用更為精確的水平荷載作用下桁架桿件內(nèi)力計算模型，推導桁架腹桿內(nèi)力計算公式，建立桁架腹桿設(shè)計內(nèi)力調(diào)整方法，并基于桁架彈塑性變形分析，提出交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值計算方法.

1 交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)破壞模式

在桁架方向水平地震作用下，交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)的層間剪力主要由鋼桁架承受（見圖1），一般可能出現(xiàn)兩種不同的破壞機制（見圖2）：斜腹桿失效導致桁架喪失水平承載力進而引發(fā)整體破壞;桁架空腹節(jié)間弦桿截面轉(zhuǎn)角達極限轉(zhuǎn)角導致結(jié)構(gòu)整體破壞.

交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)中斜腹桿為軸心受力構(gòu)件，屈曲后將迅速喪失承載力，因斜腹桿失效導致的結(jié)構(gòu)整體破壞屬脆性破壞.空腹節(jié)間弦桿在水平力下為受彎構(gòu)件，在罕遇地震作用下構(gòu)件端部形成塑性鉸，可有效地耗散地震能量，提高結(jié)構(gòu)的延性，因弦桿失效導致的結(jié)構(gòu)整體破壞屬延性破壞.因此，在交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計中應避免斜腹桿屈曲，并使空腹節(jié)間弦桿出現(xiàn)塑性鉸，以提高結(jié)構(gòu)的耗能能力和延性.

2桁架腹桿設(shè)計方法

交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計思路是使結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下僅在桁架空腹節(jié)間弦桿處出現(xiàn)塑性鉸，其余構(gòu)件均不發(fā)生屈曲且保持彈性狀態(tài)，即形成圖2中“弦桿破壞”的結(jié)構(gòu)失效模式.為了實現(xiàn)這種理想的結(jié)構(gòu)失效模式，需要對已滿足“小震不壞”的桁架桿件進行設(shè)計內(nèi)力調(diào)整，并使桁架斜腹桿在罕遇地震作用下不發(fā)生屈曲和保持彈性.

2.1水平地震力下腹桿內(nèi)力計算模型及方法

在水平地震力作用下，傳統(tǒng)桁架簡化計算模型[9]假定空腹節(jié)間及其相鄰節(jié)間弦桿為連續(xù)，其余節(jié)間弦桿為鉸接，計算較為簡便.下文算例表明，傳統(tǒng)桁架簡化模型由于忽略了遠離空腹節(jié)間弦桿的剪力和彎矩，導致腹桿軸力計算值偏差較大.

為了更準確地反映桁架桿件的實際受力狀態(tài)，本文建議選取如圖3（a）所示的弦桿完全連續(xù)的桁架內(nèi)力計算模型，采用均布線荷載模擬地震作用下桁架所承受的水平力，根據(jù)桁架結(jié)構(gòu)對稱布置、荷載為反對稱荷載的特點，可取圖3（b）所示的隔離體進行內(nèi)力分析.

分析圖3（b）所示隔離體，并假定空腹節(jié)間上下弦桿所受剪力 V 相等[6，8]，根據(jù)力矩平衡可知其剪力V 為：

式中：h 為桁架高度;L 為桁架長度;F 為桁架所承受的水平力.

將上下弦桿等效為兩根帶懸臂的連續(xù)梁，可得上下弦桿彎矩圖和剪力圖如圖4所示，圖中，Lw為桁架帶斜腹桿節(jié)間長度，Lv為空腹節(jié)間長度.

根據(jù)弦桿等效連續(xù)梁模型求得的各支點反力可以反算得到腹桿軸力如圖5所示，圖中，α為斜腹桿與水平面夾角.

從圖5中可看出，水平力并非按斜腹桿剛度分配到每根斜腹桿，這是由于桁架上下弦桿并非剛體，空腹節(jié)間及靠近空腹節(jié)間的弦桿彎曲變形相對較大，因此，靠近空腹節(jié)間的斜腹桿受力明顯大于遠離空腹節(jié)間的斜腹桿.

為驗證圖5所示腹桿計算公式的準確性，采用有限元軟件 SAP2000建立了一榀桁架的有限元模型.桁架跨度為15 m，所有節(jié)間長度均為3 m，各構(gòu)件的截面尺寸見表1，樓板跨度6 m，厚度為120 mm.桁架下弦桿與樓板通過節(jié)點相連，并約束樓板的位移 UX 和 UZ，模擬樓板的支承;在桁架上弦桿端部約束 Y 向位移模擬上層樓板對桁架的側(cè)向支承，并在桁架柱腳處約束豎向和 Y 向位移，具體邊界條件如圖6所示.上層樓板傳來的水平力以均布線荷載的形式施加在桁架上弦桿，在桁架上弦桿施加合力為1000 kN的均布線荷載.圖6中①號、②號、③號和④號腹桿軸力的傳統(tǒng)桁架簡化計算模型分析結(jié)果、按本文式（1）和圖5中公式計算結(jié)果及有限元分析結(jié)果見表2.

從表2中可看出，按傳統(tǒng)桁架簡化計算模型得到的腹桿軸力誤差較大，且受力最不利的③號斜腹桿軸力計算結(jié)果小于有限元分析結(jié)果.本文提出腹桿內(nèi)力的計算模型及推導的計算公式計算結(jié)果與有限元分析結(jié)果更為接近，且受力最大的斜腹桿計算軸力略高于有限元分析結(jié)果，滿足工程精度的同時使結(jié)構(gòu)偏于安全.

2.2腹桿設(shè)計內(nèi)力調(diào)整方法

為實現(xiàn)交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)“強腹桿弱弦桿”的設(shè)計原則，需要對小震作用下桁架腹桿的計算內(nèi)力進行調(diào)整，以保證在罕遇地震作用下空腹節(jié)間弦桿先于斜腹桿發(fā)生破壞.

當桁架空腹節(jié)間弦桿在罕遇地震作用下產(chǎn)生塑性鉸時，若不考慮塑性鉸強化，可以認為此時桁架水平承載力達到最大，同時空腹節(jié)間弦桿剪力 V 也達到最大剪力Vp：

式中：Lvn為桁架空腹節(jié)間弦桿凈跨度;Mp為空腹節(jié)間弦桿的塑性鉸彎矩，可參考我國《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ 99—2015）[14]對偏心支撐耗能梁段承載力的規(guī)定取為全塑性受彎承載力.

式中：Wp 為弦桿對其水平軸的塑性凈截面模量;f為鋼材強度設(shè)計值.當樓板與弦桿組合效應不可忽略時，計算Mp還需考慮弦桿-樓板組合效應的放大作用，可參考《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ 99—2015）[14]中對兩側(cè)帶樓板框架梁的規(guī)定取放大系數(shù)為1.5.

將Vp代入圖5所示腹桿軸力計算公式，并對腹桿軸力與重力荷載代表值作用下的腹桿軸力進行組合，得到調(diào)整后的腹桿軸力設(shè)計值Nw，com 為：

式中：Nw，E 為弦桿產(chǎn)生塑性鉸時按圖5所示軸力公式計算的腹桿軸力;Nw，G 為重力荷載代表值作用下的腹桿軸力;η w 為腹桿內(nèi)力設(shè)計值增大系數(shù)，主要考慮的是弦桿塑性鉸區(qū)鋼材強化，可參考現(xiàn)行規(guī)范對偏心支撐內(nèi)力設(shè)計值增大系數(shù)的規(guī)定[14]，根據(jù)建筑結(jié)構(gòu)的抗震等級確定;γ G 為重力荷載分項系數(shù)，當重力荷載效應對構(gòu)件不利時取1.0，重力荷載效應對構(gòu)件有利時可取小于1.0.

考慮到不同荷載組合下，腹桿內(nèi)力可能出現(xiàn)大于Nw，com 的情況，將Nw，com 與按現(xiàn)行規(guī)范基于極限狀態(tài)法設(shè)計的構(gòu)件內(nèi)力設(shè)計值進行比較，選取更為不利的設(shè)計值作為最終設(shè)計值進行構(gòu)件截面設(shè)計.

3層間位移角限值

3.1 彈性層間位移角限值

我國《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[13]規(guī)定：在多遇地震作用下，建筑主體結(jié)構(gòu)應不受損壞，非結(jié)構(gòu)構(gòu)件沒有過重破壞并導致人員傷亡，保證建筑的正常使用功能.其中保證建筑的正常使用功能主要包括控制混凝土剪力墻、柱等重要抗側(cè)力構(gòu)件的開裂[15].對于交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)而言，混凝土樓板作為豎向承重和水平傳力構(gòu)件一般按照不出現(xiàn)斜裂縫的深梁設(shè)計[9，16]，因此交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)僅需要通過變形控制非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損壞即可，參考現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[13]彈性層間位移角限值可取1/250.

3.2 彈塑性層間位移角限值

結(jié)構(gòu)的整體倒塌或局部倒塌，往往是由于個別主要抗側(cè)力構(gòu)件在強烈地震下的最大變形超過其極限變形能力所造成的，因此，在抗震設(shè)計時應進行罕遇地震作用下的結(jié)構(gòu)彈塑性變形驗算.《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[13]規(guī)定了多種常用鋼結(jié)構(gòu)體系的彈塑性層間位移角限值為1/50，但并不適用于交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)體系.

根據(jù)前述交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)的設(shè)計原則，在罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)僅在空腹節(jié)間弦桿處出現(xiàn)塑性鉸，其余構(gòu)件均不發(fā)生屈服或保持彈性狀態(tài)，所以交錯桁架結(jié)構(gòu)塑性層間位移角僅由空腹節(jié)間弦桿塑性變形引起.因此可以將結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的彈塑性層間位移角分為彈性層間位移角和塑性層間位移角兩部分，即樓層彈塑性層間位移角θ為：

式中：θe 為樓層彈性層間位移角;θp 為樓層塑性層間位移角.

樓層彈性層間位移角θe 根據(jù)其組成性質(zhì)可分為結(jié)構(gòu)整體彈性彎曲變形引起的層間位移角和樓層彈性剪切變形引起的層間位移角，即彈性層間位移角θe 為：

式中：θf 為結(jié)構(gòu)整體彈性彎曲變形引起層間位移角;θ s 為樓層彈性剪切層間位移角.我國《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[13]指出對于高度大于150 m 的結(jié)構(gòu)，計算層間位移角時可以考慮結(jié)構(gòu)整體彎曲變形所產(chǎn)生的影響，而交錯桁架結(jié)構(gòu)目前僅推薦用于100 m 及以下結(jié)構(gòu)，故本文計算彈塑性層間位移角限值時偏安全地不考慮交錯桁架結(jié)構(gòu)的整體彎曲變形，即樓層彈性層間位移角為：

樓層彈性剪切位移角θs 主要由桁架斜腹桿軸向彈性變形和空腹節(jié)間弦桿彈性彎曲變形引起，即樓層彈性剪切位移角θs 為：

式中：θs1為桁架斜腹桿軸向彈性變形引起的樓層剪切位移角;θs2為桁架空腹節(jié)間弦桿彈性彎曲變形引起的樓層剪切位移角，如圖7所示，圖中γe 為空腹節(jié)間弦桿彈性彎曲轉(zhuǎn)角.

根據(jù)圖7，由幾何關(guān)系可得斜腹桿軸向彈性變形引起的彈性層間位移角θs1和空腹節(jié)間弦桿彎曲彈性變形引起的彈性層間位移角θs2分別為：

式中：ε為斜腹桿的平均應變;α為斜腹桿與水平面夾角;L 為桁架全長;Lv為桁架空腹節(jié)間長度.

桁架空腹節(jié)間弦桿端部形成塑性鉸時的塑性變形如圖8所示.根據(jù)幾何關(guān)系，樓層塑性層間位移角θ p 為：

式中：γ p 為弦桿塑性轉(zhuǎn)角.

綜合式（5）、式（7）～式（11）可得樓層彈塑性層間位移角θ為：

由式（9）可知，在桁架布置形式確定的情況下，斜腹桿軸向彈性變形引起的樓層剪切位移角θs1的大小取決于斜腹桿平均應變ε的大小.桁架斜腹桿在水平力作用下處于受壓或者受拉狀態(tài)，其中斜腹桿受壓時承載力由穩(wěn)定控制，其彈性極限變形量低于受拉斜腹桿，所以桁架斜腹桿軸向彈性變形引起的樓層剪切位移限值[θs1]取決于受壓斜腹桿的彈性變形能力.規(guī)范[9]推薦的斜腹桿截面形式為方鋼管，因此選取幾組斜腹桿常用的方鋼管截面，并根據(jù)規(guī)范計算其達到受壓承載力設(shè)計值時斜腹桿的平均應變ε作為斜腹桿的平均應變限值[ε]，見表3.

由表3可知，不同斜腹桿截面設(shè)計平均應變ε介于0.0010～0.0012之間，可偏安全地取0.0010作為斜腹桿的平均應變限值[ε].

桁架斜腹桿與水平面夾角α一般為30°～60°之間[9] ，因此 csc2α介于1～1.15之間，可偏安全地取1作為 csc2α的限值，對應桁架斜腹桿與水平面夾角α為45°.

參考 ASCE/SEI 41—17[17]中考慮剪切變形的梁屈服轉(zhuǎn)角的計算方法，空腹節(jié)間弦桿彈性彎曲轉(zhuǎn)角限值[γ e ]可取為：

式中：As 為弦桿腹板面積.

規(guī)范[9]推薦的桁架弦桿截面形式為寬翼緣 H 型鋼，選取幾組桁架弦桿常用的寬翼緣 H 型鋼截面，根據(jù)式（13）計算的桁架弦桿屈服轉(zhuǎn)角見表4.

由表4可知，常用弦桿截面屈服轉(zhuǎn)角為0.008～0.010 rad，可偏安全地取0.008 rad 作為弦桿彈性彎曲轉(zhuǎn)角限值[γ e ].

從式（11）中可看出，在桁架布置形式確定的情況下，空腹節(jié)間弦桿的塑性轉(zhuǎn)動能力越大，樓層可承受的塑性層間位移角也越大，弦桿的延性決定了整個桁架的延性.關(guān)于交錯桁架弦桿塑性轉(zhuǎn)角限值[γp ]的試驗研究較少，參考鋼框架梁端塑性轉(zhuǎn)角的試驗研究[18-23]可知，滿足一定構(gòu)造措施的鋼梁均能表現(xiàn)出優(yōu)秀的塑性轉(zhuǎn)動能力.本文參考美國鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計規(guī)范 ANSI/AISC 341—2016[24]中對特殊抗彎框架的規(guī)定，取弦桿塑性轉(zhuǎn)角限值[γp ]為0.04 rad.

綜上可知，桁架斜腹桿的平均應變限值[ε]可取0.001，桁架斜腹桿與水平面夾角α取為45°，桁架空腹節(jié)間弦桿彈性彎曲轉(zhuǎn)角限值[γ e ]可取0.008 rad，弦桿塑性轉(zhuǎn)角限值[γp ]取0.04 rad.根據(jù)式（12）可得桁架彈塑性層間位移角限值[θ]為：

以層高3 m，帶斜腹桿節(jié)間距均為3 m 的桁架為例，根據(jù)式（14）計算出不同空腹節(jié)間距的5節(jié)間桁架彈塑性層間位移角限值見表5.

從式（14）和表5可知，斜腹桿彈性變形對交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值的貢獻為0.002 rad;而弦桿彈塑性變形的貢獻隨著空腹節(jié)間距與桁架全長比值的增大而增大，且占主要部分;交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值小于現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[13]規(guī)定的多層和高層鋼結(jié)構(gòu)房屋的彈塑性層間位移角限值（1/50），故交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)設(shè)計時需要根據(jù)桁架布置情況選擇相應的彈塑性層間位移角限值.

4算例分析

4.1結(jié)構(gòu)設(shè)計

基于上述腹桿內(nèi)力調(diào)整方法和彈塑性層間位移角限值規(guī)定，提出一種交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計方法，其設(shè)計流程見圖9.

為驗證本文抗震設(shè)計方法的合理性，運用結(jié)構(gòu)設(shè)計軟件 PKPM，按現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計了一棟交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu) SST1，同時按本文提出的抗震設(shè)計方法設(shè)計了一棟交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu) SST2.結(jié)構(gòu)布置如圖10和圖11所示，荷載信息為：樓屋面恒載（含樓板自重）為5 kN/m2，樓屋面活載為2 kN/m2，抗震設(shè)防烈度為8度（0.2g），設(shè)計地震分組為第二組，場地類別為Ⅱ類.

SST1和 SST2構(gòu)件截面尺寸見表6. SST1和 SST2的鋼柱、底層支撐、弦桿截面尺寸相同，腹桿截面尺寸不同，鋼材選用 Q345，混凝土樓板厚度均為120 mm，混凝土強度均為 C30.其中，SST2腹桿內(nèi)力調(diào)整時，腹桿內(nèi)力設(shè)計值增大系數(shù)ηw 取為1.3;計算弦桿塑性鉸彎矩Mp時，弦桿-樓板組合效應的放大系數(shù)取為1.5.

4.2 罕遇地震下結(jié)構(gòu)彈塑性時程分析

為了評估所設(shè)計的模型 SST1和 SST2的抗震性能，運用有限元軟件 SAP2000對其分別進行了彈塑性時程分析，其中結(jié)構(gòu)阻尼比取值為0.05，根據(jù)2.2節(jié)分析，模型中弦桿剛度放大系數(shù)取為1.5.

4.2.1 地震波的選取

根據(jù)我國抗震規(guī)范及有關(guān)研究的建議[13，25]，地震波的選取需滿足地震動幅值、持時和頻譜特性的要求，即8度（0.2g）罕遇地震波峰值加速度（Peek Ground Acceleration，PGA ）取400 gal;地震動有效持時需大于結(jié)構(gòu)基本周期的5倍;地震記錄反應譜與規(guī)范反應譜在平臺段和結(jié)構(gòu)基本周期附近均值相差不超過10%.模型 SST1和 SST2計算所得的橫向基本自振周期分別為1.84 s 和1.73 s，從太平洋地震工程研究中心數(shù)據(jù)庫（PEER ground motion database）中篩選出地震動有效持時（D5-95）大于9.2 s 的地震動記錄，根據(jù)頻譜特征選擇10條地震波并將每條地震波 PGA 縮放到400 gal，所選地震波信息及頻譜特性如表7和圖12所示.

4.2.2 構(gòu)件損傷狀態(tài)及性能水準定義

SAP2000采用集中塑性鉸模型表征構(gòu)件的彈塑性性能及損傷狀態(tài)，塑性鉸為鋼塑性，無彈性行為，桿件其余部分保持彈性.算例中的柱采用 P-M2-M3鉸，桁架弦桿采用彎曲鉸，桁架腹桿采用軸力鉸，并在動力時程分析時采用程序默認的等向強化滯回準則.圖13為彎曲鉸非線性力-變形關(guān)系示意圖.

圖13中，B 為屈服點;C 為破壞點，即構(gòu)件達到承載力極限狀態(tài);D 為倒塌點;E 為最大變形點.基于構(gòu)件內(nèi)力與宏觀變形關(guān)系，構(gòu)件性能水準包含立即使用（IO ）、生命安全（LS ）、接近倒塌（CP ）三個性能點.

塑性鉸參數(shù)及各性能目標對應的變形限值大小取決于構(gòu)件截面寬厚比和柱軸力等因素，參照 ASCE/SEI 41—17[17]中表9-6、表9-7所推薦的數(shù)值，本算例中弦桿性能目標與變形值的對應關(guān)系見表8.

4.2.3 地震響應分析結(jié)果

通過對模型 SST1和 SST2進行8度（0.2g）罕遇地震下的彈塑性時程分析，在地震波 GM2作用下結(jié)構(gòu)的損傷最為嚴重，限于篇幅，本文僅以地震波 GM2波作用下的結(jié)構(gòu)響應為例進行對比分析. GM2波作用下結(jié)構(gòu)頂點位移-時程曲線，如圖14所示.

從圖14可知，SST1模型最大頂點位移大于 SST2模型. SST2模型頂點最大位移出現(xiàn)在10.76 s 時，為265 mm.此時，結(jié)構(gòu)整體變形近似于結(jié)構(gòu)在桁架向的一階振型，桁架兩側(cè)柱頂點高差為20 mm，計算可得此時結(jié)構(gòu)整體彎曲引起的頂層層間位移角θ f14為0.0013 rad.由于θf 隨著樓層高度增加而增大，即其他樓層θf 均小于0.0013 rad，遠小于樓層總體層間位移角，可忽略結(jié)構(gòu)整體彎曲對層間位移角的貢獻，說明此算例結(jié)構(gòu)變形模式屬剪切型，也證明了上文提到的“結(jié)構(gòu)整體彎曲變形對層間位移影響相對較小”的結(jié)論.

圖15給出了彈塑性時程分析得出的樓層最大層間位移角包絡(luò)曲線，SST2模型各層層間位移角分布較為均勻，無明顯薄弱層，最大層間位移角出現(xiàn)在第9層，為1/94，小于上節(jié)所得到的限值要求（1/86），結(jié)構(gòu)底層由于并未布置桁架，其層間位移角限值可按照鋼框架結(jié)構(gòu)控制（1/50）. SST1模型最大層間位移角出現(xiàn)在第2層，為1/74，底部樓層層間位移角顯著大于中上部樓層，這是由于2層、3層部分桁架斜腹桿在罕遇地震下產(chǎn)生嚴重損傷，導致了樓層抗側(cè)剛度發(fā)生嚴重退化，形成薄弱層.

SST1和 SST2結(jié)構(gòu)典型榀塑性鉸分布情況如圖16～17所示.從圖16中可知基于傳統(tǒng)極限狀態(tài)法設(shè)計的 SST1結(jié)構(gòu)由于未經(jīng)設(shè)計內(nèi)力調(diào)整，其部分斜腹桿出現(xiàn)塑性鉸，且2～3層部分斜腹桿由于變形過大已經(jīng)發(fā)生嚴重損傷，超出 CP（接近倒塌）性能點，結(jié)構(gòu)難以保證“大震不倒”的設(shè)計目標;而圖17中按照本文所述方法設(shè)計的 SST2結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下，斜腹桿始終處于彈性狀態(tài)，弦桿塑性鉸發(fā)展充分，能夠較為良好地耗散地震能量，結(jié)構(gòu)整體可以實現(xiàn)“大震不倒”的設(shè)計目標.

5結(jié)論

1）基于桁架空腹節(jié)間弦桿破壞的結(jié)構(gòu)失效模式，提出了水平力作用下桁架桿件內(nèi)力計算模型及罕遇地震作用下桁架腹桿內(nèi)力的調(diào)整方法.

2）基于桁架弦桿失效的結(jié)構(gòu)失效模式和桁架的極限變形，提出了不同空腹節(jié)間距下結(jié)構(gòu)的彈塑性層間位移角限值.

3）提出了一種交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計方法及流程.算例分析表明，采用本文方法設(shè)計的交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)能有效耗散地震能量，實現(xiàn)“強腹桿弱弦桿”和“大震不倒”的設(shè)計目標.

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