帶板

計算中兩種模型的裂縫發展模型SW1的初始裂縫出現在上部梁的左下角，隨着荷載增加，上下部梁左下角、右下角均開始出現裂縫，連梁與牆肢連接處裂縫成扇形發展，連梁裂縫由端部向梁中間發展，裂縫發展持續階段較長。當荷載增至一定程度時，SW1上部梁左下角裂縫和右上角裂縫貫通，連梁完全破壞，具有明顯的彎剪破壞特徵，而後剪力牆的牆肢底部受拉區破壞，結構完全喪失承載能力。從整個加載過程看，裂縫出現後，結構仍具有很高的抗側變形能力，其破壞形態屬於延性破壞。

模型SW2的初始裂縫出現在連梁左下角處，隨着荷載不斷增大，裂縫逐步擴展，連梁左下角、右上角均出現開裂現象，連梁兩端部裂縫呈扇形發展，且有明顯的豎向裂縫擴展趨勢。在結構達到承載能力極限狀態時，裂縫由連梁向受拉牆肢蔓延，連梁與受拉牆肢連接處出現剪切破壞，受拉牆肢迅速開裂，結構完全喪失承載能力，其破壞形態屬於脆性破壞。

為了研究連梁開縫對連梁內力的影響，將雙連樑上下樑內力疊加，比較其總內力與單連梁內力的不同。兩種模型的軸力發展曲線較為接近，在相同荷載作用下，雙連梁的軸力稍大於單連梁，但變化程度小，説明連梁的開縫多少對水平力的傳遞影響不大。

在相同荷載作用下，單連梁的剪力大於雙連梁，且隨着荷載增加，兩者間的差距越發明顯。當加載至雙連梁極限狀態時，單連梁剪力是雙連梁的1.38倍，説明雙連梁方案能有效降低連梁剪力。在相同荷載作用下，單連梁的彎矩大於雙連梁。當加載至雙連梁極限狀態時，單連梁彎矩是雙連梁的1.22倍，説明連梁開縫能有效降低連梁彎矩。

剪力牆的牆肢與連梁作為一個整體結構共同受力，連梁內力的變化必然會引起牆肢截面內力變化。為了研究連梁開縫對牆肢內力的影響，選取牆肢底部截面為分析對象。兩種模型均為左側牆肢受拉、右側牆肢受壓（拉為正、壓為負），兩側牆肢軸力發展曲線十分相似。在相同荷載作用下，雙連梁牆肢所受軸力小於單連梁，且隨着荷載增加，兩者間差距越發明顯，在雙連梁結構達到極限狀態時，單連梁左側牆肢軸力是雙連梁的1.38倍，右側牆肢軸力是雙連梁的1.33倍。由此可知，雙連梁結構形式在降低連梁內力的同時，也能減小牆肢截面在水平荷載作用下產生的軸力，延緩牆肢的受拉破壞。

兩種模型的牆肢剪力發展曲線基本重合，在相同水平荷載作用下，均為右側牆肢截面所受剪力大於左側牆肢截面，兩種模型單側牆肢所受剪力大致相等，説明雙連梁結構形式對結構水平力的傳遞無明顯影響。與上述“兩種模型連梁所受的軸力大致相等、雙連梁結構不影響水平力的傳遞”這一結論十分吻合。

在相同水平荷載作用下，兩種模型右側牆肢底部截面所承擔的彎矩均大於左側牆肢，且雙連梁的單側牆肢截面彎矩大於單連梁，在雙連梁結構達到極限狀態時，其左側牆肢底部截面彎矩是單連梁結構的1.22倍，右側牆肢底部截面彎矩是單連梁的1.10倍。 ^[1] 

該工程為寶利長江道項目一號樓，位於天津市南開區長江道與南豐路交口，建築面積為39147m，其中地上建築面積37230m，地下建築面積為1917m；地下2層，為大底盤地下室，採用鑽孔灌注樁，樁筏基礎。地上38層，建築高度為149.95m，地上1～4層用於商業，4層以上為辦公區，為B級高度框架-核心筒結構。

該工程框架-核芯筒結構地上部分呈矩形，平面佈置符合規範要求。建築第12、24層為避難層，層高有突變（此層高為4.8m，相鄰的標準層高為3.6m），豎向剛度不連續。結構長寬比為1.1，高寬比為5.25，符合JGJ3—2010《高層建築混凝土結構技術規程》中7度抗震設防烈度時框架-核芯筒結構最大高寬比限值為7的規定。核芯筒貫穿建築物全高且定位居中，筒體外圍尺寸為15.5m×13.5m，核芯筒剪力牆的牆肢均勻對稱，筒體完整且開洞率低。設計地震分組一組，抗震設防烈度為7度（0.15g），場地類別三類，特徵週期0.51s，框架及剪力牆抗震等級均為一級，荷載取值符合GB50009—2001《建築結構荷載規範》要求。

本工程對於跨高比較大的連梁已採用設置水平縫形成雙連梁的方式減小連梁的高跨比，提高其延性。為了驗證上述有限元軟件分析得出的結論，將本工程原PKPM模型中採用雙連梁的部位全部轉化為單連梁，其他控制條件不變（以下簡稱方案B），用SATAWE程序進行彈性靜力分析與原方案（以下簡稱方案A）進行對比分析。分析中上部結構和地下室為一整體，嵌固端設在地下室底板，地震作用和風荷載按兩個主軸方向作用，並且考慮5%偶然偏心地震作用下的扭轉影響。

結構自振週期

JGJ3—2010《高層建築混凝土結構技術規程》規定，結構平面佈置應減小扭轉的影響。B級高度高層建築，其結構扭轉為主的第一自振週期T_t與平動為主的第一自振週期T₁的比值不應大於0.85。在計算結果中，對某一振型的自振週期而言，若平動係數為1，則説明該週期為以平動為主的第一週期；若扭轉系數為1，則説明該週期為以扭轉為主的第一週期。其結構扭轉為主的第一自振週期與平動為主的第一自振週期的比值2.5996/3.7189=0.699<0.85，滿足規範要求。

其結構扭轉為主的第一自振週期與平動為主的第一自振週期的比值為2.3271/3.6264=0.642<0.85，滿足規範要求。與方案A相比，方案B的自振週期有少量的降低，這是由於把雙連梁轉化為單連梁後，增大了結構的整體剛度。隨着整體剛度增大，結構扭轉效應也有一定程度的降低。

整體結構位移及地震力計算結果

兩種方案結構整體計算結果主要控制參數見表4。通過對比分析可發現，雙連梁能有效降低結構總地震剪力和總傾覆彎矩，增強結構的變形能力，且增大了框架承擔的傾覆力矩比值。

結構地震作用下樓層位移及內力

採用雙連梁方案會使結構樓層的最大層間位移與最大層間位移角增大。兩方案層間最大位移角符合JGJ3—2010《高層建築混凝土結構技術規程》關於高度不大於150m的框架-核芯筒結構樓層層間最大位移與層高之比不得大於1/800的規定。單連梁與雙連梁方案樓層最大剪力、最大彎矩出現位置大致相同，不同之處在於雙連梁方案削弱了結構抗側剛度，有效降低了結構樓層最大內力。 ^[1] 

通過對帶板單連梁與單板雙連梁兩種模型進行有限元對比分析，可得出以下結論。

（1）連梁開縫降低了結構的整體剛度，結構的極限承載力有一定降低，但位移延性有較大提升，結構由脆性剪切破壞轉變成延性彎剪破壞。

（2）連梁開縫不影響結構水平力的傳遞，與單連梁結構相比，雙連梁結構連梁剪力、彎矩都有一定的降低。

（3）雙連梁結構能有效降低牆肢截面的軸力、剪力，延緩牆肢的受拉破壞，對改善牆肢受力有顯著作用。

最後通過工程實例，對單連梁和雙連梁兩種結構方案進行了對比分析，驗證了本文中有限元分析的結論，確認了雙連梁結構形式在工程實際中的有效性，為以後結構設計提供了參考。 ^[1]