结构大震弹塑性时程分析中的能量反应分析_温凌燕_娄宇_聂建国_W

1、 土 木 工 程 学 报 CHINA CIVIL ENGINEEING JOUNAL 第 47 卷第 5 期2 0 1 4 年 5 月Vol 47 May No 5 2014结构大震弹塑性时程分析中的能量反应分析 温凌燕1宇1聂建国2娄( 1 中国电子工程设计院，北京 100142; 2 清华大学，北京 100084) 摘要: 采用 ABAQUS 对 23 个钢管混凝土框架-钢筋混凝土核心筒结构分析模型进行了大震弹塑性时程分析，分析模型变量为楼层总高度、地震波及地震波峰值加速度。通过对 23 个分析模型中得到的各种能量项数值的统计与分析， 结合现行规范中结构损伤程度的评估标准，对输入能与地震加

2、速度及结构损伤程度的关系、不同结构损伤程度 下塑性耗能在构件中的分配、阻尼耗能比例和塑性耗能比例与结构损伤程度的关系进行了研究。研究成果为能量 法在结构地震反应中的应用及钢管混凝土框架-核心筒结构体系的设计提供参考。 关键词: 大震; 弹塑性时程; 输入能; 塑性耗能; 阻尼耗能; 结构损伤; 钢管框架-核心筒 中图分类号: TU375 4文献标识码: A文章编号:1000-131X( 2014) 05-0001-08 Energy-based analysis in elastic-plastic time-history analysis of structure under large

3、earthquake Wen Lingyan1 Lou Yu1 Nie Jianguo2 ( 1 China Electronics Engineering Design Institute，Beijing100142，China; 2 Tsinghua University，Beijing100084，China) Abstract: Elastic-plastic time history analyses of 23 CFST frame-reinforced concrete core wall structure models under large earthquake have

4、been conducted by using ABAQUS，and the studied model variables include the total structural height，earthquake wave and peak acceleration of wave Based on the statistical analysis of the energy items from 23 examples and combined with the evaluation standard on structural damage degree in the present

5、 specifications，the relation between input energy and wave acceleration or structural damage degree，distribution of plastic energy dissipation in structural members under different structural damages，relations between the ratio of damping energy dissipation or plastic energy dissipation to input ene

6、rgy and the structural damage have been studied esearch results may provide references for the application of energy analysis method in structural seismic analysis as well as the design of CFST frame- core wall structures Keywords: large earthquake; elastic-plastic time-history; dissipation; structu

7、re damage; CFST frame-core wall E-mail: wenlingyan ceedi cn input energy; plastic energy dissipation; damping energy 量如何计算，及其影响因素如地震动特性、结构自身 动力特性的分析1-4; 输入到结构中的能量如何耗散，及其影响因素如地震动特性、结构自身动力特性、阻尼模型、滞回模型等的分析5-6; 输入到结构中的滞回耗能沿楼层及构件的分布7; 结构地震破坏评估以及结构的破坏状态与总耗能及其他各种效应之 间的关系8-9。 本文将能量分析方法与结构大震弹塑性时程分析相结合，通过 23

8、个钢管混凝土框架-核心筒结构大震弹塑性时程分析中得到的各种能量项数值，对输入能与地震加速度及结构损伤程度的关系、不同结构损伤程度下塑性耗能在构件中的分配、阻尼耗能比例和塑性耗能比例与结构损伤程度的关系进行了研究分析。 引 言结构地震反应的能量分析方法是一种能较好地 反映结构在强震作用下的全过程及其自身弹塑性性 能的方法。近年来，随着结构抗震理论研究的深入， 从地震能量输入与结构能量耗散间的相互关系来分 析研究结构的地震反应和结构损伤程度的方法，日益 受到国内外地震工程界的广泛重视。 各国研究人员主要围绕着以下几方面内容展开研究并取得了大量的研究成果: 输入到结构的总能 基金项目: 北京市自然科

9、学基金( 8122040) 作者简介: 温凌燕，博士，高级工程师 收稿日期: 2012-02-14 2 土 木 工 程 学 报 2014 年求，分别给 100m 和 200m 的分析模型选定一条人工波和两条天然波，地震波时程曲线及地震波反应谱影响 系数与规范谱地震影响系数的对比图如图 2 所示。地震波弹性时程分析得到的基底总剪力与规范振型分解反应谱法计算得到的基底总剪力的对比见表 1，可以看出所选地震波满足规范要求。改变地震波峰值 加速度，设防烈度从 6 度递增至 8 度，直至结构倒塌， 倒塌时各地震波的峰值加速度如表 2 所示。对结构作用以 Y 为主方向的双向地震作用进行大震弹塑性时程分析，

10、故本文的分析算例共有 23 个。 表 1 基底剪力对比 Table 1 Comparison of base shears 1分析模型与地震波参数 分析模型以实际工程案例为背景，为了简化分析 模型，分析模型采用一个标准层，改变的参数为楼层 总高度、地震波及地震波加速度峰值。标准层结构平 面布置图如图 1 所示，采用框架-钢筋混凝土核心筒结构体系; 外围框架采用圆钢管混凝土柱、钢梁混合框架，钢梁与墙、柱刚接; 楼板采用压型钢板组合楼盖。核心筒外墙厚为 550mm，内墙厚为 300mm，混凝土等 级为 C60。外墙竖向分布筋配筋率为 0 31% ，水平分 布筋配筋率为 0 29% ; 内墙竖向分布

11、筋配筋率为 0 35% ，水平分布筋配筋率为 0 26% ; 边缘构件纵筋配筋率为 1 0% 。圆钢管混凝土柱截面为 950mm 25mm，钢材为 Q345，混凝土强度等级为 C60。连梁高 800mm，外框梁截面为 H750 350 18 32，核心筒角部内框梁截面为 H500 300 11 18，其余钢梁截面为 H450 300 11x18，钢材为 Q345。核心筒外楼板厚 125mm，筒内楼板厚 150mm( 现浇) ，构造配筋，支承 压型钢板的细分次梁截面为 H200 150 7 10。 100m 分析模型200m 分析模型地震工况与反应谱比值地震工况与反应谱比值X 向X 向1 181

12、 01Y 向Y 向0 920 85X 向X 向SO1 13L190 89Y 向1 12Y 向0 92GAHZX 向1 14TTNX 向1 11Y 向1 23Y 向1 02地震波 X 向1 15地震波 X 向1 00平均值 Y 向1 09平均值 Y 向0 93表 2倒塌时各地震波的峰值加速度 Table 2 Peak acceleration of waves at failure ( cm/ s2 )100m 分析模型200m 分析模型SOGAHZL19TTN55011001450480700注: 对于天然波 TTN，设防烈度为 8 度时，结构倒塌。 图 1 标准层结构平面布置图 Fig 1

13、Structural layout plan of standard floor分析模型层高为 4m，考虑两种楼层总高度 100m和 200m。假定结构设计地震分组为第一组， 类场地，大震下场地特征周期为 0 4s，阻尼比为 0 05。经计算，100m 结构第一阶自振周期为 1 98s，200m 结构第一阶自振周期为 5 68s。以 6 度设防烈度为例，根据建筑抗震设计规范( GB 500112010 ) 的选波要 第 47 卷第 5 期温凌燕等结构大震弹塑性时程分析中的能量反应分析 3 边缘构件钢筋采用双线性本构模型，钢管混凝土柱采用在 ABAQUS 平台上开发的复合材料本构模型。为了验证开

14、发材料本构的准确性，在 ABAQUS 中分别采用自定义梁单元模型和实体单元、壳单元及杆单元组合模型两种方法，模拟了多种构件形式在不同受力工况下的力学响应，并对两者的结果进行了对比。通过对比得出，该复合材料能够较好的模拟钢筋混凝土、钢骨混凝土、钢管混凝土柱及钢管混凝土叠合柱等基本构件，应用于多项实际工程效果良好11。 图 3 有限元模型 Fig 3 Finite element model在进行地震弹塑性时程分析之前，首先对模型进行模态分析，并与 PKPM 计算的质量、周期与振型对比，以保证模型的总质量和刚度的准确性。对比结果如表 3、表 4 所示，可以看出 ABAQUS 计算模型的质量及周期与

15、 PKPM 的计算结果基本一致，说明 ABAQUS 的有限元计算模型是准确可靠的。 表 3 ABAQUS 和 PKPM 模型质量对比Table 3 Comparison of model mass between ABAQUS and PKPM 图 2 地震波时程曲线及影响系数曲线对比 Fig 2 Comparison of time history curves and influence coefficient curves of earthquake waves 分析模型ABAQUS( 万吨)PKPM( 万吨)误差100m4 784 633 24%200m9 559 253 24%2计算

16、方法与准确性验证 表 4Table 4ABAQUS 和 PKPM 模型周期对比Comparison of model period between ABAQUS and PKPM 结构大震弹塑性时程分析采用 ABAQUS 软件进行计算，模型中剪力墙、连梁、楼板均按上述配筋情况进行设置，有限元模型如图 3 所示。其中剪力墙、连梁及楼板采用壳单元 S4、S3 模拟，钢梁、边缘构件钢筋及钢管混凝土柱采用梁单元 B31 模拟。剪力墙、连梁及楼板的混凝土采用 ABAQUS 提供的混凝土损伤塑性本构模型，选 取混凝土结构设计规范 ( GB 500102002) 附录 C 的受拉、受压应力-应变关系作为混凝

17、土滞回曲线的骨架线，损伤因子的确定方法及该本构模型参数的准确性验证详见文献10 。钢梁及 分析模型T1T2T3T4T5T6PKPM 1 98s1 62s1 36s0 54s0 43s0 34s100mABAQUS 2 10s1 61s1 37s0 57s0 44s0 35s误差 6 06% 0 62% 0 74% 5 56%2 33%2 94%PKPM 5 68s 5 39s 2 87s 1 43s1 08s0 93s200mABAQUS 5 86s 5 32s 2 92s 1 53s1 08s0 94s误差 3 17% 1 30% 1 74% 6 99%0 00%1 08% 4 土木工程 学

18、 报 2014 年度增加幅度的对比如表 5 所示。由图 5 和表 5 可以看出，输入能增加幅度远超出地震波的峰值加速度增加幅度，且峰值加速度越高，输入能增加幅度超出加速度增加幅度的差值越大。 3能量反应分析 3 1 能量组成 ABAQUS 中，各能量项存在如下平衡公式: EIE + EKE + EVD + EFD EWK = 常量 EIE = ESE + EPD + ECD + EAE + EDMD ( 1)( 2)式中: EIE 为内能; EKE 为动能; EVD 为阻尼耗能; EFD 为摩擦耗能; EWK 为外力功即输入能; ESE 为弹性应变能; EPD 为塑性应变能; ECD 为蠕变耗

19、能; EAE 为由缩减积分引起的Hourglass 能量即伪应变能; EDMD 为损伤耗能。 结构的大震弹塑性时程分析中，一般不考虑摩擦和蠕变，因此 EFD 和 ECD 通常为 0。当单元网格划分比较适宜时，EAE 占输入能的比例比较小，本文 23 个算例中，EAE / EWK 约在 2 3% 7 8% 之间。由此可见，输入能主要由弹性应变能、塑性应变能、损伤耗能、动能和阻尼耗能来平衡。 典型的各能量项占输入能比例的时程曲线如图 4 所示。由图 4 可见，随着时间的增加，弹性应变能占输入能的比例单调递减，塑性耗能( 含塑性应变能和损伤耗能) 与阻尼耗能占输入能的比例单调递增，动能占输入能的比例

20、在地震结束时基本趋于 0。当地震作用较小时，输入能主要以弹性应变能的方式存储起来，另一部分则被塑性耗能和阻尼耗能耗散掉，由于 此时结构进入塑性阶段尚浅，因此塑性耗能所占比例 较小。当地震作用超过一定强度时，动能和弹性应变 能在输入能中所占的比例很小，输入能主要依靠结构 的塑性耗能和阻尼耗能来耗散。结构损伤程度越大， 塑性耗能占输入能的比例越大。 图 5 下输入能增加幅度与峰值加速度增加幅度时程曲线Fig 5 Time history curves of increased amplitudes for both input energy and peak acceleration under

21、wave 表 5 输入能增加幅度与峰值加速度增加幅度对比Table 5Comparison of increased amplitude between input energy and peak acceleration 100m 分析模型200m 分析模型比值SOGAHZL19TTN7 度/6 度2 42 01 73 31 51 768 度/6 度输入能8 25 23 97 12 98 5倒塌/6 度1634328 710 57 度/6 度1 761 761 761 761 761 768 度/6 度加速度3 23 23 23 23 23 2倒塌/6 度4 48 811 63 845 6为

22、研究输入能与地震加速度的关系是否受到材料非线性的影响，对 100m 和 200m 分析模型分别进行了6 度和倒塌地震加速度下的弹性时程分析。弹性与弹塑性下输入能增加幅度的对比如表 6 所示。由表 6 可以看出，不考虑材料非线性时，输入能增加幅度也远超出地震波的峰值加速度增加幅度，当结构周期较短时，弹性输入能增加幅度大于弹塑性输入能增加幅度。 3 2 2 输入能与结构损伤程度的关系 建筑抗震设计规范( GB 500112010) 给出了根据结构最大层间位移角对整体结构的损伤程度进行( a) 设防烈度 6 度( b) 倒塌图 4 GAHZ 下各能量项占输入能比例的时程曲线Fig 4 Time hi

23、story curves of ratios of energy items to input energy under GAHZ wave 3 2 输入能与地震加速度及结构损伤程度的关系 3 2 1 输入能与地震加速度的关系 随着地震波峰值加速度的增加，同一地震波对结构的输入能增加。典型的输入能增加幅度与峰值加速度增加幅度随时间的变化曲线如图 5 所示。地震结束时，由 23 个算例得到的输入能增加幅度与峰值加速 评估的标准，如表 7 所示。表中，u 表示弹性层 e间位移角限值，u 表示弹塑性层间位移角限值。 p 第 47 卷 第 5 期温凌燕等结构大震弹塑性时程分析中的能量反应分析 5 表

24、6 弹性与弹塑性下输入能增加幅度对比 Table 6 Comparison of increased amplitude of input energy between elastic and elastic-plastic materials 表 8 结构损伤程度与对应的地震输入能Table 8Structural damage degree and input energy 分析模型设防烈度最大层间位移角 输入能( J)地震波损伤程度100m 分析模型200m 分析模型比值倒塌/6 度 SOGAHZL19基本完好 轻微损坏1 29 107 1 /637弹性 14 449 666 88 11

25、1 76 度SO1 /6208 68 106 基本完好 轻微损坏输入能弹塑性1634328 710 5GAHZ1 /8816 12 106 基本完好 加速度4 48 811 63 845 61 /2743 15 107 中等破坏7 度SO1 /4601 74 107 轻微损坏 表 7整体结构损伤程度评估标准 GAHZ1 /5791 02 107 基本完好 轻微损坏100mTable 7 Evaluation standard for the damage degree of entire structure 1 /133 严重破坏1 05 108 中等破坏 8 度SO1 /2564 56 10

26、7 中等破坏 基本完好 轻微损坏 中等破坏严重破坏倒塌GAHZ1 /3462 37 107 轻微损坏 中等破坏( 1 5 2)ue( 3 4) ue变形 参考值1 /942 08 108 倒塌ue 0 9up up倒塌SO1 /862 97 108 倒塌GAHZ1 /1041 97 108 倒塌 4 37 107 本文根据以上评估标准，对 23 个算例的结构损伤程度进行了评估，如表 8 所示，相应地地震结束时的输入能也列于表中。由表 8 可见，地震波峰值加速度相同时，满足规范选波要求的不同地震波对结构产生的 输入能不一样，引起的结构损伤程度也不一样，因此 选波对评估结构的抗震性能有着重要的影响

27、。输入 能- 最大层间位移角关系如图 6 所示。由图 6 可以看出， 从趋势上说，输入能越大，最大层间位移角越大， 即 结构损伤程度越严重。同一结构，不同地震波作用 下结构损伤程度相近时，输入能也比较相近。 轻微损坏 中等破坏1 /2716 度L191 /3772 83 107 轻微损坏 TTN1 /3263 30 107 轻微损坏1 /1541 46 108 中等破坏 7 度L191 /2144 26 107 轻微损坏 中等破坏TTN1 /2095 79 107 中等破坏200m1 /1163 09 108 严重破坏8 度L191 /1218 15 107 严重破坏 TTN1 /1082 7

28、9 108 严重破坏 倒塌 1 /983 81 108 倒塌倒塌L191 /962 97 108 倒塌 TTN1 /1082 79 108 严重破坏 倒塌 当结构处于基本完好至轻微损坏时，损伤主要出现在 连梁与楼板，墙肢损伤很小，框架柱基本处于弹性，本 文算例中楼面梁基本处于弹性，由于梁相对强弱的不 同，工程案例中也有楼面梁出现损伤。中等破坏时， 墙肢塑性耗能增加，即墙肢损伤增大，大部分框架梁和框架柱基本处于弹性。严重破坏至倒塌时，墙肢破坏严重，且墙肢成为第一耗能构件，框架柱出现损伤。 对 23 个算例中各构件塑性耗能占输入能的比例的最大值进行统计，如表 10 所示。由表 10 可见，墙和连梁

29、的塑性耗能比例远大于楼面梁和框架柱，一方面体现了核心筒作为框架-核心筒结构体系中的第一道防线，吸收了大部分的地震输入能; 另一方面说明框架的耗能能力较弱，进行结构方案调整时，仅对框架 进行局部调整对结构的抗震性能改善有限，无法发挥钢管混凝土框架的耗能能力优势。 图 6 输入能-最大层间位移角 Fig 6 Input energy maximum story drift3 3 塑性耗能在构件中的分配 结构的主要组成构件有: 墙、柱、连梁、楼面梁和楼板。不同结构损伤程度下，各构件塑性耗能的排序如表 9 所示。由表 9 得出，对于框架-核心筒结构体系， 6 土 木 工 程 学 报 2014 年表 9

30、 不同结构损伤程度下构件塑性耗能排序 Table 9 anking of structural plastic energy dissipation under different structural damage degree 表 10 构件塑性耗能占输入能的比例Table 10 atio of structural plastic energydissipation to input energy 12。由表 12 可以看出，随着结构损伤程度的加重，各塑性耗能占输入能的比例逐渐增加。对于同一结构， 相同结构损伤程度下对应的各塑性耗能占输入能的 比例也受到地震波的影响，具有一定的离散性。因

31、 此， 仅通过塑性耗能比例来评估结构的损伤程度具有 一定的不准确性。 100m 分析模型200m 分析模型构件塑性耗能占输入能的比例 SOGAHZL19TTN墙( % ) 31 8548 3245 0958 8955 7353 24连梁( % ) 9 4618 1020 606 0117 9013 704结论 楼板( % ) 2 684 104 583 294 753 76本文采用 ABAQUS 对 23 个钢管混凝土框架-钢筋混凝土核心筒结构分析模型进行了大震弹塑性时程分析。通过对 23 个大震弹塑性时程分析中得到的各种能量项数值的统计与分析，得出以下结论: ( 1) 地震波峰值加速度相同时

32、，满足规范选波要求的不同地震波对结构产生的输入能不一样，引起的结构损伤程度也不一样，因此选波对评估结构的抗震性能有着重要的影响。 ( 2) 不论考虑材料非线性与否，输入能增加幅度都远超出地震波的峰值加速度增加幅度，且峰值加速度越高，输入能增加幅度超出加速度增加幅度的差值越大。当结构周期较短时，弹性输入能增加幅度大于弹塑性输入能增加幅度。 ( 3) 一般情况下，输入能越大，结构损伤程度越严重。同一结构，不同地震波作用下结构损伤程度相近时，输入能也比较相近。 ( 4) 采用相同的阻尼取法，当结构高度增加即结构自振周期增长时，相同结构损伤程度下对应的阻尼耗能占输入能的比例降低。 楼面梁( % )0

33、480 930 386 583 703 83柱( % ) 0 130 150 110 440 160 253 4 阻尼、塑性耗能比例与结构损伤程度的关系 各地震波结束时，整体结构的阻尼耗能占输入能 的比例如表 11 所示。由表 11 可以看出，采用相同的阻尼取法，当结构高度增加即结构自振周期增长时， 相同结构损伤程度下对应的阻尼耗能占输入能的比 例降低。对于同一结构，相同结构损伤程度下对应的 阻尼耗能占输入能的比例受地震波的影响较大，数值 离散度较大。如对于 100m 分析模型，基本完好至轻微损坏时，阻尼耗能比例为 23% 58% ; 中等破坏时为41% 67% ; 倒塌时为 29% 54%

34、。因此，通过阻尼耗能比例来评估结构的损伤程度或通过阻尼耗能 比例来评估阻尼取值的正确与否存在一定的误差性。 各地震波结束时，整体结构的塑性耗能、竖向构件( 墙肢 + 柱 + 连梁) 的塑性耗能及除连梁外竖向构件( 墙肢 + 柱) 的塑性耗能占输入能的比例分别见表 100m 分析模型 200m 分析模型 设防 地震波损伤程度构件塑性耗能排序 烈度 设防 地震波损伤程度构件塑性耗能排序 烈度 6 度 GAHZ 基本完好 连梁 楼板，楼面梁、墙、柱0 6 度 基本完好 轻微损坏 连梁 楼板 墙，楼面梁、柱0 6 度 SO 基本完好 轻微损坏 连梁 楼板，墙、楼面梁、柱0 7 度 GAHZ 基本完好

35、轻微损坏 连梁 楼板 墙，楼面梁、柱0 7 度 SO 轻微损坏 连梁 墙 楼板，楼面梁、柱0 8 度 GAHZ 轻微损坏 中等破坏 连梁 墙 楼板，楼面梁、柱0 7 度 中等破坏 连梁 墙 = 楼板，楼面梁、柱0 8 度 SO 中等破坏 连梁 墙 楼板，楼面梁、柱0 8 度 中等破坏 严重破坏 墙 连梁 楼板，楼面梁、柱0 倒塌 GAHZ 倒塌 墙 连梁 楼板 楼面梁 柱倒塌 倒塌 墙 连梁 楼板 楼面梁 柱倒塌 SO倒塌 墙 连梁 楼板 楼面梁 柱 6 度 L19 轻微损坏 楼板 连梁 墙，楼面梁、柱0 6 度 TTN 轻微损坏 楼板 连梁 墙，楼面梁、柱0 6 度 轻微损坏 中等破坏 连梁

36、 楼板 墙，楼面梁、柱0 7 度 L19 轻微损坏 中等破坏 连梁 楼板 墙，楼面梁、柱0 7 度 TTN 中等破坏 连梁 墙 楼板，楼面梁、柱0 7 度 中等破坏 墙 连梁 楼板 楼面梁，柱0 8 度 L19 严重破坏 连梁 墙 楼板 楼面梁，柱0 8 度 严重破坏 墙 连梁 楼面梁 楼板 柱 8 度 TTN 严重破坏 倒塌 墙 连梁 楼面梁 楼板 柱倒塌 倒塌 墙 楼面梁 连梁 楼板 柱倒塌 L19 倒塌 墙 连梁 楼面梁 楼板 柱 第 47 卷 第 5 期温凌燕等结构大震弹塑性时程分析中的能量反应分析 7 表 11 不同结构损伤程度下阻尼耗能占输入能的比例 atio of structu

37、ral damping energy dissipation to input energy under different structural damage degree Table 11表 12 不同结构损伤程度下各塑性耗能占输入能的比例 atio of structural plastic energy dissipation to input energy under different structural damage degree Table 12( 5) 相同结构损伤程度下对应的阻尼耗能占输入能的比例受地震波的影响较大，数值离散度较大。通过阻尼耗能比例来评估结构的损伤程度或通

38、过阻尼耗能比例来评估阻尼取值的正确与否存在一定的误差性。 ( 6) 相同结构损伤程度下对应的各塑性耗能占输入能的比例也受到地震波的影响，具有一定的离散性。仅通过塑性耗能比例来评估结构的损伤程度具 有一定的不准确性。 ( 7) 对于钢管混凝土框架-核心筒结构体系，当结构处于基本完好至轻微损坏时，损伤主要出现在连梁、楼板与楼面梁，墙肢损伤很小，框架柱基本处于弹性。中等破坏时，墙肢塑性耗能增加，即墙肢损伤增大，大部分框架梁和框架柱仍基本处于弹性。严重破坏至倒塌时，墙肢破坏严重，且墙肢成为第一耗能构件， 框架柱出现损伤。 ( 8) 以目前工程案例为背景的分析算例来看，钢管混凝土框架-核心筒结构体系中，

39、框架的耗能能力较100m 分析模型 200m 分析模型 设防整楼 墙 + 柱 + 连梁 墙 + 柱 地震波损伤程度 烈度( % )( % )( % ) 设防整楼 墙 + 柱 + 连梁 墙 + 柱 地震波损伤程度 烈度( % )( % )( % ) 6 度 GAHZ 基 本 完 好 8 5 0 6 度 基本完好 轻微损坏 8 5 4 0 14 6 度 SO 基 本 完 好 轻 微 损 坏 10 7 0 7 度 GAHZ 基本完好 轻微损坏 20 16 0 7 7 度 SO 轻微损坏 23 20 4 5 8 度 GAHZ 轻微损坏 中等破坏 37 32 12 7 度 中等破坏 15 12 2 5

40、8 度 SO 中 等 破 坏 38 34 16 8 度 中等破坏 严重破坏 31 28 19 倒 塌 GAHZ 倒 塌 66 61 45 倒 塌 倒塌41 39 32 倒 塌 SO 倒塌65 61 49 6 度 L19 轻微损坏 4 1 7 0 13 6 度 TTN 轻微损坏 5 2 2 3 0 3 6 度 轻微损坏 中等破坏 10 6 8 1 7 度 L19 轻微损坏 中等破坏 16 12 1 3 7 度 TTN 中 等 破 坏 22 18 4 7 度 中 等 破 坏 62 59 54 8 度 L19 严重破坏 36 31 13 4 8 度 严 重 破 坏 73 66 60 8 度 TTN

41、严 重 破 坏 倒 塌 67 61 54 倒 塌 倒塌75 66 60 倒 塌 L19 倒塌72 65 56 100m 分析模型 200m 分析模型 设防烈度 地震波损伤程度阻尼耗能比例( % ) 设防烈度 地震波损伤程度阻尼耗能比例( % ) 6 度GAHZ基本完好23 6 度基本完好 轻微损坏58 6 度SO基本完好 轻微损坏37 7 度GAHZ基本完好 轻微损坏32 7 度SO轻微损坏44 8 度GAHZ轻微损坏 中等破坏34 7 度中等破坏67 8 度SO中等破坏41 8 度中等破坏 严重破坏61 倒塌GAHZ倒塌29 倒塌倒塌54 倒塌SO倒塌31 6 度L19轻微损坏14 6 度T

42、TN轻微损坏21 6 度轻微损坏 中等破坏32 7 度L19轻微损坏 中等破坏26 7 度TTN中等破坏33 7 度中等破坏14 8 度L19严重破坏30 8 度严重破坏10 8 度TTN严重破坏 倒塌12 倒塌倒塌10 倒塌L19倒塌12 8 土 木 工 程 学报2014 年弱，仅对框架进行局部调整对结构的抗震性能改善非 常有限，无法发挥钢管混凝土框架的耗能能力优势。因此，有必要对该结构体系的适用性、具体抗震平面 布置、构件设计要求等作进一步研究。 参 考 文 献 research on hysteretic energy-based evaluating method of structu

43、res seismic performanceD Shanghai: Tongji University，2008( in Chinese) ) 刘纲 抗震框架结构能量反应的初步分析D 重庆: 重庆大学，2002( Liu Gang Analysis of energy response in aseismatic frame structures D Chongqing: Chongqing University，2002( in Chinese) ) 朱荻涛，任利杰 改进的钢筋混凝土结构双参数地震破坏模型J 地震工程与工程振动，1996，16( 4) : 44-54 ( Niu Ditao

44、，en Lijie A modified seismic damage model with double variables for reinforced concrete structuresJ Earthquake Engineering and Engineering Vibraton，1996， 16( 4) : 44-54( in Chinese) ) 瞿岳前，梁兴文，田野 基于能量分析的地震损伤性能评估J 世界地震工程，2006，22 ( 1 ) : 109-114 ( Qu Yueqian，Liang Xingwen，Tian Yie Evaluation of seismic damage performance based on energy analysisJ World Earthquake Engineering，2006， 22 ( 1 ) 109-114 ( inChinese) ) 张劲，王庆扬，胡守营，等 ABAQUS 混凝土损伤塑性模型参数验证J 建筑结构，2008，38 ( 8 ) : 127-130 ( Zhang Jin， Wang Qingyang ， Hu Shouying ， et al Parameters verification of concrete damaged plastic model of ABAQUSJ Bu