630 第 41 卷近 20 年来, 由于金属消能器具备施工方便构造简单性能稳定造价低廉以及便于更换等特点而在工程抗震领域中逐步得到广泛的应用. 目前, 典型的应用工程包括西雅图 KING 郡法院墨西哥 Izaza gea38-40 号大楼 Cardiology 医院大楼日本名古屋市某事

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圣围冀
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1 第 41 卷第 4 期 2013 年 8 月 JournalofFuzhouUniversity(NaturalScienceEdition) Vol.41No.4 Aug.2013 DOI: /isn 文章编号 : (2013) 消能减震结构附加金属消能器的简化设计方法翁大根, 杨凯, 张超 ( 同济大学土木工程学院结构工程与防灾研究所, 上海 ) 摘要 : 金属消能器因其构造简单施工方便造价低廉性能稳定以及便于更换等特点而在工程抗震领域中得到广泛应用, 然而对于其应用于结构减震中的设计方法目前仍存在许多问题. 针对附加金属消能器减震结构提出一种简化设计方法, 该方法假定金属消能器在小震下仅提供附加刚度 ( 即忽略其附加阻尼影响 ), 在中震下基于附加有效刚度的影响来考虑附加阻尼的作用, 由此以小震下基于附加刚度设计中震下基于附加阻尼设计为设计理念, 并从主体结构与附加消能部件分开设计的思路出发给出具体的设计流程及消能器支撑参数配置公式. 最后, 通过工程案例分析来证明其可行性及有效性, 结果表明该简化设计方法可以契合现行抗震设计规范, 并用于结构附加金属消能器的减震设计, 以取得良好的减震控制效果. 关键词 : 金属消能器 ; 设计方法 ; 消能减震 ; 附加刚度 ; 附加阻尼 ; 等效阻尼比 ; 分析模型中图分类号 :TU352.1 文献标识码 :A Asimplifieddesignprocedureforenergy-disipatedstructurewithmetalicdampers WENGDa-gen,YANGKai,ZHANGChao (ResearchInstituteofStructuralEngineeringandDisasterReduction,TongjiUniversity,Shanghai200092,China) Abstract:Metalicdamperhasbeenwidelyappliedinseismicdesignofengineeringstructuresforits advantagesofsimplemechanism,constructingconvenience,lowercost,beterperformance,andeasy tobemaintained.however,therearestilsomecontroversiesincurentdesignprocedureofstructures withaddedmetalicdampers.pursuanttothis,asimplifieddesignprocedureforsuchdampingstruc turesisproposedinthispaper,whichsupposesthatthemetalicdampercanonlyprovideaddedstif nes(i.e.neglectingitsaddeddampingandaddedmas)underfrequentlyoccuredearthquakeand thenaccountintoitsaddeddampingwiththeimpactofaddedstifnesunderprecautionaryearth quake.thedesignprincipleisdeemedas addedstifnes-baseddesignunderfrequentlyoccured earthquakeandaddeddamping-baseddesignunderprecautionaryearthquake,andthespecificde signprocesisgivenwiththethoughtofdesigningthemainstructureandenergy-disipatingcompo nentsseparately,aseriesofcalculatingequationsforparameterdesignofdampers-bracesarealso presentedhere.intheend,acasestudyisconductedtodemonstrateitsfeasibilityandefectivenes. Itisconcludedthatthissimplifieddesignprocedurecanwelconform withchina scurentdesign codes,andthereforeitcanbeappliedtoseismicdesignofbuildingstructuresinstaledwithmetalic dampers,soastoacquiringanticipatedcontrolefectsanddampingtargets. Keywords:metalicdamper;designprocedure;energydisipation;addedstifnes;addeddamping; equivalentdampingratio;analyticalmodel 0 引言自 Kely [1] 于 1972 年率先提出金属屈服型消能器以来, 国内外众多学者相继对其进行了研究, 并依据屈服方式不同开发出多种金属消能器类别, 比如, 目前较为常用的有剪切屈服型 ( 如剪切板 ) 弯曲屈服型 ( 如 ADAS TADAS) 和轴向屈服型 ( 如防屈曲支撑 ) 等. 收稿日期 : 通讯作者 : 翁大根 (1952-), 教授, wdg@tongji.edu.cn

2 630 第 41 卷近 20 年来, 由于金属消能器具备施工方便构造简单性能稳定造价低廉以及便于更换等特点而在工程抗震领域中逐步得到广泛的应用. 目前, 典型的应用工程包括西雅图 KING 郡法院墨西哥 Izaza gea38-40 号大楼 Cardiology 医院大楼日本名古屋市某事务所大楼阿富汗 Mariot 五星级酒店美国加州旧金山 WelsFargo 银行大楼台中国泰世华国际大楼上海世博中心西安长乐苑招商局广场 4 号楼都江堰市集能燃气有限公司办公大楼等 [2]. 随着工程应用的不断普及, 在附加金属消能器结构减震设计中如何简化设计流程以及合理配置消能器设计参数成为进一步促进其推广应用的关键问题. 对此, 美国 FEMA-356 ASCE7-05, 日本 JSSIManual, 以及我国建筑抗震设计规范 [3] (GB ) 等均作了相关规定, 其内容涵盖消能器分析模型体系响应分析手段消能器性能要求等设计指导原则及方 [4] 法. 另外, 一些学者也基于不同设计理念提出不同的减震设计方法, 如 Lin 等提出基于位移的减震设计 [5] 方法, 并推导了各类消能器等效线性化的计算公式 ; 邓明科等结合 FEMA273 和中国规范, 研究了基于 [6] 能力谱法的减震设计方法 ; 李钢等进一步研究了基于位移的减震设计方法, 并针对消能器参数配置及 [7] 位移反应谱选用提出了相关建议 ;Choi 等提出基于滞回耗能谱和累积延性谱的性能化设计方法, 以用 [8] 于附加防屈曲支撑的框架结构减震设计 ;Parulekar 等提出基于等效线性化的迭代反应谱法, 并将其用于附加金属消能器结构减震分析设计 ;Benavent-Climent [9] 和 Habibi [10] 等分别对基于能量的减震加固设计方法进行了研究, 并通过实例分析和振动台试验验证其可靠性. 然而, 尽管近年来针对金属消能器减震结构设计的研究有所建树, 但对于消能器参数设计以及减震设计流程的论述仍不充分, 本文的研究旨在已有设计方法的基础上, 针对框架结构附加金属消能器减震设计提出一种更契合规范和更为实用简化的设计方法. 1 附加金属消能器减震结构分析模型附加金属消能器减震结构体系由主体结构和附加消能部件 ( 包括金属消能器和支撑 ) 组成, 其分析模型与普通结构类似, 区别在于需计入金属消能器所提供的附加刚度和附加阻尼影响. 有鉴于此, 对于附加金属消能器减震结构的分析模型可由主体结构模型和金属消能器 - 支撑模型叠加而成, 如图 1 所示. 作为主体结构的附加辅助系统, 金属消能器及支撑设计可与主体结构设计分开进行. 对于新建建筑, 可先将主体结构按原设防烈度降低一度或半度进行设计, 然后再进行消能部件设计. 而对于既有建筑抗震加固以及震损结构修复加固, 则需要先评估既有建筑的抗震性能, 再以此为依据进行附加金属消能器的减震设计. 图 1 附加金属消能器减震结构分析模型 Fig.1 Analyticalmodelofenergy-disipatedstructureswithaddedmetalicdamper 2 金属消能减震结构设计流程及内容当采用金属消能器进行钢筋混凝土框架结构减震设计时, 需综合考虑金属消能器附加刚度和附加阻尼的影响. 显然, 关键设计要点在于如何对附加刚度和附加阻尼这两个不确定项进行解耦求值. 依据抗震规范要求, 减震结构应具有比传统结构更高的抗震设防目标 [3] [11]. 对此, 王华琪等认为防屈曲支撑在多遇地震下应保持弹性状态以提供附加刚度, 而在罕遇地震下通过自身屈服的滞回耗能来耗散地震能量 ; [12] 高向宇等则将附加防屈曲支撑结构的设防目标定为小震弹性中震主体结构弹性 ( 防屈曲支撑消能 ) 大震不倒. 本研究参照此设计思想, 假定金属屈服消能器在小震下保持弹性 ( 或有限非线性 ), 在中震大震下先于主体结构屈服耗能. 依据该设计期望, 可近似认为金属屈服消能器在小震下仅提供附加刚度 ( 即

3 第 4 期翁大根, 等 : 消能减震结构附加金属消能器的简化设计方法 631 忽略其附加阻尼影响 ), 而在中震 ( 或大震 ) 下基于附加刚度影响来考虑附加阻尼的作用. 基于这一前提, 本文针对钢筋混凝土框架结构附加金属消能器减震设计提出一种简化设计方法, 其具体设计流程如图 2 所示. 主要设计步骤可概括为如下几点 : 1) 确定结构抗震设防目标 ; 2) 加固前结构有限元分析或新建结构主体设计 ; 3) 设定塑性滞回减震结构性能水准 ; 4) 消能器支撑布置与参数设计 ; 5) 减震控制效果分析 ; 6) 抗震验算与安全性评价 ; 7) 成本分析和综合效益评价. 图 2 附加金属消能器结构减震设计流程 Fig.2 Designprocedureforenergy-disipatedstructureswithaddedmetalicdamper 显然, 该方法的关键在于消能器支撑布置与参数设计这一环节. 同时, 由于金属消能器不仅给结构附加阻尼, 还会给结构附加较大的刚度作用, 因此在设计时必须考虑其刚度的作用. 本文依据小震下基于附加刚度设计中震下基于附加阻尼设计的理念, 提出框架结构 ( 以剪切型变形为主 ) 附加金属屈服型消能部件的设计步骤如下 :1 依据目标位移比由位移反应谱初步估算小震工况下附加消能器的初始刚度, 其后通过预设延性系数 μ 和屈服刚度比 α d 近似确定中震工况下消能器的附加刚度 ;2 依据目标剪力比及消能器附加刚度由加速度反应谱估算中震工况下结构减震的需求阻尼比 ;3 基于需求阻尼比计算中震工况下结构相应楼层附加金属消能器的屈服力, 并验算或调整前面预设的延性系数 μ( 依据设计目的考虑是否进行设计循环迭代 );4 根据设计屈服阻尼力确定结构相应楼层的附加消能器数量, 以及消能器初始刚度屈服后刚度与初始弹性刚度比支撑刚度等设计参数 ;5 验算消能器支撑附加给结构的实际等效阻尼比, 并与此前预估的需求阻尼比进行对比, 如不满足要求, 还需进行设计循环迭代. 此外, 对于附加金属消能器减震结构性能水准的设定, 则需结合我国现行建筑抗震设计规范的三水准设防目标来确定. 实际减震分析中, 对于大震工况下的减震控制效果分析, 通常的做法是利用纤维单元模型做动力弹塑性时程分析或者设定框架塑性铰进行静力非线性 Pushover 分析, 但其计算工作量较大, 因此工程中为了简化计算, 有时也会结合结构实际状况而近似采用刚度打折的方法 [13]. 3 金属消能器及支撑的设计配置公式金属屈服型消能器的恢复力特性可通过直线型滞回模型 ( 如理想弹塑性模型弹性线性应变强化模型

4 632 第 41 卷等 ) 或曲线型滞回模型 ( 如 Ramberg-Osgood 模型 Bouc-Wen 模型等 ) 来表现. 以双线性滞回模型 ( 即弹性线性应变强化模型 ) 为例, 其关键力学参数包括 : 初始刚度 k d0 屈服力 F dy 屈服后刚度与初始刚度比 α d 和屈服位移 Δ dy, 如图 3 所示. 显然, 当采用双线性滞回模型 ( 图 3) 来模拟金属屈服消能器的恢复力特性时, 可得消能器 i 在一个滞回循环中所耗散的能量 E di 有效刚度 k dei 及等效阻尼比 ξ ddi 的表达式如下 [14] : E di =4k d0i Δ 2 dyi (1-α di )(μ di -1) (1) k dei =k d0i (1+μ di α di -α di ) μ di (2) ξ ddi = E di = 2(1-α di)(μ di-1) (3) 图 3 双线性滞回模型 4π E pdi π μ di (1+μ di α di -α di ) Fig.3bilinearhystereticmodel 式中 :k d0i,δ dyi,δ di,α di,μ di 分别为第 i 个消能器的初始 ( 弹性 ) 刚度, 屈服位移, 最大变形, 屈服刚度比及位移延性系数 (μ di =Δ di Δ dyi );E di 为消能器应变能. 式 (2) 和 (3) 表明, 当给定初始刚度后, 单个金属消能器的有效刚度和等效阻尼比只与其屈服刚度比 α di 和延性系数 μ di 有关. 然而 α di 随金属材料不同而变化, 其取值通常很小 ( 如软钢取 α di =2% 左右 ), 因此消能器自身的有效刚度和等效阻尼比主要还是取决于其延性系数值. 3.1 估算需求初始刚度对于多层结构, 依据等效周期和等效阻尼比维持不变的原则将其转化为等效单自由度体系, 并得到相应的等效位移 u ef 等效质量 M ef 和等效刚度 K ef 等 ; 其后根据前文假定金属屈服消能器在小震下仅提供附加刚度 ( 即忽略其附加阻尼作用 ), 可由小震下结构减震的目标位移控制比 λ u 结合相对位移反应谱 S d 按式 (4) 确定减震结构的周期, 进而由式 (5) 初步估定附加消能器的弹性初始刚度 : λ u =u t u =S ef d(t,ζ 0 ) S d (T 0,ζ 0 ) (4) K d0 = [ (T 0 T) 2-1 ] K ef (5) 式中 :T 0 ζ 0 为原结构的基本周期和弹性阻尼比 ;T u t 为附加金属消能器结构的等效周期和目标层间位移 ( 小震下 );K d0 为附加金属消能器的弹性初始刚度. 3.2 确定附加需求阻尼比基于选用的金属消能器产品, 得到屈服刚度比 α d ; 同时根据中震下减震结构的目标性能, 预设消能器延性系数 μ, 如此通过 K d0 按式 (2) 可得附加金属消能器在中震下的等效刚度 K de, 将其代入式 (5) 中可得中震下减震结构的等效周期 T 1. 同理, 由中震下结构减震的目标剪力控制比 λ Q 结合绝对加速度谱 S a 按式 (6) 可确定减震结构的附加需求阻尼比 : λ Q =Q 1 Q 0 =α(t 1,ζ 0 +ζ r ) α(t 0,ζ 0 ) (6) 式中 :Q 0 Q 1 分别为中震下原结构的楼层剪力及减震结构的目标楼层剪力 ;α 为文献 [3] 中所定义的地震影响系数, 可由不同阻尼比和周期值确定 ;ζ r 为结构减震的附加需求阻尼比, 由附加消能器支撑提供, 最大不超过 25%;ζ 0 为原结构自身的弹性阻尼比, 对于混凝土结构通常取 5%. 3.3 计算设计屈服阻尼力依据文献 [15], 采用位移型消能器的减震结构设计应使各层消能部件等效刚度与结构层间刚度比及各层消能部件水平剪力与结构层间剪力比相接近, 即 : F di =ζ r β Q 0i (7) F di F dyi = (8) 1+μ di α di -α di 式中 :F di 为第 i 层所需的设计阻尼力 ;F dyi 为第 i 层设计屈服阻尼力 ;β 为第 i 层阻尼力与层间剪力的比例系数 ;Q 0i 为设防地震作用 ( 中震 ) 下原结构第 i 层层间剪力. 当结构每层均布置金属屈服消能器, 且令 α di 0,μ di =μ,λ Qj =λ Q ( 适合于结构竖向层刚度分布较均匀的情况 ):

5 第 4 期翁大根, 等 : 消能减震结构附加金属消能器的简化设计方法 633 π λ Q β= (9) 2(1-1 μ)- π ζ r 式中 : 为阻尼比安全系数 ( 1),λ Q 为目标剪力控制比. 显然, 在预设位移延性系数 μ 之后, 基于所得的附加需求阻尼比 ζ r 和 β 值由式 (7) 可计算出相应楼层的设计期望阻尼力, 并进而由式 (8) 计算得到相应楼层的设计屈服阻尼力. 由于金属屈服型消能部件的耗能能力是与楼层的层间位移直接相关的, 当楼层的层间位移相差较大时, 为了充分发挥金属消能器的滞回耗能能力, 在分配楼层设计阻尼力时, 通常需结合层间位移进行调整修正. 即引入系数 Ω i 来修正 (7) 式所得的楼层设计期望阻尼力 : F (di)m =Ω i F di (10) Ω i =Δ i ( N 1 Δ k N 1) k=j 1 式中 :Ω i 为第 i 层的优化系数,F (di)m 为修正后的第 i 层设计期望阻尼力, 其它参数意义同前. 则优化后的楼层设计阻尼力为 : F (di)m = ( (11) 1 N 1 F di Δ i = ζ r β N 1 Q i Δ i (12) Δ k N 1 k=j 1 ) ( Δ k N 1 k=j 1 ) 式 (12) 实际上需要说明的是, 在实际工程中实配消能器会受到产品型号的限制, 因此需对楼层设计阻尼力作出一定的调整, 一般在式 (7) 和式 (12) 之间取值为宜. 3.4 设定消能器支撑参数建筑抗震设计规范 [3] 和建筑消能减震技术规程 [16] 均规定 : 位移相关型消能器与斜撑墙体或梁等支承构件组成消能部件时, 消能部件的恢复力模型参数宜符合下式 (13) 的要求 : Δ py Δ sy 23 (13) 式中 :Δ py 为消能部件在水平方向的屈服位移 ;Δ sy 为设置消能部件结构的层间屈服位移. 此外, 文献 [17] 建议位移相关型消能器设计应符合下式 (14) 的要求 : 0 F py F sy 0.6 (14) 式中 :F py 为消能部件在水平方向的屈服强度 ;F sy 为设置消能部件结构的层间屈服强度. 综合式 (13) 和 (14) 的要求可针对金属消能器选取相应的支撑刚度. 3.5 验算实际附加阻尼比金属消能器附加给结构的等效阻尼比可按应变能法计算. 当结构为以剪切变形为主的多层框架, 且不计及其扭转影响时, 减震结构在水平地震作用下的总应变能仍可按建筑抗震设计规范第条款估算 [3]. 对于附加金属消能器结构而言, 其总应变能可拆分为主体结构的应变能和金属消能器支撑的应变能. 有鉴于此, 对于金属消能器实际附加的等效阻尼比 ζ a 可按 (15)~(18) 式验算 : W c W c ζ a = = 4π W s 4π (W fs +W ds ) W c =4 m W ci =4 m N di (1-α dij )(1-1 ) μ ij i=1 i=1 j=1 [ F 1+μ ij α dij -α d,ij Δ d, dij ] ij (15) (16) W fs = 1 (Q 2 1i Δ m 1i ) (17) i=1 W ds = 1 2 m i=1 N di j=1 (F d,ij Δ d,ij ) (18) 式中 :W ci 为第 i 层消能部件在结构预期位移下往复一周所消耗的能量 ;m 为结构楼层总数,N di 为第 i 层所安装消能器的总数目 ;E d( ij,max ) 为第 i 层第 j 个消能器往复一周做功的最大值 ;α dij 为第 i 层第 j 个消能器的屈服后刚度比 ;μ ij 为第 i 层第 j 个消能器的位移延性系数 ;F d,ij 为第 i 层第 j 个消能器的最大阻尼力 ;Δ d,ij

6 634 第 41 卷为第 i 层第 j 个消能器的最大位移 ;W fs 为主体结构的应变能 ;W ds 为附加金属消能器支撑的应变能. 4 工程案例分析为验证本文简化方法的可行性和有效性, 引用某钢筋混凝土框架结构进行工程案例分析. 4.1 工程概况该工程位于四川省都江堰市, 是一幢中间主体结构五层, 上加一层低矮坡屋面的钢筋混凝土框架结构办公楼. 该楼设计于 2007 年, 并于 2008 年汶川地震前竣工. 依据当时执行的建筑抗震设计规范 (GB ), 该办公楼的设计按 7 度抗震设防, 框架等级为三级, 场地类别为 Ⅱ 类, 设计基本地震加速度值为 0.10g, 设计地震分组为第一组, 设计反应谱特征周期 0.35s. 房屋建成后遭受了汶川地震, 房屋所在地经历过 8 度的考验, 震后检查发现, 框架中间主体及两侧框架结构均基本完好, 可在适当的抗震加固后继续使用. 抗震加固依据建筑抗震设计规范 (GB ),2008 年版进行, 则设防烈度由 7 度提高到 8 度, 设计地震分组变为第二组, 设计反应谱特征周期为 0.4s, 设计基本地震加速度值为 0.20g. 现期望按本文所述的金属消能器简化配置方法对该结构进行减震设计, 使其能达到设防烈度提高一度的抗震设防加固目标. 4.2 地震反应的输入确定为了较精确的考察消能减震装置的减震效果, 目前常用的方法是进行时程分析. 为了便于与振型反应谱分析法进行比较, 工程输入时程选用四条波, 分别为拟合规范反应谱的两条人工时程波 XIN-1 和 XIN-2, 以及两条天然波 ElCentro 波和 LOMAP 波. 选取的时程曲线及拟合反应谱见图 4 所示, 目标谱为规范中阻尼比 ζ=0.05,t g =0.4s 的反应谱 : T (T 0.1) 2.25 (0.1<T 0.4) β= 2.25 ( T) (0.4<T 2) 2.25[ (T-2)] (2<T 6)

7 第 4 期翁大根, 等 : 消能减震结构附加金属消能器的简化设计方法 635 图 4 地震时程输入 Fig.4 Seismictimehistoryinput 4.3 减震设计及分析对主体结构进行有限元分析, 分析结果如表 1 所示. 由表 1 可知, 震级提高一度后,X 向 2-3 层的结构层间位移角不满足抗震规范限值要求. 因此, 有必要对该结构进行减震加固以使其得以继续正常使用. 在工程案例中, 结合实际情况, 考虑在结构一至五层安装金属消能器 ( 剪切板 ). 依据简化方法, 求得各层期望附加阻尼力如表 2 所示. 表 1 8 度多遇地震 ( 小震 ) 反应谱下原结构 (ST0) 模型信息 Tab.1 Modelinformationofprimarystructureunderfrequentearthquakeofintensity8 层号 h 层高 /m m/t X 向 Y 向刚度 /kn mm -1 F 剪力 /kn 位移角 /rad 刚度 /kn mm -1 F 剪力 /kn 位移角 /rad / / / / / / / / / / / /672 注 : 为便于后续设计计算, 表中的地震剪力采用中震工况下的取值表 2 按简化方法计算的结构期望附加阻尼力 Tab.2 Calculationofexpecteddampingforcesbasedonthesimplifiedmethod 层号 F X 向 /kn F Y 向 /kn 初设值 ( 优化值 ) 实配值初设值 ( 优化值 ) 实配值 (1335) (1126) (2329) (1553) (3476) (2363) (4476) (3115) (4082) (3899) 3900 结构总的附加阻尼力 :X 向,15840kN;Y 向,12540kN

8 636 第 41 卷为便于比较分析, 将加固前结构记为 ST0 结构, 运用简化设计方法设计的减震加固结构则记为 ST1 结构. 如表 2 所示为按照简化方法计算得出的设计阻尼力的初设值优化值及实配值. 依据表 2, 在设计阻尼力的初设值和优化值取插值确定实配阻尼力, 从而选定相应的金属消能器产品, 有关所选用金属消能器的具体型号布置方案及产品参数等见表 3 和表 4, 附加消能部件 ( 含金属消能器和钢支撑 ) 的初始弹性刚度组合值及主体结构刚度信息如表 5 所列. 表 3 消能器布置方案 Tab.3 Distributionofmetalicdampers 层号 X 向消能器 Y 向消能器数目型号数目型号 5 2 A+2 B 4 A 4 2 A+2 C 2 A+2 B 3 4 C 2 A+2 C 2 4 D 2 B+2 D 1 2 C+2 D 2 C+2 D 注 : 表中支撑型式均采用人字撑, 支撑采用 HM400 mm 300mm 10mm 16mm, 材质为 Q235. 表 4 附加金属消能器的设计参数 Tab.4 Designparametersofaddedmetalicdampers 消能器型号设计参数 A B C D F dy /kn k d0 /kn mm α d /% n 注 : 表中消能器的实际出力取决于消能器本身的位移 ; 设计屈服阻尼力与设计阻尼力按式 (8) 换算 ; 屈服力初始刚度比屈服后刚度屈服指数分别用 F dy k d0 α d n 表示表 5 附加消能部件初始弹性刚度及主结构刚度对比 Tab.5 Stifnesofaddedenergydisipationcomponentsandstifnesofmainstructure X 向水平刚度 /kn mm -1 Y 向水平刚度 /kn mm -1 层号附加消能部件附加消能部件主体结构主体结构钢支撑金属阻尼器组合值钢支撑金属阻尼器组合值工程案例采用工程分析软件 Sap2000 进行有限元分析. 在 Sap2000 分析过程中, 采用 Plastic(Wen) 单元模拟金属消能器, 相应的力学模型为 Bouc-Wen 模型. 在连接单元 Plastic(Wen) 的参数设置中, 与前述所采用的双线性模型参数相比要多一个屈服指数 n, 但依据文献 [18] 可知, 金属消能器对屈服指数不敏感, 故取默认值 n=2 即可满足实际工程要求. 对 ST0 ST1 结构采用非线性时程分析. 在 8 度小震中震下仅考虑金属消能器的非线性, 而主体结构保持线弹性,8 度大震下用刚度打折的方法来近似考虑主体结构的非线性影响. 时程分析下四条波的剪力位移平均值对比结果及小震中震和大震下金属消能器的滞回耗能曲线参见图 5~7. 需要说明得是, 图 5 中 ST1 的层间剪力仅表示框架柱子 ( 不包含金属消能器 - 支撑 ) 的切割剪力, 而 ST1 的层间剪力则包含框架柱子和金属消能器 - 支撑的切割剪力, 这两者都可通过 Sap2000 中的 SectionCutForce 读取. 可见由于金属消能器及支撑的附加刚度作用会引起部分楼层剪力的放大, 这就要求与金属消能器 - 支撑相连接的梁柱及节点构件等需要按内力验算进行必要的增强加固处理, 与此相对应的地基基础部分也需要采取相应的加固措施 ; 图 6 中对于结构层间位移角的性能目标主要按小震下 [1/550] 中震下 [1/250] 和大震下 [1/80] 来控制 ; 图 7 中滞回耗能曲线的考察选取了结构底层 X 方向布置的某金属消能器, 可见金属消能器在小震下几乎不屈服耗能, 这与前述的设计假定 ( 金属消能器在小震下仅提供附加刚度而忽略其附加阻尼影响 ) 也是相一致的, 而在中震大震下则表现出良好的耗能效果. 根据图 5~6, 附加金属消能器后的减震加固结构具有良好的抗震表现, 相对于原结构 ST0 而言,ST1 结构在 8 度设防地震作用下的楼层响应控制得较为均匀, 达到了预期的加固设计目标.

9 第４期翁大根等消能减震结构附加金属消能器的简化设计方法图５８度设防地震作用下楼层层间剪力控制对比Ｆｇ５Ｃｍｐｓｆｈｃｌｌｄｓｙｓｈｆｃｓｕｄｐｃｕｙｓｙ８图６８度设防地震作用下楼层层间位移角控制对比Ｆｇ６Ｃｍｐｓｆｈｃｌｌｄｓｙｄｆｓｕｄｐｃｕｙｓｙ８６３７

10 638 第 41 卷 4.4 弹塑性变形验算图 7 8 度设防地震作用下消能器的滞回曲线 Fig.7 Hysteresisloopsofthedamperunderprecautionaryintensity8 采用静力弹塑性分析方法 (pushover) 验算 ST1 结构在罕遇地震下的薄弱层变形. 依据 Sap2000 计算结果可知 ST1 结构的附加阻尼比为 : 小震下 X 向 2% Y 向 0%; 中震下 X 向 11% Y 向 6%; 大震下 X 向为 14% Y 向为 7%. 鉴于在罕遇地震下金属消能器的等效附加刚度很小, 故采用忽略等效附加刚度仅考虑附加阻尼的办法. 运用结构分析软件 EPDA/PUSH 实施弹塑性分析, 分析结果见表 6 所示. 从表 6 可知, 采用金属消能器进行减震加固增加了结构的延性, 提高了结构的安全余量. 地震作用方向表 6 8 度设防地震作用下静力弹塑性分析结果对比 Tab.6 Comparisonofelastic-plasticanalysisresultsunderprecautionaryintensity8 Q 0 基底剪力 /kn ST0(8 度 ) R 0 位移角 /rad Q 1 基底剪力 /kn ST1(8 度 ) R 1 位移角 /rad 结果对比 Q 1 -Q 0 Q 0 R 1 -R 0 R 0 X 向 / /92-8.2% -18.5% Y 向 / / % -10.7% 综合上述减震设计分析及弹塑性变形验算结果 ( 见图 5 图 6 及表 6) 可知, 采用简化设计方法配置金属消能器后的消能减震结构达到了提高一度抗震设防烈度的加固设计目标, 也证实了该简化设计方法的可行性和可靠性. 5 结论针对附加金属消能器减震结构提出了一种简化设计方法, 并基于工程案例采用时程分析法和静力弹塑性分析方法对其可行性和有效性进行了验证分析, 得出了如下结论 : 1) 该简化减震设计方法假定金属消能器在小震下保持弹性, 在中震大震下先于主体结构屈服耗能. 以小震下的减震目标位移为契入点, 通过反应谱法预估金属消能器的初始刚度 ; 以中震下剪力减少预期目标为切入点, 通过反应谱法预估金属消能器在中震下附加给结构的期望阻尼比, 并由此计算结构各楼层的附加期望阻尼力. 2) 该简化减震设计方法是基于楼层剪力进行期望阻尼力的初步设计, 而后依据各楼层的相对位移作进一步优化配置, 因此从量纲分析的角度, 对于设计阻尼力的计算分配实质上是与结构楼层的应变能相关. 3) 通过工程案例分析表明提出的简化减震设计方法是现实可行的, 且该方法契合于我国现行建筑抗震设计规范, 能很好地用于附加金属消能器结构的消能减震设计, 并使整个设计流程更为简单直接. 另外值得一提的是, 本简化方法是基于小震工况确定附加金属消能器的初始刚度, 同时在中震工况下计算设计期望阻尼力并配置金属消能器. 由于在小震中忽略了金属消能器的附加阻尼作用而仅将其当作一种普通支撑输入, 因而当此类消能减震结构设计执行建筑抗震设计规范 (GB ) 时, 基于小震下的强度设计理论无疑会导致消能减震设计过于保守而无法体现附加金属消能器的技术特点和应用优势. 有鉴于此, 依照现行抗震规范, 对于附加金属消能器的消能减震结构在小震设计中如何计入附加阻尼的影响仍是后续研究有待于进一步解决的问题.

11 第 4 期翁大根, 等 : 消能减震结构附加金属消能器的简化设计方法 639 致谢 : 本研究获得乌鲁木齐市建设委员会乌鲁木齐建筑学会和乌鲁木齐建筑设计研究院联合资助的消能减震新技术在乌鲁木齐中小学建筑结构加固工程中的应用研究项目的经费支持! 参考文献 : [1]KelyJM,SkinnerRI,HeineAJ.Mechanismsofenergyabsorptioninspecialdevicesforuseinearthquakeresistantstructures [J].BuletinoftheNewZealandSocietyforEarthquakeEngineering,1972,5(3): [2] 周云. 金属耗能减震结构设计 [M]. 武汉 : 武汉理工大学出版社,2006. [3] 中华人民共和国住房和城乡建设部.GB 建筑抗震设计规范 [S]. 北京 : 中国建筑工业出版社,2010. [4]LinYY,TsaiM H,HwangJS,etal.Directdisplacement-baseddesignforbuildingwithpasiveenergydisipationsystems [J].EngineeringStructures,2003,25(1): [5] 邓明科, 张思海, 梁兴文. 被动耗能减震结构基于能力谱法的抗震设计方法研究 [J]. 土木工程学报,2006(7): [6] 李钢, 李宏男. 基于位移的消能减震结构抗震设计方法 [J]. 工程力学,2007(9): [7]ChoiH,KimJ.Energy-basedseismicdesignofbuckling-restrainedbracedframesusinghystereticenergyspectrum[J].En gineeringstructures,2006,28(2): [8]ParulekarYM,ReddyGR,VazeKK,etal.SeismicresponseanalysisofRCCstructurewithyieldingdampersusinglineariza tiontechniques[j].nuclearengineeringanddesign,2009,239(12): [9]AmadeoBenaventCliment.Anenergy-basedmethodforseismicretrofitofexistingframesusinghystereticdampers[J].Soil DynamicsandEarthquakeEngineering,2011,31(10): [10]HabibiA,ChanRW K,AlbernamiF.Energy-baseddesignmethodforseismicretrofitingwithpasiveenergydisipation systems[j].engineeringstructures,2013,46: [11] 王华琪, 丁洁民, 何志军. 防屈曲支撑的应用与设计 [J]. 结构工程师,2007,23(4):6-11. [12] 高向宇, 张腾龙, 黄海涛, 等. 用防屈曲支撑改进钢框架 - 支撑结构抗震性能的设计方法 [J]. 北京工业大学学报, 2010,36(9): [13] 吕西林, 周德源, 李思明, 等. 建筑结构抗震设计理论与实例 [M].2 版. 上海 : 同济大学出版社,2002. [14]LinYY,TsaiMH,HwangJS,etal.Directdisplacement-baseddesignforbuildingwithpasiveenergydisipationsystems [J].EngineeringStructures,2003,25(1): [15]KasaiK,OoharaK,SekiguchiY.JSSIManualforbuildingpasivecontroltechnology:part-11time-historyanalysismodel forviscousdampers[c]//proceedingof13 th WorldConferenceonEarthquakeEngineering.Vancouver:[s.n.],2004: [16] 广州大学.JGJXX-20 建筑消能减震技术规程 [S]. 征求意见版. 北京 : 中国建筑工业出版社,2011. [17] 翁大根, 吕西林. 消能减震结构设计参数研究与试验验证 [J]. 地震工程与工程振动,2004,24(2): [18] 朱旭东, 吕西林, 徐崇恩. 软钢消能器基于 Bouc-Wen 模型的参数识别研究 [J]. 结构工程师,2011(5): ( 责任编辑 : 林晓 )

86 地震工程与工程振动第 38 卷 yielding.underrareearthquake,thedampercanefectivelycontrolthestructuraldisplacementresponseandim provetheseismicperformanceofthestr

86 地震工程与工程振动第 38 卷 yielding.underrareearthquake,thedampercanefectivelycontrolthestructuraldisplacementresponseandim provetheseismicperformanceofthestr 第 38 卷第 4 期 2018 年 8 月地震工程与工程振动 EARTHQUAKEENGINEERINGANDENGINEERINGDYNAMICS Vol.38No.4 Aug.2018 文章编号 :1000-1301(2018)04-0085-08 DOI:10.13197/j.eeev.2018.04.85.cheny.013 分级屈服型金属阻尼器减震性能分析陈云 1, 陈超 1, 刘涛