自復(fù)位率對(duì)可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架抗震性能的影響

周星宇，李啟才，紀(jì)瑞，韓平

（蘇州科技學(xué)院土木工程學(xué)院，江蘇蘇州215011）

自復(fù)位率對(duì)可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架抗震性能的影響

周星宇，李啟才，紀(jì)瑞，韓平

（蘇州科技學(xué)院土木工程學(xué)院，江蘇蘇州215011）

耗能器和預(yù)拉力鋼絞線的協(xié)同工作性能，是可控?fù)u擺自復(fù)位結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)主要考慮因素。通過(guò)理論分析該結(jié)構(gòu)工作性能提出基于位移的性能化設(shè)計(jì)方法。在利用已有試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證有限元方法的可行性后，采用OpenSees有限元軟件對(duì)一個(gè)三層自復(fù)位結(jié)構(gòu)進(jìn)行了3組27個(gè)試件的時(shí)程分析，研究參數(shù)自復(fù)位率對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。模擬分析結(jié)果表明：自復(fù)位率的增大能有效減小殘余變形，但對(duì)峰值變形起放大作用，而這種放大作用與鋼板耗能器的強(qiáng)度有關(guān)，因此需要將自復(fù)位率作為控制指標(biāo)；將自復(fù)位率控制在0.625附近，能有效限制結(jié)構(gòu)的震后殘余位移，并使結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移角峰值不致過(guò)大。

可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架；性能化設(shè)計(jì)；柱腳抬升；自復(fù)位率

作為滿足結(jié)構(gòu)性能化設(shè)計(jì)要求的一種新型結(jié)構(gòu)[1]，可控?fù)u擺自復(fù)位結(jié)構(gòu)，通過(guò)放松柱腳節(jié)點(diǎn)，允許地震時(shí)自復(fù)位跨的一側(cè)柱腳發(fā)生抬升，結(jié)合鋼絞線提供的復(fù)位能力，從而使結(jié)構(gòu)獲得良好的抗震性能。可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架主要包含有三個(gè)部分：（1）鋼框架，允許在地震荷載作用下柱腳發(fā)生抬升，但是限制水平方向變位；（2）垂直向鋼絞線，主要提供側(cè)向剛度和復(fù)位能力；（3）可更換的耗能元件，將地震能集中消耗在耗能元件上，減小梁柱等主要構(gòu)件進(jìn)入塑性的可能[2]。文中采用的是蝴蝶形鋼板耗能器。

根據(jù)鋼絞線和耗能器的擺放位置的組合，單跨可控?fù)u擺結(jié)構(gòu)共有如圖1的四種類型，每種類型在抵抗傾覆荷載時(shí)都表現(xiàn)出不同的性能。對(duì)于預(yù)拉力鋼絞線和耗能器都布置于跨中，見(jiàn)圖1（a），當(dāng)任何一側(cè)柱腳抬起時(shí)，預(yù)拉力鋼絞線和鋼板耗能器都參與工作；而圖1（b）是鋼絞線布置于跨中，耗能器布置于兩側(cè)，在這種情況下，自復(fù)位跨一側(cè)抬起時(shí)，只有一側(cè)的耗能器發(fā)揮作用，而中間的鋼絞線全部發(fā)揮作用，此時(shí)一側(cè)的鋼板耗能器在柱腳抬升比一樣的情況下相比圖1（a）變形更大，這對(duì)于充分發(fā)揮鋼板耗能器的作用是有利的；圖1（c）是鋼絞線布置于兩側(cè)的情況，由于鋼絞線布置于兩側(cè)，對(duì)一側(cè)柱腳的力臂是圖1（a）的兩倍，因此在相同預(yù)拉力的情況下，結(jié)構(gòu)在抬升后的后期剛度比圖1（a）高，但是由于柱腳抬升相同高度時(shí)鋼絞線變形相比放置于中間情況更大，且兩側(cè)的鋼絞線不同時(shí)工作，分工明確；圖1（d）圖是鋼絞線和鋼板耗能器都布置于兩側(cè)的情形，柱腳抬升時(shí)，只有一側(cè)鋼絞線和耗能器參與工作且變形較大，兩者都更容易進(jìn)入塑性，設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)鋼絞線和鋼板耗能器的強(qiáng)度極限都提出了更高的要求。

圖1 單跨可控?fù)u擺自復(fù)位結(jié)構(gòu)

可控?fù)u擺自復(fù)位結(jié)構(gòu)的滯回曲線如圖2（a）所示，結(jié)構(gòu)力-變形圖采用抗傾覆力矩和柱腳抬升率表示。其中抗傾覆力矩表示為

式中，MOT，R表示抗傾覆力矩；FPT表示鋼絞線拉力；LPT表示鋼絞線距離轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)的水平距離；Ffuse表示鋼板耗能器提供的等效豎直力；Lfuse表示鋼板耗能器至一側(cè)轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)的水平距離；Gp表示自復(fù)位跨的結(jié)構(gòu)自重；A表示自復(fù)位跨的跨長(zhǎng)。

圖2中各個(gè)點(diǎn)表示結(jié)構(gòu)所處的不同工作狀態(tài)，在側(cè)向力較小時(shí)，可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架發(fā)生彈性變形，并主要依靠鋼框架自身的彈性剛度抵抗傾覆力矩，柱腳不發(fā)生抬起；當(dāng)傾覆力矩達(dá)到Mupi，鋼框架的自身剛度已無(wú)法抵抗傾覆趨勢(shì)時(shí)，一側(cè)柱腳離開(kāi)地面，此時(shí)，鋼絞線開(kāi)始伸長(zhǎng)，鋼板耗能器發(fā)生彈性變形；到達(dá)b點(diǎn)時(shí)，鋼板耗能器發(fā)生屈服，結(jié)構(gòu)耗能主要由鋼板耗能器提供，此時(shí)的傾覆力矩為My，結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度轉(zhuǎn)由鋼絞線和鋼板共同提供，由于鋼板耗能器已經(jīng)屈服，因此貢獻(xiàn)的剛度僅為強(qiáng)化階段對(duì)應(yīng)剛度；到達(dá)c點(diǎn)后，即最大側(cè)移角對(duì)應(yīng)點(diǎn)后，結(jié)構(gòu)卸載，整體向初始位置轉(zhuǎn)動(dòng)，鋼絞線發(fā)揮復(fù)位效果，鋼板耗能器也開(kāi)始按照彈性路徑卸載，此時(shí)結(jié)構(gòu)的復(fù)位剛度與ab段的剛度相同；到達(dá)d點(diǎn)，鋼板耗能器內(nèi)力卸載到零，耗能鋼板內(nèi)力從此改為壓力，此時(shí)鋼板耗能器產(chǎn)生的反力開(kāi)始抵抗結(jié)構(gòu)的復(fù)位效果，當(dāng)?shù)竭_(dá)圖中對(duì)應(yīng)的e點(diǎn)時(shí)，鋼板耗能器反向屈服；到達(dá)f點(diǎn)后，結(jié)構(gòu)回復(fù)到初始位置[3]。

圖2 結(jié)構(gòu)滯回性能圖

需要注意的是，重力在實(shí)際搖擺過(guò)程中對(duì)結(jié)構(gòu)的抗傾覆起有利作用，Xiang MA[3]指出：在低層可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架結(jié)構(gòu)（3～9層）中，重力作用提供的抗傾覆效果與鋼絞線相比較不大，因此，對(duì)重力部分采取忽略不計(jì)的方法，這是保守的。

圖2（b）、（c）表示在結(jié)構(gòu)滯回過(guò)程中，鋼絞線和鋼板耗能器對(duì)應(yīng)的工作狀態(tài)以及對(duì)應(yīng)重要關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)所處狀態(tài)，從圖中可以看出預(yù)應(yīng)力鋼絞線在結(jié)構(gòu)滯回過(guò)程中提供所需回復(fù)力，耗能器則承擔(dān)了搖擺結(jié)構(gòu)全部的耗能任務(wù)。因此，鋼絞線回復(fù)力的大小決定了結(jié)構(gòu)復(fù)位能力的強(qiáng)弱。

目前，受限于缺乏大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)，自復(fù)位鋼結(jié)構(gòu)的合理化設(shè)計(jì)方法尚未系統(tǒng)提出。文獻(xiàn)[4]針對(duì)摩擦型自復(fù)位支撐框架提出基于性能譜和底部剪力法的設(shè)計(jì)方法，與傳統(tǒng)鋼框架的設(shè)計(jì)方法不同的是，這種方法采用的是按照位移性能和延性指標(biāo)兩者結(jié)合的幾何關(guān)系先設(shè)計(jì)阻尼器和預(yù)拉力構(gòu)件，而后通過(guò)單自由度模型確定結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)地震作用下的強(qiáng)度和剛度，最后設(shè)計(jì)梁柱截面尺寸的思路。模擬結(jié)果表明：通過(guò)這種思路的設(shè)計(jì)，結(jié)構(gòu)能夠表現(xiàn)良好自復(fù)位性能。對(duì)于單跨可控?fù)u擺自復(fù)位框架，文中參照其設(shè)計(jì)方法，結(jié)合本模型的性能特點(diǎn)，采用如下設(shè)計(jì)方法：

（1）根據(jù)設(shè)計(jì)性能目標(biāo)確定與地震基底剪力和傾覆力矩有關(guān)的設(shè)計(jì)荷載；

（2）計(jì)算預(yù)拉力鋼絞線和耗能器的強(qiáng)度分配；

（3）檢查結(jié)構(gòu)地震作用下的最大位移與性能譜法估算的進(jìn)行對(duì)比，如果結(jié)果相差較大需要迭代設(shè)計(jì)；

（4）根據(jù)梁柱設(shè)計(jì)地震下內(nèi)力設(shè)計(jì)梁柱尺寸。

由于耗能器和預(yù)應(yīng)力鋼絞線并不存在幾何關(guān)系，兩者的關(guān)系不能很快地確定，后面的模擬分析表明，這兩者的性能對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響并不是相互分離的。耗能器在結(jié)構(gòu)正向加載時(shí)，參與分擔(dān)了抗傾覆力矩，但當(dāng)發(fā)生了塑性變形反向加載時(shí)，在自身彈性變形恢復(fù)后，耗能器實(shí)際上對(duì)鋼絞線的回復(fù)功能起到抵抗作用，并抵消了一部分的抗傾覆力矩。抵消的抗傾覆力矩的大小取決于鋼板耗能器的塑性剛度和強(qiáng)度。就單個(gè)構(gòu)件而言，鋼板耗能器強(qiáng)度過(guò)大過(guò)小，都會(huì)影響結(jié)構(gòu)的復(fù)位效果和耗能能力；同樣，鋼絞線預(yù)拉力大小，會(huì)影響結(jié)構(gòu)的復(fù)位效果和后期剛度；但是，兩者對(duì)于結(jié)構(gòu)抗震性能的影響不是獨(dú)立的。根據(jù)這一特點(diǎn)，需要對(duì)鋼絞線和耗能鋼板的協(xié)同工作性能進(jìn)行考慮。

為此，Eatherton[5]根據(jù)耗能器放置于柱間的雙跨可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架，從傾覆力矩的角度提出了自復(fù)位率的概念，定義自復(fù)位率為鋼絞線提供的復(fù)位力矩和耗能器提供的阻止復(fù)位力矩的比值，同時(shí)指出，將自復(fù)位率設(shè)置在0.33，最為經(jīng)濟(jì)合理，這樣的設(shè)計(jì)不會(huì)使結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載作用下留下過(guò)多的殘余位移，保證結(jié)構(gòu)的峰值側(cè)移在限值以下。但是這一評(píng)價(jià)指標(biāo)并不適用于耗能器放置于柱腳的單跨可控?fù)u擺結(jié)構(gòu)。對(duì)于在跨中設(shè)置耗能器和鋼絞線的單跨可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架，Xiang.Ma[3]參照這個(gè)定義也提出了這個(gè)參數(shù)，但是和Eatherton不同的是，他定義自復(fù)位率為鋼絞線預(yù)拉力和耗能器屈服荷載的比值，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，考慮防止因鋼絞線屈服造成的預(yù)應(yīng)力損失和耗能器反向加載時(shí)的強(qiáng)化，僅僅從耗能器耗能最大考慮，粗略取為1.5，但是并沒(méi)有對(duì)此做詳細(xì)研究。事實(shí)上，將自復(fù)位率取為1.5對(duì)于設(shè)計(jì)耗能器放兩邊鋼絞線放中間的情況是不合理的，結(jié)構(gòu)會(huì)出現(xiàn)明顯的殘余變形。因此，文中從鋼絞線和耗能器對(duì)抗傾覆力矩貢獻(xiàn)程度的角度，定義自復(fù)位率通用公式如下

式中，F(xiàn)PT0表示鋼絞線初始預(yù)拉力；其他參數(shù)同上。這種定義，物理意義明確，表示柱腳剛開(kāi)始抬升時(shí)（同樣忽略自重影響），鋼絞線提供的抗傾覆力矩占總抗傾覆力矩的比例，方便設(shè)計(jì)時(shí)采用。下文將首先對(duì)有限元模擬方法進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，然后利用有限元分析得到自復(fù)位率的推薦取值。

1 有限元建模方法驗(yàn)證

采用有限元分析軟件OpenSees研究自復(fù)位率對(duì)可控?fù)u擺自復(fù)位結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。采用Ma.Xiang[3]在日本防災(zāi)科學(xué)研究所抗震工程研究中心進(jìn)行的振動(dòng)臺(tái)實(shí)驗(yàn)所用的縮尺模型，試件平面圖和模型簡(jiǎn)圖如圖3和圖4所示，鑒于試驗(yàn)中，梁柱并未發(fā)生破壞，梁柱和支撐桿采用彈性梁柱單元模擬，鋼絞線采用桁架單元，耗能器采用等效拉桿桁架單元，對(duì)試驗(yàn)中的A1J2和A1J5試件，進(jìn)行了有限元時(shí)程分析驗(yàn)證，試驗(yàn)數(shù)據(jù)下載自美國(guó)Neeshub數(shù)據(jù)庫(kù)。其中A1J2主要驗(yàn)證的是試件在50年超越概率為10%的地震響應(yīng)，鋼板耗能器采用的是Steel02材料，相對(duì)于steel01材料，這種材料能使曲線更加平滑，一定程度上更接近實(shí)際情況；而A1J5則是在50年超越概率為2%下結(jié)構(gòu)響應(yīng)，鋼板耗能器采用了steel01材料。

圖5和圖6分別表示A1J5和A1J2的滯回曲線的對(duì)比結(jié)果（見(jiàn)表1），縱坐標(biāo)表示鋼絞線和鋼板耗能器提供的傾覆力矩與屈服傾覆力矩比值。從圖中可以看出，結(jié)構(gòu)在罕遇地震下的滯回曲線展現(xiàn)出規(guī)則的旗幟形，結(jié)構(gòu)復(fù)位性能良好，殘余位移很小。A1J5的滯回曲線和試驗(yàn)曲線對(duì)比如圖5所示，由于鋼板耗能器采用了Steel01材料，這種材料的優(yōu)點(diǎn)是本構(gòu)簡(jiǎn)單，缺點(diǎn)是曲線較steel02材料光滑度低，因此曲線不圓滑，但是相關(guān)峰值以及曲線形狀與試驗(yàn)曲線非常接近。試驗(yàn)2的滯回曲線和試驗(yàn)曲線對(duì)比如圖6所示，不同的是鋼板耗能器采用Steel02材料，地震動(dòng)為46%的Kobe地震動(dòng)，表示的是多遇地震工況，總體來(lái)說(shuō)，模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，能捕捉到結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)出現(xiàn)的時(shí)間和數(shù)值。驗(yàn)證結(jié)果表明設(shè)計(jì)方法基本正確，有限元方法可行。

圖3 試件簡(jiǎn)圖

圖4 模型簡(jiǎn)圖

圖5 A1J5試件滯回性能驗(yàn)證對(duì)比圖

圖6 A1J2試件滯回性能驗(yàn)證

表1 實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比圖

2 有限元模型分析

2.1 試件尺寸及模型參數(shù)的選取

參考抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[6]設(shè)計(jì)模型的尺寸及設(shè)計(jì)參數(shù)?？蚣芰褐爸尉捎昧朔蔷€性梁柱單元，截面尺寸如表2所示。鋼絞線同樣采用桁架單元，采用兩種本構(gòu)組合的材料屬性，材料參數(shù)參見(jiàn)表3，本構(gòu)關(guān)系如圖7。柱腳部位采用只壓彈簧單元考慮水平向?qū)χ_限位和搖擺時(shí)的脫開(kāi)現(xiàn)象。模型如圖8所示，其中，框架跨度為6 m，每層層高4 m。

設(shè)置于柱腳的耗能器采用圖9所示的蝴蝶形鋼板，與前述方法一致，采用簡(jiǎn)化的桁架拉桿單元，布置于兩側(cè)柱腳，材料采用Steel02模擬，參數(shù)列于表4，等效耗能器拉桿強(qiáng)度計(jì)算公式采用文獻(xiàn)[7]提出的公式。

式中，F(xiàn)fuseP為等效桁架單元屈服荷載；K為彈性模量，取2×105MPa；a，b為蝴蝶形連接的根部和中部寬度；t為鋼板厚度；L為鋼板長(zhǎng)度；nL為蝴蝶形連接個(gè)數(shù)；σy為鋼板耗能器屈服強(qiáng)度，取為235 MPa。

表2 梁柱及支撐截面尺寸mm

表3 預(yù)應(yīng)力鋼絞線參數(shù)

圖7 鋼絞線模型

圖8 模型平面圖

圖9 蝴蝶形鋼板耗能器簡(jiǎn)圖

表4 鋼板參數(shù)表

為了模擬重力的二階效應(yīng)，即周邊結(jié)構(gòu)的影響，在框架兩側(cè)增加P-Δ柱，參照FEMA355C[8]，將框架質(zhì)量加載在P-Δ柱的節(jié)點(diǎn)上，并賦予柱較大的軸向剛度，較小的抗彎剛度，柱腳鉸接，相關(guān)質(zhì)量數(shù)值列于表5。

為驗(yàn)證設(shè)計(jì)模型的正確性，對(duì)所建模型進(jìn)行了按照倒三角形分布加載的靜力推覆分析，推覆曲線如圖10所示。分析得到的柱腳初始抬升時(shí)的傾覆比為0.73，根據(jù)設(shè)計(jì)理論計(jì)算得初始柱腳抬升傾覆比0.727，模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果一致。

根據(jù)我國(guó)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范，結(jié)合文獻(xiàn)[8]從美國(guó)太平洋地震中心選取了WHITTIER/ABUE250等6組天然地震波，并生成了2組人工波。由于篇幅限制，以具有代表性的WHITTIER/ABUE250為例，介紹模擬結(jié)果。首先對(duì)該地震波進(jìn)行調(diào)幅，經(jīng)調(diào)幅后的該地震波加速度時(shí)程曲線如圖11所示。

表5 質(zhì)量匯總表t

圖10 靜力推覆曲線

圖11 地震動(dòng)加速度反應(yīng)譜

為了對(duì)比自復(fù)位率對(duì)結(jié)構(gòu)復(fù)位耗能能力的影響，按照簡(jiǎn)化模型相應(yīng)改變耗能器和鋼絞線的面積，并保持預(yù)應(yīng)力參數(shù)不變，對(duì)按自復(fù)位率和等效鋼板耗能器的拉桿面積分類的27個(gè)試件進(jìn)行了時(shí)程分析，具體參數(shù)如表6所示。

表6 鋼絞線面積表mm2

2.2 結(jié)果分析

由于試件較多，取等效耗能期拉桿面積為3 000 mm2的一組試件為例，根據(jù)自復(fù)位率變化鋼絞線面積，并保持預(yù)應(yīng)力不變，得到的滯回曲線如圖12所示，可以看出，隨著自復(fù)位率的提高，曲線的最大柱腳抬升比先增大后略有減小，但同時(shí)，殘余變形減小，當(dāng)自復(fù)位率很小時(shí)，結(jié)構(gòu)的滯回響應(yīng)接近普通彈塑性鋼框架的滯回反應(yīng)，隨著自復(fù)位率的增大，捏縮現(xiàn)象變得明顯，曲線形狀變?yōu)槠鞄眯?，自?fù)位結(jié)構(gòu)特征變得更加明顯。

圖12 滯回曲線

為了具體研究不同自復(fù)位率對(duì)結(jié)構(gòu)的復(fù)位性能、最大響應(yīng)和耗能性能的影響，將結(jié)構(gòu)地震中的殘余變形、最大響應(yīng)、耗能能量大小與β的關(guān)系圖分別列于圖13～15，圖中實(shí)線、點(diǎn)線、點(diǎn)劃線分別表示等效耗能器的拉桿的面積（mm2）。

圖13 殘余變形變化表

圖14 最大柱腳抬升比變化表

圖15 耗能情況表

從圖13～14可見(jiàn)，隨著β值的增大，柱腳抬升比峰值經(jīng)歷了由小到大再變小、殘余變形從大變小的過(guò)程，而地震中結(jié)構(gòu)耗能呈先放大、而后略有減小趨勢(shì)。腳抬升比峰值經(jīng)歷了由小到大再變小，峰值變形從小變大再變小，經(jīng)過(guò)簡(jiǎn)單計(jì)算，在整個(gè)時(shí)程分析進(jìn)程中，柱中峰值應(yīng)力為107 MPa，小于屈服應(yīng)力345 MPa，因此，柱沒(méi)有進(jìn)入塑性。可見(jiàn)，自復(fù)位率的增大對(duì)地震過(guò)程中結(jié)構(gòu)的最大位移有不利影響，并不是因?yàn)檫^(guò)大的預(yù)拉力使得框架部分位置出現(xiàn)了塑性所致，有學(xué)者[11]指出，峰值變形隨著自復(fù)位率增大，可能是因?yàn)楹武摪逶跍剡^(guò)程中在面外發(fā)生了扭轉(zhuǎn)屈曲，使結(jié)構(gòu)抗傾覆剛度急劇下降，從而峰值變形發(fā)生了增大，而后期由于鋼絞線預(yù)拉力的繼續(xù)增大完全補(bǔ)償了由于鋼板耗能器的面外屈曲造成的影響，因此，峰值變形略有下降。自復(fù)位率從0.125變化到0.75，峰值變形增大了45.5%，因此設(shè)計(jì)時(shí)，過(guò)大的變形，對(duì)地震過(guò)程中緩解人員恐懼心理和正常有序疏散的影響是需要考慮的，如果簡(jiǎn)單從減小殘余變形考慮盲目增大預(yù)拉力，是不理想的，也是不經(jīng)濟(jì)的。耗能能力由小變大再略有減小，這是因?yàn)殡S著預(yù)拉力的增大，雖然曲線出現(xiàn)了捏縮，但是曲線峰值變形的增大超過(guò)了捏縮幅度，這樣的結(jié)果使得滯回環(huán)面積（耗能）增大，而隨著預(yù)拉力繼續(xù)增大，曲線捏縮使滯回曲線面積減小的幅度超過(guò)了峰值變形使滯回環(huán)面積增加的幅度，因此耗能會(huì)略有下降。從曲線中還可以看出，結(jié)構(gòu)能否發(fā)揮自復(fù)位結(jié)構(gòu)性能優(yōu)勢(shì)，不僅取決于鋼絞線，還取決于鋼板耗能器的強(qiáng)度和剛度，兩者存在著緊密的協(xié)同工作關(guān)系。研究自復(fù)位率β的合理取值，對(duì)于可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架性能化抗震設(shè)計(jì)，是有必要的。

從圖13～15可以看出，變化鋼板耗能器的強(qiáng)度和剛度，對(duì)于結(jié)構(gòu)殘余變形的影響較小；對(duì)于結(jié)構(gòu)峰值變形，在自復(fù)位率較小時(shí)，鋼板耗能器的影響較大，而隨著自復(fù)位率的增大，影響減??；對(duì)于結(jié)構(gòu)耗能能力的影響，鋼板耗能器的影響較大，這也和前人的結(jié)論一致[5]。

還可以看出，β值對(duì)于結(jié)構(gòu)殘余變形的影響在0～0.7區(qū)間最為明顯，大約β值等于0.625時(shí)，結(jié)構(gòu)的殘余變形降低到了0.2%以下，而峰值變形并沒(méi)有增加過(guò)大，耗能能力較好，此時(shí)，增大自復(fù)位率，雖然能夠減小殘余變形，但是結(jié)構(gòu)峰值變形會(huì)相應(yīng)變大，耗能能力的提升有限，同時(shí)框架結(jié)構(gòu)自身進(jìn)入塑性的可能性會(huì)增大，設(shè)計(jì)施工考慮避免梁柱等主要構(gòu)件破壞而增加的成本相應(yīng)提高，這將提高整體結(jié)構(gòu)的造價(jià)。因此，從經(jīng)濟(jì)和安全角度，盲目增大自復(fù)位率是不合理的。因此，建議將自復(fù)位率β取為0.625附近較為合理。

3 結(jié)語(yǔ)

（1）得到單跨可控?fù)u擺自復(fù)位框架的設(shè)計(jì)方法，證實(shí)提出的自復(fù)位率的概念的必要性；

（2）提高自復(fù)位率能夠有效減小結(jié)構(gòu)震后殘余變形，但是對(duì)結(jié)構(gòu)的峰值變形可能有不利影響；

（3）可控?fù)u擺自復(fù)位鋼框架中，鋼絞線和耗能器的協(xié)同工作性能對(duì)結(jié)構(gòu)的復(fù)位性能和耗能能力有重要影響，采用自復(fù)位率作為評(píng)價(jià)和設(shè)計(jì)可控?fù)u擺自復(fù)位結(jié)構(gòu)的重要指標(biāo)是合適的；

（4）綜合考慮結(jié)構(gòu)耗能、峰值變形、殘余變形限值，針對(duì)本文所研究的耗能器布置于柱間的這類結(jié)構(gòu)，將自復(fù)位率取為0.625時(shí)能夠保證所研究的大部分試件在罕遇地震作用下殘余變形滿足要求，并使峰值變形不致過(guò)大，同時(shí)保證結(jié)構(gòu)的耗能能力。

當(dāng)然研究仍然存在很多不足之處，僅從整體上對(duì)自復(fù)位率的影響做了簡(jiǎn)要分析，對(duì)耗能器做了很大的簡(jiǎn)化，對(duì)于耗能器面外屈曲等局部性能變化問(wèn)題考慮較少，需要后續(xù)研究提出更精確的公式以使模擬結(jié)果更接近實(shí)際。

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The influence of self-centering ratio on seismic performance of controlled-rocking steel frames

ZHOU Xingyu,LI Qicai,JI Rui，HAN Ping
（School of Civil Engineering,SUST,Suzhou 215011,China）

s：Coordination of the energy consumer and pre-tensioning stranded fuse plays an important role in the seismic design of the controlled-rocking self-centering steel frame.Based on the theoretical analysis of the seismic performance of the structure,a displacement-based design is introduced.The open-source software OpenSees is used to conduct the nonlinear time-history analysis of 27 specimens of 3 groups in a 3-layer selfcentering structure after the validation of the result of the experiment,which is used to study the impact of the parameter self-centering ratio on the seismic performance.The results indicate that the increase in the self-centering ratio can significantly reduce the residual uplift ratio,but has an amplification effect on the peak displacement under the designed earthquake.The amplification has some relation to the rigidity of the energy consumer, so the self-centering ratio should be taken as a control index.What's more,the control of the self-centering ratio around 0.625 will effectively limit the residual deformation below the limit value from the standard after the earthquake,and ensure that the peak value of uplift ratio is not too large.

self-centering steel frame with controlled rocking;uplift ratio of the column base;self-centering ratios

TU391

A

1672-0679（2015）04-0030-07

（責(zé)任編輯：秦中悅）

2015－04-10

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51378326）；江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放課題（ZD1204）

周星宇（1987-），男，江蘇南通人，碩士研究生。

李啟才（1969-），男，河南靈寶人，博士，副教授，從事鋼結(jié)構(gòu)新型體系和抗震設(shè)計(jì)，E-mail：ustsgjg@163.com。