功能可恢復(fù)RC框架-核心筒結(jié)構(gòu)抗震性能研究

胡 妤，趙作周，錢(qián)稼茹

(1 中國(guó)航空國(guó)際建設(shè)投資有限公司， 北京 100120；2 清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100084)

0 概述

近年來(lái)，隨著性能化抗震設(shè)計(jì)方法的發(fā)展，結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的目標(biāo)逐漸從“防止結(jié)構(gòu)倒塌、保障生命安全”朝“盡快恢復(fù)結(jié)構(gòu)的正常使用功能、減少地震災(zāi)害帶來(lái)的經(jīng)濟(jì)損失”過(guò)渡，如何有效地控制結(jié)構(gòu)在地震作用下的損傷機(jī)制、減小結(jié)構(gòu)主體的損傷程度、快速實(shí)現(xiàn)高層及超高層建筑結(jié)構(gòu)在地震后功能可恢復(fù)這一課題得到了地震工程界廣泛的關(guān)注。

剪力墻結(jié)構(gòu)或者框架-剪力墻(核心筒)結(jié)構(gòu)中，門(mén)窗洞口上部的連梁往往跨高比較小，在地震災(zāi)害中一般首先出現(xiàn)剪切破壞。為了改善普通配筋鋼筋混凝土連梁的抗震性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和理論研究：如在連梁中沿對(duì)角方向布置交叉鋼筋[1]或者菱形鋼筋[2]來(lái)提高連梁的抗震能力，在連梁中部開(kāi)水平縫[3]增大連梁的跨高比，或者使用型鋼混凝土連梁[4]、鋼板混凝土連梁[5]等組合連梁，通過(guò)鋼筋混凝土與型鋼或者鋼板的組合作用提高連梁的承載能力和變形能力。Fortney和Shahrooz[6]提出了一種帶“保險(xiǎn)絲”的可更換鋼連梁，在鋼連梁的中部設(shè)計(jì)一段較為薄弱、可更換梁段，通過(guò)高強(qiáng)螺栓與連梁端部預(yù)埋件連接在一起，在地震作用下可更換段先于其他部分發(fā)生剪切屈服，讓連梁的塑性變形都集中在耗能段，保證墻體、連梁與墻體連接的部位均不發(fā)生破壞。但如何合理設(shè)計(jì)連梁，讓地震作用下結(jié)構(gòu)的塑性變形主要集中在各層連梁，有效地減輕其他構(gòu)件的損壞，并且實(shí)現(xiàn)震后功能可恢復(fù)亟需繼續(xù)深入研究，且對(duì)連梁抗震性能的已有研究多以單個(gè)連梁構(gòu)件的試驗(yàn)或者理論研究為主，從整體結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)角度對(duì)連梁抗震性能參數(shù)進(jìn)行分析的相關(guān)研究較少。除了上述方法外，還可在結(jié)構(gòu)中使用輕質(zhì)高強(qiáng)樓蓋結(jié)構(gòu)體系或者型鋼混凝土柱、鋼管混凝土柱、型鋼混凝土剪力墻、鋼管混凝土剪力墻等高性能構(gòu)件，通過(guò)減小整體結(jié)構(gòu)的質(zhì)量從而減小地震作用或者提高關(guān)鍵豎向構(gòu)件抗震能力的方式減小結(jié)構(gòu)在地震中的損傷，實(shí)現(xiàn)建筑結(jié)構(gòu)的震后功能可恢復(fù)。

本文以一典型的鋼筋混凝土(RC)框架-核心筒結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，改變結(jié)構(gòu)內(nèi)筒內(nèi)壁連梁的剪力-轉(zhuǎn)角骨架曲線中設(shè)計(jì)承載力及變形能力參數(shù)，分析連梁不同性能對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，從而為整體結(jié)構(gòu)的功能可恢復(fù)研究以及新型抗震連梁的研發(fā)提出性能指標(biāo)要求，并將原結(jié)構(gòu)的普通配筋鋼筋混凝土樓板替換為現(xiàn)澆后張預(yù)應(yīng)力空心樓板[7]，研究樓蓋結(jié)構(gòu)體系的變化對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。

1 基本模型介紹

根據(jù)國(guó)內(nèi)相關(guān)抗震規(guī)范設(shè)計(jì)了一幢位于8度(0.2g)、Ⅱ類(lèi)場(chǎng)地的RC框架-核心筒結(jié)構(gòu)(命名為CHA)[8]，設(shè)計(jì)地震分組第一組，場(chǎng)地特征周期Tg=0.35s，假定結(jié)構(gòu)底部嵌固在地面上，結(jié)構(gòu)地面以上27層，結(jié)構(gòu)高度98.1m，框架平面尺寸40.8m×40.8m，結(jié)構(gòu)高寬比2.4，核心筒高寬比5.45。結(jié)構(gòu)平立面示意圖見(jiàn)圖1。樓屋面設(shè)計(jì)恒荷載為7.5kN/m2，活荷載為3kN/m2，框架梁線荷載為10kN/m。水平構(gòu)件混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，豎向構(gòu)件混凝土強(qiáng)度等級(jí)：1～10層為C50，11～18層為C40，19～27層為C30?？蚣芰撼叽?～15層為600mm×900mm，16～27層為500mm×900mm，樓面梁尺寸為350mm×750mm，樓屋面板厚度120mm，框架柱尺寸從1 200mm×1 200mm沿結(jié)構(gòu)高度逐漸縮小至800mm×800mm，核心筒外壁墻肢厚度從400mm減小至300mm，內(nèi)壁墻肢厚度從300mm減小至200mm。

圖1 基本模型CHA平立面示意圖

在Perform 3D中建立上述結(jié)構(gòu)的彈塑性分析模型，其中框架梁、柱單元采用兩端為纖維鉸(長(zhǎng)度為0.5倍截面高度)、其余長(zhǎng)度范圍內(nèi)為彈性截面的桿單元模擬，剪力墻采用附加剪切彈簧的纖維單元模擬，連梁CB1采用兩端為纖維鉸、中部為非線性剪切彈簧(長(zhǎng)度為0)、其余長(zhǎng)度范圍內(nèi)為彈性截面的桿單元模擬，剪切彈簧中連梁剪力V-轉(zhuǎn)角θ曲線根據(jù)50根跨高比在1.0～3.0范圍內(nèi)、最終破壞模式為剪壞的RC連梁構(gòu)件的試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)得到，如圖2所示。(圖2中ft為混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；bb為連梁寬度；h0為截面有效高度；fyv為箍筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；Asv為箍筋各肢全部截面面積；s為箍筋間距；θ5.3%為連梁達(dá)到殘余承載力Vr對(duì)應(yīng)的變形)鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用理想彈塑性本構(gòu)模型，約束混凝土和非約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線分別采用修正的Qian模型和Hognestad模型。文獻(xiàn)[8-9]詳細(xì)介紹了該RC框架-核心筒結(jié)構(gòu)的靜力、動(dòng)力彈塑性分析結(jié)果。

圖2 連梁剪力V-轉(zhuǎn)角θ曲線

2 連梁參數(shù)分析

在模型CHA中，內(nèi)筒內(nèi)壁連梁CB1跨度2 500mm、高度1 000mm，為普通配筋混凝土連梁，在地震作用下彎矩和剪力較大，其抗震性能的變化對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響較為明顯。保持連梁CB1幾何尺寸不變，由普通配筋混凝土連梁替換為對(duì)角配筋混凝土連梁或者SRC連梁等，其彈性剛度變化不大，但其設(shè)計(jì)承載力以及變形能力會(huì)得到改善。為了研究連梁屈服承載力以及變形延性的影響，改變連梁CB1剪力-轉(zhuǎn)角骨架曲線(圖2)的設(shè)計(jì)承載力Vy、平臺(tái)段長(zhǎng)度或者屈服后硬化段的長(zhǎng)度及傾斜程度，通過(guò)參數(shù)分析的方法研究連梁性能變化對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。

對(duì)多組鋼筋混凝土連梁試件試驗(yàn)數(shù)據(jù)[10-13]的統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn)，連梁跨高比相同的情況下，對(duì)角配筋連梁的屈服承載力比普通配筋連梁高約7%～30%。所以，保持強(qiáng)屈比與塑性變形能力不變，將CB1的設(shè)計(jì)承載力Vy分別提高10%，20%與30%，屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的變形值隨著Vy的提升而提升，得到對(duì)應(yīng)3個(gè)不同屈服性能連梁的整體結(jié)構(gòu)模型，分別命名為CHA-1，CHA-2，CHA-3，不同模型中連梁剪力-轉(zhuǎn)角骨架曲線如圖3所示。

圖3 不同承載力連梁剪力-轉(zhuǎn)角骨架曲線

為考察連梁高延性與變形能力對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，假設(shè)連梁CB1的設(shè)計(jì)承載力不變，保持連梁強(qiáng)屈比(約1.35)與連梁達(dá)到峰值承載力Vu時(shí)對(duì)應(yīng)的變形值(約0.7%)不變，將CHA中連梁CB1模型中對(duì)應(yīng)防止倒塌(CP)狀態(tài)時(shí)的變形從約1.2%分別延伸至3%[14]和6%[15]，得到新整體結(jié)構(gòu)模型CHA-4，CHA-5；另外，為了模擬可更換鋼連梁消能梁段的超強(qiáng)硬化特征[16]，將連梁強(qiáng)屈比提高至1.7，達(dá)到峰值承載力時(shí)對(duì)應(yīng)的變形值調(diào)整為6%，但峰值后的平臺(tái)段長(zhǎng)度不變，得到新整體結(jié)構(gòu)模型CHA-6。各模型的連梁剪力-轉(zhuǎn)角骨架曲線如圖4所示。

圖4 不同變形能力連梁剪力-轉(zhuǎn)角骨架曲線

表1統(tǒng)計(jì)了模型CHA-1～CHA-6中連梁CB1的屈服承載力與模型CHA中連梁CB1的屈服承載力的比值Vy/Vy,CHA、各連梁強(qiáng)屈比、防止倒塌狀態(tài)對(duì)應(yīng)的變形值θCP。新模型中連梁CB1的延性性能較好，在地震作用下一般表現(xiàn)為連梁彎曲屈服，本文分析時(shí)連梁采用在桿單元中部添加剪切鉸的方式進(jìn)行模擬，其中剪切鉸的屈服承載力為連梁發(fā)生彎曲屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的剪力值，桿單元兩端沒(méi)有設(shè)置纖維鉸。在Perform 3D中建立了各新模型的彈塑性分析模型，首先施加重力荷載代表值，得到對(duì)應(yīng)的內(nèi)力和變形，然后沿x方向施加倒三角分布水平荷載進(jìn)行推覆分析，研究各新模型與模型CHA之間抗震性能的差異。

連梁CB1參數(shù)變化 表1

2.1 連梁屈服承載力參數(shù)分析

圖5比較了不同連梁屈服承載力參數(shù)對(duì)應(yīng)模型的基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線。不同模型承載力與目標(biāo)位移比較結(jié)果見(jiàn)表2。表3列出了結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)罕遇地震作用下連梁CB1的塑性轉(zhuǎn)角沿層高分布的最大值θp,max以及墻肢W1底層受拉側(cè)的邊緣構(gòu)件中的縱筋應(yīng)變?chǔ)舤。

圖5 連梁承載力變化對(duì)結(jié)構(gòu)基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線影響

各模型承載力與目標(biāo)位移比較 表2

達(dá)到設(shè)計(jì)罕遇地震性能點(diǎn)時(shí)各模型的損傷狀態(tài) 表3

變形能力變化對(duì)結(jié)構(gòu)時(shí)程分析結(jié)果影響 表4

由上述分析可知：連梁設(shè)計(jì)承載力的提高對(duì)結(jié)構(gòu)初期的承載力和變形沒(méi)有明顯影響，結(jié)構(gòu)的峰值承載力從68 769kN提高至74 417kN，模型CHA-1～CHA-3的峰值承載力相比模型CHA分別增長(zhǎng)了3%，5%，8%；連梁屈服逐漸推遲，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移從150mm增大至188mm；墻肢屈服逐漸提前，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移從329mm減小至304mm；連梁達(dá)到CP狀態(tài)逐漸推遲，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移從516mm增大至589mm。連梁屈服承載力提高至模型CHA中設(shè)計(jì)值的1.1倍后，結(jié)構(gòu)8度罕遇地震性能點(diǎn)對(duì)應(yīng)的最大層間位移角從原來(lái)的1/200減小為1/207，之后連梁屈服承載力繼續(xù)提高，性能點(diǎn)對(duì)應(yīng)的最大層間位移角無(wú)明顯變化。隨著連梁設(shè)計(jì)承載力的提高，連梁在設(shè)計(jì)罕遇地震下的最大塑性變形從0.7%逐漸減小至0.44%，受力狀態(tài)處于連梁剪力-轉(zhuǎn)角曲線的上升段，墻肢的最大拉應(yīng)變從1.3εy增大至1.43εy，說(shuō)明連梁承載力提高，雖然連梁的損傷減輕或不屈服，但會(huì)讓筒體中墻體的軸壓力降低甚至受拉，墻體可能處于拉彎狀態(tài)，墻肢的屈服提前，導(dǎo)致墻體的地震損傷加重，修復(fù)困難，對(duì)結(jié)構(gòu)抗震不利。

2.2 連梁變形能力參數(shù)分析

圖6比較了不同連梁變形能力參數(shù)對(duì)應(yīng)模型的基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線?？梢钥闯觯哼B梁變形能力的增強(qiáng)對(duì)結(jié)構(gòu)初期的承載力和變形能力沒(méi)有明顯影響；模型CHA-4相比CHA，結(jié)構(gòu)峰值承載力提高了7%，后期的變形能力也得到改善；模型CHA-5相比CHA-4，結(jié)構(gòu)峰值承載力沒(méi)有明顯變化，承載力下降段更為平緩，但是在結(jié)構(gòu)最大層間位移角為1/70時(shí)，結(jié)構(gòu)的推覆曲線出現(xiàn)突然下降的現(xiàn)象；模型CHA-6相比CHA，結(jié)構(gòu)峰值承載力提高了9%，推覆曲線后期承載力下降不明顯。

圖6 連梁變形能力變化對(duì)結(jié)構(gòu)基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線影響

對(duì)于模型CHA，當(dāng)模型達(dá)到設(shè)計(jì)罕遇地震性能點(diǎn)對(duì)應(yīng)的狀態(tài)(表4中狀態(tài)1)時(shí)，連梁最大塑性變形等于平臺(tái)段起始點(diǎn)對(duì)應(yīng)變形值(0.7%)，尚未達(dá)到CP狀態(tài)對(duì)應(yīng)值(1.2%)，模型CHA-4和CHA-5僅改變平臺(tái)段長(zhǎng)度，對(duì)結(jié)構(gòu)性能點(diǎn)對(duì)應(yīng)的狀態(tài)無(wú)明顯影響，達(dá)到設(shè)計(jì)罕遇地震性能點(diǎn)對(duì)應(yīng)的最大層間位移角、設(shè)計(jì)罕遇地震下連梁及墻肢損傷狀態(tài)與基礎(chǔ)模型CHA相同或者近似亦可說(shuō)明這一點(diǎn)。模型CHA-6中連梁CB1有較長(zhǎng)的屈服后硬化段，且屈服后硬化剛度大于模型CHA中連梁CB1的屈服后硬化剛度，整體模型的承載能力與變形能力均得到一定的提高，設(shè)計(jì)罕遇地震下連梁和墻肢損傷均小于模型CHA，說(shuō)明提高連梁屈服后剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震有利。

將需求譜進(jìn)一步提高至9度罕遇地震水平，發(fā)現(xiàn)達(dá)到9度罕遇地震性能點(diǎn)(表4中狀態(tài)2)時(shí)，模型CHA結(jié)構(gòu)最大層間位移角為1/133，連梁的塑性轉(zhuǎn)角為1.65%，超過(guò)接近倒塌狀態(tài)(1.2%)，墻肢最大拉應(yīng)變?yōu)?.3εy；模型CHA-4，CHA-5最大層間位移角均為1/133(與模型CHA的結(jié)果一樣)、連梁塑性變形均減小至1.56%，均未達(dá)到兩模型中CB1骨架曲線CP狀態(tài)對(duì)應(yīng)的變形值(3%和6%)，處于連梁剪力-轉(zhuǎn)角曲線的平臺(tái)段，墻肢的損傷狀態(tài)沒(méi)有明顯改善，最大拉應(yīng)變?yōu)?.3εy；模型CHA-6結(jié)構(gòu)最大層間位移角為1/161，連梁最大塑性變形為1.28%，處于連梁剪力-轉(zhuǎn)角曲線的上升段，墻肢最大拉應(yīng)變?yōu)?.61εy。

利用動(dòng)力彈塑性分析方法進(jìn)一步研究了連梁不同變形能力對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，選擇Manjil, Iran地震波(參考文獻(xiàn)[9]中建立的地震波選擇集A)作為結(jié)構(gòu)基底輸入的地震波，考慮雙向地震作用，x，y方向PGA分別調(diào)幅至0.62g和0.80g，x方向和y方向PGA比值為1∶0.85，計(jì)算得到結(jié)構(gòu)層間位移角、連梁CB1塑性變形(塑性轉(zhuǎn)角θ與連梁跨度L的乘積)、模型平面H點(diǎn)(圖1(a))處剪力墻豎向應(yīng)變沿結(jié)構(gòu)高度的分布，結(jié)果分別如圖7～9所示。表4中列出了結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)結(jié)果的最大值，分別對(duì)應(yīng)狀態(tài)3和狀態(tài)4。

圖7 層間位移角沿層高分布

圖8 連梁CB1塑性變形沿層高分布

圖9 H點(diǎn)豎向應(yīng)變沿層高分布

可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)PGA=0.62g時(shí)，模型CHA連梁CB1最大塑性變形達(dá)1.22%，已經(jīng)超過(guò)CP狀態(tài)(1.2%)，開(kāi)始進(jìn)入下降段。模型CHA-4，CHA-5，CHA-6中連梁最大塑性變形值與模型CHA對(duì)應(yīng)結(jié)果接近，處于連梁剪力-變形曲線上的平臺(tái)段或上升段；當(dāng)PGA=0.80g時(shí)，模型CHA連梁CB1最大塑性變形大于模型CHA-4，CHA-5，CHA-6中對(duì)應(yīng)連梁的塑性變形；模型CHA，CHA-4和模型CHA-5的層間位移角沿層高分布接近，略大于模型CHA-6；模型CHA，CHA-4，CHA-5中H點(diǎn)豎向應(yīng)變沿高度分布接近，底層墻肢應(yīng)變略大于模型CHA-6中的對(duì)應(yīng)值。

3 樓蓋結(jié)構(gòu)體系參數(shù)分析

現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力空心樓板是近年來(lái)發(fā)展起來(lái)的一種新型樓蓋結(jié)構(gòu)[7]，該類(lèi)結(jié)構(gòu)具有剛度大(適用于大開(kāi)間的公共建筑)、重量輕(比普通預(yù)應(yīng)力混凝土樓蓋自重輕約30%)、結(jié)構(gòu)厚度小(減小樓面梁高度，從而降低樓蓋結(jié)構(gòu)高度或增大樓層凈空)等優(yōu)點(diǎn)，適合在高層建筑中使用。輕質(zhì)混凝土樓蓋等也可實(shí)現(xiàn)上述要求。將模型CHA中120mm厚的混凝土樓板替換為相同厚度的預(yù)應(yīng)力空心樓板，樓面梁及框架梁尺寸及配筋保持不變，構(gòu)成模型CHA-7。假設(shè)輕質(zhì)樓板的重量為模型CHA中混凝土樓板重量的65%，則新樓屋面的恒荷載為6.4kN/m2，樓屋面活荷載仍為3.0kN/m2。模型CHA-7的樓屋面及樓面梁的示意圖如圖10所示。進(jìn)行了模型CHA-7的靜力推覆分析，結(jié)果見(jiàn)表2，3。圖11為模型CHA，CHA-7經(jīng)過(guò)靜力推覆分析得到的結(jié)構(gòu)基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線。

圖10 模型CHA-7中樓面示意圖

圖11 輕質(zhì)樓板使用對(duì)結(jié)構(gòu)基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線影響

模型CHA-7的結(jié)構(gòu)峰值承載力雖然略小于模型CHA，但降低并不明顯。通過(guò)表2、表3和圖11可以發(fā)現(xiàn)：兩個(gè)模型在推覆初期結(jié)構(gòu)的基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線基本重合，連梁屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的層間位移角相同，模型CHA-7墻肢屈服均早于模型CHA，罕遇地震時(shí)墻肢的損傷略大于模型CHA，連梁進(jìn)入CP狀態(tài)的層間位移角基本相同，在大震下模型CHA-7連梁損傷小于模型CHA，與大震性能點(diǎn)狀態(tài)對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移為368mm，早于模型CHA的392mm。表5列出了CHA，CHA-7兩個(gè)模型的前兩階周期及達(dá)到設(shè)計(jì)罕遇地震性能點(diǎn)時(shí)結(jié)構(gòu)的基底剪力Vbase，可以看出：模型CHA-7的結(jié)構(gòu)質(zhì)量減輕，整體剛度不變，y方向和x方向結(jié)構(gòu)的平動(dòng)周期Ty,Tx均減小4%左右，大震時(shí)基底剪力減小約5%，結(jié)構(gòu)抵抗地震的能力降低不明顯，且豎向構(gòu)件軸壓比指標(biāo)得到改善，延性性能提升，抗震性能得到改善。

模型CHA和CHA-7周期及地震力比較 表5

4 結(jié)論

本為以一典型RC框架-核心筒結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，研究了該結(jié)構(gòu)內(nèi)筒內(nèi)壁連梁承載力及變形能力變化以及使用現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力空心樓蓋體系對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，得到以下結(jié)論：

(1)若將連梁設(shè)計(jì)承載力在基礎(chǔ)模型的基礎(chǔ)上提高10%～30%，則結(jié)構(gòu)整體的承載力提高約3%～8%，連梁屈服推遲，墻肢屈服提前，在達(dá)到對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)罕遇地震性能點(diǎn)狀態(tài)時(shí)，連梁的損傷小于基礎(chǔ)模型，其受力狀態(tài)處于連梁剪力-變形曲線的上升段，墻肢損傷大于基礎(chǔ)模型。

(2)若將連梁骨架曲線中的平臺(tái)段長(zhǎng)度延伸或者屈服后硬化段的剛度和長(zhǎng)度增大，則結(jié)構(gòu)整體的承載力提高，結(jié)構(gòu)推覆曲線下降趨勢(shì)更為平緩。采用高延性性能連梁的模型在設(shè)計(jì)罕遇地震作用下的損傷狀態(tài)與基礎(chǔ)模型基本一致，在超越設(shè)防烈度的地震作用下，連梁的承載力依然處于剪力-轉(zhuǎn)角曲線的平臺(tái)段；采用可更換鋼連梁的模型在設(shè)計(jì)罕遇地震作用以及超大震地震作用下的結(jié)構(gòu)損傷均小于基礎(chǔ)模型?？梢哉鸷髮?duì)連梁進(jìn)行更換或者修復(fù)，從而實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)功能的快速恢復(fù)。

(3)若樓蓋的質(zhì)量減小約35%，則結(jié)構(gòu)的周期減小約4%，大震下基底剪力減小約5%，結(jié)構(gòu)抵抗地震的能力降低不明顯，且豎向構(gòu)件軸力減小，延性提升，結(jié)構(gòu)抗震性能得到改善。