雙重耗能智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)對比分析

羅維剛, 劉紀(jì)斌, 張 楊, 郭易令, 祁 盼, 宋江朋

(1. 蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院, 甘肅 蘭州 730050; 2. 蘭州理工大學(xué) 甘肅省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點實驗室, 甘肅 蘭州 730050)

搖擺墻(rocking wall)[1]是一種墻底具有特殊構(gòu)造的墻體，墻底約束被放松，在地震作用下可降低上部結(jié)構(gòu)本身的延性需求和破壞，以及減小基礎(chǔ)在傾覆力矩作用下的抗拉設(shè)計需求.Hitaka、Sakino、Gavidour、馮玉龍、何晴光等[2-5]研究了搖擺體與基礎(chǔ)間設(shè)置耗能減震裝置后結(jié)構(gòu)的抗震性能，結(jié)果均表明通過耗能裝置的滯回特性耗散能量降低了地震響應(yīng).崔浩然、劉迪、Blomgren、曲哲、Barbagallo等[6-11]研究了搖擺結(jié)構(gòu)和主體結(jié)構(gòu)間設(shè)置阻尼器后結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，該體系減小了地震引起的損傷，促進(jìn)了震后的快速修復(fù).上述搖擺結(jié)構(gòu)體系都是設(shè)置單一的消能減震裝置，而呂西林等[12]在第16屆世界地震工程大會上對開發(fā)搖擺、自復(fù)位和可更換等多種技術(shù)組合使用的結(jié)構(gòu)新體系提出了展望.

框架剪力墻結(jié)構(gòu)在中國中高層建筑中廣泛使用，但是在地震中連梁及剪力墻根部容易發(fā)生破壞.基于框架與剪力墻在地震作用下不同變形模式協(xié)同工作的原理，在框架與剪力墻之間將連梁更換為耗能單元.本課題組采用了基于滯回耗能的屈曲約束支撐(buckling restrained brace,BRB)[13]作為替換連梁的耗能單元進(jìn)行非線性動力時程分析，結(jié)果表明：當(dāng)BRB屈服強(qiáng)度和初始剛度控制在一定范圍內(nèi)時，可以有效減小樓板水平峰值加速度，減小結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)，且能在損壞后迅速替換.另一方面，考慮到剪力墻底部容易發(fā)生破壞，因此放松墻底約束，形成框架搖擺墻結(jié)構(gòu)，并在墻體底部設(shè)置金屬阻尼器，以實現(xiàn)墻底耗能和可更換的需求.本次研究在框架剪力墻間設(shè)置BRB的智能雙重結(jié)構(gòu)體系基礎(chǔ)上，放松剪力墻底部約束，并在底部設(shè)置耗能單元，進(jìn)行非線性動力時程分析，研究該新型雙重耗能結(jié)構(gòu)體系在地震作用下的受力變形情況以及耗能減震機(jī)理.

本次研究以蘭州地區(qū)某六層混凝土框架剪力墻結(jié)構(gòu)為例，采用ABAQUS有限元軟件建立2D模型進(jìn)行非線性動力時程分析，對比分析傳統(tǒng)框架剪力墻結(jié)構(gòu)(模型1)、設(shè)置BRB的智能框架剪力墻雙重結(jié)構(gòu)(模型2)、底部鉸接搖擺墻與框架間連接BRB結(jié)構(gòu)(模型3)和底部連接金屬阻尼器的雙重耗能機(jī)制智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)(模型4)在地震動下的動力響應(yīng).研究新型雙重耗能單元控制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)體系在地震作用下的動力響應(yīng)以及耗能減震機(jī)理.

1 結(jié)構(gòu)模型

1.1 原型結(jié)構(gòu)基本信息

分析模型的原型結(jié)構(gòu)為蘭州地區(qū)某六層鋼筋混凝土框架剪力墻結(jié)構(gòu)，根據(jù)GB 50010—2010 《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[14]設(shè)計，平面布置如圖1所示.結(jié)構(gòu)首層層高為5.1 m;標(biāo)準(zhǔn)層層高為3.1 m；柱截面尺寸為700 mm×700 mm；梁截面尺寸為300 mm×500 mm；連梁截面尺寸為300 mm×750 mm；樓板厚度為150 mm；設(shè)防烈度為8度，場地類別為II類，設(shè)計地震分組為第三組，設(shè)計基本地震加速度為0.3g，設(shè)計基準(zhǔn)期為50年.混凝土采用C35，鋼筋采用HRB400.

圖1 框架剪力墻平面布置圖Fig.1 Frame-shear wall structural plan layout

1.2 建立2D有限元模型

將原結(jié)構(gòu)剪力墻按抗側(cè)移剛度等效為一榀總剪力墻，并均勻分配至三榀框架結(jié)構(gòu)，取其一榀利用ABAQUS建立2D結(jié)構(gòu)分析模型(如圖2所示).考慮現(xiàn)澆樓板與配筋對框架梁的影響，以及減小高階模態(tài)的干擾，保證框架結(jié)構(gòu)以剪切型的第一階模態(tài)振動.將有限元模型框架梁柱線剛度比取為10，以滿足規(guī)范對剛性樓板的假定,通過保持梁截面尺寸不變，把梁的彈性模量放大,樓板質(zhì)量通過附加質(zhì)量源分配至梁柱節(jié)點上.

圖2 結(jié)構(gòu)分析模型

2 模型的基本信息與模擬

2.1 單元類型的選取

將原結(jié)構(gòu)電梯井剪力墻按剛度等效為一字形，并均勻分配至三榀框架上，取其中一榀建立2D有限元模型，剪力墻厚度為250 mm，等效長度為4 m，用S4R殼單元模擬；框架柱和框架梁均采用B31纖維梁單元模擬；傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)連梁長度為1 m，混凝土本構(gòu)模型采用PQ-Fiber材料庫中忽略混凝土抗拉強(qiáng)度的模型Uconcrete01.

2.2 BRB基本信息

對于BRB屈服強(qiáng)度和初始剛度的取值，考慮與原結(jié)構(gòu)的可對比性，以及將來該體系抗震設(shè)計與現(xiàn)有規(guī)范保持一致性，將傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)在中震(0.3g)作用下動力時程分析獲取的結(jié)構(gòu)總基底剪力，按倒三角沿結(jié)構(gòu)高度分配至每層，將每層獲得的水平剪力作為該層BRB的屈服強(qiáng)度值，頂層標(biāo)識為fy.為了暫時減小變量，BRB屈服變形取為0.0035 m[13]，由此求出各層BRB的初始剛度，亦呈倒三角沿結(jié)構(gòu)高度成比例變化，該模型稱為BRB基準(zhǔn)模型.

為分析BRB屈服強(qiáng)度(初始剛度)對地震響應(yīng)的影響，在基準(zhǔn)模型的基礎(chǔ)上，變化頂層BRB屈服強(qiáng)度值，其他各層等比例變化，建立具有不同屈服強(qiáng)度(初始剛度)的BRB框架剪力墻模型(模型2)，即頂層BRB屈服強(qiáng)度依次為0.1fy、0.3fy、0.5fy、fy、1.5fy、2fy、2.5fy、3fy共計8個工況，屈服強(qiáng)度比α依次為0.1、0.3、0.5、1、1.5、2和3.

BRB本構(gòu)采用如圖3所示的雙線性隨動硬化本構(gòu).材料參數(shù)包括屈服強(qiáng)度fy、初始剛度K0，屈服后剛度K1取初始剛度的5%.

圖3 基本模型中BRB本構(gòu)關(guān)系Fig.3 BRB constitutive relation in the basic model

2.3 墻底金屬阻尼器基本信息

金屬阻尼器采用ABAQUS有限元中的非線性彈簧單元模擬.單元參數(shù)的選取考慮了混凝土剪力墻塑性鉸區(qū)的抗傾覆承載能力和不同性能水準(zhǔn)的塑性鉸轉(zhuǎn)動能力.

1) 剪力墻塑性鉸區(qū)的抗傾覆承載力

為計算塑性鉸區(qū)的抗傾覆彎矩，依據(jù)參考文獻(xiàn)[15]確定混凝土塑性鉸區(qū)的高度lp，傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)中剪力墻的剪跨比λ=1.28<1.5，由文獻(xiàn)[16]推薦的公式計算剪力墻塑性鉸的抗剪承載力為V=1.7×106N，抗傾覆彎矩為Mu=Vlp=2.9×106N·m.

2) 非線性彈簧的初始剛度

對于剪力墻結(jié)構(gòu)，F(xiàn)EMA356[17]給出了三個性能水平對應(yīng)的剪力墻底部塑性鉸轉(zhuǎn)角值，取剪力墻根部塑性鉸的抗傾覆彎矩Mu對應(yīng)防止倒塌的塑性鉸轉(zhuǎn)角限值0.02 rad，屈服彎矩My對應(yīng)使用良好的塑性鉸轉(zhuǎn)角限值0.002 rad，屈服后轉(zhuǎn)動剛度與初始轉(zhuǎn)動剛度比為0.05，以此推算非線性彈簧屈服彎矩為My=2×106N·m，非線性彈簧初始轉(zhuǎn)動剛度為C=1×109N·m/rad.本構(gòu)關(guān)系如圖4所示.

圖4 金屬阻尼器本構(gòu)關(guān)系Fig.4 Constitutive relation of metal damper

2.4 有限元模型建立

1) 傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)(模型1)

本模型為傳統(tǒng)框架剪力墻結(jié)構(gòu)，框架與剪力墻之間通過連梁連接，為本次研究的原結(jié)構(gòu)模型.

2) 設(shè)置BRB的智能框架剪力墻雙重結(jié)構(gòu)(模型2)

將原框架剪力墻結(jié)構(gòu)的連梁替換為BRB，由BRB在地震作用下進(jìn)行滯回耗能，因BRB的屈服強(qiáng)度和剛度不同建立了8個工況模型.

3) 搖擺墻與框架間連接BRB結(jié)構(gòu)(模型3)

搖擺墻底部鉸接，放松繞Z軸方向的轉(zhuǎn)動約束，保證墻體在平面內(nèi)的轉(zhuǎn)動.框架與搖擺墻間連接BRB，通過結(jié)構(gòu)墻體搖擺特性和BRB滯回耗能共同作用以達(dá)到減震耗能效果，因BRB的屈服強(qiáng)度和剛度不同建立了8個工況模型.

4) 雙重耗能機(jī)制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)(模型4)

框架與搖擺墻間連接BRB，同時在搖擺墻底部設(shè)置金屬阻尼器，以實現(xiàn)在地震作用下的雙重耗能機(jī)制，因BRB的屈服強(qiáng)度和剛度不同建立了8個工況模型.

2.5 地震波的選取

由于該雙重耗能機(jī)制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)為新型結(jié)構(gòu)體系，地震動記錄類型和數(shù)量的選取考慮了一定的統(tǒng)計特征，考慮地震動的類型、強(qiáng)度、持時、震中距和場地等因素，選取了6條實際地震動記錄，見表1.

表1 地震動記錄選取

3 動力分析結(jié)果

所有地震響應(yīng)數(shù)據(jù)均取6條地震波的平均值.課題組已經(jīng)對設(shè)置BRB的智能框架剪力墻雙重結(jié)構(gòu)(模型2)與傳統(tǒng)框架剪力墻結(jié)構(gòu)(模型1)進(jìn)行了非線性動力時程分析與對比，結(jié)果表明：當(dāng)BRB的屈服強(qiáng)度在0.1fy～0.3fy范圍變化時，結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)參數(shù)得到了有效控制.下文將對模型3和模型4進(jìn)行非線性動力時程分析，以及四個模型對比分析.

3.1 搖擺墻與框架間連接BRB結(jié)構(gòu)

3.1.1最大側(cè)向位移

1) 框架結(jié)構(gòu)最大側(cè)向位移

圖5為模型3中不同BRB屈服強(qiáng)度結(jié)構(gòu)工況與原結(jié)構(gòu)的各樓層側(cè)向最大位移比值(以下分析的響應(yīng)參數(shù)均做相同處理)隨BRB屈服強(qiáng)度變化的規(guī)律曲線.由圖可知,BRB的屈服強(qiáng)度在0.1fy～0.5fy時，框架側(cè)向最大位移響應(yīng)均比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所減小，框架各層下降程度有所不同.隨著BRB屈服強(qiáng)度的增大，各層位移均增加，增大到1.5fy時，側(cè)向位移大于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)，當(dāng)達(dá)到2.5fy時，位移變化逐漸趨于穩(wěn)定.

圖5 框架位移峰值隨BRB變化曲線

2) 搖擺墻頂層最大側(cè)向位移

由于搖擺墻具有較大的剛度，且底部為理想鉸接，故提取搖擺墻頂層側(cè)向位移進(jìn)行分析.圖6為搖擺墻頂層側(cè)向最大位移比值隨BRB屈服強(qiáng)度變化的曲線，變化規(guī)律和框架頂點最大側(cè)向位移形狀相似，最大側(cè)向位移相比于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)所減小的范圍在0.1fy～1fy之間，在0.3fy時減小了19.5%.

圖6 墻頂位移峰值隨BRB變化曲線 Fig.6 The variation curve of wall-top displacement peak with BRB

3.1.2框架層間位移角

在傳統(tǒng)框架剪力墻結(jié)構(gòu)中，剪力墻做為第一道抗震防線，而框架結(jié)構(gòu)主要承受重力荷載作用，關(guān)系到整體結(jié)構(gòu)的安全性.模型3的層間位移角與原結(jié)構(gòu)比值隨BRB屈服強(qiáng)度變化的規(guī)律如圖7所示.由圖可知,除首層層間位移角有所減小外，其它各層相比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所增大.但通過對比各工況的層間位移集中系數(shù)(drift concentration factor,DCF)[4]發(fā)現(xiàn)，傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)DCF值為1.72，當(dāng)BRB屈服強(qiáng)度為0.1fy～0.5fy時，DCF值為1.2左右，更接近于1，表明此時結(jié)構(gòu)的層間變形趨于均勻.

圖7 層間位移角隨BRB變化曲線Fig.7 The variation curve of inter-story drift with BRB

3.1.3峰值加速度

1) 框架結(jié)構(gòu)峰值加速度

圖8為模型3框架峰值加速度比值隨BRB屈服強(qiáng)度變化曲線，變化趨勢基本與前面的響應(yīng)參數(shù)相似.由圖可知，BRB的屈服強(qiáng)度在0.1fy～1fy時，框架結(jié)構(gòu)各層峰值加速度小于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)，各層下降程度有所不同，最大下降了44.4%.

圖8 框架峰值加速度隨BRB變化曲線Fig.8 The variation curve of frame peak acceleration with BRB

2) 搖擺墻頂層峰值加速度

搖擺墻頂層峰值加速比值隨BRB屈服強(qiáng)度變化如圖9所示.相比于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)，模型3的搖擺墻頂層峰值加速度均有所減小，減小的最大幅度為42.2%.

圖9 墻頂峰值加速度隨BRB變化曲線

可見對于搖擺墻與框架間連接BRB的結(jié)構(gòu)，合理選取BRB屈服強(qiáng)度和剛度參數(shù)，可以有效控制結(jié)構(gòu)的水平加速度響應(yīng).

3.1.4結(jié)構(gòu)基底剪力

整體結(jié)構(gòu)、框架與墻體基底剪力變化曲線如圖10所示.BRB的屈服強(qiáng)度取值在0.1fy～1fy范圍時，基底剪力均比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所減小，框架柱基底剪力最大下降了22.7%.設(shè)置BRB的框架搖擺墻結(jié)構(gòu)，搖擺墻基底剪力均小于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)，最大下降幅度達(dá)到了84.3%，充分表明BRB在結(jié)構(gòu)中的“切斷”機(jī)制，當(dāng)BRB屈服時，阻斷了主要由重力框架產(chǎn)生的慣性力向搖擺墻的傳遞.

圖10 基底剪力隨BRB變化曲線Fig.10 The variation curve of base shear with BRB

綜上所述，框架和搖擺墻之間連接具有滯回耗能能力的BRB構(gòu)件，所設(shè)置的BRB強(qiáng)度和剛度參數(shù)沿高度方向呈倒三角分布，當(dāng)屈服強(qiáng)度處于0.1fy～0.5fy范圍時，除層間位移值較傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所增大外，框架與搖擺墻的峰值加速度、側(cè)向位移、層間位移集中系數(shù)和基底剪力地震響應(yīng)參數(shù)得到有效控制.

3.2 雙重耗能機(jī)制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)

模型3在控制地震響應(yīng)方面雖有一定的控制效果，但層間位移有所增大.因此,在搖擺墻底部設(shè)置具有一定初始剛度和滯回耗能特性的金屬阻尼器，形成雙重耗能機(jī)制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)(模型4)，以達(dá)到減小框架各層層間位移角的目的.

3.2.1最大側(cè)向位移

1) 框架結(jié)構(gòu)最大側(cè)向位移

框架結(jié)構(gòu)各層最大側(cè)向位移比值如圖11所示，所有分析工況中框架結(jié)構(gòu)各層側(cè)向最大位移響應(yīng)均比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所減小，框架各層下降程度有所不同，BRB屈服強(qiáng)度為0.1fy的工況模型第一層下降幅度達(dá)49.1%，接近傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)的一半；當(dāng)BRB屈服強(qiáng)度達(dá)到2.5fy時，位移變化逐漸趨于穩(wěn)定.

圖11 框架位移峰值隨BRB變化曲線 Fig.11 The variation curve of frame displacement peak with BRB

2) 搖擺墻頂層的最大側(cè)向位移

圖12為模型4墻體頂層側(cè)向最大位移比值隨BRB屈服強(qiáng)度變化的規(guī)律曲線，搖擺墻頂層最大側(cè)向位移在該模型所有不同BRB參數(shù)工況中均比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所減小.表明在模型4中BRB亦具有屈服“切斷”機(jī)制.

圖12 墻頂位移峰值隨BRB變化曲線Fig.12 The variation curve of wall-top displacement peak with BRB

3.2.2框架層間位移角

框架層間位移角比值如圖13所示.BRB屈服強(qiáng)度在0.1fy～1fy時，框架結(jié)構(gòu)各層層間位移角相比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)均有所下降，首層層間位移角下降最明顯，最多下降了48.7%；隨著BRB屈服強(qiáng)度的增大，各層層間位移角均增加，當(dāng)達(dá)到2.5fy時，各層層間位移角變化逐漸趨于穩(wěn)定.

圖13 層間位移角隨BRB變化曲線

3.2.3峰值加速度

1) 框架結(jié)構(gòu)峰值加速度

模型4框架結(jié)構(gòu)峰值加速度與模型3類似，隨BRB屈服強(qiáng)度變化的規(guī)律曲線如圖14所示.BRB的屈服強(qiáng)度在0.1fy～2.5fy時，框架結(jié)構(gòu)各層峰值加速度響應(yīng)均有所減小，最大減小幅度達(dá)到50.3%.與模型3相比，加速度峰值減小所需要的BRB屈服強(qiáng)度(剛度)取值范圍更廣.

圖14 框架峰值加速度隨BRB變化曲線Fig.14 The variation curve of frame peak acceleration with BRB

2) 搖擺墻頂層峰值加速度

墻體頂層峰值加速度比值隨BRB屈服強(qiáng)度變化的規(guī)律曲線如圖15所示，變化趨勢與框架各層峰值加速度相同，降低的最大幅度為48.8%.

圖15 墻頂峰值加速度隨BRB變化曲線 Fig.15 The variation curve of wall-top peak acceleration with BRB

3.2.4結(jié)構(gòu)基底剪力

圖16為不同BRB屈服強(qiáng)度結(jié)構(gòu)與原結(jié)構(gòu)模型的基底剪力比值隨BRB屈服強(qiáng)度變化的規(guī)律曲線.BRB的屈服強(qiáng)度在0.1fy～2fy時，模型4結(jié)構(gòu)的各部分基底剪力均比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所減小，框架柱剪力最大下降了22.7%，墻底剪力最大下降了78.1%.

圖16 基底剪力隨BRB變化 曲線Fig.16 The variation curve of base shear with BRB

綜上所述，雙重耗能機(jī)制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)，在選定的金屬耗阻尼器參數(shù)下，BRB的屈服強(qiáng)度在0.1fy～1fy之間時，層間位移角得到有效控制，并且小于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)；另一方面,側(cè)向位移、峰值加速度和基底剪力地震響應(yīng)參數(shù)小于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)的BRB參數(shù),選擇比模型3范圍更廣.

3.3 四個模型結(jié)果對比

為了明確雙重耗能機(jī)制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)在地震作用下響應(yīng)的減小和控制的效果，將智能框架剪力墻BRB結(jié)構(gòu)(模型2)、搖擺墻與框架間連接BRB結(jié)構(gòu)(模型3)和雙重耗能機(jī)制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)(模型4)中的BRB屈服強(qiáng)度(剛度)取值為0.1fy，與傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)(模型1)的地震響應(yīng)進(jìn)行對比.

3.3.1剪力墻/搖擺墻頂層地震響應(yīng)

表2列出了四個模型剪力墻/搖擺墻頂層最大側(cè)向位移與峰值加速度響應(yīng)，設(shè)置BRB的模型相比傳統(tǒng)模型均有所減小，充分表明BRB的屈服“切斷”機(jī)制，有效抑制了重力框架產(chǎn)生的慣性力向抗側(cè)力體系的傳遞.最大側(cè)向位移響應(yīng)排序為模型2<模型4<模型3<模型1.墻體頂層峰值加速度值依次減小.因此，對剪力墻或搖擺墻而言，BRB的屈服“切斷”機(jī)制有效降低了墻體的地震響應(yīng)，同時雙重耗能機(jī)制(模型4)比單一耗能機(jī)制(模型2)更能降低墻體的峰值加速度響應(yīng).

表2 剪力墻/搖擺墻頂層地震響應(yīng)

3.3.2框架各層最大側(cè)向位移

四個模型的框架各層最大側(cè)向位移變化(如圖17)中，各模型位移大小排列順序與墻體頂層位移相同，即模型2<模型4<模型3<模型1.

3.3.3框架各層層間位移角

圖18顯示了四個模型框架各層層間位移角的變化與彈性層間位移角限值的關(guān)系.由圖可知,模型2、模型3和模型4的各層層間位移角變化比模型1更均勻，尤其模型2與模型4表現(xiàn)良好，層間位移角小于彈性限值，但模型4曲線光滑、陡直，更加優(yōu)于模型2.

3.3.4框架各層峰值加速度

框架具有較大的質(zhì)量，故產(chǎn)生較大的慣性力，為減小結(jié)構(gòu)的峰值加速度和結(jié)構(gòu)內(nèi)力響應(yīng)，允許部分結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)入到塑性階段.圖19為四個模型的框架各層峰值加速度曲線圖，結(jié)果表明：模型2、模型3和模型4的各層峰值加速度均比模型1有所減小，模型4由于BRB與金屬耗能器共同作用，減震效果最為明顯.對比模型2的峰值加速度，模型3中搖擺機(jī)理對于框架的峰值加速度效果并不明顯，模型3引起的不均勻性，與BRB剛度沿結(jié)構(gòu)高度分布方式有關(guān).

3.3.5最大基底剪力分析

整體結(jié)構(gòu)的內(nèi)力響應(yīng)，一定程度上可以由基底剪力來反映.四個模型的整體結(jié)構(gòu)總基底剪力、剪力墻/搖擺墻和框架結(jié)構(gòu)基底剪力變化如圖20所示.模型2、模型3與模型4對比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)模型1均有所下降.相比模型1，模型2的墻底剪力和總剪力分別下降了44.9%、30.1%.對于重力框架結(jié)構(gòu)的基底剪力,模型2與模型4降低的程度比模型3更為理想，模型2在框架結(jié)構(gòu)基底剪力減小方面最為明顯，說明剪力墻基底固結(jié)，使得分配到了相對較大的基底剪力，從而有效減小了框架結(jié)構(gòu)的基底剪力.模型3和模型4的各部分基底剪力變化不大，表明金屬阻尼器對于基底剪力減小而言，效果并不明顯.

綜上所述，相對于剪力墻/搖擺墻而言，在框架與墻體之間連接BRB耗能單元，表現(xiàn)出明顯的屈服“切斷”機(jī)制，剪力墻結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所減小，同時剪力墻底部可搖擺對與剪力墻而言明顯地降低了峰值加速度效應(yīng).相對于重力框架結(jié)構(gòu)而言，模型2與模型4表現(xiàn)出了良好的抗震性能，尤其模型4不但控制了結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)，而且明顯改善了框架各層峰值加速的響應(yīng).可見雙重耗能單元體系比單一耗能單元體系對于減小地震響應(yīng)更加有效，結(jié)構(gòu)變形更加趨于均勻.

4 結(jié)論

通過對傳統(tǒng)框架剪力墻結(jié)構(gòu)、設(shè)置BRB的智能框架剪力墻雙重結(jié)構(gòu)、底部鉸接搖擺墻與框架間連接BRB結(jié)構(gòu)和底部連接金屬阻尼器的雙重耗能機(jī)制智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性動力時程分析，對比了在地震作用下各結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)，重點研究了雙重耗能機(jī)制框架搖擺墻結(jié)構(gòu)的抗震性能，得到如下結(jié)論：

1) 雙重耗能機(jī)制的智能框架搖擺墻結(jié)構(gòu)(模型4)，在提供的金屬阻尼器參數(shù)下，當(dāng)BRB屈服強(qiáng)度在0.1fy～1fy區(qū)間時，結(jié)構(gòu)的各地震響應(yīng)均比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有所減小，框架結(jié)構(gòu)的層間位移角也得到了有效控制.

2) 在屈曲約束支撐和金屬阻尼器的雙重耗能元件控制下，框架搖擺墻結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)得到明顯地改善，體現(xiàn)在以下三個方面：

(1) 從結(jié)構(gòu)的變形分析，雙重耗能機(jī)制框架搖擺墻結(jié)構(gòu)基本消除了變形集中問題，很好地改善了結(jié)構(gòu)的破壞模式；

(2) 從結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布分析，結(jié)構(gòu)墻底剪力略有增加，但框架柱剪力相應(yīng)減?。?/p>

(3) 從結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析，雙重耗能機(jī)制框架搖擺墻結(jié)構(gòu)大大減小了結(jié)構(gòu)的峰值加速度.

3) 具有搖擺機(jī)制和BRB耗能機(jī)制的框架搖擺墻結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)墻體搖擺可以有效減小結(jié)構(gòu)峰值加速度響應(yīng)，但增大了框架結(jié)構(gòu)的層間位移.底部連接金屬阻尼器的搖擺墻與框架間連接BRB雙重耗能機(jī)制結(jié)構(gòu)抗震性能優(yōu)于單一BRB耗能機(jī)制結(jié)構(gòu).

4) 搖擺墻底部耗能和框架搖擺墻間BRB耗能的雙重耗能機(jī)制可以有效減小結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，但BRB和底部耗能單元性能參數(shù)與框架和搖擺墻結(jié)構(gòu)間的相互關(guān)系，以及對整體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，尚需進(jìn)一步討論.