框筒结构是由外围密柱深梁、楼板和内部少量柱形成的筒体结构，由美国工程师Fazlur Khan于20世纪60年代中期提出，多用于建造40～100层建筑。由于其深梁密柱的特性，筒体犹如空间薄壁构件，楼板好似竹筒的节膜，用来保证筒体的整体性能^[1]。筒体结构具有较大的刚度与承载力，建筑布置灵活，以及抗侧力刚度大和经济指标好等优点，应用较为广泛^[2]。但是，为了保证结构较好的空间受力性能，钢框筒结构外围框架的柱距很小(约3～4m)且裙梁的截面高度较大(约0.6～1.2m)，导致裙梁的跨高比较小，因而限制了梁端塑性铰的发展，使结构的地震耗能能力较差且延性较低，不利于结构抗震。根据我国现行《建筑抗震设计规范》(GB50011—2010)(简称抗规)^[3]中要求的“两阶段、三水准”设计准则，在抗规要求的基础上进行设计的结构能够保证在大震作用时具有一定的安全储备，不至于房屋倒塌影响生命安全，但是会导致关键抗侧力构件损坏，可能致使大量建筑震后重建以及用户迁出，结构震后修复难度较大且造成较大的经济损失。

　　 耗能梁段也称“保险丝”，Roeder和Popov^[4]最早在偏心支撑文献中提出耗能梁段的概念，结构通过耗能梁段处的塑性变形耗散地震能量，来保证主体结构的安全，其中剪切型耗能梁段具有良好的塑性变形能力和稳定的耗能能力，且性能明显优于弯曲型耗能梁段^[5]。近年来，国内外对耗能梁段的研究较多，但主要应用于偏心支撑框架和联肢墙结构中^[6,7]。

　　 针对传统钢框筒结构地震耗能较差和震后修复能力的不足，结合可更换剪切型耗能梁段优良的塑性耗能和震后易修复能力、钢框筒结构抗侧刚度大、高强钢强度高、节约材料的优点，提出剪切型耗能梁段-高强钢框筒结构(HSS-FTS)，如图1所示。目前，我国在建筑结构中对于高强钢(屈服强度≥460MPa)的应用相对较少，原因在于高强钢一般难以满足抗规中对抗震设防区结构用钢屈强比不大于0.85且伸长率不小于20%要求。抗规中该条文的目的在于为了保证结构在大震作用下具有足够的延性和安全储备，防止结构倒塌。而在HSS-FTS中，采用高强钢并没有违背抗规的初衷，结构在裙梁中部设置采用屈服点较低、变形能力较好钢材的可更换剪切型耗能梁段，使结构在大震下利用剪切型耗能梁段良好的塑性变形能力耗散地震能量，裙梁和柱仍保持弹性或部分发展塑性，因此无需对梁柱构件的钢材提出过高的塑性变形能力要求。另外，由于构件截面较大，钢框筒结构中的裙梁和柱稳定问题不突出，可以采用高强度钢材，并且与采用普通钢材的梁、柱构件相比，在截面尺寸相同即不增加用钢量的前提下，由于高强钢强度高，因此采用高强钢可明显提高结构的屈服承载力和极限承载力，提高结构弹性变形能力，有利于减小结构震后残余变形。

　　 就笔者查到的文献，目前仅Dolatshahi教授^[8]对带剪切型耗能梁段钢框架结构抗震性能进行了研究，其中的耗能梁段、梁和柱均采用的是普通钢材，文献[8]通过有限元对单层单跨结构在单调荷载和往复荷载下的性能进行了研究，而国内尚未发现相关研究资料。

　　 在大震作用下，HSS-FTS主要通过腹板框架裙梁跨中耗能梁段处的塑性变形耗散地震能量，因此耗能梁段的性能影响着结构的抗震性能。因此，本文采用有限元分析软件ABAQUS建立HSS-FTS子结构有限元模型并对其进行滞回分析，并以耗能梁段长度、腹板加劲肋间距、翼缘宽厚比及腹板高厚比为参数，研究其对结构滞回性能的影响规律。最后，基于分析结果给出相关的设计建议。

　　 为了研究HSS-FTS的受力性能，首先依据我国抗规、《高层民用建筑钢结构技术规程》(JGJ 99—2015)^[9](简称高钢规)设计HSS-FTS原型结构。该原型结构为30层办公楼，抗震设防烈度为8度，设计地震基本加速度为0.2g，设计地震分组为第一组，建筑场地类别为Ⅱ类，场地特征周期为0.35s。选取文献[10]中HSS-FTS耗能梁段的布置方式布置耗能梁段(6～25层布置耗能梁段)，原型结构平面布置参见文献[11]，立面布置如图2所示。结构平面尺寸为27m×27m，翼缘框架与腹板框架均为9跨，层高均为3.3m，楼板采用C40混凝土，厚190mm，耗能梁段构件采用Q235钢，其余构件采用Q460钢，角柱及内柱采用箱形截面，其余构件采用焊接H型截面。楼面及屋面恒载均取8.0kN/m²(包含楼板自重)，活载取2.0kN/m²，雪荷载取0.3kN/m²，基本风压取0.35kN/m²，地面粗糙类别为C类。原型结构各构件的截面尺寸如表1所示。

　　 选取原型结构中第15层中间跨作为本文分析的子结构，柱上下各取一半(反弯点)，如图3所示。所选子结构总高3 300mm，柱间跨度3 000mm。耗能梁段与裙梁采用高强螺栓端板连接，耗能梁段和端板采用Q235钢，螺栓为10.9级M30高强螺栓，其余构件均采用Q460钢，各构件均采用焊接工字形钢截面。所选子结构构件截面尺寸如表2所示。

　　 采用有限元软件ABAQUS建立所选子结构的有限元模型并作为Base模型。各构件均采用C3D8R八节点六面体线性减缩积分单元进行模拟。因该结构在受力过程中耗能梁段产生较大塑性变形，此处需用较细的网格来保证结果的精度，故对耗能梁段处网格进行加密划分。模型的网格划分见图4。

　　 模型的本构关系采用考虑包辛格效应的双线性随动强化模型，钢材的弹性模量E为2.06×10⁵MPa，泊松比ν为0.3，切线模量E_t=0.01E，钢材屈服强度采用名义值。端板连接选用的10.9级高强螺栓，其中屈服强度f_y=940MPa，抗拉强度f_u=1 050MPa。模型中的柱底部为反弯点，因此模型柱底支座处的边界条件为铰接，考虑到楼板的侧向支撑作用，约束了模型裙梁上下翼缘的平面外自由度。另外，模型考虑结构P-Δ效应的影响。

　　 在模型各柱顶处分别施加由结构上部传递的竖向荷载2 040kN。将模型各柱顶的平动自由度分别耦合至相应柱顶参考点以便于施加竖向荷载及水平位移。在柱顶处参考点施加水平位移以进行循环加载，由于实际结构中楼板可以传递轴力作用，因此在模型两个柱顶同步施加相同的水平位移。根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—2015)^[12]的要求，按照±Δ_y/4，±Δ_y/2，±3Δ_y/4，±Δ_y，±2Δ_y，±3Δ_y，±4Δ_y…的方式进行循环加载，模型屈服之前，每级位移循环加载一次，屈服后每级位移循环加载三次，如图5所示。当模型出现以下情况之一即可认为破坏:1)柱顶位移达到H/20(即165mm，其中H为层高);2)承载力下降到峰值承载力的85%;3)模型形成塑性倒塌机构。

　　 为了保证本文所用有限元模型的正确性，采用文献[13]中的带有耗能梁段钢框架子结构拟静力试件的有限元模型。该试验试件为1∶2缩尺单层单跨平面试件，跨度1.5m，柱高0.8m，耗能梁段长度300mm。试验框架的横梁和耗能梁段采用ST37钢(对应国内Q235钢)，柱采用ST52钢(对应国内Q345钢)，试验试件及有限元模型见图6。图6中RBS含义为削弱截面梁(Reduced Beam Section,RBS),IPE300为欧洲钢结构设计标准中规定的H型钢类型，其截面尺寸为300×150×7.1×10.7。有限元模型中的钢材性能参数采用文献[13]中的实测值。

　　 采用文献[13]中的循环加载制度对有限元模型进行分析，施加荷载时以推为正向，以拉为负向。所得滞回曲线、骨架曲线与试验曲线的比较如图7所示，破坏模式对比如图8所示。由图可知:有限元模型与试验试件的破坏模式非常接近，有限元计算得到的滞回曲线、骨架曲线与试验曲线变化趋势一致，且比较接近。有限元模型正、负向的屈服承载力P_y分别为321.3kN和339.5kN，与试验结果320.8kN和340.8kN比较接近，误差分别为0.2%和0.4%。有限元模型正、负向的最大承载力分别为482.9,516.2kN，而试验试件的正、负向最大承载力分别为468.30,493.17kN，误差分别为3.12%和4.67%。总体来说，有限元分析结果与试验值的误差在5%之内，且曲线变化趋势一致，因此本文所用有限元模型具有足够的精度，可用于本文的分析。

　　 以Base模型为基础，分别以耗能梁段长度、腹板加劲肋间距、翼缘外伸宽厚比、腹板高厚比为参数，采用ABAQUS软件建立了4个系列模型，如表3所示，B系列模型设置为6个。A,C,D系列模型设置为5个。其中e表示耗能梁段长度;α为耗能梁段的塑性抗弯承载力M_p和塑性抗剪承载力V_p的比值(即α=M_p/V_p);l为加劲肋间距;t_h为耗能梁段翼缘外伸板件厚度，w/t_h为耗能梁段翼缘外伸宽厚比;t_w,h₀分别为耗能梁段腹板厚度和高度;A_w为耗能梁段腹板面积。

　　 对模型进行滞回分析，所得曲线如图9～12所示。由图可知，各模型的滞回曲线均饱满、稳定、无捏拢，表现出良好的耗能能力。在侧移角达到5%破坏值之前，大部分模型均能完成5Δ_y的位移循环，个别模型由于耗能梁段腹板变形过大，仅能完成4Δ_y的位移循环。以下将对该计算结果进行分析，以研究不同参数对结构承载力、刚度退化、延性和耗能的影响规律。

　　 各系列模型的骨架曲线如图13所示。由图可知，各系列中相应模型的骨架曲线变化趋势基本一致，且随着水平位移的增大，各模型的承载力大致呈上升趋势，说明各模型屈服后均具有足够的承载能力和安全储备。表4为各模型的屈服承载力和极限承载力。由表可知，A系列模型中，模型承载力随着耗能梁段长度的增大逐渐下降，其中模型A5的极限承载力比模型A1的极限承载力下降了30%，说明改变耗能梁段长度对结构承载力影响效果显著;在B系列模型中，各模型间的屈服承载力以及极限承载力相差不大，屈服承载力的最大值与最小值相差2%，而极限承载力为6%，说明改变耗能梁段腹板加劲肋间距对结构承载力影响不显著;在C系列模型中，模型承载力随耗能梁段翼缘外伸宽厚比的减小而增大，其中模型C5比模型C1的极限承载力增大了17%，说明耗能梁段外伸翼缘宽厚比越小，结构承载力越高;在D系列模型中，各模型的屈服承载力和极限承载力均随耗能梁段腹板高厚比的减小呈增大趋势，其中模型D5的屈服承载力和极限承载力比模型D1的分别提高1.8倍和1.6倍，说明耗能梁段腹板高厚比越小，结构承载力显著提高。

　　 本文采用割线刚度K_i来表征结构的刚度退化特性，K_i采用下式计算:

　　 式中P_i，Δ_i分别为第i级加载级的峰值点荷载和位移。

　　 图14为由式(1)得到的模型刚度退化曲线。由图14可知，A系列模型中，除模型A1的初始刚度相对较大外，其余模型初始刚度相差不大，模型A1的初始刚度比模型A5的高13%，说明耗能梁段越短，结构初始刚度越大，模型A1～A5的刚度退化率逐渐减小，说明耗能梁段越长，结构刚度退化程度逐渐减小;在B系列模型中，模型的初始刚度以及刚度退化曲线相差很小，说明改变耗能梁段腹板加劲肋间距对结构刚度影响不大;在C系列模型中，耗能梁段翼缘外伸宽厚比越小，模型初始弹性刚度越大，但相差不大，模型C1～C5的刚度退化幅度基本相同，说明改变耗能梁段外伸翼缘宽厚比对结构的初始刚度和刚度退化影响不大;在D系列模型中，耗能梁段腹板高厚比越小，各模型的初始刚度越大，但刚度退化程度相差不大，其中模型D5的初始刚度比D1的高2.5倍。

　　 延性是指结构或构件破坏之前，在其承载力无显著降低的条件下经受非弹性变形的能力。本文采用延性系数μ来表征，计算公式如下:

　　 式中Δ_y，Δ_u分别为结构的屈服位移和极限位移。

　　 表5为各模型的屈服位移Δ_y、极限位移Δ_u和延性系数μ。由表可知:除个别模型外，大部分模型的延性系数大于4，表明结构具有足够的变形能力;在A系列模型中，模型的屈服位移随耗能梁段长度的增加而增大，而延性系数呈先增大后减小的趋势，其中模型A2比模型A5的延性系数高31%;在B系列模型中，模型的屈服位移相差不大，延性系数随耗能梁段腹板加劲肋间距的增大大致呈先增大后减小的趋势，其中模型B2比模型B6的延性系数高42%;在C系列模型和D系列模型中，模型的屈服位移随耗能梁段翼缘外伸宽厚比或腹板高厚比的减小而增大，但延性系数相差不大，最大值比最小值仅高8%。

　　 当模型破坏时，所有模型的耗能梁段均充分发展塑性，而梁、柱构件由于采用高强钢，仍处于弹性状态，因此各模型均通过耗能梁段的塑性变形进行耗能，图15为各模型耗散能量的对比。由图可知:在A系列模型中，模型耗散的能量随耗能梁段长度的增加逐渐减少，其中模型A1耗散的能量是模型A5的1.9倍，这是由于在模型发生破坏前，短耗能梁段的模型比长耗能梁段的模型能够完成更多的位移循环，另外，相比于模型A1～A3，模型A4耗散的能量明显减小，说明当耗能梁段长度增加到一定程度后，结构的耗能能力明显下降;在B系列模型中，模型B1～B3耗散能量相差不大，且模型B4～B6所耗散能量也相差不大，变化幅度均不超过5%，说明改变耗能梁段腹板加劲肋间距对结构耗能能力影响不大;在C系列模型中，模型耗散的能量随耗能梁段翼缘外伸宽厚比的减小而增大，其中模型C5耗散的能量比模型C1增大了约30%，因此改变耗能梁段外伸翼缘宽厚比对结构耗能能力影响较显著;在D系列模型中，模型耗散的能量随耗能梁段腹板高厚比越小显著提高，其中模型D5耗散的能量比模型D1的高50%。

　　 综上，基于本文的分析结果，综合考虑结构的承载力、刚度、延性和耗能能力，建议耗能梁段长度在(0.60～0.87)M_p/V_p范围内取值;耗能梁段腹板加劲肋间距满足规范要求时，即可保证结构具有足够的承载力和耗能能力;建议耗能梁段翼缘宽厚比宜在4.7～6.7的范围内取值;建议耗能梁段的腹板高厚比宜在21.6～30.2的范围内取值。

　　 本文建立了剪切型耗能梁段-高强钢组合钢框筒结构子结构的有限元模型，分别以耗能梁段长度、腹板加劲肋间距、翼缘宽厚比、腹板高厚比为参数，对有限元模型进行了非线性滞回分析，得出如下结论:

　　 (1)该结构的滞回曲线饱满、稳定，说明其具有稳定的耗能能力，且当结构破坏时，耗能梁段可以充分发展塑性，而梁、柱构件由于采用高强钢，仍处于弹性状态。

　　 (2)改变耗能梁段的长度对结构的滞回性能影响较为显著，随着耗能梁段长度的增大，结构的初始刚度、屈服位移、极限承载力和耗能能力均逐渐减小，延性系数先增大后减小，基于本文的分析结果，建议耗能梁段长度在(0.60～0.87)M_p/V_p范围内取值。

　　 (3)改变耗能梁段腹板加劲肋间距对结构的滞回性能影响不大，包括承载力、刚度、延性和耗能能力，因此当耗能梁段加劲肋间距满足规范要求时，可以保证结构具有良好的滞回性能。

　　 (4)改变耗能梁段翼缘外伸宽厚比对结构的刚度、延性影响不大，结构的承载力和耗能能力随耗能梁段翼缘外伸宽厚比的减小而增大，基于本文分析结果，建议耗能梁段翼缘宽厚比在4.7～6.7的范围内取值。

　　 (5)耗能梁段腹板高厚比越小，结构的承载力、刚度和耗能能力影响显著提高，但延性先增大后减小，基于本文分析结果，建议耗能梁段腹板高厚比在在21.6～30.2的范围内取值。