高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)體系抗震性能分析
史慶軒， 任 浩， 王 斌， 李 通
（西安建筑科技大學土木工程學院，西安710055）
[摘要] 采用SAP2000對不同斜柱角度的高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型進行了彈性分析和靜力彈塑性分析。探討了斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的發(fā)展過程；總結(jié)了斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展過程及構(gòu)件屈服順序，明確了斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的屈服路徑；分析了主環(huán)梁跨高比對斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)剛度和塑性發(fā)展過程的影響，以及斜柱的受壓性能對斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)延性的影響。結(jié)果表明：高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性較差，結(jié)構(gòu)的剛度和承載力退化不明顯；提高斜柱截面的受壓性能能夠明顯改善結(jié)構(gòu)的延性；主環(huán)梁跨高比對斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的剛度發(fā)展過程影響很小。
0 引言
高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)體系是一種新型高效的結(jié)構(gòu)體系，目前該類型結(jié)構(gòu)體系已在國內(nèi)外有多例成功實踐。隨著建筑結(jié)構(gòu)高度的不斷增加，水平荷載作用下結(jié)構(gòu)的側(cè)向位移限制就越難滿足，結(jié)構(gòu)的側(cè)向剛度成為影響高層結(jié)構(gòu)的主要因素。高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)體系具有強大的抗側(cè)剛度。然而斜交網(wǎng)格筒作為該體系的重要受力組成部分，受力機制尚不明確。作為一種新型結(jié)構(gòu)體系，與常規(guī)結(jié)構(gòu)體系相比，外筒結(jié)構(gòu)形式、受力機理、傳力路徑等存在明顯差異。分析高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)體系在地震作用下各類構(gòu)件的屈服順序，明確體系側(cè)向剛度和塑性耗能的關鍵構(gòu)件，掌握體系的抗震性能，是確保高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)體系的抗震設防及對其進行合理抗震設計的前提。
在我國，高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)多作為城市的標志性建筑，并且多處在抗震設防烈度較低的區(qū)域，體系的抗震性能是結(jié)構(gòu)設計的關鍵。目前該新型結(jié)構(gòu)體系既沒有經(jīng)受過大震檢驗，也沒有豐富的工程經(jīng)驗，國內(nèi)外對其抗震性能的研究比較少，在高烈度區(qū)域是否可以采用高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)體系還缺乏成熟的理論研究和足夠的工程經(jīng)驗。該結(jié)構(gòu)體系的工程實踐超前于理論研究。深入了解該體系的抗震性能是對其進行抗震設計的關鍵。
本文針對不同斜柱角度的高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型進行了彈性分析和靜力彈塑性分析，基于結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展過程、構(gòu)件屈服順序、網(wǎng)格筒屈服路徑以及網(wǎng)格筒剛度發(fā)展特點的研究，闡述了高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)體系的抗震性能。分析了主環(huán)梁跨高比對斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的剛度和塑性發(fā)展過程的影響。為高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的深入研究和工程設計提供參考。
1 結(jié)構(gòu)線性分析
1.1結(jié)構(gòu)模型參數(shù)和線性分析參數(shù)
目前國內(nèi)外已有多個斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)工程實例，本文參考國內(nèi)外已有工程實例，利用SAP2000建立不同斜柱角度的高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型。所有模型層高均為4m，共32層，結(jié)構(gòu)平面尺寸為36m×36m；各模型主環(huán)梁跨數(shù)均為6跨。斜柱和斜柱均采用剛性連接；斜柱和環(huán)梁均采用剛性連接。斜交網(wǎng)格筒的斜柱均采用圓鋼管，并且以子模塊為單位調(diào)整截面尺寸，材料采用Q345。環(huán)梁均采用工字型鋼400×300×10×16。在用鋼量相等的原則下建立不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型，各模型立面如圖1所示。各模型均滿足強度和穩(wěn)定性要求。各模型主要構(gòu)件截面參數(shù)見表1。
假定樓板平面內(nèi)剛度無限大。根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》( GB 50009-2012)及《建筑抗震設計規(guī)范》( GB 50011-2010)[10]（簡稱抗規(guī)）計算豎向荷載、水平風荷載與地震作用的組合效應：1.0恒載+0.5活載+1.3地震作用+0.2×1.4風荷載。其中地震作用參照抗規(guī)規(guī)定的8度、第1組、Ⅱ類場地，設計基本地震加速度值為0. 20g，特征周期為0.35s，采用振型分解反應譜法進行計算。8度多遇水平地震影響系數(shù)最大值取0. 16。采用SAP2000結(jié)構(gòu)分析軟件進行多遇地震作用和風荷載作用組合下的彈性分析。由模態(tài)分析得出結(jié)構(gòu)的基本性能參數(shù)。模態(tài)分析時，結(jié)構(gòu)樓層質(zhì)量源按抗規(guī)的規(guī)定，自重、附加恒荷載的分項系數(shù)為1.0，活荷載的分項系數(shù)為0.5。按B類地面粗糙度，基本風壓取0.45kN/m2。
1.2結(jié)構(gòu)線性分析結(jié)果
不同斜柱角度斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型的前6階振型的自振周期如表2所示。隨著斜柱角度的增大，斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的第一周期逐漸增大，說明在一定范圍內(nèi)斜柱的角度越大結(jié)構(gòu)的剛度越小。
不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型在風荷載作用下的頂點側(cè)移見表3。風荷載作用下結(jié)構(gòu)的最大層間位移角約為1/1 000，滿足抗規(guī)規(guī)定的彈性層間位移角限值。
在上述荷載組合（1.0恒載+0.5活載+1.3地震作用+0.2×1.4風荷載）下，不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型的樓層側(cè)移曲線如圖2所示，從圖2中可以看出，結(jié)構(gòu)頂點側(cè)移隨斜柱角度的增大而增大，說明在一定的斜柱角度范圍內(nèi)隨著斜柱角度的增大，結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度逐漸減小。
在上述荷載組合（1.0恒載+0.5活載+1.3地震作用+0.2×1.4風荷載）下，不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型的層間位移角分布如圖3所示。從圖3中可以看出，斜柱角度越大，結(jié)構(gòu)層間位移角沿著樓層的分布越離散，相對薄弱的樓層數(shù)目越多；斜柱角度越小時，結(jié)構(gòu)層間位移角沿樓層的分布越均勻，相對薄弱的樓層數(shù)目越少。不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型的最大層間位移角均小于抗規(guī)規(guī)定的彈性層間位移角限值1/250。
圖4為斜柱角度69.44°和75. 96°的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型在前述荷載組合作用下的結(jié)構(gòu)軸力分布圖。斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)在豎向荷載、風荷載以及8度多遇地震共同作用下，結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分布較均勻，斜柱主要以軸力形式來承受豎向和水平方向的荷載，其彎矩和剪力均較小，斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出良好的空間受力性能。
2 結(jié)構(gòu)非線性分析
2.1分析方法
基于SAP2000結(jié)構(gòu)分析軟件對不同斜柱角度的高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型進行Pushover分析。首先，對桿件單元指定剛塑性類型塑性鉸。在本節(jié)的計算模型中，在環(huán)梁單元的兩端指定程序默認的彎矩M3鉸，程序默認的塑性鉸的定義基于FEMA-356。在斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的斜柱單元的中間指定軸力P鉸，根據(jù)FEMA-356的建議，鋼管斜柱定義的塑性鉸屬性以及塑性鉸的相關參數(shù)如圖5所示。
FEMA-356考慮桿件的屈曲失穩(wěn)破壞，桿件的受壓屈曲平臺的長度僅為0.5倍的受壓屈曲變形。所以導致了高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)中斜柱構(gòu)件的軸壓力在超出屈曲荷載值之后，幾乎沒有塑性變形，迅速失去承載力而破壞。水平推覆荷載采用倒三角形分布荷載，進行Pushover分析。由于考慮或者忽略重力荷載將顯著影響Pushover曲線的形狀以及構(gòu)件屈服和失效的順序，為了更合理地研究斜交網(wǎng)格筒的構(gòu)件屈服順序和結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展，根據(jù)結(jié)構(gòu)布置，將結(jié)構(gòu)承受的重力荷載換算為施加在環(huán)梁上的豎向分布荷載。首先，對斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型進行重力荷載作用下的靜力非線性分析，然后再對其進行Pushover分析，研究斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型各構(gòu)件的屈服順序和結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展。
2.2結(jié)構(gòu)剛度發(fā)展過程
不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型的基底剪力．頂點位移曲線如圖6所示，不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型的基底剪力，頂點位移關系曲線反映了結(jié)構(gòu)抗側(cè)承載力的發(fā)展過程。從斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型的基底剪力一頂點位移曲線可以看出，結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度在一定范圍內(nèi)隨著斜柱角度的增大而減小。已有研究認為，影響結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的關鍵因素是斜柱的角度。在一定范圍內(nèi)斜柱角度越大，基底剪力的峰值越小，結(jié)構(gòu)達到極限狀態(tài)時的頂點位移越大。整個Pushover過程可以分為兩個階段，第一階段：從Pushover分析開始一直到結(jié)構(gòu)基底剪力達到峰值，這一階段結(jié)構(gòu)的基底剪力．頂點位移曲線接近于直線，沒有出現(xiàn)明顯的剛度變化和結(jié)構(gòu)屈服特征。說明結(jié)構(gòu)中的抗側(cè)力關鍵構(gòu)件大多保持在彈性階段，結(jié)構(gòu)沒有出現(xiàn)明顯的剛度退化。第二階段：基底剪力達到峰值后，隨著結(jié)構(gòu)頂點位移的繼續(xù)增大，結(jié)構(gòu)的基底剪力突然下降，說明結(jié)構(gòu)中有較多的抗側(cè)力關鍵構(gòu)件產(chǎn)生了塑性變形，甚至退出工作。此后結(jié)構(gòu)失去承載力。從斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的基底剪力．頂點位移曲線可以看出，斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性比較差，從曲線的整體趨勢看，結(jié)構(gòu)的剛度和承載力退化現(xiàn)象不明顯，這對于結(jié)構(gòu)抗震是不利的。不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型的基底剪力．頂點位移曲線的變化過程大致相同，說明改變斜柱角度并不能改善斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性。
基于能力譜與需求譜評價結(jié)果，不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型在8度小震時的樓層側(cè)移曲線和層間位移角分布如圖7所示。從樓層側(cè)移曲線可以看出，結(jié)構(gòu)的頂點位移隨斜柱角度的增大而增大，說明結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度在一定范圍內(nèi)隨斜柱角度的增大而逐漸減小。從層間位移角的分布可以看出，8度小震下不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型最大層間位移角均小于抗規(guī)規(guī)定的彈性層間位移角限值1/250。8度小震下斜柱和環(huán)梁均沒有出現(xiàn)塑性鉸，說明在8度小震下結(jié)構(gòu)各構(gòu)件都處于彈性階段，沒有發(fā)生塑性變形，滿足“小震不壞”的抗震設計要求。
不同斜柱角度的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型，在結(jié)構(gòu)達到極限承載力時的樓層側(cè)移曲線和層間位移角分布如圖8所示，從樓層側(cè)移曲線可以看出，結(jié)構(gòu)的頂點位移隨斜柱角度的增大而增大，說明結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度在一定范圍內(nèi)隨斜柱角度的增大而逐漸減小。從層間位移角的分布圖可以看出，結(jié)構(gòu)達到極限承載力時，斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的最大層間位移角不到1/100，小于抗規(guī)規(guī)定的彈塑性層間位移角限值1/50，說明斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性比較差。一般框筒結(jié)構(gòu)在出現(xiàn)塑性鉸后，在承載力不降低的情況下產(chǎn)生較大的塑性變形，在達到極限承載力之前，最大層間位移角已經(jīng)超過1/50的彈塑性層間位移角限值，能表現(xiàn)出一定的結(jié)構(gòu)延性。
2.3結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展與屈服路徑
斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)具有強大的抗側(cè)剛度，豎向荷載和水平荷載主要由斜向布置的柱子來承擔。斜交網(wǎng)格筒斜柱的失效模式對于整體結(jié)構(gòu)的抗震性能有較大影響。以模型二為例（模型一、模型三和模型四情況與之相同，故省略），基于斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的Pushover分析得出的結(jié)構(gòu)構(gòu)件的屈服順序如圖9(a)所示（本節(jié)展示的腹板立面的塑性鉸發(fā)展圖均以水平力在圖中自左向右作用時的結(jié)構(gòu)腹板立面為例）。隨著水平荷載的增大，腹板立面中自受拉翼緣立面向受壓翼緣立面斜下方布置的斜柱軸向壓力不斷增大，底層靠近受壓翼緣處的角部斜柱首先出現(xiàn)塑性鉸。由于斜交網(wǎng)格筒具有良好的空間作用性能，腹板立面斜柱通過角部相交點將斜柱軸力傳遞到受壓翼緣立面斜柱上，導致受壓翼緣立面底部向外側(cè)斜上方布置的斜柱隨后出現(xiàn)塑性鉸，如圖9(b)所示。斜柱均以軸向受壓屈服為主，彎矩對斜柱塑性的貢獻相對較小�；准袅_到峰值以前，水平環(huán)梁未見屈服。隨著結(jié)構(gòu)頂點位移的進一步增大，腹板靠近受壓翼緣的一側(cè)，斜下方布置的斜柱塑性鉸越來越多。斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)翼緣斜柱的塑性鉸主要出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)底部翼緣立面靠近腹板的兩側(cè)，并且，隨著結(jié)構(gòu)頂點位移的增大，塑性鉸的分布逐漸向上部和中部發(fā)展，最后部分環(huán)梁也相繼出現(xiàn)塑性鉸。隨著斜柱塑性變形的發(fā)展，直到部分斜柱退出工作，結(jié)構(gòu)形成破壞機構(gòu)，整個推覆過程結(jié)束。
在進行Pushover分析前，進行了結(jié)構(gòu)在重力荷載作用下的靜力非線性分析，即考慮了重力荷載對Pushover分析的影響。在重力荷載作用下，腹板立面靠近受拉翼緣一側(cè)的斜柱承受軸向的壓力，在水平推覆荷載作用下，腹板立面靠近受拉翼緣一側(cè)的斜柱承受軸向拉力，重力荷載對于腹板靠近受拉翼緣一側(cè)斜柱的受力是有利的，所以在Pushover分析時腹板立面靠近受拉翼緣一側(cè)的斜柱出現(xiàn)的塑性鉸比較少。腹板立面靠近受拉翼緣斜柱的塑性鉸的發(fā)展情況受結(jié)構(gòu)上施加的重力荷載的影響顯著。
當斜柱角度小于約800時，斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展主要集中在斜柱上，而且以斜柱軸向的拉壓屈服機制為主，由于軸力P鉸的耗能能力比較差，所以這種構(gòu)件屈服機制對于結(jié)構(gòu)的抗震是不利的。
以模型六為例（模型五情況與之相同，故省略）�；谛苯痪W(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的Pushover分析得出的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)腹板構(gòu)件的屈服順序如圖10所示。隨著水平荷載的增大，腹板立面中自受拉翼緣立面向受壓翼緣立面斜下方布置的斜柱軸向壓力不斷增大，底層靠近受壓翼緣處的角部斜柱首先出現(xiàn)塑性鉸。隨后腹板立面底層環(huán)梁出現(xiàn)塑性鉸，隨著結(jié)構(gòu)頂點位移的增大，腹板立面底部環(huán)梁的塑性鉸逐漸增多，并且向結(jié)構(gòu)上部發(fā)展。隨著斜柱塑性變形的發(fā)展，直到部分斜柱失去承載力，結(jié)構(gòu)形成破壞機構(gòu)，推覆過程結(jié)束。整個Pushover分析過程中腹板立面底部環(huán)梁的塑性鉸的數(shù)量比較多。塑性鉸主要集中在結(jié)構(gòu)底部。翼緣立面中的斜柱和環(huán)梁的塑性發(fā)展不明顯，斜柱和環(huán)梁基本保持彈性。
2.4主環(huán)梁跨高比對結(jié)構(gòu)剛度和塑性發(fā)展的影響
在上述模型的基礎上，通過改變環(huán)梁的高度，來實現(xiàn)主環(huán)梁跨高比的變化，得到不同主環(huán)梁跨高比的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)模型，環(huán)梁截面高度和主環(huán)梁跨高比的關系如表4所示。并對其進行Pushover分析，研究主環(huán)梁跨高比對斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)剛度和塑性發(fā)展的影響。
不同斜柱角度和主環(huán)梁跨高比的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的基底剪力一頂點位移曲線如圖11所示。從圖11中可以看出，主環(huán)梁的跨高比對水平推覆作用下結(jié)構(gòu)達到極限承載力時的頂點位移影響很小。隨著斜柱角度的增大，主環(huán)梁跨高比對結(jié)構(gòu)極限承載力時的頂點位移的影響有所增大。整個推覆過程依然可以分為兩個階段，第一階段：從Pushover分析開始一直到結(jié)構(gòu)基底剪力達到峰值，這一階段結(jié)構(gòu)的基底剪力一頂點位移曲線接近于直線，沒有出現(xiàn)明顯的剛度變化和結(jié)構(gòu)屈服特征，說明結(jié)構(gòu)中抗側(cè)力關鍵構(gòu)件大多保持在彈性階段。第二階段：基底剪力達到峰值后，隨著頂點位移的繼續(xù)增加，結(jié)構(gòu)的基底剪力突然下降，說明結(jié)構(gòu)中有較多的抗側(cè)力關鍵構(gòu)件發(fā)生了塑性變形，甚至退出工作。主環(huán)梁的跨高比對斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的剛度發(fā)展影響很小，幾乎可以忽略。
整個Pushover分析過程中，不同主環(huán)梁跨高比的斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)腹板立面和翼緣立面各構(gòu)件的屈服順序和塑性鉸發(fā)展情況與前述斜交網(wǎng)格筒模型的構(gòu)件的屈服順序和塑性鉸發(fā)展情況大致相同。
2.5斜柱的受壓性能對結(jié)構(gòu)延性的影響
前述模型斜柱塑性鉸的設定基于FEMA-356，其考慮桿件的屈曲失穩(wěn)破壞，桿件的受壓屈曲平臺的長度僅為0.5倍的受壓屈曲變形，所以導致了高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)中斜柱構(gòu)件的軸壓力在超出屈曲荷載值之后，幾乎沒有塑性變形，迅速失去承載力而破壞。本節(jié)增大受壓屈曲平臺長度為2.5倍的受壓屈曲變形，通過Pushover分析，得出結(jié)構(gòu)模型的基底剪力．頂點位移曲線如圖12所示。從圖12中可以看出，增大斜柱的受壓屈曲平臺長度，能夠增大結(jié)構(gòu)基底剪力的峰值和結(jié)構(gòu)極限承載力時的頂點位移，并且能夠明顯改善斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性。所以，提高斜柱截面的受壓性能可以有效改善斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性。如采用受壓性能較好的鋼管混凝土作為斜柱，或?qū)⒔Y(jié)構(gòu)的關鍵部位的斜柱換成防屈曲支撐阻尼器，都能夠有效改善斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性。
3 結(jié)論
(1)高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)在豎向荷載和水平荷載作用下能夠表現(xiàn)出良好的空間作用性能。結(jié)構(gòu)達到極限承載力時斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)最大層間位移角約為1/100，小于抗規(guī)規(guī)定的彈塑性層間位移角限值1/50，結(jié)構(gòu)在失去承載力之前沒有明顯的屈服過程，結(jié)構(gòu)的剛度和承載力退化現(xiàn)象不明顯，達到極限承載力之前大多數(shù)桿件仍然處于彈性階段。斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性比較差，改變斜柱角度并不能改善斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性。
(2)高層斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的屈服路徑為：結(jié)構(gòu)腹板立面底層靠近受壓翼緣處的角部斜柱首先進入塑性，受壓翼緣立面底部向外側(cè)斜上方布置的斜柱柱角度小于約80°時，基底剪力達到峰值以前，水平環(huán)梁未見屈服。當斜柱角度超過約80°時，環(huán)梁的塑性鉸數(shù)量較多。斜柱均以軸向受壓屈服為主。在對該類型結(jié)構(gòu)進行抗震性能設計時，應充分考慮斜柱的軸向受壓破壞機制和承載力。
(3)主環(huán)梁的跨高比對斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的剛度和塑性發(fā)展過程影響很小。提高斜柱截面的受壓性能，能夠增大結(jié)構(gòu)基底剪力的峰值和極限承載力時的頂點位移，并且能夠明顯改善斜交網(wǎng)格筒結(jié)構(gòu)的延性。斜柱作為結(jié)構(gòu)承載力的關鍵構(gòu)件，大震下應控制好斜柱的屈服數(shù)量和屈服程度。
