CN117390738A - 双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法 - Google Patents

双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法 Download PDF

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Abstract

本发明提供的双向地震作用下钢框架梁‑箱型柱“强柱弱梁”设计方法，包括：设计初始框架；根据初始框架的反应谱CQC法计算结果按设计轴压比定义重要梁柱节点和重要截面；统一重要梁柱节点双向COF值；确定实现“强柱弱梁”的程度，提出两个可量化的评价指标P1、P2；统计多组天然波的弹塑性时程分析后框架的损伤指标D，结合本发明评价标准得出符合目标屈服机制的参数框架，若满足，则认为框架在本发明评价标准内能实现目标“强柱弱梁”屈服机制；若不满足，则说明所设计的框架在双向地震作用下无法实现符合本发明评价标准的“强柱弱梁”屈服机制，通过增大双向COF值重新设计框架。本发明能为双向地震作用下钢框架结构“强柱弱梁”设计方法提供参考。

Description

双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法
技术领域
本发明属于土木工程抗震技术领域，涉及钢框架“强柱弱梁”设计方法，具体涉及一种双向地震作用下钢框架梁-箱型柱焊接节点“强柱弱梁”设计方法。
背景技术
“强柱弱梁”设计对于结构的防倒塌具有重要意义，是世界各国抗震设计中的重要内容。现阶段我国规范的“强柱弱梁”设计理论依旧停留在平面结构计算层次，只分别进行两个主轴平面方向的验算。然而，实际的双向地震作用下空间结构将处于双向受力状态，与规范平面模型下的单向地震作用存在很大差异。
实际震害和研究表明：双向地震作用下，柱的变形、耗能、破坏增加而梁却减少；按规范平面设计的梁柱子结构在双向作用下无法达到单向所预期的受力性能；规范单向“强柱弱梁”公式设计的整体框架结构无法实现双向地震作用下的“强柱弱梁”屈服机制。因此，针对双向地震作用开展有关“强柱弱梁”的研究，对于提升结构的抗震安全与抗倒塌能力具有重要的理论和现实意义。
目前，现有的“强柱弱梁”设计方法研究已取得一定进展，其通过控制同一节点相连的柱和梁之间的全塑性抗弯承载力匹配关系实现，即梁柱节点交汇处柱端全塑性强度之和(本文称为柱抗力)不小于梁端全塑性强度/>之和(本文称为梁效应)，通过一定的强柱系数实现一定程度上的“强柱弱梁”。
但现行规范未考虑柱在双向地震作用下的双向压弯受力状态，且除了未考虑双向地震作用外仍有以下需要重点考虑的关键因素：
关键因素1：框架结构各楼层在大震下的非线性反应特征。由于框架结构在大震下具有强烈的非线性反应而导致大震下其计算模型(见图2(a))发生改变，而现行设计公式形式上均为基于理想梁柱子结构(反弯点在柱中点)。此理想模型可以很好反映梁柱子结构试验特征但却与整体框架进入大震弹塑性阶段的屈服机制有很大差异：框架的部分柱脚和梁端已形成塑性铰，各框架柱反弯点将不位于中点导致梁柱节点上下柱端受力不均甚至反向。因此，现行规范公式均默认上、下柱端的同步受力，对于整体框架中的梁柱节点在大震下的实际受力而言，是不够准确且偏不安全的。
关键因素2：大震下柱轴力的动力时变效应。我国“强柱弱梁”公式中，柱轴压力取为常遇地震组合下的柱轴压力N。对于中柱，因其两侧均有梁，侧向地震力下梁剪力可相互平衡使得常遇地震作用引起的柱轴压力几乎为零，故时程中其真实轴压力(见图2(b))保持不变，因此“强柱弱梁”公式对其轴压力N中为保守值；而对于边、角柱存在单侧无梁的情况，大震时程中梁的不平衡剪力叠加后使柱轴压力剧烈变化，常遇地震组合下的柱轴压力可能低估其时程中的最大轴压力，且因受地震动随机性、框架结构形式变化等因素的影响，无法精确估计边、角柱的最大轴压力，这时“强柱弱梁”公式对轴压力N边、N角为不安全估计。
关键因素3：楼板对梁、柱受力性能的影响。对梁而言，由于楼板对梁的组合作用使得纯钢梁变为有更高刚度和强度的组合梁，从而增大“强柱弱梁”公式中的梁效应；对柱而言，由于楼板与柱的主要传力方式为楼板在柱宽范围内的直接挤压(见图2(a))，可能会使箱型柱在达到全塑性压弯强度前发生局部屈曲，从而减小“强柱弱梁”公式中的柱抗力。现行规范公式均未考虑楼板对柱抗力折减，仅新西兰规范公式基于梁柱子结构组合梁的极限(楼板受压)状态，考虑楼板对钢梁强度增大作用。
关键因素4：梁、柱的应变硬化、材料超强等。现行规范公式的推导均基于材料本构的理想弹塑性假定，即达全塑性时截面为矩形应力分布状态，此时对应截面的弯曲刚度为零。然而实际钢材屈服后存在不可忽略的第二刚度和应变硬化(见图2(d)，随屈服程度的增大截面弯曲刚度逐渐降低。另外，实际钢材存在的材料超强、实际梁柱构件存在的尺寸偏差等随机性因素，同样会对“强柱弱梁”的实现程度产生影响。
发明内容
为了至少能够解决现有技术中存在的问题之一，本发明围绕双向地震作用下“强柱弱梁”这一核心问题展开，通过理清了规范的单向“强柱弱梁”设计思路并总结出“强柱弱梁”设计方法需重点考虑的四个关键因素，结合四个关键因素形成了本发明的双向“强柱弱梁”设计思路，能为双向地震作用下钢框架结构“强柱弱梁”设计方法提供参考。
为了实现本发明目的，本发明提供的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，包括以下步骤：
步骤1：设计出初始框架；
步骤2：根据初始框架的反应谱CQC法计算结果按设计(标准)轴压比定义重要梁柱节点和重要截面；
步骤3：统一重要梁柱节点双向COF值，手段为固定重要梁柱节点中柱厚度，随层高增大重要梁柱节点梁强度，利用柱抗力和梁效应/>反算出各节点双向COF值。各层边、角柱与中柱截面保持一致；
步骤4：确定实现“强柱弱梁”的程度，参考性能化标准C、D等级，提出两个可量化的评价指标P1、P2；
步骤5：统计选取二十组天然波的弹塑性时程分析后框架的损伤指标D，结合本发明评价标准得出符合目标屈服机制的参数框架，若满足，则认为框架在本发明评价标准内能实现目标“强柱弱梁”屈服机制；若不满足，则说明所设计的框架在双向地震作用下无法实现符合本发明评价标准的“强柱弱梁”屈服机制，需要返回步骤3通过增大双向COF值重新设计框架。
进一步地，步骤1中，所述的初始框架为运用常规设计软件设计的满足小震组合下结构第一阶段的验算的框架。
进一步地，步骤2中，所述的重要梁柱节点为初始框架在反应谱CQC法计算后设计(标准)轴压比大于0.4(0.35)的节点。所述的重要截面为重要梁柱节点的所有上下柱端截面。
进一步地，步骤2中，所述的标准轴压比计算公式为：
式中，N为常遇地震组合下的柱轴压力(统一取梁柱节点处下柱段的轴压力)，Np为空间梁柱节点交汇处箱型柱截面的屈服轴力。
进一步地，步骤3中，所述的双向COF值与柱抗力和梁效应的关系式为：
对于等截面梁：
对于端板翼缘变截面梁：
其中N为常遇地震组合下的柱轴压力(统一取为梁柱节点处下柱段的轴压力)，Np、Mpx分别为空间梁柱节点交汇处箱型柱截面的屈服轴力和绕主轴(单向)的全塑性弯矩，Mvx，/>Mvy分别为空间梁柱节点交汇处x、y平面钢梁(未加强)的全塑性弯矩和塑性铰转移所产生的附加弯矩，COF为对应于双向公式的双向强柱系数。上述两式中均定义左式为柱抗力/>右式为梁效应/>
进一步地，步骤3中，考虑双向地震作用的柱抗力项中经讨论截面不同塑性中和轴位置的情况后，认为在本发明考虑的设计轴压比内取绕主轴的单向压弯全塑性强度Mpx为保守值。以柱同时受到正交梁的全塑性强度为基础，考虑地震波幅值、相位不一致，双向公式中的梁效应保守取为梁绕主轴的全塑性弯矩的平方和开方。
进一步地，步骤4中，所述的性能化标准C、D等级为2022年发布的《建筑结构抗震性能化设计标准》对应要求的C、D等级，本发明称为C、D等级“强柱弱梁”。
进一步地，步骤4中，所述的评价指标P1、P2，其公式为：
对于C等级“强柱弱梁”：
对于D等级“强柱弱梁”：
其中L4％、L5％、L6％分别为重要截面中损伤等级为L4、L5、L6的占比，损伤等级划分参考性能化标准，评价标准流程见图1.
进一步地，步骤4中，所述的“强柱弱梁”程度以实现D等级为例：框架在二十组天然波下或/>的均值加一倍标准差(μ+σ)不大于1，便代表该框架具有足够的概率实现D等级“强柱弱梁”屈服机制；若仅均值(μ)不大于1，便代表该框架可在平均意义上实现D等级“强柱弱梁”屈服机制；若评价指标的统计值均大于1，便代表该框架不满足本文的“强柱弱梁”要求。
进一步地，步骤5中，所述的损伤指标D为所有重要截面在地震时程中的最大(压)应变εmax与屈服应变εy的比值，公式为：
进一步地，所述设计方法的应用需要满足以下要求：1)本设计方法适用于框架在常遇地震组合下设计轴压比为0.4-0.6的情况；2)忽略楼板对框架柱的挤压作用；3)忽略钢材超强和实际梁柱构件存在的尺寸偏差等随机性因素；4)参数框架中各层边、角柱同中柱一致；5)认为每个框架的变量仅在于“强柱弱梁”控制的严格程度(即双向COF值)，通过评价不同双向COF框架在大震下的抗震性能及构件的受力情况，即可评价该双向COF值的“好坏”。
与现有的“强柱弱梁”设计方法相比，本发明所提出的考虑双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法至少具有以下优点：
1)本发明能准确预测钢框架在双向地震下“强柱弱梁”屈服机制，与现有基于单向地震作用的设计方法相比更具有科学性和合理性；
2)本发明提出的双向“强柱弱梁”公式与现规范公式形式一脉相承，同样通过特定系数COF(即对应规范中强柱系数η)控制实现程度，便于工程师学习和实际工程应用；
3)本发明提出可避免由于双向地震作用下忽略四个关键因素而导致的“强梁弱柱”和框架柱在实际地震作用下先于梁先破坏的不利耗能机构，有助于减少工程安全隐患。
附图说明
图1为评价标准流程图。
图2为四个关键因素说明图，其中，(a)图为理想子结构-实际框架受力差异图；(b)图为柱轴力时程对比图；(c)图为楼板挤压作用图；(d)图为应变硬化图。
图3为双向“强柱弱梁”设计方法构造流程图。
图4为双向压弯计算图。
图5为箱形截面双向45度压弯相关曲线示意图。
图6为箱形截面双向压弯相关曲线示意图。
图7为公式说明图。
图8结构布置图，其中(a)为平面布置图，(b)为立面布置图。
图9为二十组天然波下参数框架双向COF-损伤指标关系图。
图10为二十组天然波下参数框架双向COF-评价指标统计值曲线图。
具体实施方法
为使本发明实施例的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整的描述，显然，所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都是本发明保护的范围。
图3给出双向“强柱弱梁”设计方法构造流程图，图1为本发明评价标准流程图。其中图2给出的关键因素1-4为现规范“强柱弱梁”公式未能考虑的影响，本发明实施例将以空间层面的框架模型通过对体系进行弹塑性时程分析建立双向地震下设计方法，将四个关键因素体现在双向COF值确定中，并延续现规范中的能力设计法。值得注意的是，柱抗力中以柱单向压弯全塑性强度为代表值，45°和任意方向上箱型截面柱理论推导和试验现象均得出该取值为本发明考虑的设计轴压比下的偏安全值。同时，经试验现象和有限元参数分析后证明楼板的存在使柱屈曲的现象会在重要截面达到最大应变限制之后，即楼板的存在不影响本发明评价标准下实现目标“强柱弱梁”程度，因此不考虑楼板对柱的挤压作用。
本发明的分析思路及简化思路如下：
1)本双向“强柱弱梁”设计方法在常用设计轴压比范围内，从公式形式的构造和COF值确定两个方面出发。首先，公式形式的构造结合双向地震作用柱抗力和梁效应的理论分析和参考规范的单向能力设计方法(柱抗力不小于梁效应)。其次，双向COF值的确定通过体系分析考虑规范中未考虑的四个关键因素：大震反应差异、轴压力动力时变差异、楼板组合作用、应变硬化。
2)确定双向“强柱弱梁”设计公式的构造。其主要构造仍为能力设计方法，要求柱抗力不小于梁效应/>由于是不同于规范的双向地震作用，因此需要对双向受力下的柱抗力和梁效应进行以下理论推导。
对于柱抗力(45°受弯)基于对箱型截面的双向压弯全塑性强度的推导发现，由于柱正交方向梁效应和轴压力的不同会使得截面塑性中和轴发生不同程度的转动和平移，导致双向压弯计算图有若干种情况且对研究参数无量纲化后为如下三变量双参数方程，无法得到简洁的公式形式。
其中N、Np分别为常遇地震组合下柱截面轴力和屈服轴力，Mx、Mpx、My、Mpy分为别为柱截面强轴方向的弯矩和全塑性纯弯强度，β、γ为塑性中和轴位置参数，如图4所示，其中假定t/B≈0(t为箱型柱厚度)，则可将箱形截面简化为面积集中于边线上的简化计算模型，边线的细虚线、实线分别代表应力达屈服强度的受拉、受压区域。
当取45°方向(特殊)假定后，有β＝γ，带入上式消去β、γ后将Mx、My合成后45°压弯全塑性强度与轴压力的关系式：
作出曲线如图5所示(M对应图5两条曲线中的Mx与Mcp45°)，当标准轴压比大于0.38时，双向45°压弯全塑性强度将大于单向压弯全塑性强度。同时，在本发明的标准轴压比范围内，单向压弯全塑性强度在大部分情况下是双向45°压弯全塑性强度偏安全的估计，且两者差距不大。因此，当箱型柱正交方向梁效应一致时，柱的双向压弯全塑性强度可采用单向压弯全塑性强度代替。
当考虑任意角度受弯，即柱正交方向梁效应不一致时，采用先数值计算再曲线拟合的方式得出近似公式如下：
其中Mcpx、Mcpy分别为单向压弯全塑性强度，τ为一仅与标准轴压比有关的参数，作出其无量纲化双向压弯相关曲线/>后如图6所示。在研究轴压比内，角度一定时随轴压比增大，相关曲线越饱满，即双向压弯全塑性强度与单向压弯全塑性强度之比越大；在45°方向上随轴压比增大其压弯全截面塑性强度变化最大。
综上所述，在任意方向上柱绕主轴的压弯全塑性强度均小于绕其他轴，故利用箱型截面的单向压弯全塑性强度代替双向压弯全塑性强度以考虑柱的双向受力状态，是偏安全估计。
对于梁效应，由于实际的双向地震动主、次方向的地震波幅值、相位等均不一致，两个正交方向的梁同时达到其时程中最大梁效应的概率很小(本发明默认双向地震作用的主、次波延框架的两个主轴方向)。如图7所示，黑色散点为双向地震时程中的实际梁效应，两正交方向钢梁的全塑性强度构成黑色方框(即公式所认为的梁效应包络线)，其与横纵轴的交点即为现行规范单向公式中的梁效应。若在双向公式中考虑实际正交梁效应的时程差异问题，不同地震波、不同框架结构形式将得出不同的正交梁效应最不利组合，无法总结出确定性规律。所以，为便于应用，本发明双向公式将以柱同时受到正交梁的全塑性强度(即黑色方框的角点)为基础。因此，双向公式中的梁效应取为下式：
其中分别为为空间梁柱节点交汇处x、y平面钢梁(未加强)的全塑性弯矩。
3)确定双向COF取值。设计并计算多个双向COF的参数框架，提取多组(如二十组)天然波作用下框架中所有重要截面的损伤指标D——地震时程中的最大(压)应变εmax与屈服应变εy的比值，根据提出的评价指标P1、P2，统计出具足够概率和平均意义上实现目标等级的“强柱弱梁”屈服机制的参数框架。
4)其中，形成的多个不同双向COF值的参数框架应满足小震组合验算的验算，在统一各框架双向COF时通过增加柱壁厚和随层高增大重要梁柱节点所属梁的强度后，参数框架仍然是满足小震组合设计的。同时也符合实际工程中梁高度由跨度决定原则，因此选择调整梁强度而不是截面尺寸来统一双向COF值。
5)考虑了现规范忽略的四个关键因素，对于关键因素1，采用体系分析区别于现有规范的基于理想梁柱子结构模型，将现规范基于平面框架的设计方法推进到空间框架层面；对于关键因素2，采用大震弹塑性时程分析方法区别于现有规范的对柱轴压力时变效应考量的不足；对于考虑关键因素3，考虑参数框架的楼板效应，①楼板平面内作用：因楼板无开洞，故认为平面内刚度无穷大，依旧采用刚性楼板假定。②楼板平面外作用：采用组合梁纤维截面考虑楼板对梁刚度和强度的放大，忽略钢梁与混凝土板间的滑移。③不计楼板对柱抗力的影响；对于关键因素4，计算模型中钢材采用双线性随动硬化本构考虑现规范中忽略的钢材第二刚度和应变硬化，并假定不考虑材料超强、实际梁柱构件存在的尺寸偏差等随机性因素影响。
经简化后，本发明提出的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，包括以下步骤：
步骤1：设计出初始框架；
在本发明的其中一些实施例中，所述的初始框架为运用常规设计软件设计的满足小震组合下结构第一阶段的验算的框架。
步骤2：根据初始框架的反应谱CQC法计算结果按设计(标准)轴压比定义重要梁柱节点和重要截面；重要梁柱节点为初始框架在反应谱CQC法计算后设计轴压比不满足现规范强柱弱梁验算的节点，在本发明的其中一些实施例中，即设计轴压比(采用屈服强度设计值计算得到的轴压比)小于0.4，标准轴压比(采用屈服强度标准值计算得到的轴压比)小于0.35。重要截面为重要梁柱节点的所有上下柱端截面，标准轴压比的计算公式为：
式中
μp——标准轴压比
N——常遇地震组合下的柱轴压力(在本发明的其中一些实施例中，统一取梁柱节点处下柱段的轴压力)
Np——空间梁柱节点交汇处箱型柱截面的屈服轴力
步骤3：统一重要梁柱节点双向COF值，手段为固定重要梁柱节点中柱厚度，随层高增大重要梁柱节点梁强度，利用柱抗力和梁效应/>反算出各节点双向COF值。各层边、角柱与中柱截面保持一致；
其中双向COF值与柱抗力和梁效应的关系式为：
对于等截面梁：
对于端板翼缘变截面梁：
式中
Mpx——空间梁柱节点交汇处箱型柱截面绕主轴(单向)的全塑性弯矩
——分别为空间梁柱节点交汇处x、y平面未加强的钢梁的全塑性弯矩
Mvy、Mvx——分别为梁端x、y平面塑性铰转移所产生的附加弯矩
COF——对应于本发明双向公式的双向强柱系数(Column Overdesign Factor)。
考虑双向地震作用的柱抗力项中经讨论截面不同塑性中和轴位置的情况后，认为在本发明考虑的设计(标准)轴压比内取绕主轴的单向压弯全塑性强度Mpx为保守值。以柱同时受到正交梁的全塑性强度为基础，双向公式中的梁效应取为梁绕主轴的全塑性弯矩的平方和开方。
步骤4：确定实现“强柱弱梁”的程度，参考2022年发布的《建筑结构抗震性能化设计标准》中的C、D等级，本发明称为C、D等级“强柱弱梁”，提出两个可量化的评价指标P1、P2，其公式为：
对于C等级“强柱弱梁”：
对于D等级“强柱弱梁”：
式中
L4％、L5％、L6％——分别为重要截面中损伤等级为L4、L5、L6的占比，损伤等级划分参考性能化标准，评价标准流程见图1。
其中，《建筑结构抗震性能化设计标准》中规定C等级框架在大震下需满足：柱构件损伤等级在L3-L4范围以内，其中部分柱构件损伤等级为L4；D等级框架在大震下需满足：柱构件损伤等级在L4-L5范围以内，其中部分柱构件损伤等级为L5。
本发明取C、D等级为参数框架的性能目标，将其在大震中的规定对应为本发明“强柱弱梁”实现程度的两个等级，并将标准中的规定量化为
分别表示重要截面需满足1)：损伤等级为L4的占比不超过30％(即认为只有部分柱构件损伤等级为L4，其余大部分柱构件损伤等级为L3或以下，2)：损伤等级为L5及以上不超过5％
同理，分别表示重要截面需满足1)：损伤等级为L5的占比不超过30％，2)：损伤等级为L6的占比不超过5％。
步骤5：统计选取二十组天然波的弹塑性时程分析后框架的损伤指标D，结合本发明评价标准得出符合目标屈服机制的参数框架，若满足，则认为框架在本发明评价标准内能实现目标“强柱弱梁”屈服机制；若不满足，则说明所设计的框架在双向地震作用下无法实现符合本发明评价标准的“强柱弱梁”屈服机制，需要返回步骤3通过增大双向COF值重新设计框架。损伤指标D计算公式为：
式中
εmax——重要截面的最大(压)应变
εy——重要截面的屈服应变
本步骤中，所述的“强柱弱梁”程度以实现D等级为例：框架在多组天然波下或的均值加一倍标准差(μ+σ)不大于1，便代表该框架具有足够的概率实现D等级“强柱弱梁”屈服机制；若仅均值(μ)不大于1，便代表该框架可在平均意义上实现D等级“强柱弱梁”屈服机制；若评价指标的统计值均大于1，便代表该框架不满足本文的“强柱弱梁”要求；实现C等级时，框架在多组天然波下/>或/>的均值加一倍标准差(μ+σ)不大于1，便代表该框架具有足够的概率实现C等级“强柱弱梁”屈服机制；若仅均值(μ)不大于1，便代表该框架可在平均意义上实现C等级“强柱弱梁”屈服机制；若评价指标的统计值均大于1，便代表该框架不满足本文的“强柱弱梁”要求。
在本发明的其中一些实施例中，给出的表1为按照步骤3设计出的多个参数的九层框架，初始框架结构布置图见图8，在双向地震作用下，实施表1中对应的参数框架当双向COF为0.9、0.95、1.0、1.05时(对应规范公式的强柱系数η为1.27、1.34、1.41、1.48时)，参数框架满足本发明评价标准下不同程度的“强柱弱梁”屈服机制，统计结果如图9、10所示。具体表现为，双向COF＝0.85及以下的参数框架不满足本文的“强柱弱梁”要求，双向COF＝0.9及以上的参数框架可在平均意义上实现D等级“强柱弱梁”屈服机制，双向COF＝0.95及以上的参数框架可在平均意义上实现C等级“强柱弱梁”屈服机制，双向COF＝1.0及以上的参数框架具有足够的概率实现D等级“强柱弱梁”屈服机制，双向COF＝1.05及以上的参数框架具有足够的概率实现C等级“强柱弱梁”屈服机制，且说明现规范公式中强柱系数有待提高。
表1框架参数表
注：主要周期为第一二阶、第三阶周期，tc为柱厚度，fyb为各层梁强度。
本发明前述实施例提供的设计方法的应用需要满足以下要求：1)本设计方法适用于框架在常遇地震组合下设计轴压比为0.4-0.6的情况(对应的标准轴压比为0.35-0.55)；2)忽略楼板对框架柱的挤压作用；3)忽略钢材超强和实际梁柱构件存在的尺寸偏差等随机性因素；4)参数框架中各层边、角柱同中柱一致；5)认为每个框架的变量仅在于“强柱弱梁”控制的严格程度(即双向COF值)，通过评价不同双向COF框架在大震下的抗震性能及构件的受力情况，即可评价该双向COF值的合适程度。
对所公开的实施例的上述说明，使本领域专业技术人员能够实现或使用本发明。对这些实施例的多种修改对本领域的专业技术人员来说将是显而易见的，本文中所定义的一般原理可以在不脱离本发明的精神或范围的情况下，在其他实施例中实现。因此，本发明将不会被限制于本文所示的这些实施例，而是要符合与本文所公开的原理和新颖特点相一致的最宽的范围。

Claims (10)

1.双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，包括以下步骤：
步骤1：设计出初始框架；
步骤2：根据初始框架的反应谱CQC法计算结果按设计轴压比定义重要梁柱节点和重要截面，重要梁柱节点为初始框架在反应谱CQC法计算后设计轴压比不满足现规范强柱弱梁验算的节点，重要截面为重要梁柱节点的所有上下柱端截面；
步骤3：统一重要梁柱节点双向COF值，手段为固定重要梁柱节点中柱厚度，随层高增大重要梁柱节点梁强度，利用柱抗力和梁效应/>反算出各节点双向COF值；各层边、角柱与中柱截面保持一致；
步骤4：确定实现“强柱弱梁”的程度，参考性能化标准C、D等级，提出两个可量化的评价指标P1、P2：
步骤5：统计选取多组的天然波的弹塑性时程分析后框架的损伤指标D，结合评价标准得出符合目标屈服机制的参数框架，若满足，则认为框架能实现目标“强柱弱梁”屈服机制；若不满足，则说明所设计的框架在双向地震作用下无法实现符合评价标准的“强柱弱梁”屈服机制，需要返回步骤3通过增大双向COF值重新设计框架。
2.根据权利要求1所述的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，步骤1中，所述的初始框架为满足小震组合下结构第一阶段的验算的框架。
3.根据权利要求1所述的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，步骤2中，所述的重要梁柱节点为初始框架在反应谱CQC法计算后标准轴压比大于0.35的节点。
4.根据权利要求3所述的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，所述的标准轴压比μp计算公式为：
式中，N为常遇地震组合下的柱轴压力，Np为空间梁柱节点交汇处箱型柱截面的屈服轴力。
5.根据权利要求1所述的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，步骤3中，所述的双向COF值与柱抗力和梁效应的关系式为：
对于等截面梁：
对于端板翼缘变截面梁：
其中N为常遇地震组合下的柱轴压力，Np、Mpx分别为空间梁柱节点交汇处箱型柱截面的屈服轴力和绕主轴的全塑性弯矩，Mvx，/>Mvy分别为空间梁柱节点交汇处x、y平面钢梁的全塑性弯矩和塑性铰转移所产生的附加弯矩，COF为对应于双向公式的双向强柱系数，上述两式中均定义左式为柱抗力/>右式为梁效应/>
6.根据权利要求5所述的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，设计轴压比或标准轴压比内取绕主轴的单向压弯全塑性强度Mpx为保守值，以柱同时受到正交梁的全塑性强度为基础，双向公式中的梁效应取为梁绕主轴的全塑性弯矩的平方和开方。
7.根据权利要求1所述的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，步骤4中，所述的性能化标准C、D等级为2022年发布的《建筑结构抗震性能化设计标准》对应要求的C、D等级，定义C、D等级为“强柱弱梁”；
所述的评价指标P1、P2，其公式为：
对于C等级“强柱弱梁”：
对于D等级“强柱弱梁”：
其中L4％、L5％、L6％分别为重要截面中损伤等级为L4、L5、L6的占比， 分别表示重要截面需满足1)：损伤等级为L4的占比不超过30％；2)：损伤等级为L5及以上不超过5％，分别表示重要截面需满足1)：损伤等级为L5的占比不超过30％，2)：损伤等级为L6的占比不超过5％。
8.根据权利要求7所述的考虑双向地震作用的钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计、方法，其特征在于，步骤4中，所述的“强柱弱梁”程度以实现D等级为例：框架在多组天然波下或/>的均值加一倍标准差(μ+σ)不大于1，便代表该框架具有足够的概率实现D等级“强柱弱梁”屈服机制；若仅均值(μ)不大于1，便代表该框架可在平均意义上实现D等级“强柱弱梁”屈服机制；若评价指标的统计值均大于1，便代表该框架不满足“强柱弱梁”要求。
9.根据权利要求1所述的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，步骤5中，所述的损伤指标D为所有重要截面在地震时程中的最大(压)应变εmax与屈服应变εy的比值，公式为：
10.根据权利要求1-9所述的双向地震作用下钢框架梁-箱型柱“强柱弱梁”设计方法，其特征在于，所述设计方法的应用需要满足以下要求：1)本设计方法适用于框架在常遇地震组合下设计轴压比为0.4-0.6的情况，对应的标准轴压比为0.35-0.55)；2)忽略楼板对框架柱的挤压作用；3)忽略钢材超强和实际梁柱构件存在的尺寸偏差等随机性因素；4)参数框架中各层边、角柱同中柱一致；5)认为每个框架的变量仅在于“强柱弱梁”控制的严格程度，通过评价不同双向COF框架在大震下的抗震性能及构件的受力情况，即可评价该双向COF值的合适程度。
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