悬挑大跨混凝土框架－剪力墙结构弹塑性分析及试验研究

第一作者葛康男，博士生，1988年4月生

通信作者陈世鸣男，博士，教授，博士生导师，1957年生

悬挑大跨混凝土框架-剪力墙结构弹塑性分析及试验研究

葛康，陈世鸣(同济大学土木工程学院，上海200092)

摘要：某拟建文化艺术中心是一个具有大空间、大悬挑等特点的混凝土框架-剪力墙结构，结构一端为多层大悬挑结构，最大悬挑长度为22 m，并且在顶层中庭有30 m的大跨度区域，属平面和立面均不规则的结构。采用NOSACAD和ABAQUS有限元程序建立整体结构分析模型，进行7度罕遇烈度下的弹塑性时程分析，研究了该结构在大震作用下的变形情况、塑性铰的分布以及受力机理等。计算结果表明：结构的悬挑端在竖向地震作用下的动力响应显著，剪力墙受拉损伤在结构底部和悬挑楼层处较为明显；但在大震下层间位移角满足规范要求；并对结构裙房截断后的模型进行了1/30的大缩尺模拟地震振动台试验，验证了截断模型方法在本试验中的合理性，最后根据构件的受力或损坏情况给出了设计改进建议。

关键词：大悬挑结构；弹塑性时程；模型设计；地震响应；振动台试验

收稿日期：2014-01-02修改稿收到日期：2014-04-25

中图分类号:TU375文献标志码：A

Elasto-plastic analysis and tests for a cantilevered and large-span concrete frame-wall structure

GEKang,CHENShi-ming(College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092,China)

Abstract:A culture and art center discussed here was a RC frame-wall structure characterized with a large cantilevered length and a large space, the maximum cantilevered length was 22m and the maximum span of the large space was 30m. It was irregular both in plan and elevation. Using Nosacad and Abaqus, the structural analysis model was established in order to simulate the nonlinear behavior and study deformations, distribution of plastic hinges, and force-bearing mechanism of the structure under the rare earthquake of magnitude of 7. The analysis results showed that the cantilevered end of the structure is sensitive to vertical earthquake; tension damage mainly occurs at the bottom of the shear wall and the cantilevered stories; the maximum inter-story drifts are less than the seismic design requirement of Chinese code. A 1/30 scale model was tested on a shaking table to study the seismic behavior of this kind structure after cutting the podium of the structure, the comparison between the results before and after cutting was conducted to verify the reasonability of this design method. The test results agreed well with those of the finite element analysis. Finally, according to the response and damage results of the structure, suggestions for structure design improvment were given.

Key words:large cantilevered structure; elasto-plastic time history analysis; model design; seismic response; shaking table test

随着城市中建筑造型的要求越来越高，越来越多新颖造型的建筑出现在世界各地，复杂高层结构的抗震设计[1-2]成为工程师们日益关切的问题。

北方城市某拟建文化艺术中心为大悬挑的框架-剪力墙混凝土结构，主体结构总高度为46.1 m，且含有一层地下室，建筑底部裙房平面尺寸为190 m×110 m，结构四周布置剪力墙并均匀到顶，主体结构在标高23.2 m处至屋顶的多层均为悬挑楼层，最大悬挑跨度22 m。结构在标高23.2 m与25.7 m处沿悬挑方向均布置12根预应力梁，截面分别为800 mm×1 400 mm与1 000 mm×1 200 mm，垂直于悬挑方向布置8根截面为600 mm×2 200 mm的预应力梁，并且在标高23.2 m处至屋顶布置多根梁上预应力柱，截面为500 mm×600 mm。结构典型楼层平面图和立面图如图1、图2所示。结构内部为框架结构为满足建筑大空间的需要，并沿圆弧线外圈布置10根直径为1.2 m的斜柱，内圈布置12根同直径的直柱(见图3)；同时结构从底面至标高38.1 m处存在大开洞部位(洞口尺寸：31.90 m×24.95 m)，顶部楼层此处设置梁上柱、梁上斜撑等特殊构件(见图4)，具体位置可参考图1与图2。规范[3]中对悬挑长度大于2 m的水平悬臂构件定义为长悬臂结构，设计中应计入竖向地震的考虑。综上，该结构具有平立面不规则、楼板不连续[4]，并且含有多处错层，且错层大于梁高等不规则特点。结构典型悬挑楼层的平面图和结构整体立面图分别如图1和图2所示。为研究该复杂结构在地震作用下的响应和结构薄弱环节，本文采用NOSACAD和ABAQUS有限元分析软件对结构进行动力弹塑性时程分析并对其进行大比例缩尺的模拟地震振动台试验。

图1　典型悬挑楼层示意图(单位:mm) Fig.1 Typical plan of cantilever storey

图2　结构立面图(单位:m) Fig.2 Elevation of the structure

图3　结构内部框架斜柱布置 Fig.3 Arrangement of inclined frame columns

图4　梁上斜撑及梁上柱 Fig.4 Arrangement of diagonal braces and columns on beam

1计算模型

1.1　材料信息

在对结构进行弹塑性分析时，应充分考虑材料的强度储备，对材料均应采用规范中强度标准值进行分析计算。该结构采用C50混凝土，普通钢筋采用HRB335和HRB400，预应力筋采用1×7AS钢绞线，锚板等锚固装置在模型中不予考虑。材料基本参数如表1所示。

表1　材料基本参数

1.2　计算模型

本文采用同济大学NOSACAD软件进行分析并在后期导入到ABAQUS中。该软件中针对梁柱杆单元采用三段变刚度模型[5]，即杆件两端采用弹塑性单元，而杆件中部仍采用弹性单元，能有效地反映出杆件易在端部出铰的状况。梁单元弹塑性单元的弯矩-曲率骨架曲线采用三折线模型[6-7]，其滞回曲线如图5所示，而框架柱中弹塑性单元由于受到轴力、弯矩的共同作用，采用纤维模型，其中混凝土的本构模型[8]如图6所示，为简化计算，构件中的钢筋和钢绞线均采用理想弹塑性的二折线模型，并考虑屈服强化，其中预应力的施加采用降温法并在命令流中添加关键字进行实现。

图5　三折线弯矩-曲率滞回模型 Fig.5 Tri-linear moment curvature hysteretic model

图6　混凝土纤维本构模型 Fig.6 Concrete fiber constitutive model

1.3　结构整体模型

图7为模型整体有限元模型示意图，分析中采用杆单元来模拟结构中的框架梁柱，采用平面壳单元来模拟结构中的剪力墙，对楼板采用弹性材料，不考虑其塑性变化。由于考虑到模型较大，耗时较长，在非重点关注部位，仅需将墙单元网格划分控制在2 m以内即可。

图7　结构整体模型 Fig.7 Characteristic of whole structure

2弹塑性时程分析

2.1　自振特性

在对结构进行内力、位移等参数进行分析之前首先应对模型进行模态分析，由于该结构包含大悬挑、大跨度等特点，故要重点考虑竖向地震对结构的影响，在计算结构基本振型时要考虑竖向的整体与局部振型，需要将模型质量向X,Y,Z三向进行转换。为了减少该结构中的局部振型，振型分析时采用了里兹向量法。计算了结构的前30阶振型，结构的三向质量参与系数均达到90%，满足计算要求。由于结构中大悬挑、大空间区域的存在，结构出现较多悬挑部分和大空间区域的局部竖向振型。图8中(a)(b)(c)(d)所示为结构一阶振型，其中(a)(b)为带有顶部楼板局部振动的整体水平平动振型，(c)为屋顶大跨楼板的竖向局部振动，(d)为整体水平扭转振型。

表2为NOSACAD和SATWE两种软件分析的结构自振周期结果，从表中结果可以看出：两软件计算结果存在较小误差，是由于在SATWE中考虑了楼板刚性假定，导致结构整体较刚所致。该结构扭转为主的第一阶平动周期与以平动为主的第一自振周期之比小于规范规定的0.85,说明该结构的扭转效应不明显，满足规范设计要求。

图8　结构一阶振型 Fig.8 Former four model shapes

计算结果NOSACADSATWE周期/s振型周期/s振型T10.606Y向平动0.565Y向平动T20.489X向平动0.465X向平动T30.463顶部楼板局部振动0.430顶部楼板局部振动T40.434水平扭转0.384水平扭转T4/T1=0.72<0.85T4/T1=0.68<0.85

2.2　地震波输入

该结构所处场地类别和设计地震分组(7度，0.10 g，Ⅱ类场地)选用两条实际强震记录和人工模拟地震波[9-11]进行输入：①El-centro天然波；②Taft天然波；3)拟合设计反应谱的人工地震动SY波。其中SY人工波7度多遇水准下的加速度时程曲线和加速度反应谱分别如图9、图10所示。其中天然地震动按三向输入，主方向峰值加速度为220 gal，两水平方向和竖直方向峰值加速度峰值之比为1∶0.85∶0.65；人工波仅在水平双向输入，峰值加速度之比为1∶0.85。本结构中Y向侧向刚度较小，故均以Y向为主方向进行输入。

分析中的动力阻尼采用Rayleigh阻尼体系，Rayleigh阻尼包含质量阻尼α和刚度阻尼β，其与振型阻尼的换算关系如下式所示：

(1)

(2)

ωi,ωj为结构的圆频率。通常情况下，ωi取结构的基频，ωj在对结构动力反应有显著贡献的高阶振型中选取。这种取值的结果是具有很高频率(大于ωj)的振型反应将因其高阻尼比而被有效的消除。由于在ABAQUS中采用的是逐步积分的方法，当采用自定义材料时，不能考虑刚度阻尼，由于在本次分析中采用了自定义的混凝土本构模型，故只考虑质量阻尼。

图9　SY波加速度时程 Fig.9 Time history of acceleration of SY wave

图10　SY波加速度反应谱 Fig.10 Response spectrum of acceleration of SY wave

2.3　动力时程响应

2.3.1层间位移角响应

通过分析结构四个筒体的角点部位(见图1)在弹性时程和弹塑性时程分析中的最大水平层间位移角来验证结构的动力响应，以三条地震波中层间位移角响应最大的EL-centro波为例，图11和图12分别为7度多遇工况下和罕遇工况下的层间位移角包络图，其中由于N1和N3筒体靠近悬挑端，层间位移受到悬挑区域在水平方向的局部平动对剪力墙筒体产生影响。在7度多遇工况下，结构的最大弹性层间位移角为1/1026，小于规范[11]的限值1/800；在7度罕遇工况下，结构的最大弹塑性层间位移角为1/249，也小于规范的限值1/100。

图11　7度多遇烈度地震作用下筒体层间位移角包络图 Fig.11 Inter-story drift envelops of the tube under the frequent earthquake of magnitude of 7

图12　7度罕遇烈度地震作用下筒体层间位移角包络图 Fig.12 Inter-story drift envelops of the tube under the rare earthquake of magnitude of 7

2.3.2悬挑端节点位移响应

对结构大悬挑端关键节点进行位移时程分析，图13为悬挑端顶层的角部节点P(见图14)在三种罕遇地震动激励下的位移时程曲线。可以看出结构在三种峰值加速度相同的地震波作用下的水平位移响应存在较大差异，其中在Taft波激励下的水平位移响应最小，在X和Y方向分别为34.1 mm和75.0 mm。在人工波激励下的水平位移响应最大，在X和Y方向分别达到58.2 mm和92.0 mm。其中在EL-centro和Taft地震动激励下的竖向位移响应也存在差别，最大竖向位移值分别为81.3 mm和63.3 mm，分别为悬挑跨度的1/185和1/237。

图13　悬挑端关键节点位移时程图 Fig.13 Displacement time history of corner node P

对悬挑端部的十个梁柱节点位置的位移响应进行分析(如图14所示)，图15为10个节点在三种地震激励下的三向(图中a,b,c分图所示)位移包络图，可看出该十个节点在水平方向的位移值基本保持一致，悬挑顶层相对最大，在X、Y双向分别达到61 mm，122 mm，悬挑底层最小，在X、Y双向分别达到38 mm，61 mm；并在竖向的位移值呈现两边小中间大的特点形式：三个悬挑楼层位置的位移峰值相差不大，悬挑顶层峰值略大，约为115 mm，悬挑底端竖向位移约为112 mm。在竖向地震作用下，两端的角部节点由于跟主楼的剪力墙筒体连接，约束刚度大，而中间部位节点的约

束较弱，故而在竖向激励下的响应较大，整个悬挑部位在竖向地震的作用下呈现“拱形”的分布形态。

图14　悬挑端节点示意图 Fig.14 Sketch of cantilevered end points

图15　悬挑端节点位移时程包络值 Fig.15 Displacement envelope curve of cantilevered end points

图16给出了悬挑结构悬挑构件A(如图14所示)在7度罕遇烈度下位移峰值随距悬挑根部距离的变化图，可以看出随着距悬挑根部距离的增大，三向位移都呈现放大的趋势：其中在水平X,Y方向悬挑末端的放大系数相对较小，分别为1.35和1.10，竖向最大位移为83.30 mm，为该构件跨度的1/181，其对应的放大系数值达到23.3。这也说明悬挑结构对竖向地震激励的响应尤为明显，在结构设计中应着重考虑竖向地震对悬挑部位的影响。

图16　位移随悬挑长度变化示意图 Fig.16 Displacement-cantilever length curve of cantilevered beam A

2.3.3结构破坏形态

现对结构的损伤及破坏状态进行分析，由于在三条地震波下结构的损伤和破坏较为类似，现以最典型的EL-centro波进行分析：由于该结构的刚度较大，在7度多遇地震作用下，结构并未出现明显损伤情况，图17为在7度罕遇工况中三向EL-centro波激励下的结构破坏情况，从中可以看出，该结构中构件的塑性铰主要出现在筒体墙片之间的连梁端部、悬挑部位的梁柱节点，屋顶大跨区域的梁端部、框架斜撑的端部，从破坏顺序来看，首先是部分连梁端部出铰，随之结构的悬挑梁柱节点和斜撑的端部也出现塑性铰，随着竖向激励越来越大，顶层大跨部位的梁端部位和悬挑区域的梁柱节点越来越多的出现塑性铰，这也说明该部位对竖向地震的响应较为敏感。其中图中红色圆圈代表杆件中塑性铰的出现。

图18为剪力墙在三向EL-centro波激励下7度罕遇下结构中的剪力墙出现的损伤云图(DAMAGEC,DAMAGET分别为受压和受拉损伤因子，介于0~1，0代表未出现损伤，1代表完全损伤)，从图中可以看出，剪力墙的受压损伤不明显，仅内筒体未伸到顶部的剪力墙部位出现了受压损伤，这也是由于四周剪力墙分布和受力均较为均匀，但在内筒体部位剪力墙布置较少，受力较为不利，且由于建筑需要，该处剪力墙未伸至结构顶层，处于一定的偏心受压状态所致；整体结构的剪力墙受拉损伤较为明显，这也与后续分析中剪力墙部位的楼板向上隆起相吻合，墙体受拉损伤部位主要集中在剪力墙的底部和悬挑楼层，越靠近悬挑楼层，墙体的受拉损伤越严重，随着地震的持续输入，底部出现受拉损伤的区域不断增加，损伤因子均大于0.7，悬挑楼层的剪力墙损伤因子已接近1，说明该部位的剪力墙已基本不能承受拉力，从而退出工作。

图17　7度罕遇烈度地震作用下出铰情况 Fig.17 Damage patterns under the rare earthquake of magnitude of 7

图18　剪力墙筒体的最终损伤状态 Fig.18 Final damage nephogram of shear-wall

2.3.4斜柱及斜撑分析

考察在7度EL-centro波罕遇工况下的斜柱应力状态，在图19为框架斜柱的轴向应力达到最大时的云图，可以看出在地震过程中大部分斜柱基本均处于受压状态，且位于离对称中心最近的两斜柱轴向压应力最大，柱底轴压应力达到14.69 MPa，但未达到混凝土的破坏状态，且该应力值随着斜柱远离对称中心的距离增大而逐渐减小，在端部的两斜柱出现轻微受拉。可以看出该结构中大部分竖向压力由结构中的剪力墙筒体来承担，框架柱在结构中分担轴力较小，并在整个地震过程中保持安全工作状态。

图20为前述梁上斜撑的轴向应力云图，该图显示出斜撑在整个地震输入的过程中基本保持受压状态，受拉应力非常小，且该处斜撑的受力相对附近其他构件的受力较为不利，最大轴向压应力约为20 MPa，小于所采用混凝土的抗压强度标准值，并未达到破坏。

图19　斜柱应力云图(单位：MPa) Fig.19 Axial stress nephogram of inclining columns

图20　梁上斜撑轴向应力云图(单位：MPa) Fig.20 Axial stress nephogram of diagonal brace on the beam

2.4　模型截断设计

该结构因存在大悬挑、大空间、平面、立面均不规则等特点，拟对该结构进行振动台模拟地震试验以评估其抗震性能，但由于原型结构底盘尺寸较大，以及振动台台座的尺寸有限，在设计试验模型时为了尽可能减小其缩尺比例来提高试验的精度，对底盘裙房非主楼部位进行截断；现对截断前后的结构进行动力响应对比，从而来评价此截断方法的合理性。

2.4.1位移响应

图21为结构在截断前后剪力墙N1筒体(见图1)在三种地震波激励下的最大楼层位移对比分析图，从图中可以看出截断前后筒体最大楼层位移随楼层高度的变化趋势相同，且在结构X向曲线基本重合，在Y方向仅存在较小的数值差别。在结构顶层此差别达到最大：在EL-centro波激励下顶层最大位移的差别为2.36%(X向)和5.32%(Y向)，在TAFT波激励下顶层最大位移的差别为4.63%(X向)和9.90%(Y向)。

2.4.2加速度响应

图22为截断前后结构在对应7度罕遇地震波激励下的楼层最大加速度对比图，由于结构各筒体截断前后加速度差异基本相同，现仅列出有代表性的靠近悬挑端的筒体N1的对比分析图，从图中可以发现楼层的加速度响应峰值基本相同，但结构Y向在标高20.00 m以下存在一定差别，是由于被截断的裙房对裙房结构楼层以及与裙房相连的主楼结构存在一定的影响。但对裙房顶部标高以上的悬挑楼层影响较小，从而验证了该截断方法对于考察结构的大悬挑楼层动力响应的合理性。

2.4.3基底剪力响应

表3为三条地震波7度多遇和罕遇工况下结构截断前后的基底最大剪力值和剪重比。截断前后结构的重力荷载代表值分别为1.57×106kN和1.39×106kN，如表中所示，在7度多遇工况中，EL-centro波下的基底剪力响应最大，三条波下结构截断前后的剪重比均满足规范中的建议值；在截断前后基底剪力变化幅度较小，这是由于基底剪力大部分均由剪力墙筒体来承担，框架相应承担比重较小，而所截断的裙房均为框架结构，所以截断部分承担的基底剪力对总剪力的影响很小。罕遇地震作用下总基底剪力相对于多遇地震下的剪力有所放大，但对三条地震波激励下的放大值并不相同，这也表明结构在三条地震波作用下达到的塑性状态存在着差异。

表3　结构基底剪力及剪重比

图22　截断前后结构楼层加速度对比 Fig.22 Comparison of acceleration before and after cutoff of the podium

2.4.4楼板变形

由于结构中存在大跨度、大悬挑楼板，现对结构顶层楼板变形进行分析，由于Elcentro波下的位移响应较大，取其进行分析：图23为顶部楼板在7度罕遇EL-centro波激励下的三向变形云图，由于在ABAQUS中加速度时程是在解除底部支座某方向约束后施加加速度，所以后处理中的位移云图需扣除支座位移引起的刚体平动。在图中时刻X,Y,Z三向的支座位移分别为120.75 mm，174.94 mm，297.11 mm，故楼板在X向的最大位移为26.1 mm，出现在靠近悬挑端的剪力墙筒体区域；在Y向的最大位移为5.213 mm，出现在悬挑端部，这是由于悬挑端在Y方向缺少约束所致；楼板竖向的最大位移分别为35.45 mm(隆起),-127.673 mm(下陷)，可以看出，四周剪力墙区域附近的楼板出现了隆起，而悬挑末端和靠近悬挑端部的大跨区域的楼板均发生了较大的负向位移，这是由于悬挑部位和大跨部位对竖向地震激励下的响应较为激烈。在结构设计中应考虑增加楼板的平面外刚度以控制楼板的竖向位移。

图23　7度罕遇烈度EL-centro波作用下顶层楼板变形云图(单位：mm) Fig.23 Floor deformation under rare intensity 7 EL-centro

3振动台试验验证

该结构的模型地震振动台试验在同济大学结构实验室进行，试验中采用的相似关系如表4所示；首先根据试验设备条件和模型概况确定尺寸、强度、加速度三个主要物理量的相似关系，并通过量纲分析方法[12-13]推导出其他参数的相似关系。由于原型结构地下室顶板厚度小于180 mm，不足以作为结构的嵌固端，所以在模型中考虑地下室底板作为嵌固端。由于在上述分析中已验证截断裙房的合理性，在试验中对截断后的模型进行制作，并对建筑内部的部分楼板开洞进行了规则化处理，忽略对结构性能影响较小的洞口。经简化后制作完成的试验模型总高为1.697 m，模型自重为5.54 t，施加配重质量为5.66 t，模型总质量为11.2 t，施工完成后的模型图如图24所示。

表4　模型相似关系

图24　试验模型图 Fig.24 General view of the model

试验模型结构中混凝土采用C10微粒混凝土进行模拟，梁柱中钢筋和楼板中的钢筋分别采用镀锌铁丝和铁丝网片进行模拟。

在模型和构件设计中，对正截面承载能力和斜截面承载能力的控制，分别依据抗弯能力等效和抗剪能力等效的原则进行设计。

为了模拟原结构中预应力钢绞线的作用，试验模型中采用了直径为5 mm消除应力钢丝模拟，锚具采用三孔或五孔的墩头锚具，预应力的等效原则为有效预应力合力等效。在模型制作过程中，根据微粒混凝土强度较低的特点，在构造措施方面适当加强了预应力筋的张拉端和锚固端。

根据工程所处场地类别和设计地震分组(7度，0.10 g，Ⅱ类场地)选用上述两条实际强震记录和人工模拟的加速度时程曲线：①EL-centro天然波；②Taft天然波；③人工地震动SY波。7度设防水准地震作用下台面激励按照①~③时程曲线的顺序进行输入[14]，为了避免模型的结构的累积损伤，在中震水准下只输入较为典型的EL-centro波进行激励；输入地震波加速度幅值按照动力相似关系进行放大，持续时间根据时间关系的相似比进行压缩，三向输入中的加速度幅值比例为1∶0.85∶0.65，在各水准地震作用前后均对结构进行白噪声扫频以或者模型结构动力特性。表5为型结构前3阶振型的频率及对应阻尼比。可以看出，7度罕遇烈度水准地震作用下，结构的频率有所下降，对应

阻尼比增大，表明结构在7度罕遇烈度地震后已有损伤，7度半罕遇工况结束后，模型前两阶平动的自振频率分别由试验开始的19.75 Hz,21 Hz下降到16.75 Hz，18 Hz，阻尼比分别由6.09%和10.19%变化到12.85%，15.82%。根据相似关系推导出原型的前三阶周期分别为0.482 s(水平平动),0.454 s(水平平动),0.389 s(水平扭转),与有限元分析结果存在约15%左右的误差，这是由于模型结构在施工中楼板无法做到精确等效后的4 mm，采用统一的1 cm板厚，造成模型的整体刚度偏大。

表5　模型动力特性

图25　模型悬挑端破坏形态 Fig.25 Failure pattern of the cantilevered part of the model

图26　试验结果与有限元分析加速度响应对比图 Fig.26 Comparison of acceleration response

图25为结构在7度罕遇工况结束后的破坏状态，主要表现为悬挑端梁柱节点出现裂缝，这与有限元模型中的破坏形态相吻合。再考察弹性状态下试验结果和有限元模拟结果的对比情况，以加速度响应为例，图26为对应7度多遇水准EL-centro波三向激励下试验模型结果和有限元计算结果的关键楼层加速度响应对比图，从图中可以看出两者趋势保持一致，仅在数值上存在较小的差别，这也是由于试验模型刚度偏大、所用材料的参数与理论值存在一定的误差以及试验中的系统误差对结果产生了一定的影响。通过对比可发现模型试验结果可以与有限元模拟结果相互印证，此外也从模型自振特性、破坏形态、加速度响应等方面也验证了在有限元分析中所采用计算模型的合理性。

4结论

通过对某大悬挑结构进行弹塑性时程分析，并经大缩尺整体模型模拟地震振动台试验，得到以下结论：

(1)结构在所选的7度多遇和7度罕遇抗震设防烈度对应加速度峰值的地震波作用下，最大层间位移角分别为1/1026和1/249，均满足规范要求。

(2)结构悬挑端部在三向地震激励下，端部节点水平位移响应基本相同，竖向位移则呈现两端小，中间大的拱形分布形式。

(3)结构在7度罕遇抗震设防烈度对应的加速度峰值的地震波作用下，结构的塑性铰主要出现在筒体墙片之间的连梁端部、悬挑部位的梁柱节点部位；结构中的斜柱，梁上斜撑等特殊构件未发生破坏，保持安全工作；剪力墙的受压损伤较轻，集中出现在内筒体部位，受拉损伤较重，主要集中在底部墙体以及与悬挑部位相邻的悬挑楼层剪力墙处；悬挑端楼板及顶部大跨部位楼板在竖向地震作用下挠度较大。

(4)对结构的裙房截断来进行振动台的模型设计，通过对截断前后模型的动力响应进行对比，验证了该设计方法在本试验中的合理性。结构的振动台试验结果与有限元分析结果较好地互相印证，从而可以从多角度来分析结构模型在地震作用下的受力机理和破坏形态。

(5)相同烈度、相同水准的不同地震波作用下的结构各项反应有一定差异，分析中应选用一定数量且合理的地震波。

(6)建议结构设计时对原结构作如下改进：①可适当减小结构整体水平抗侧刚度；②对悬挑端预应力梁柱节点重点设计；③加强屋顶大跨区域的楼板平面外刚度以减小竖向地震响应。

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