池 沛， 董 軍， 彭 洋， LIEW J Y R,3

(1. 南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，南京 211816；2.揚(yáng)州大學(xué) 建筑科學(xué)與工程學(xué)院，揚(yáng)州 225009；3. 新加坡國(guó)立大學(xué) 土木與環(huán)境學(xué)院，新加坡 117576)

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一種新型自復(fù)位耗能拉索支撐的理論研究與數(shù)值分析

池 沛1，2， 董 軍1， 彭 洋1， LIEW J Y R1,3

(1. 南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，南京 211816；2.揚(yáng)州大學(xué) 建筑科學(xué)與工程學(xué)院，揚(yáng)州 225009；3. 新加坡國(guó)立大學(xué) 土木與環(huán)境學(xué)院，新加坡 117576)

傳統(tǒng)的支撐框架體系通過(guò)材料的塑性屈服耗散地震能量，在震后往往產(chǎn)生較大的殘余變形，不僅修復(fù)代價(jià)高昂，更會(huì)嚴(yán)重危害結(jié)構(gòu)的使用安全。提出了一種新型支撐形式——自復(fù)位耗能拉索支撐，可在特定的地震水準(zhǔn)下降低剛度，耗散地震能量，同時(shí)利用復(fù)位筋提供的恢復(fù)力消除支撐殘余變形。對(duì)其構(gòu)造和工作原理進(jìn)行了詳細(xì)的說(shuō)明，建立了力學(xué)分析模型，理論推導(dǎo)了在單調(diào)荷載和往復(fù)荷載作用下的荷載-位移關(guān)系，提出了控制參數(shù)的計(jì)算方法。建立了ABAQUS有限元模型，通過(guò)與理論分析結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證了支撐的工作性能。研究結(jié)果表明在樓層層間位移角達(dá)到2%時(shí)，支撐仍然具有完全的自復(fù)位能力。提出的力學(xué)模型和數(shù)值模型可為此類(lèi)支撐的設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。

抗震性能；自復(fù)位；耗能；支撐；預(yù)應(yīng)力

支撐框架體系作為一類(lèi)高效的抗側(cè)力體系廣泛應(yīng)用于工程抗震領(lǐng)域，其中支撐的性能直接決定了體系的抗震性能。普通中心支撐在小-中震下能夠維持較大的彈性剛度，但在強(qiáng)震作用下會(huì)產(chǎn)生屈曲現(xiàn)象，誘發(fā)節(jié)點(diǎn)板和支撐本身過(guò)早發(fā)生疲勞破壞，結(jié)構(gòu)的延性和滯回性能較差[1-2]。特殊中心支撐[3-5]、偏心支撐以及屈曲約束支撐[6]利用節(jié)點(diǎn)板、耗能梁端或耗能內(nèi)芯的屈服機(jī)制耗散地震能量，具有較強(qiáng)的非線(xiàn)性變形能力，但在震后會(huì)產(chǎn)生很大的不可恢復(fù)變形。

文獻(xiàn)[7]的研究結(jié)果表明，當(dāng)殘余層間位移角超過(guò)0.5%時(shí)，結(jié)構(gòu)的修復(fù)成本將超過(guò)重建成本，即不具有修復(fù)價(jià)值。此外，由殘余變形引起的P-Δ效應(yīng)將加劇結(jié)構(gòu)的倒塌風(fēng)險(xiǎn)，對(duì)結(jié)構(gòu)安全造成嚴(yán)重威脅[8]。鑒于殘余變形對(duì)于結(jié)構(gòu)性能具有重大影響，美國(guó)和歐洲在最新的基于性能(performance-based)的抗震設(shè)計(jì)規(guī)范中[9-10]明確闡明了控制該項(xiàng)指標(biāo)的重要意義，并將其作為評(píng)估結(jié)構(gòu)震后性能的關(guān)鍵參數(shù)。

加拿大學(xué)者CHRISTOPOULOS等[11]首先提出了在支撐中引入后張預(yù)應(yīng)力筋消除殘余變形的方法，研制了自復(fù)位耗能(Self-Centering Energy-Dissipative, SCED)支撐，并進(jìn)行了全尺試件的可行性驗(yàn)證試驗(yàn)，結(jié)果表明支撐的承載力在800 kN左右，層間位移角在2%以?xún)?nèi)可以實(shí)現(xiàn)完全自復(fù)位，耗能能力良好。劉璐等[12]提出了自復(fù)位屈曲約束支撐，通過(guò)預(yù)應(yīng)力鋼絞線(xiàn)消除支撐的塑性變形，擬靜力試驗(yàn)結(jié)果表明預(yù)應(yīng)力施加和保持的工藝是決定復(fù)位效果的關(guān)鍵因素。文獻(xiàn)[13-14]提出了雙核心SCED支撐，通過(guò)將兩個(gè)自復(fù)位系統(tǒng)進(jìn)行串聯(lián)，成倍提高了支撐的復(fù)位能力。文獻(xiàn)[15]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)支撐的受力性能對(duì)于制造誤差非常敏感，試驗(yàn)得到的初始剛度僅為理論分析的60%。文獻(xiàn)[14]進(jìn)一步通過(guò)分析指出，當(dāng)內(nèi)外套管長(zhǎng)度存在三千分之一的制造誤差時(shí)，支撐的初始剛度將顯著下降。

現(xiàn)有的SCED支撐由于構(gòu)造的特殊性導(dǎo)致初始剛度偏大，支撐較為剛勁，增大了結(jié)構(gòu)的地震作用。支撐性能對(duì)于制造誤差十分敏感，加工工藝要求苛刻，對(duì)其推廣應(yīng)用造成了一定限制。為克服現(xiàn)有SCED支撐的不足，作者提出了一種新型SCED拉索支撐。本文首先闡述了該支撐的構(gòu)造形式及工作原理；然后理論推導(dǎo)了在單調(diào)荷載和往復(fù)荷載作用下的荷載-位移關(guān)系，提出了控制參數(shù)的計(jì)算方法；最后通過(guò)將數(shù)值模型與理論分析的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證了支撐的工作性能。

1 SCED拉索支撐的構(gòu)造及工作原理

1.1 SCED拉索支撐的構(gòu)造

如圖1所示，SCED裝置(共2套)平行安裝在框架梁上，每套與一道高強(qiáng)鋼索連接組成SCED拉索支撐作為結(jié)構(gòu)的主要抗側(cè)力部件，在框架梁的兩端安裝滑輪引導(dǎo)鋼索走向。由于鋼索的單拉特性，對(duì)于特定方向荷載作用下的非受力鋼索用虛線(xiàn)表示。

圖1 SCED拉索支撐框架體系Fig.1 SCED tension-only-braced frame

SCED裝置的基本構(gòu)造如圖2所示，復(fù)位筋采用后張法建立預(yù)應(yīng)力并錨固在限位板上(圖2(b))。上錨固端頭由于始終只受到來(lái)自復(fù)位筋向左的拉力，且由于限位板的作用，因此相當(dāng)于復(fù)位筋的一個(gè)不動(dòng)支座。下錨固端頭與摩擦消能件相連，當(dāng)作用在高強(qiáng)鋼索上的荷載增大到一定程度時(shí)，允許其向右運(yùn)動(dòng)，進(jìn)一步拉伸復(fù)位筋。

摩擦消能件由鋼板和黃銅板交替組成，通過(guò)對(duì)拉式高強(qiáng)螺栓提供法向壓力。位于消能件中央的摩擦板(鋼板)開(kāi)設(shè)長(zhǎng)槽孔，允許其在板件長(zhǎng)度方向上滑動(dòng)，槽孔的長(zhǎng)度根據(jù)摩擦板的允許位移計(jì)算確定；兩側(cè)其余4塊板件均開(kāi)圓孔，通過(guò)外板與底座栓接固定。

裝置內(nèi)滑輪的作用主要是增加復(fù)位筋的長(zhǎng)度，降低材料的彈性變形要求，提高復(fù)位能力。

圖2 SCED裝置構(gòu)造Fig.2 SCED device schematic

1.2 SCED拉索支撐的工作原理

如圖3(a)所示，將復(fù)位筋、摩擦板和鋼索分別理想化為線(xiàn)剛度為Kt、Kf和Kc的彈簧，摩擦板的最大靜摩擦力為F。復(fù)位筋初始態(tài)(圖3(b)的O點(diǎn))的預(yù)拉力為T(mén)t,0，Tt,0經(jīng)限位板R傳至裝置底座。限位板用以平衡預(yù)拉力的反作用力，同時(shí)限制摩擦板向左滑動(dòng)。

在循環(huán)荷載作用下，SCED拉索支撐的滯回關(guān)系可用圖3(b)來(lái)描述，圖中P為作用于鋼索上的荷載，Δ為鋼索的端部位移。當(dāng)P的數(shù)值較小時(shí)(OA段)，鋼索另一端由于受到預(yù)拉力Tt,0和摩擦力的作用相當(dāng)于固定端，因此SCED裝置不能發(fā)揮作用。隨著P的增大直至克服Tt,0+F(A點(diǎn))，SCED裝置啟動(dòng)，摩擦消能件開(kāi)始工作。此時(shí)由于鋼索和復(fù)位筋為串聯(lián)狀態(tài)，支撐的整體剛度下降(即“屈服”)，抑制地震力的快速增長(zhǎng)，從而避免了梁柱等主體構(gòu)件的損壞。從B點(diǎn)開(kāi)始卸載時(shí)，支撐在復(fù)位筋的作用下，變形不斷減小直至恢復(fù)原位(O點(diǎn))。反向加載過(guò)程O(píng)A′B′C′D′和正向加載過(guò)程O(píng)ABCD類(lèi)似。

圖3 SCED拉索支撐的工作機(jī)理Fig.3 Mechanics of the SCED tension-only brace

1.3 SCED拉索支撐的優(yōu)點(diǎn)

相較于現(xiàn)有的SCED支撐，本文提出的支撐形式具有以下優(yōu)點(diǎn)：

(1) 顯著降低地震作用?，F(xiàn)有的SCED支撐中受壓套筒的設(shè)計(jì)由穩(wěn)定控制，而雙核心SCED支撐的初始剛度很大，對(duì)抗震不利。本文所述的支撐形式采用全拉力系統(tǒng)，不存在穩(wěn)定問(wèn)題，可充分發(fā)揮高強(qiáng)鋼索的抗拉能力，減小支撐截面積，結(jié)構(gòu)更加輕柔。

(2) 啟動(dòng)條件可控。通過(guò)調(diào)整消能件螺栓的預(yù)緊力控制SCED裝置的啟動(dòng)條件，當(dāng)結(jié)構(gòu)達(dá)到設(shè)計(jì)側(cè)移值時(shí)即開(kāi)始工作，可實(shí)現(xiàn)基于性態(tài)/位移的抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)。

(3) “屈服”剛度可設(shè)計(jì)。支撐的“屈服”剛度可通過(guò)改變復(fù)位筋的線(xiàn)剛度加以調(diào)整，避免屈服剛度過(guò)低導(dǎo)致位移向率先屈服樓層集中，使結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度沿高度方向分布更加合理。

(4) 消除制造誤差的不利影響。SCED拉索支撐拋棄了現(xiàn)有SCED支撐內(nèi)、中、外筒連環(huán)套嵌的構(gòu)造形式，復(fù)位筋直接錨固在限位板上，克服了制造誤差問(wèn)題。

(5) 無(wú)焊接。板件連接全部采用螺栓連接，避免了焊接對(duì)預(yù)應(yīng)力的破壞，保證自復(fù)位效果。

(6) 安裝便捷。SCED裝置固定后，只需與拉索連接即可，安裝快速便捷，且無(wú)須改變主體結(jié)構(gòu)的建造方式。

2 SCED拉索支撐的理論分析

2.1 理論推導(dǎo)

采用圖4所示的力學(xué)模型對(duì)SCED拉索支撐進(jìn)行單向受拉分析。SCED拉索支撐的I端與框架梁栓接固定，J端承受軸向荷載P。限位板R用以限制摩擦板向左滑動(dòng)，同時(shí)平衡復(fù)位筋的預(yù)拉力Tt,0。

圖中復(fù)位筋的線(xiàn)剛度：

(1)

式中：Et、lt,0和At,i分別表示復(fù)位筋的彈性模量、初始長(zhǎng)度和第i根復(fù)位筋線(xiàn)材的截面積。

摩擦板的線(xiàn)剛度：

(2)

式中：Ef、lf和Af分別表示摩擦板的彈性模量、長(zhǎng)度和截面積。

高強(qiáng)鋼索的線(xiàn)剛度：

(3)

式中：Et、lc,0和Ac,i分別表示高強(qiáng)鋼索的彈性模量、初始長(zhǎng)度和第i根鋼索線(xiàn)材的截面積。

由圖4(a)可知，當(dāng)荷載P克服最大摩擦力F和預(yù)拉力Tt,0之和時(shí)，摩擦板可以發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，設(shè)此時(shí)的荷載為啟動(dòng)荷載Pa，則有：

Pa=F+Tt,0

(4)

① 當(dāng)P

K0=Kc

(5)

OA段鋼索的拉力Tc為：

Tc=Kcδc=K0Δ

(6)

式中：δc為鋼索的伸長(zhǎng)量；Δ為鋼索的端部位移。

OA段復(fù)位筋的拉力Tt為：

Tt=Tt,0

(7)

② 當(dāng)荷載增大至P≥Pa時(shí)(圖4(b)所示AB段)，鋼索拉力克服F和T0的合力并與復(fù)位筋串聯(lián)，此時(shí)SCED拉索支撐的啟動(dòng)剛度Ka為：

Ka=(1/Kt+1/Kf+1/Kc)-1

(8)

AB段鋼索的拉力Tc為：

Tc=Pa+Ka(Δ-Δa)

(9)

式中：Δa為SCED拉索支撐的啟動(dòng)位移。

AB段復(fù)位筋的內(nèi)力Tt為：

Tt=P-F

(10)

AB段復(fù)位筋的伸長(zhǎng)量為：

δt=(Tt-Tt,0)/Kt

(11)

③ 若從B點(diǎn)處開(kāi)始卸載(圖4(c)所示BC段)，摩擦力將首先通過(guò)改變大小和方向平衡卸載值，直至摩擦力的大小改變?yōu)?F為止(C點(diǎn))，這一過(guò)程中摩擦板始終處于靜止?fàn)顟B(tài)。因此有：

PB-PC=2F

(12)

在這一階段支撐剛度恢復(fù)為初始剛度K0，復(fù)位筋的拉力Tt保持不變。在B點(diǎn)處，復(fù)位筋、摩擦板和高強(qiáng)鋼索的拉力同時(shí)達(dá)到最大值，為強(qiáng)度設(shè)計(jì)的控制狀態(tài)。

④ 當(dāng)卸載值超過(guò)2F時(shí)(圖4(d)所示CD段)，摩擦板將在復(fù)位筋作用下向初始位置滑動(dòng)，同時(shí)帶動(dòng)鋼索復(fù)位至D點(diǎn)與限位板接觸。在這一階段中，鋼索和復(fù)位筋再次串聯(lián)，剛度恢復(fù)至啟動(dòng)剛度Ka。

為實(shí)現(xiàn)自復(fù)位功能，消除殘余變形，由圖4可知應(yīng)滿(mǎn)足PD≥0，即：

PA-2F≥0

(13)

可解得：

Tt,0≥F

(14)

定義復(fù)位耗能系數(shù)

β=Tt,0/F

(15)

將式(15)代入式(14)得：

β≥1

(16)

即為使結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)自復(fù)位，必須保證β≥1。

⑤ DO段只有拉索發(fā)揮作用，SCED裝置不工作。

圖4 各階段工作機(jī)理Fig.4 Detailed mechanics for whole behavioral stages

2.2 控制參數(shù)計(jì)算

啟動(dòng)荷載Pa決定了SCED裝置的啟動(dòng)條件。為實(shí)現(xiàn)基于位移的控制目標(biāo)，使裝置在設(shè)定的結(jié)構(gòu)變形狀態(tài)下工作，需要選擇適當(dāng)?shù)腜a值。

如圖5所示，在側(cè)向荷載P的作用下，框架將發(fā)生剪切變形，其中鋼索支撐發(fā)生的軸向變形為：

δc=hθcosα

(17)

式中：h為樓層高度；θ為層間位移角；α為鋼索與水平方向的夾角。

圖5 SCED拉索支撐變形與樓層側(cè)移的關(guān)系Fig.5 Shear strain of proposed system

根據(jù)鋼索的變形量計(jì)算得到啟動(dòng)荷載：

Pa=Kcδc=Kchθcosα

(18)

在本文中，取θ=[θe]=0.004 rad[16]，即設(shè)定結(jié)構(gòu)在達(dá)到多遇地震作用下的彈性層間位移角限值[θe]時(shí)開(kāi)始“屈服”。圖5中的鋼索直徑dc=90 mm，長(zhǎng)度lc,0=10 000 mm，彈性模量Ec=200 GPa。計(jì)算得到Pa=1 821.21 kN。

需要指出的是，在實(shí)際情況中可根據(jù)變形要求調(diào)整鋼索剛度，使SCED裝置在結(jié)構(gòu)發(fā)生較小變形時(shí)就開(kāi)始工作，且這種調(diào)整是靈活的、可設(shè)計(jì)的。

將式(15)代入式(4)可解出：

F=(1+β)-1Pa

(19)

Tt,0=(1+β-1)-1Pa

(20)

計(jì)算得到在圖4所示的半個(gè)循環(huán)內(nèi)通過(guò)摩擦耗散的能量為：

(21)

對(duì)于特定的受力變形狀態(tài)，式(21)中的Pa、PB和Kt都為定值，ED將隨著β的減小而增大。因此在保證自復(fù)位的前提下(式16)，要提高支撐的耗能能力，β因盡量取小。在本文中β取1.05，相應(yīng)的摩擦力F=888.38 kN，復(fù)位筋預(yù)拉力Tt,0=932.83 kN。

3 SCED拉索支撐的數(shù)值模擬

3.1 有限元建模方法

SCED拉索支撐的力學(xué)行為較為復(fù)雜，為驗(yàn)證理論分析的正確性，基于ABAQUS平臺(tái)建立了有限元分析模型，如圖6所示。限位板、摩擦板和黃銅板之間的接觸關(guān)系具有強(qiáng)非線(xiàn)性特征，根據(jù)接觸屬性，全部采用C3D8I單元(一階六面體非協(xié)調(diào)模式單元)。高強(qiáng)鋼索和復(fù)位筋采用T3D2(一階三維桁架單元)模擬單軸受力特性。復(fù)位筋錨板和高強(qiáng)鋼索錨板的作用主要是將作用于點(diǎn)上的集中力均勻地傳遞到接觸面，全部采用解析剛體進(jìn)行模擬。

①?gòu)?fù)位筋；②限位板；③復(fù)位筋錨板；④摩擦板；⑤黃銅板；⑥高強(qiáng)鋼索錨板；⑦高強(qiáng)鋼索圖6 SCED拉索支撐的有限元模型Fig.6 FE model of the SCED tension-only brace

①和③、④和⑥、⑥和⑦分別采用綁定約束，始終保證各接觸對(duì)緊密接觸。②和③之間建立無(wú)摩擦接觸，③可自由向右發(fā)生滑動(dòng)，但向左運(yùn)動(dòng)會(huì)受到②的限制。④和⑤之間建立有限滑移摩擦接觸，接觸壓力和間隙的關(guān)系設(shè)置為“硬接觸”。金屬的材料屬性定義為理想的彈塑性應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系(圖7(a))，遵循Von Mises屈服準(zhǔn)則；摩擦行為采用經(jīng)典庫(kù)倫摩擦模型描述[11,17](圖7(b))。

圖7 本構(gòu)關(guān)系Fig.7 Constitutive relations

為使模型簡(jiǎn)化，只對(duì)1個(gè)摩擦消能件建模，所以模型中的摩擦面數(shù)量(2個(gè))為實(shí)際摩擦面數(shù)量(4個(gè))的一半。為保證模型中各部件受力與實(shí)際情況一致，將有限元摩擦因數(shù)放大1倍處理，即μFE=2μ，其中μ為鋼與黃銅的摩擦因數(shù)。摩擦板上施加的法向預(yù)壓力為Nf=F/2μFE。同理，摩擦板在垂直于鋼索平面上的截面積也需增大1倍，即Af,FE=2Af。

對(duì)復(fù)位筋采用支座位移法施加預(yù)拉力Tt,0。首先在①和③之間建立綁定約束關(guān)系；然后限制?、诘乃凶杂啥?；最后在①的另一端采用鉸接支座，并對(duì)其施加定量位移荷載(即張拉長(zhǎng)度)：δt,0=Tt,0/Kt。

有限元模型中各部件的幾何、物理參數(shù)詳見(jiàn)表1。

3.2 數(shù)值模擬與理論分析的比較

由圖5所示的幾何關(guān)系得到鋼索端部位移Δ與層間位移角θ的關(guān)系為：

Δ=3.58×103θ

(22)

為考察SCED拉索支撐在罕遇地震作用下(θu=0.02 rad[16]，相應(yīng)的Δu=71.60 mm)的力學(xué)性能，首先對(duì)其進(jìn)行單調(diào)加載，加載過(guò)程以Δ為控制參數(shù)，令最大端部位移Δmax=80 mm>Δu。

根據(jù)本文第二節(jié)的力學(xué)模型，計(jì)算得到單調(diào)荷載作用下鋼索軸力和復(fù)位筋軸力的數(shù)值，并與有限元結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，理論分析與數(shù)值模擬的數(shù)值在啟動(dòng)位移Δa處基本重合，說(shuō)明數(shù)值模擬能夠精確地捕捉到SCED裝置的啟動(dòng)條件，但前提條件是必須選擇合適的增量步。當(dāng)索端位移超過(guò)啟動(dòng)位移Δa后，復(fù)位筋的軸力將與鋼索軸力同步增長(zhǎng)，二者的差值為最大摩擦力F。達(dá)到Δu后，鋼索和復(fù)位筋的軸力都沒(méi)有超越屈服力，表明在樓層層間位移角達(dá)到2%時(shí)，支撐仍然具有完全自復(fù)位能力。

表1 有限元模型各部件參數(shù)

圖8 SCED拉索支撐的單調(diào)加載特性Fig.8 Monotonic behavior of the SCED tension-only brace

圖9顯示了支撐在受拉區(qū)間內(nèi)的滯回關(guān)系，圖中箭頭表示加卸載的路徑。Δ的幅值Δi=10imm，i=1,2…,8。對(duì)于鋼索(圖9a)，加載階段支撐“屈服”后剛度的理論值為8.65 kN/mm，稍大于模擬值(8.53 kN/mm)；最大荷載的理論值(2 389.41 kN)比模擬值(2 350.21 kN)大1.67%。對(duì)于復(fù)位筋(圖9b)，其理論值與模擬值基本完全重合。各加卸載循環(huán)后，鋼索的端部位移全部回歸到0，實(shí)現(xiàn)了完全自復(fù)位。

圖8、圖9的理論分析與數(shù)值模擬的結(jié)果總體上吻合良好，驗(yàn)證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性，可為下一步的參數(shù)分析提供基礎(chǔ)。

圖9 SCED拉索支撐的滯回特性Fig.9 Hysteretic behavior of the SCED tension-only brace

4 結(jié) 論

本文提出了一種新型SCED拉索支撐，并建立了力學(xué)模型，通過(guò)理論分析和數(shù)值模擬研究了支撐在單調(diào)荷載和往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能，得到以下幾點(diǎn)主要結(jié)論：

(1) SCED拉索支撐是一套全拉力系統(tǒng)，克服了現(xiàn)有SCED支撐穩(wěn)定問(wèn)題突出的缺點(diǎn)，可以有效減小支撐截面積，降低地震作用。

(2) SCED裝置工作后，鋼索與復(fù)位筋串聯(lián)降低支撐剛度，抑制地震力快速增長(zhǎng)，同時(shí)利用摩擦機(jī)制耗散地震輸入的能量。支撐的“屈服”剛度具有可設(shè)計(jì)性，為優(yōu)化罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)的剛度分布提供了設(shè)計(jì)可行性。

(3) 通過(guò)理論推導(dǎo)得到了支撐在單調(diào)荷載和往復(fù)荷載作用下的滯回關(guān)系，提出了控制參數(shù)的計(jì)算方法，可為此類(lèi)支撐的設(shè)計(jì)以及整體結(jié)構(gòu)的分析提供理論基礎(chǔ)。

(4) 有限元模擬結(jié)果與理論推導(dǎo)結(jié)果吻合良好，驗(yàn)證了建模方法的準(zhǔn)確性。數(shù)值結(jié)果表明在樓層層間位移角達(dá)到2%時(shí)，支撐扔具有完全自復(fù)位能力。

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Theoretical analysis and numerical simulation for an innovative self-centering energy-dissipative tension-brace system

CHI Pei1,2, DONG Jun1, PENG Yang1, Richard, LIEW J Y R1,3

(1.College of Civil Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China; 2.College of Architectural Science and Engineering, Yangzhou University, Yangzhou 225009, China;3.Department of Civil and Environmental Engineering, National University of Singapore, Singapore 117576, China)

A conventional braced frame system dissipating seismic energy through its material’s plastic yield produces larger permanent deformations after major earthquakes. Such permanent deformations affect the structural safety and they are cost to repair. To avoid this drawback, a new tension-brace system capable of self-centering and dissipating energy was proposed. For a given seismic intensity, the proposed system was capable of reducing its stiffness in order to dissipate energy and provide a restoring force to reduce the permanent deformations. The key structure and working principle of the self-centering tension-brace system were presented. The mechanical analysis model was developed to derive the load-displacement relationships under monotonic and cyclic loads. The performance of the tension-brace system was further investigated by using nonlinear finite element software ABAQUS. The analysis results showed that the tension-brace system can still have a full ability of self-centering when the storey drift angle exceeds 2.0%. Both the theoretical and numerical models provided necessary tools and a theoretical basis for designing the proposed self-centering energy-dissipating tension-brace system.

seismic performance; self-centering; energy-dissipation; brace; prestress

國(guó)家留學(xué)基金委資助項(xiàng)目(201408320150)

2015-09-09 修改稿收到日期：2015-11-07

池沛 男，博士,講師，1987年生

董軍 男，博士，教授，1964年生 E-mail：dongjun@njtech.edu.cn

TU352.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.21.027