馮玉龍 ， 吳 京 ， 孟少平， 王 強(qiáng) ,2， 付 康

(1.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，南京 210096； 2.香港華藝設(shè)計(jì)顧問(wèn)(深圳)有限公司南京分公司，南京 210037)

底部帶有屈曲約束支撐的搖擺墻框架結(jié)構(gòu)抗震性能分析

馮玉龍1， 吳 京1， 孟少平1， 王 強(qiáng)1,2， 付 康1

(1.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，南京 210096； 2.香港華藝設(shè)計(jì)顧問(wèn)(深圳)有限公司南京分公司，南京 210037)

為減小搖擺墻框架結(jié)構(gòu)強(qiáng)震下位移響應(yīng)及緩解屈曲約束支撐框架的損傷集中效應(yīng)，基于損傷集中模式，提出了底部帶有屈曲約束支撐的搖擺墻框架結(jié)構(gòu)體系。以9層鋼框架為基準(zhǔn)模型，通過(guò)推覆分析和動(dòng)力時(shí)程分析對(duì)比研究了該結(jié)構(gòu)體系的抗震性能。分析結(jié)果表明：BRB屈服前，該結(jié)構(gòu)體系類似框剪結(jié)構(gòu)，BRB提供抗側(cè)剛度并通過(guò)墻體進(jìn)行傳遞；BRB屈服后，結(jié)構(gòu)發(fā)生搖擺，墻體控制變形模式，BRB通過(guò)滯回耗能，可以充分發(fā)揮結(jié)構(gòu)各部分的抗震能力。

屈曲約束支撐；搖擺墻框架結(jié)構(gòu)；推覆分析；動(dòng)力時(shí)程分析；抗震性能

在結(jié)構(gòu)中弱化基礎(chǔ)對(duì)墻體的嵌固，使其在強(qiáng)震下墻腳能夠上抬產(chǎn)生搖擺效應(yīng)形成搖擺結(jié)構(gòu)體系，有助于減小地震破壞[1]。屈曲約束支撐(Buckling-Restrained Brace, BRB)在受拉和受壓時(shí)都可屈服而不屈曲，具有穩(wěn)定的滯回耗能能力和較大的延性，克服了傳統(tǒng)支撐受壓失穩(wěn)的缺點(diǎn)[2]。目前，搖擺結(jié)構(gòu)體系和BRB在結(jié)構(gòu)工程中均得到廣泛應(yīng)用[3-6]。

曹海韻等[7]指出搖擺墻可顯著提高框架結(jié)構(gòu)整體承載力及延性，可使層間變形趨于均勻，防止層倒塌模式。曲哲等[8]的研究指出了僅僅在框架結(jié)構(gòu)中增加搖擺墻后結(jié)構(gòu)的自振周期變化很小，搖擺墻-框架組合結(jié)構(gòu)存在抗側(cè)剛度偏弱、地震位移響應(yīng)偏大的缺點(diǎn)，雖然層間變形分布均勻，但是仍然較難達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo)。文獻(xiàn)[9-10]指出傳統(tǒng)屈曲約束支撐屈服后剛度較低，屈曲約束支撐框架存在層變形集中和震后殘余變形較大等問(wèn)題。為了提高搖擺墻-框架結(jié)構(gòu)和屈曲約束支撐框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，只有通過(guò)加大框架梁柱的截面才能夠達(dá)到目的，這顯然是不經(jīng)濟(jì)的。

將搖擺墻與BRB結(jié)合起來(lái)，使搖擺墻控制變形模式、BRB提供抗側(cè)剛度和滯回阻尼，可以較好地解決上述問(wèn)題。將BRB放在結(jié)構(gòu)的底部可以有效地控制結(jié)構(gòu)的損傷部位和損傷程度，損傷集中模式使結(jié)構(gòu)震后易修復(fù)?；诖耍疚奶岢隽说撞繋в蠦RB的搖擺墻框架結(jié)構(gòu)體系，并以9層鋼框架為基準(zhǔn)模型，利用OpenSees軟件對(duì)該結(jié)構(gòu)體系、剪力墻框架和搖擺墻框架的抗震性能進(jìn)行了對(duì)比分析。

1 結(jié)構(gòu)體系概念

1.1 結(jié)構(gòu)布置

雖然BRB具有良好的抗震性能，但是將其應(yīng)用到多層和高層結(jié)構(gòu)中時(shí)，在地震作用下各樓層的BRB很難同時(shí)屈服耗能。BRB屈服后剛度較低，一旦有的樓層率先屈服，則薄弱層的形成無(wú)法避免。另一方面，由于搖擺墻框架結(jié)構(gòu)中，搖擺墻的加入基本不為原框架提供抗側(cè)剛度，而起到的是傳遞抗側(cè)剛度的作用，雖然層間變形分布均勻，但是地震位移響應(yīng)較大。因此，利用搖擺墻在搖擺過(guò)程中變形模式的確定性，可以在預(yù)期損傷部位(如結(jié)構(gòu)底部)設(shè)置耗能構(gòu)件來(lái)耗能。

圖1為本文提出的底部帶有BRB的搖擺墻框架結(jié)構(gòu)體系的布置圖和變形示意圖。結(jié)構(gòu)體系由搖擺墻、框架和BRB三個(gè)部分組成，其中搖擺墻墻體可以相對(duì)于墻底的一個(gè)固定的鉸發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，也稱為鉸支墻。當(dāng)BRB布置在搖擺墻底部時(shí)，兩者組合稱為底部帶有BRB的搖擺墻(Hinged Wall with BRBs in Base，HWBB)，本文稱其與框架的組合為底部帶有BRB的搖擺墻框架(HWBB Frame,HWBBF)，如圖1(a)所示。當(dāng)BRB布置在框架樓層間時(shí)，可以選擇沿樓層均勻布置BRB或僅在底層布置BRB，前者基于損傷均勻模式，震后需要修復(fù)或者替換較多的BRB構(gòu)件，而后者和HWBBF一樣均基于損傷集中模式，震后只需替換底層BRB構(gòu)件。由于搖擺墻具有傳遞抗側(cè)剛度的能力，理論上BRB布置在任意樓層均可以提供等價(jià)的抗側(cè)剛度。為了和HWBBF對(duì)比，本文也探討了BRB布置在框架底層層間的形式(Hinged Wall Frame with BRBs in Base，HWFBB)，如圖1(b)所示。

圖1 底部帶有BRB的搖擺墻框架結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 抗震機(jī)制

該結(jié)構(gòu)體系是“耗”和“調(diào)”兩種抗震機(jī)制的組合。其中，“耗”就是在結(jié)構(gòu)中加入耗能裝置，消耗吸收地震能量，從而避免主體結(jié)構(gòu)的嚴(yán)重破壞。而對(duì)于搖擺墻，它利用自身強(qiáng)大的抗彎剛度迫使結(jié)構(gòu)發(fā)生均勻的層間變形，控制結(jié)構(gòu)的變形模式，具有一種傳遞抗側(cè)剛度協(xié)調(diào)結(jié)構(gòu)變形的能力，可簡(jiǎn)稱為“調(diào)”。

該結(jié)構(gòu)體系中框架、BRB和搖擺墻三部分分工明確：框架主要承擔(dān)豎向力，BRB提供抗側(cè)剛度并在遭遇大震時(shí)耗能，搖擺墻則傳遞抗側(cè)剛度并控制變形模式。合理的功能分化可以充分利用不同部分的特性，提高結(jié)構(gòu)的整體抗震性能。遭遇小震時(shí)，BRB和搖擺墻組合起來(lái)發(fā)揮類似普通剪力墻的作用，提高結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度并控制變形模式；遭遇中震或大震時(shí)，作為預(yù)期損傷構(gòu)件的BRB進(jìn)入塑性階段，并利用優(yōu)良的滯回特性進(jìn)行有效的耗能，搖擺墻發(fā)生搖擺并保證結(jié)構(gòu)層間變形分布均勻；震后，可以使用千斤頂調(diào)整搖擺墻的姿態(tài)，利用搖擺墻的巨大剛度迫使整體結(jié)構(gòu)變形恢復(fù)至初始狀態(tài)，之后可更換BRB構(gòu)件。

2 HWBB幾何關(guān)系推導(dǎo)

圖2為HWBB的構(gòu)造細(xì)節(jié)。圖2中，在HWBB墻底對(duì)稱布置兩根相同的BRB，其間距為B，L1為BRB總長(zhǎng)度，L0為核心板約束屈服段長(zhǎng)度，A1為核心板連接段截面積，A0為核心板約束屈服段截面積。當(dāng)BRB拉伸或者壓縮長(zhǎng)度為u時(shí)，墻體對(duì)應(yīng)產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角為θb，顯然θb等于u除以B/2。

圖2 HWBB的構(gòu)造細(xì)節(jié)

單根BRB的屈服承載力Fy、軸向彈性剛度k、屈服位移uy分別為:

Fy=fyA0

(1)

(2)

(3)

式中:fy為BRB核心板鋼材的屈服應(yīng)力，E為BRB核心板鋼材的彈性模量。

當(dāng)墻底的BRB簡(jiǎn)化為附著于墻底轉(zhuǎn)動(dòng)鉸上的具有轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的非線性彈簧時(shí)，根據(jù)幾何關(guān)系，可以分析得到非線性彈簧的屈服彎矩My、轉(zhuǎn)動(dòng)剛度kb和屈服轉(zhuǎn)角θb分別為：

My=fyA0B

(4)

(5)

(6)

在HWFBB中，BRB布置在框架底層，其底層的屈服位移角θy,brb為：

(7)

由于BRB核心板的彈性模量E和BRB與框架梁的夾角θ范圍有限，其屈服位移角主要由BRB的屈服強(qiáng)度f(wàn)y決定，相比而言，底部BRB間距B的可優(yōu)化范圍較大。因此，HWBBF的墻底屈服轉(zhuǎn)角具有更廣的選擇范圍。

3 結(jié)構(gòu)模型

3.1 對(duì)比模型

圖3中框架部分為簡(jiǎn)化的二維SAC-9鋼框架[11]，地下1層，地上9層，地下室層高為3.65 m，底層層高為5.49 m，其余各層層高均為3.96 m，柱距為9.15 m。柱和地面基礎(chǔ)固接，地下室柱和底板鉸接，柱的兩層留有一個(gè)接頭，接頭和下層樓板的距離為1.83 m。樓層質(zhì)量和梁、柱截面尺寸詳見(jiàn)圖3。在OPENSEES中建立了結(jié)構(gòu)的數(shù)值模型，將模態(tài)分析得到的結(jié)構(gòu)前5階自振頻率與ASCE結(jié)構(gòu)控制委員會(huì)采用MATLAB仿真計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)表1)。從表1可知，兩者基本相同，說(shuō)明數(shù)值模型是合理的。

表1 鋼框架周期

Tab.1 Period of steel frame

階次12345ASCE/s2.25730.84750.48780.32360.2342OpenSees/s2.25750.84830.48830.32170.2337

圖3 四種對(duì)比模型

在上述9層BENCHMARK模型(Frame, F)的基礎(chǔ)上，通過(guò)增加搖擺墻、剪力墻、BRB分別建立搖擺墻框(Rocking Wall Frame, RWF)、剪力墻框架(Shear Wall Frame, SWF)、底層框架帶有BRB的搖擺墻框架(HWFBB)和搖擺墻底部帶有BRB的搖擺墻框架(HWBBF)，四種結(jié)構(gòu)如圖3所示。結(jié)構(gòu)框架部分的梁、柱屈服強(qiáng)度分別為248 MPa和345 MPa，彈性模量為2.06×105MPa；搖擺墻和剪力墻截面相同，以墻體和框架剛度比為設(shè)計(jì)原則，取墻體厚度和寬度分別為400 mm和3 680 mm，均采用C40混凝土，剪力墻屈服彎矩為3.50×104kNm；在HWFBB中，BRB的截面面積為7 900 mm2，屈服強(qiáng)度為300 N/mm2，彈性模量為2.06×105MPa；在HWBBF中，底部一對(duì)BRB被視為在鉸的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度上添加非線性彈簧，其初始剛度為1.8×107kNm，屈服彎矩為3.82×104kNm。

3.2 數(shù)值模型

梁柱構(gòu)件使用基于柔度法的非線性梁柱單元，纖維材料采用雙線性模型，其屈服后剛度比設(shè)為0.01。搖擺墻在大震下的設(shè)防目標(biāo)是保持彈性，因此墻體采用彈性梁柱單元。剪力墻采用非線性梁柱單元，其中混凝土纖維采用CONCRETE01模型，鋼筋纖維采用雙線性模型；BRB使用桁架單元，采用雙線性模型，其屈服后剛度比設(shè)為0.01。為了方便建模和對(duì)比圖3中四種模型底層的墻體內(nèi)力，HWBB采用底部帶有一個(gè)非線性彈簧的彈性纖維梁?jiǎn)卧M，彈簧采用零長(zhǎng)度單元模擬。所有的非線性分析均考慮重力二階效應(yīng)。對(duì)比模型的前三階周期列于表2，可以看出，搖擺墻的加入基本不改變結(jié)構(gòu)的第一周期，但是在底層附加抗側(cè)剛度或者在墻底附加轉(zhuǎn)動(dòng)剛度后，結(jié)構(gòu)的整體剛度提高。其次，由于墻體的抗彎剛度很大，導(dǎo)致幾種結(jié)構(gòu)高階周期均明顯減小。

表2 對(duì)比模型周期

Tab.2 Period of contrast models

階次123F/s2.25750.84830.4883RWF/s2.24210.65460.3198SWF/s1.85270.55250.2995HWFBB/s1.95650.59100.3047HWBBF/s1.95650.58730.3080

4 推覆分析

4.1 基底剪力-頂點(diǎn)位移曲線

采用倒三角荷載模式對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性推覆分析。對(duì)比模型的基底剪力-頂點(diǎn)位移關(guān)系曲線如圖4所示。由圖可知，框架屈服前，RWF與F的力位移曲線基本重合，即兩者的抗側(cè)剛度基本相同，表明搖擺墻基本不為原結(jié)構(gòu)提供抗側(cè)剛度；框架屈服后，RWF的承載力繼續(xù)增長(zhǎng)，略大于F的承載力，F(xiàn)的承載力達(dá)到峰值后下降較快，而RWF下降較緩，表明搖擺墻迫使各層框架均能達(dá)到屈服，充分發(fā)揮了結(jié)構(gòu)整體的延性和抗震能力。HWFBB、HWBBF和SWF的力位移曲線較為接近，其初始剛度和屈服承載力均要大于RWF和F，屈服后結(jié)構(gòu)承載力沒(méi)有出現(xiàn)下降趨勢(shì)，具有和RWF類似的整體延性。值得注意的是，SWF結(jié)構(gòu)中框架屈服后，由于剪力墻底部塑性鉸的出現(xiàn)，其變形趨勢(shì)和延性與搖擺墻框架相似，但是實(shí)際工程中，剪力墻底部塑性鉸的延性轉(zhuǎn)動(dòng)能力比較有限。而由BRB簡(jiǎn)化的塑性鉸的延性顯然要優(yōu)于剪力墻的底部塑性鉸，HWBBF結(jié)構(gòu)的整體延性也優(yōu)于SWF結(jié)構(gòu)。

圖4 基底剪力-頂點(diǎn)位移關(guān)系曲線

4.2 層間位移

以層間位移不均勻系數(shù)(Drift Concentration Factor,DCF)衡量結(jié)構(gòu)的損傷集中效應(yīng)，見(jiàn)式(8)。式中，θmax為最大層間位移角，uroof為頂點(diǎn)位移，H為結(jié)構(gòu)總高度。

(8)

對(duì)比模型的DCF與頂點(diǎn)位移的關(guān)系曲線如圖5所示。由圖5可知，當(dāng)頂點(diǎn)位移較小時(shí)，即結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)時(shí)，各種結(jié)構(gòu)的變形均較為均勻。當(dāng)結(jié)構(gòu)進(jìn)入非線性狀態(tài)時(shí)，框架的DCF隨著頂點(diǎn)位移的增加而增大，其他結(jié)構(gòu)的DCF≈1。頂點(diǎn)位移較大時(shí)帶有墻體的結(jié)構(gòu)DCF較小，這主要是由于隨著框架的逐步屈服，墻體的剛度相對(duì)于框架屈服后剛度較大，其控制結(jié)構(gòu)變形模式的能力開(kāi)始發(fā)揮。圖6為結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移為2 000 mm時(shí)結(jié)構(gòu)的層間位移角分布，可以看出HWFBB、HWBBF、RWF和SWF的層間位移分布較均勻，而F在第二樓層處出現(xiàn)了明顯的薄弱層。

圖5 DCF與頂點(diǎn)位移關(guān)系曲線

圖6 層間位移角

4.3 層剪力-層間位移曲線

圖7 層剪力與層間位移角關(guān)系曲線

對(duì)比結(jié)構(gòu)的層剪力與層間位移角關(guān)系曲線如圖7所示。圖中從上至下依次為底層至頂層的層間力位移曲線。由圖7(a)可知，由于P-Δ效應(yīng)，F(xiàn)的下部樓層屈服后，層間剪力很快出現(xiàn)減小的趨勢(shì)以維持結(jié)構(gòu)在不斷增大的二階效應(yīng)下的平衡。下部樓層在整個(gè)推覆過(guò)程中層間位移角始終增大，而上部樓層的層間位移角先增大后減小，經(jīng)歷了卸載過(guò)程。特別是頂層，整個(gè)加載和卸載過(guò)程中基本處于彈性狀態(tài)。由于底部幾層出現(xiàn)薄弱層，在結(jié)構(gòu)達(dá)到承載力峰值時(shí)，上部幾層的層間位移角非常小，遠(yuǎn)沒(méi)有發(fā)揮其抗震能力。

帶有墻體的結(jié)構(gòu)中，各層的層間位移角發(fā)展速度基本相同，這主要是由于搖擺墻和剪力墻傳遞抗側(cè)剛度的作用，各層框架均進(jìn)入屈服階段。

5 動(dòng)力時(shí)程分析

5.1 地震波的選擇

對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，了解各種結(jié)構(gòu)在地震動(dòng)作用下的響應(yīng)。時(shí)程分析采用文獻(xiàn)[12]推薦的22條地震波，將所有地震波峰值加速度均調(diào)至4 m/s2。圖8為22條地震波的加速度反應(yīng)譜與設(shè)計(jì)譜的對(duì)比。

圖8 實(shí)際地震波反應(yīng)譜和設(shè)計(jì)譜的對(duì)比

5.2 結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)

圖9為22條地震波下的對(duì)比結(jié)構(gòu)地震位移響應(yīng)峰值，其平均值列于表3。從表3可知，由于在框架結(jié)構(gòu)中加入搖擺墻并不能有效地改變結(jié)構(gòu)的周期，搖擺墻框架的頂點(diǎn)位移和框架結(jié)構(gòu)相近；而搖擺墻可以控制變形模式，搖擺墻框架的層間位移角和DCF均小于框架結(jié)構(gòu)。本文提出的HWFBB和HWBBF的位移響應(yīng)和框架剪力墻結(jié)構(gòu)相似，其頂點(diǎn)位移和層間位移角均小于框架結(jié)構(gòu)和搖擺框架結(jié)構(gòu)?？蚣芙Y(jié)構(gòu)的DCF最大，表明變形向某些樓層集中，而各種墻體的加入可以有效地減小DCF。總體上，SWF、HWFBB和HWBBF結(jié)構(gòu)的抗震性能優(yōu)于F和RWF結(jié)構(gòu)。

表3 結(jié)構(gòu)平均位移響應(yīng)

圖9 結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)

圖10為第17條地震波下對(duì)比結(jié)構(gòu)的層間位移角分布圖。由圖可知，框架結(jié)構(gòu)的層間位移較大且分布不均勻，搖擺墻可以均勻框架的層間位移分布，但層間位移角的降低幅度有限；而本文提出的HWFBB和HWBBF結(jié)構(gòu)的層間位移角大小及其分布和框架剪力墻結(jié)構(gòu)相似，與框架結(jié)構(gòu)相比，層間位移角較小且分布均勻。與SWF相比，HWFBB和HWBBF避免了普通剪力墻底部塑性鉸的延性轉(zhuǎn)動(dòng)能力較低，破壞后難以修復(fù)等問(wèn)題。

圖10 第17條地震波下層間位移角

5.3 BRB滯回響應(yīng)

圖11為HWFBB中BRB和HWBB墻底非線性彈簧在22條地震波下的延性需求。BRB和非線性彈簧的平均延性需求分別為4.95和2.28。圖12(a)和圖12(b)分別為第12條地震波下HWFBB中一根BRB的滯回曲線和HWBB墻底非線性彈簧的滯回曲線。由圖12可知，大多數(shù)地震波下兩種結(jié)構(gòu)中的BRB均能屈服，可以提供有效的滯回耗散地震能量。

圖11 BRB和非線性彈簧的延性需求

圖12 第17條地震波下BRB和非線性彈簧的滯回響應(yīng)

5.4 墻體內(nèi)力分布

圖13(a)和圖13(b)分別為第17條地震波下對(duì)比結(jié)構(gòu)的墻體彎矩和剪力的分布圖。由圖可見(jiàn)，HWFBB的墻體內(nèi)力分布和搖擺墻相似，彎矩中部最大、剪力底部最大；HWBBF的墻體內(nèi)力分布和剪力墻相似，彎矩和剪力均底部最大。

圖13 第17條地震波下墻體內(nèi)力

5.5 基底剪力

表4為對(duì)比結(jié)構(gòu)在第17條地震波作用下的基底剪力峰值，包括BRB、墻體和框架承擔(dān)剪力峰值以及基底總剪力峰值。由表可知，與框架F相比，加入墻體或者BRB會(huì)使結(jié)構(gòu)的基底總剪力增加；RWF中框架承擔(dān)剪力較大；對(duì)于SWF、HWFBB和HWBBF結(jié)構(gòu)，雖然基底總剪力增大，但是墻體或BRB替框架分擔(dān)了部分剪力，特別是HWFBB中，基底剪力主要由BRB承擔(dān)，因此這些結(jié)構(gòu)中框架承擔(dān)的基底剪力小于原框架結(jié)構(gòu)。

表4 第17條地震波下結(jié)構(gòu)基底剪力峰值

6 結(jié) 論

(1)在底部帶有BRB的搖擺墻框架結(jié)構(gòu)體系中，BRB可以選擇放在框架底層或者搖擺墻底部。框架主要承擔(dān)豎向力，BRB提供抗側(cè)剛度并在遭遇大震時(shí)耗能，搖擺墻則傳遞抗側(cè)剛度、控制變形模式。

(2)推覆分析結(jié)果表明：底部帶有屈曲約束支撐的搖擺墻框架結(jié)構(gòu)體系，包括HWBBF和HWFBB，BRB屈服前類似框剪結(jié)構(gòu)，BRB提供抗側(cè)剛度并通過(guò)墻體進(jìn)行傳遞，BRB屈服后結(jié)構(gòu)發(fā)生搖擺，墻體控制變形模式。

(3)動(dòng)力時(shí)程分析結(jié)果表明：BRB放在框架底層或者搖擺墻底部時(shí)，BRB均可以通過(guò)滯回耗能；底部帶有BRB的搖擺墻結(jié)構(gòu)的頂點(diǎn)位移、層間位移角響應(yīng)和基底剪力與框架剪力墻結(jié)構(gòu)相近，且DCF響應(yīng)與搖擺墻框架結(jié)構(gòu)相近，均比純框架結(jié)構(gòu)小。

[ 1 ] HOUSNER G W. The behavior of inverted pendulum structures during earthquakes [J]. Bulletin of the Seismological Society of America, 1963, 53(2): 403-417.

[ 2 ] UANG C M, NAKASHIMA M, TSAI K C. Research and application of buckling-restrained braced frames [J]. International Journal of Steel Structures, 2004, 4(4): 301-313.

[ 3 ] 周穎, 呂西林. 搖擺結(jié)構(gòu)及自復(fù)位結(jié)構(gòu)研究綜述[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2011, 32(9): 1-10. ZHOU Ying, Lü Xilin. State-of-the-art on rocking and self-centering structures [J]. Journal of Building Structures, 2011, 32(9): 1-10.

[ 4 ] 蔣歡軍, 劉其舟. 可恢復(fù)功能剪力墻結(jié)構(gòu)研究進(jìn)展[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2015, 34(7): 51-58. JIANG Huanjun, LIU Qizhou State-of-the-art of the research advances on resilient shear walls [J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(7): 51-58.

[ 5 ] 孫遜,崔永平,黃明,等. 人民日?qǐng)?bào)社報(bào)刊綜合業(yè)務(wù)樓結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[J]. 建筑結(jié)構(gòu),2012, 42(9): 52-55. SUN Xun, CUI Yongping, HUANG Ming, et al. Structural design of the people’s daily office building [J]. Building Structure, 2012, 42(9): 52-55.

[ 6 ] JONES P, ZAREIAN F. Seismic response of a 40-storey buckling-restrained braced frame designed for the los angeles region [J]. The Structural Design of Tall and Special Buildings, 2013, 22(3): 291-299.

[ 7 ] 曹海韻, 潘鵬, 葉列平. 基于推覆分析混凝土框架搖擺墻結(jié)構(gòu)抗震性能研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2011, 30(11): 240-244. CAO Haiyun, PAN Peng, YE Lieping. Pushover analysis of RC frame rocking wall structure [J]. Journal of Vibration and Shock, 2011, 30(11): 240-244.

[ 8 ] QU Z, WADA A, MOTOYUI S, et al. Pin-supported walls for enhancing the seismic performance of building structures [J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2012, 41(14): 2075-2091.

[ 9 ] SABELLI R, MAHIN S, CHANG C. Seismic demands on steel braced frame buildings with buckling-restrained braces [J]. Engineering Structures, 2003, 25(5): 655-666.

[10] TREMBLAY R, LACERTE M, CHRISTOPOULOS C. Seismic response of multistory buildings with self-centering energy dissipative steel braces[J]. Journal of Structural Engineering, 2008, 134(1): 108-120.

[11] OHTORI Y, CHRISTENSON R E, SPENCER JR B F, et al. Benchmark control problems for seismically excited nonlinear buildings [J]. Journal of Engineering Mechanics, 2004, 130(4): 366-385.

[12] 曲哲. 搖擺墻-框架結(jié)構(gòu)抗震損傷機(jī)制控制及設(shè)計(jì)方法研究[D]. 北京: 清華大學(xué), 2010.

Aseismic performance analysis of rocking wall frame structures with buckling-restrained braces in base

FENG Yulong1, WU Jing1, MENG Shaoping1, WANG Qiang1,2, FU Kang1

(1. School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China；2.Nanjing Branch, Hong Kong Hua Yi Design Consultants (Shenzhen) LTD., Nanjing 210037, China)

Based on a damage concentrated model, a rocking wall frame (RWF) structure system with buckling-restrained braces (BRBs) in base was put forward to reduce the displacement response of RWF under a strong earthquake and mitigate the damage concentration effect of a buckling-restrained braced frame (BRBF). Taking a 9-storey steel frame as the benchmark model, pushover analysis and dynamic time history analysis were conducted to comparatively study its aseismic performance. The results showed that before BRBs yield, this structure is similar to the shear wall frame (SWF), the additional lateral stiffness is provided by BRBs and transferred through the rocking wall; after BRBs yield, the structure tends to rock, the rocking wall controls the lateral deformation mode and BRBs consume seismic energy to lead to full use of the aseismic capacity of each part.

buckling-restrained brace; rocking wall frame structure; pushover analysis; dynamic time history analysis; aseismic performance

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278105)；江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計(jì)劃資助項(xiàng)目(KYLX_0153)

2015-07-22 修改稿收到日期：2015-11-12

馮玉龍 男，博士生，1990年生

吳京 男，博士，教授，1971年生

TU352.1