SRC框架_RC筒体混合结构抗震性能研究

第44卷第5期2011年5月
土木工程学报
CHINA CIVIL ENGINEERING JOURNAL
Vol．44May．No．52011
基金项目：国家自然科学基金（50578129），河南省教育厅自然科学基
金（2010A560016）
作者简介：楚留声，博士，讲师收稿日期：2009-
07-13SRC 框架-RC 筒体混合结构抗震性能研究
楚留声
1
赵更歧
1
白国良
2
（1．郑州大学，河南郑州450001；2．西安建筑科技大学，陕西西安710055）
摘要：选取结构刚度特征值和核心筒高宽比为参数，建立型钢混凝土框架-钢筋混凝土筒体混合结构非线性参数化模型。

采用静力非线性分析方法，对混合结构目前存的主要问题进行研究，包括：混合结构主要破坏模式、内力分布、剪力重分配、竖向构件设计等。

研究表明，混合结构破坏模式对其抗震性能影响很大，设计时应避免框架柱先于核心筒破坏的情况。

在此基础上，以整体倾覆为理想破坏模式，对混合结构核心筒高宽比、结构刚度特征值、构件轴压比以及框架剪力分担率等主要设计指标提出取值建议。

关键词：混合结构；破坏模式；剪力重分配；静力非线性分析中图分类号：TU398
文献标识码：A
文章编号：1000-
131X （2011）05-0006-10Study of the seismic performance of SRC frame-RC core wall hybrid structures
Chu Liusheng 1
Zhao Gengqi 1
Bai Guoliang 2
（1．Zhengzhou University ，Zhengzhou 450001，China ；
2．Xi ’an University of Architecture and Technology ，Xi ’an 710055，China ）
Abstract ：A parametric model is established for hybrid structures with various stiffness characteristic values and core tube aspect ratios．Some of the major issues of hybrid structure design is studied through nonlinear static analysis of failure mode ，internal force distribution ，shearing force redistribution ，mechanical characteristics and design of the vertical members ，etc．The results show that the failure mode of a hybrid structure a significantly affects its seismic performance ，thus it should be avoided for frames to fail before core tube．Taking integral overturning as the ideal failure mode ，some suggestions on failure mode ，core tube aspect ratio ，stiffness characteristic value ，member axial compression ratio ，shearing fore share rate of outer-frame ，etc．，are proposed．
Keywords ：hybrid structure ；failure model ；shearing force redistribution ；nonlinear static analysis method E-mail ：chuliusheng@zzu．edu．cn
引言
框架-核心筒混合结构以其良好的建筑功能和经
济性能，在我国得到了迅速发展，并逐渐成为高层、超高层主流结构型式之一。

目前已开展的混合结构抗
震试验和弹塑性分析研究表明［1-4］，该结构形式具有较好的整体抗震性能。

但由于混合结构试验模型费
用昂贵，不能像构件试验那样成批进行，而目前进行的弹塑性分析大多针对某一工程实例或者试验模型展开，所得结论针对性很强，例如结构是否存在薄弱
层、
结构或者构件是否满足某一性能的设计要求，研究结果只能用来对特定结构弹塑性阶段性能进行验
证，或者对混合结构的抗震性能有一个整体概念性认识，而无法获得结构的内力、变形、内力重分配等方面的规律性特征。

徐培福等［1］
对一型钢混凝土框架-钢筋混凝土筒
体混合结构进行了拟动力试验研究，并采用SAP2000对该混合结构试验模型进行了静力弹塑性分析，得到的基底剪力和顶点位移的骨架曲线、构件内力以及变形等方面与试验相差不大。

这表明，对混合结构采用适当的分析方法和力学模型可以获得理想的弹塑性
分析结果。

在此背景下，
本文采用类似方法，通过对型钢混凝土框架-钢筋混凝土筒体混合结构参数化模
型进行大量弹塑性分析，对混合结构目前存的主要问题进行研究并提出设计建议，包括：混合结构主要破坏模式及其影响参数，混合结构框架剪力承担率和竖
第44卷第5期楚留声等·SRC框架-RC筒体混合结构抗震性能研究·7·
向构件设计等。

1混合结构参数选取分析模型的建立
1．1计算模型基本假定
（1）结构沿竖向不存在刚度突变或结构不连续，也不存在薄弱层。

按此假定，结构的破坏一般出现在结构的底部几层，同各试验资料相符［1-3］。

在沿高度方向构件存在尺寸变化的几个算例中也发现，当结构不出现薄弱层时，中部和上部构件尺寸的变化对结构的破坏形态和内力分配影响不大。

为了便于参数的计算和对结构反应规律的统计，本文计算模型中构件沿高度不作变化。

剪力墙洞口、连梁的设置可以归结为子结构（核心筒）抗震性能的研究层次，本文中不再考虑。

（2）构件塑性铰区已按照“强剪弱弯”的原则设计。

据此，在SRC框架柱两端设置PMM铰［5］，梁两端设置M3铰，均不再设置剪力铰；核心筒剪力墙模拟采用多垂直杆模型模拟：墙肢采用多（三）垂直杆元模拟，垂直杆元由位于楼层上下楼板位置处的无限刚性梁连接；其中墙端边缘约束构件和垂直于加载方向的墙肢仅考虑轴向拉压（在构件中间设置P铰）；剪力墙中间的杆件考虑弯矩和轴力的共同作用（构件两端设置PMM铰）。

1．2计算模型选取
选取核心筒高宽比H/b和结构刚度特征值λ为主要计算参数，取模型计算平面如图1所示。

结构底层层高4．5m，其他各层层高3．6m。

结构的高宽比、核心筒高宽比的变化可通过结构层数调整，其中计算层数包括20、30、35、40、45、和50层等，由计算过程中的破坏规律具体确定。

楼面活荷载取2kN/mm2，板厚150mm，楼板混凝土选用C40，其他构件材料沿结构高度不作变化，混凝土均采用C50，钢筋采用II级。

图1计算模型平面布置图
Fig．1The plane of calculation model
结构刚度特征值λ由框架和剪力墙尺寸的相对变化进行调整。

计算中剪力墙取450mm、600mm和800mm三种厚度。

边缘约束构件按一级抗震取值［6］：长度为0．20倍剪力墙墙肢长度h
w
，取1800mm；配筋率取构件面积的1．2%。

中间墙肢配筋率取0．8%。

框架梁采用SRC梁和钢梁两种，钢梁尺寸为600mmˑ300mmˑ20mmˑ20mm；SRC梁截面尺寸600mmˑ300mm，型钢尺寸为350mmˑ240mmˑ12mmˑ20mm。

《型钢混凝土组合结构技术规程》（JGJ138—2001）附录A表A中提供了一些常用的配十字型钢周边均匀布置纵向钢筋构件的N-M相关曲线，方便SRC柱塑性铰的生成［5］，框架中SRC柱选用3组表中提供的截面，见表1。

计算模型中框架梁与核心筒采用铰接方式，框架梁、柱之间采用刚接。

表1计算模型选用的SRC柱
Table1SRC column in calculation model SRC柱截面（mm）型钢尺寸（mm）钢筋（mm）700ˑ700406ˑ201ˑ9ˑ161220
900ˑ900700ˑ300ˑ12ˑ201630
1100ˑ1100800ˑ300ˑ14ˑ261634
采用SAP2000对上述模型进行pushover分析。

在对计算模型进行推覆分析之前，先施加竖向荷载，然后按沿高度第一振型分布模式施加水平荷载，采用位移控制。

计算的模型考虑了上述3种剪力墙厚度、3种SRC柱，以及从20层 50层（核心筒高宽比范围为8 20）的高度变化的不同组合。

为方便描述，对混合结构以墙厚、柱截面和层数组合表示。

W4、W6、W8分别表示450mm、600mm、800mm厚的墙；F7、F9、F11表示尺寸为700ˑ700、900ˑ900、1100ˑ1100三种柱截面；S后边数字表示计算模型的层数，如S35表示计算的混合结构为35层，而W4F7S30则表示30层墙厚为450mm柱截面为700ˑ700的混合结构模型。

2混合结构破坏模式
2．1破坏模式
从推覆结果来看，大部分模型核心筒底部几层出现较多的塑性铰（见图2），与众多试验现象一致［1-3］。

采用SRC梁时，部分结构在核心筒底部出现了塑性铰并经历一定的发展之后，中部以上的框架梁端出现塑性铰，而采用钢梁的混合结构均没有出现梁端塑性铰。

除了是否出现梁端塑性铰的区别，采用钢梁或SRC梁对结构竖向构件的破坏次序影响不大。

以竖向构件出现塑性铰的顺序，将混合结构破坏模式分为四类。

·8·土木工程学报2011
年
图2模型结构塑性铰分布（模式1）Fig．2
The plastic hinge development of model
（the 1st failure mode ）
破坏模式1：核心筒受拉侧剪力墙和边缘构件破坏严重，沿加载方向的剪力墙肢破坏相对较轻，结构呈明显的整体倾覆破坏特征。

框架梁塑性铰在结构中部位置发展充分，柱未出现柱端塑性铰。

大部分结构模型破坏具有此特点（图2）。

破坏模式2：核心筒沿加载方向的墙肢出现压弯耦合的PMM 铰与受拉侧墙肢出现受拉铰几乎同时发生，而且推覆结束时两者出现塑性铰的程度也相当。

这表明剪力墙水平剪力形成的局部弯矩在结构破坏中也占很大比重。

推覆结束时框架柱未出现塑性铰，表明框架仍处于弹性状态。

这种破坏模式全部发生在核心筒高宽比为8（20层）的混合结构中。

破坏模式3：在核心筒受拉侧剪力墙、沿加载方向的剪力墙先后出现塑性铰，经过充分发展之后，框架底部受压侧一层或几层的SRC 柱出现PMM 塑性铰。

不过，到推覆结束时，框架柱塑性铰的发展仍处于初期阶段，结构的破坏仍主要集中在核心筒的底部几层。

这种破坏模式的混合结构有以下几组：W6F9S45、W6F7S35、W8F9S45、W4F9S45等。

在墙、柱截面不变而楼层数增多时，如果结构尚未出现以框架为主的破坏模式（见破坏模式4），则均为这种破坏模式，如W6F9S50、W8F9S50等，不再一一列出。

破坏模式4：对于核心筒高宽比较大且框架柱相对较弱的混合结构，结构的破坏将主要发生在结构底部框架柱上。

破坏时，核心筒剪力墙不出现塑性铰或仅受拉侧墙底出现少量的塑性铰。

这种破坏模式是计算模型中抗震性能最差的一组。

出现这种破坏模
式的有W6F7S40、W8F7S40、W4F7S40等。

2．2
不同破坏模式的基底剪力-顶点位移曲线
不同的破坏模式，对于结构的能力曲线有很大的
影响，分别取W6F9S35（模式1）、
W6F9S20（模式2）、W6F7S35（模式3）、W6F7S40（模式4）四个模型顶点位移-基底剪力曲线（图3）来说明。

图3
四种破坏模式基底剪力-顶点位移曲线
Fig．3
Load-displacement curves for four failure modes
从图3中可以看出，模式2破坏的混合结构较早
即表现出较强的承载能力，
但变形能力相比模式1、3差很多。

这主要是由于结构的变形很大程度上取决
于剪力墙的局部弯曲变形，结构的整体变形能力比整体倾覆式变形小得多。

而模式4的破坏主要取决于结构底部框架柱，破坏时结构主要承重构件未能充分发展塑性变形，荷载-位移曲线基本呈直线形，结构承载
能力和变形能力都比模式1、3小的多，在混合结构设计中应该严格避免。

模式1和模式3的荷载-位移曲
线比较接近，既具有较大的承载力，同时又具有较好的变形能力，抗震能力比较好。

模式3作为模式1（核心筒破坏）到模式4（框架破坏）的一种过渡状态，若结构破坏时，框架柱出现的塑性铰较少且发展不充分，则其抗震能力与模式1是接近的。

考虑到框架柱端是否出现塑性铰并不反映结构抗震能力本质性区别，而最终核心筒破坏或者框架柱破坏才是决定混合结构破坏模式及抗震性能的关键，因此，在实际混合结构的设计中，可以允许框架柱在大震时出现塑性变形，只需要控制框架柱不先于核心筒破坏即可，即避免第4种破坏模式。

2．3
参数对结构破坏模式的影响
为考虑核心筒高宽比（H /b ）和结构刚度特征值
λ与混合结构破坏模式的关系，将计算模型每种破坏模式对应的两个参数示于图4中。

图4四种破坏模式与核心筒高宽比和结构刚度特征值的关系Fig．4
Relation graph of core tube aspect ratio and stiffness characteristic value for four failure modes
第44卷第5期楚留声等·SRC框架-RC筒体混合结构抗震性能研究·9·
从图4中可以看出，破坏模式1在所有模型中最
多，核心筒高宽比H/b在12 20、结构刚度特征值λ在0．99 2．63变化中均有该破坏模式出现。

其中，H/b在12 16之间最为集中，相应的刚度特征值λ为0．99 2．10。

结构核心筒高宽比H/b大于16的结构模型，出现模式1的结构刚度特征值λ均大于1．60。

如果高宽比较大，而刚度特征值较小，则很可能出现破坏模式3。

由于破坏模式3相对于破坏模式1并没有本质区别，可以与破坏模式1视为一类（核心筒受拉破坏）。

破坏模式2均发生在核心筒高宽比H/b为8的混合结构中。

由于结构高度相对较低，结构刚度特征值也较小，其变化范围为0．64 1．08。

出现破坏模式4的三组混合结构模型W6F7S40、W8F7S40、W4F7S40，核心筒高宽比均为16（截面相同的模型核心筒高宽比大于16时也均为这种破坏模式，如W6F7S45、W6F7S50等，图中未示出）。

因其框架柱截面较小，结构刚度特值相对较小，均小于1．97。

这表明，当结构核心筒高宽比较大，而框架相对较弱时，容易发生以框架受压破坏为特征的模式。

综上，从控制破坏模式的角度对核心筒高宽比的取值提出以下建议：混合结构核心筒高宽比较大时（≥16），若结构框架较弱，容易出现框架先于核心筒破坏的破坏模式。

因这种破坏模式下结构耗能能力主要依靠框架底部一层或几层柱子，抗震性性较差，设计中应予以避免。

出于安全考虑，SRC框架-RC核心筒混合结构中，核心筒高宽比的最大值可取为15。

另外，当核心筒高宽比较小时（≤8）时，因结构的变形很大部分取决于剪力墙的局部弯曲变形，结构的整体变形能力比整体倾覆式变形小得多。

因此设计中混合结构核心筒高宽比不宜太小，取大于8是合适的。

同时，若以破坏模式1和3作为理想的破坏模式，按本文计算结果可对SRC框架-RC核心筒结构取λ
min =0．95（计算模型中1、3模式破坏的最小λ为0．95）作为结构刚度特征值的最小值。

当核心筒高宽比大于15时，须增强框架的刚度，可取结构刚度特征值最
小值为λ
min
=2．0（计算中出现破坏模式4的最大λ为1．97），以避免结构发生破坏模式4。

3混合结构协同受力
3．1剪力分布及重分配
框架与核心筒在楼板和连梁作用下协同工作时，框架与核心筒之间产生相互作用力7-8，这些力自上至下并不相等，且可能会改变方向。

图5（a）给出了模型W6F9S35小震沿高度的水平剪力分布情况。

（a）小震剪力（b）大（中）震/小震剪力
图5模型W6F9S35框架层剪力
Fig．5Frame horizontal shear of model W6F9S35
从图5中可以看出，在结构下部，核心筒承担的水平剪力要远远大于外框架。

随着高度增加，框架对核心筒的支撑作用增强，框架剪力逐渐增加，而核心筒承担的剪力则迅速减小。

SRC框架在24层达到最大剪力，之后逐渐减小，核心筒剪力也继续减小，达到顶部两层时出现负值。

到顶层时，框架剪力有一个明显的转折，达到最大。

从子结构剪力分布特点来看，核心筒设计的控制剪力主要发生在结构底部几层，而SRC 框架的设计控制剪力主要发生在结构中上部楼层。

在大震作用下，框架和核心筒剪力相对于小震时都有较大的增加。

除了结构剪力数值的变化之外，由于框架和核心筒塑性铰的不同发展规律，子结构水平剪力沿高度变化的规律随地震作用增强也会有很大的不同之处。

图5（b）显示了模型W6F9S35中框架分别在中震、大震时的剪力与小震剪力比值的关系曲线。

从图5（b）中可以看出，因模型W6F9S35在中震时未出现塑性铰，中震时结构仍处于弹性阶段，其内力与变形是成比例发展的，与小震反应的比值均为2．29左右。

进入大震阶段后，由于下部楼层核心筒剪力墙塑性铰的发展，剪力墙向外SRC框架卸载，相应楼层框架承担的剪力增长速度远大于上部楼层。

沿着结构高度增加，框架增长的速度逐渐减小，超过20层时，速度趋于稳定。

以上分析表明，混合结构水平剪力重分配主要发生在结构底部。

3．2倾覆力矩分布及重分配
图6（a）给出了模型W6F9S35各层小震倾覆力矩在核心筒和外框架中沿高度的分布情况。

（a）小震倾覆力矩（b）大（中）震/小震倾覆力矩
图6模型W6F9S35框架层倾覆力矩
Fig．6Frame overturning moment of model W6F9S35
·10·土木工程学报2011年
从图6（a）中可以看出，框架、核心筒和楼层的总倾覆力矩均在结构底层取得最大值，且沿着结构高度的增加均呈现逐渐减小趋势。

不同的是，框架倾覆力矩减小的速率在底部最大，沿着高度向上速率逐渐减小；而核心筒则是底部减小的速率最慢，向上逐渐变快。

因此，尽管在结构底部核心筒倾覆力矩大于框架，但到中间楼层（18 19层）时两者的倾覆力矩已经相等，而在高于该楼层后框架的倾覆力矩始终大于核心筒。

核心筒的倾覆力矩在大约30层时开始反向，但由于顶部楼层倾覆力矩数值较小，对构件内力的影响并不大。

到达顶层时，倾覆力矩均减小为0。

因此，无论是核心筒还是SRC框架，对其控制内力产生主要影响的倾覆力矩均发生在结构底层。

模型W6F9S35中框架和核心筒分别在中震、大震时的倾覆力矩与小震倾覆力矩比值的关系曲线示于图6（b）。

从图6（b）可以看出，框架和核心筒中震与小震倾覆力矩的比值沿着结构高度不变，均为2．29左右。

大震时，框架底部楼层和顶部楼层相对小震倾覆力矩增加的倍数略大，而中部最小，但数值整体上看相差不多，这与大震时框架剪力的增幅在底部远远大于上部的规律有很大区别，说明进入塑性状态后框架倾覆力矩沿着层高的变化相对均匀，重分配现象并不明显。

4核心筒底层墙体的受力状态及截面设计
核心筒承担的最大剪力和最大倾覆力矩均发生在结构底层，但却以不同特征分布在垂直和平行加载方向的核心筒墙体上，对两种墙肢截面内力的影响也是不同的。

例如，模型W6F9S35中，小震时核心筒底部承担总剪力3411kN，垂直加载方向的墙肢承担剪力91kN，仅占2．7%左右；核心筒承担总倾覆力矩244811kN·m，垂直加载方向的墙肢承担倾覆力矩100469kN·m，占41%，两者差别很大。

因此，对垂直加载方向的核心筒墙体来说，可仅考虑其轴向拉压，而无需考虑其弯矩；而平行加载方向的墙肢则需考虑墙肢弯矩和轴力的共同作用。

表2给出了模型W6F9S35底层两种墙肢分别在重力荷载代表值（G
E
）、小震、中震和大震作用时的内力状态，其中轴力和剪力的单位为kN，弯矩的单位为kN·m。

4．1平行加载方向的墙肢内力
从表2看出，对平行加载方向的墙肢，小震和中震时的轴力几乎没有增长，而水平剪力和弯矩则分别有不同程度增加。

由于中震时结构构件仍处于弹性，相应的弯矩与小震时比值为2．29，同前面楼层剪力、弯矩和位移的变化比例一致。

截面PMM铰进入塑性发
表2两种墙肢不同地震阶段内力
Table2Internal force of core wall in different earthquake
intensities
平行加载方向的墙肢垂直加载方向的墙肢
轴力弯矩剪力受压侧轴力受拉侧轴力
G E17848－－1784817848
小震17856103661280
28963
（11115）
6733
（－11115）中震17866238412944
43413
（14450）
－7717
（－14450）大震－489388633995
64799
（21386）
－11442
（－3725）
注：轴力为正值表示受压，负值表示受拉。

括号内的数值为后一阶段内力与前一阶段轴力的差值。

展阶段后，截面弯矩仍逐渐增加，但速度较弹性阶段缓慢（与中震时的弯矩比值约为1．6倍）；同时，轴压力快速卸载，到大震时，截面已进入受拉状态，但由于拉力较小，对截面应力状态起主要作用的仍是弯矩。

图7为核心筒墙肢N-M曲线和平行加载方向墙肢从小震到大震的内力变化轨迹。

图7核心筒墙肢N-M曲线及内力轨迹
Fig．7N-M curve and inner force trajectory of core wall
从图中可看到，由于墙肢初始轴压力水平较低（重力荷载代表值对应的轴压比n=0．24），在经历地震作用增加的过程中，构件的实际受力状态从大偏压到大偏拉过渡。

如果初始轴力较大，则结构将始终处于大偏心受压状态。

因此，平行加载方向的墙肢承担了结构主要的水平剪力和一部分倾覆力矩，而这两项作用对构件的轴力水平影响都不大，对构件破坏起主要作用的内力是弯矩。

4．2垂直加载方向的墙肢内力
从表2中可以看出，垂直加载方向墙肢的轴力变化非常明显：在重力荷载代表值作用时，两墙肢底部
第44卷第5期楚留声等·SRC框架-RC筒体混合结构抗震性能研究·11·
截面压力相等；随地震作用增加，受压侧墙肢的轴压
力迅速增大，而受拉侧墙肢轴压力则逐渐减小，到中
震时已成为受拉状态，此后拉力不断增长。

由于模型W6F9S35两个方向墙肢相同，可以从图
7墙肢N-M曲线了解受拉侧和受压侧墙肢的内力状
态。

墙肢的极限轴力N
u
分别为114082kN（压力）和
－12103kN（拉力），若近似取屈服轴力N
y =0．8N
u
，则
墙肢相应的屈服轴压力和轴拉力分别为91265kN和
－9682kN。

从表2可知，小震时，受拉侧截面的轴拉力比截面的屈服轴拉力要小的多；中震时，受拉侧墙肢截面的拉力－7717kN距离截面－9682kN已比较接近；大震时，截面拉力－114082kN超过屈服拉力，并开始接近极限拉力－12103kN。

尽管受压侧截面轴压力增长很快，但压力值始终未达到屈服压力。

实际上，受拉侧墙肢在进入塑性阶段之前，其拉力的增幅和受压侧墙肢轴压力的增幅是相等的（表2中括号内的数值）。

当受拉侧截面屈服以后，截面的轴力变化趋于平缓，而未屈服受压侧的轴向压力仍增长很快。

这种因某个构件屈服而产生的内力变化，对于其他构件内力（包括平行加载方向的墙肢和外框架SRC柱的内力）的影响也很大。

这一点可以从图8中构件屈服引起构件轴力变化的示意图看出。

图中W
P 和W
V
分别表示平行和垂直于加载方向的墙肢，N和T 表示构件的轴力分别为压力和拉力，下标F和W则分别表示框架SRC柱和垂直加载方向的剪力墙，例如
N
F
即表示框架柱所受的轴压力，其他类似。

图8某构件屈服引起其他构件轴力变化示意图Fig．8Axial force change for the yield of some member
由于结构模型W6F9S35在两个方向上完全对称，由力学知识容易知道，弹性阶段由倾覆力矩在两侧对称位置构件截面产生的轴力大小相等而方向相反，在
图8中即N
F =T
F
，N
W
=T
W。

同时，倾覆力矩在平行
加载方向墙肢截面两侧产生的应力分布也是大小相等而方向相反（图8中实线箭头所示），墙轴力之和为零。

当模型中受拉侧墙肢屈服以后，墙肢的轴力T
W 增长缓慢，而受压侧墙肢的轴压力N
W
仍有较大幅度
的增加，即T
W
＜N
W
，此时由（N
W
－T
W
）对形心轴O形成的不平衡力矩必须由混合结构的其他构件来承担：一方面，平行加载方向墙肢受拉侧的应力增长速度远大于受压侧，截面的合力表现为拉力，且随着地震作用增加，截面拉力逐渐增大；另一方面，受拉侧SRC柱
T
F
的增加速度也将大于受压侧柱N
F
的增加速度（从下面一节框架内力变化的情况可以看出）。

上述分析同样可以解释平行加载方向墙肢内力变化的情况：结构构件屈服前，倾覆力矩在该墙肢上轴力为零，因此倾覆力矩的增加对其轴力几乎没有影响；受拉侧墙肢屈服以后，不断增长的不平衡力矩在其截面内产生拉力，致使由重力荷载代表值产生的轴压力不断减小，并最终进入受拉状态。

这种现象表明，结构某一侧构件的屈服，不仅会使倾覆力矩在核心筒和框架之间重分配，也会造成核心筒在不同类型墙肢之间的重分配。

4．3墙肢轴压比对结构破坏顺序的影响
在重力荷载代表值作用下核心筒墙肢底部截面轴力为17848kN，相应的轴压比为n=0．24。

从图7核心筒墙肢N-M相关曲线看，墙肢截面的压力相对于极限压力要小得多。

当构件初始轴压比较大时，两种墙肢产生的破坏形态将会发生改变。

对垂直于加载方向的墙肢，由于构件在弹性阶段轴压力和轴拉力的增幅相同，若墙肢初始轴压力N= 40791kN（屈服轴压力和轴拉力的平均值，轴压比为0．53），则受压侧墙肢和受拉侧墙肢将同时达到相应的屈服强度；构件初始轴压力N＞40791kN（轴压比n ＞0．53）时，则会出现受压侧墙肢首先屈服的情况。

从模型W6F9S35的分析结果来看，到大震时受拉侧墙肢已接近极限荷载，而受压侧墙肢的轴压力（64799kN）仍远小于其屈服压力（91265kN）。

如果结构的初始轴压比更小（n＜0．24），结构破坏时，这种差距将会更大，这对于混合结构发挥其整体延性是不利的。

相反，当构件的轴压比很大时，也会出现仅受压侧墙肢破坏而受拉侧墙肢完好的情况。

当轴压比处于某一合适范围之内时，就可以保证结构破坏时受拉侧和受压侧均出现屈服。

仅从模型W6F9S35垂直于加载方向墙肢受力的角度考虑，墙肢的初始轴压比在0．5左右时对结构抗震性能是有利的，可取0．35 0．7。

在平行加载方向的墙肢中，随着地震作用的增加，水平剪力不断增加，墙肢底部截面的弯矩值也随之增大，但其截面的轴力变化（与倾覆力矩有关）却与垂直于加载方向墙肢的屈服顺序有关：当受拉侧墙肢先屈服时，从对图8的分析可知，在平行加载方向的墙。