鋼筋混凝土耗能墻抗震性能試驗(yàn)研究及結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析

劉春陽(yáng) 史若凡 王樂(lè)超 鞏振凡

摘要：為研究鋼筋混凝土耗能墻的抗震性能及其對(duì)底層柔性建筑的減震效果，設(shè)計(jì)了3片耗能墻，設(shè)計(jì)參數(shù)為截面尺寸、墻的排列方式和配筋形式。通過(guò)低周往復(fù)加載試驗(yàn)對(duì)3個(gè)試件的破壞特征、滯回耗能、位移延性等抗震性能指標(biāo)進(jìn)行了研究。選取7條近場(chǎng)地震波和8條遠(yuǎn)場(chǎng)地震波，并采用SAP2000有限元軟件對(duì)設(shè)置耗能墻的底層柔性結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震響應(yīng)分析。結(jié)果表明：3片耗能墻均具有較好的抗震性能，在墻身設(shè)置豎向通縫可以提高耗能墻的變形能力和耗能能力;內(nèi)置鋼板后可明顯改善耗能墻的抗震耗能效果;在近、遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下，增設(shè)耗能墻后首層層間位移角平均值分別減少21.7%、17.6%，層間剪力平均值分別減少16.3%、18.1%，表明耗能墻可以提高結(jié)構(gòu)的抗震能力，明顯減輕主體框架的滯回耗能，減少結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)。

關(guān)鍵詞：底層柔性建筑;鋼筋混凝土耗能墻;抗震性能;SAP2000有限元;結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)

中圖分類(lèi)號(hào)：TU352文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A文章編號(hào)：1000-0666（2021）04-0689-11

0引言

底層大空間建筑是典型的底層柔性建筑，地震發(fā)生時(shí)該類(lèi)建筑的底層容易出現(xiàn)塑性變形集中并產(chǎn)生嚴(yán)重破壞（Yoshimura ，1997;焦柯等，2020;譚皓等，2016;陳兆榮等，2016），因此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了大量關(guān)于改善底層大空間建筑抗震性能的相關(guān)研究，如鈴木計(jì)夫和馬華（2000）在底層柔性結(jié)構(gòu)中設(shè)置了高延性鋼筋混凝土柱和預(yù)應(yīng)力鋼棒，較好地耗散了地震能量，合理地控制了結(jié)構(gòu)的變形;葛慶子（2011），葛慶子和馬華（2012）對(duì)帶纖維混凝土柱式耗能器的底層柔性結(jié)構(gòu)進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，結(jié)果表明，耗能器可以減小底層層間位移，有效控制首層結(jié)構(gòu)的變形進(jìn)而起到保護(hù)主體結(jié)構(gòu)的作用;樊軼江等（2020）、王飛宇（2017）對(duì)比了帶鋼管混凝土延性柱耗能器的底框砌體結(jié)構(gòu)和普通底部框剪砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能，發(fā)現(xiàn)耗能器消耗了部分地震能量，可先于主體結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性，從而提高了主體結(jié)構(gòu)的抗震性能;歐進(jìn)萍和邱法維（1995）提出了用鋼管混凝土柱作為底層耗能柱，用承重墻和隔振器來(lái)控制底層大變形的耗能-隔震柔性底層結(jié)構(gòu)體系，該結(jié)構(gòu)體系可有效減小結(jié)構(gòu)上部地震破壞。

與混凝土柱相比，混凝土剪力墻有良好的抗震性能。基于此，有些學(xué)者開(kāi)展了相關(guān)耗能器抗震性能研究。李慧等（2000）、黃麗蒂和李慧（2004）在普通混凝土低矮剪力墻的中部沿橫向開(kāi)一條通縫并通過(guò)鋼管混凝土柱將上下墻體相連。地震發(fā)生時(shí)，鋼管混凝土柱先于墻身發(fā)生彎曲破壞并耗散大量地震能量，與普通低矮剪力墻相比，其具有良好的后期變形能力，抗震性能更為穩(wěn)定。

已有研究中耗能器多由耗能柱并列組成，但對(duì)于由單片或多片混凝土耗能墻并列形成的耗能器的研究數(shù)據(jù)較少。本文提出一種利用位移角放大效應(yīng)原理進(jìn)行耗能的鋼筋混凝土耗能墻，該耗能墻由上下端為剛度較大的剛性端塊和中部高度為層高1/4的耗能剪力墻組成。在相同的層間位移條件下，中部耗能剪力墻的轉(zhuǎn)動(dòng)變形為主體框架柱轉(zhuǎn)動(dòng)變形的4倍，可先于主體結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性狀態(tài)并消耗較多的地震能量，起到減小主體結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)的作用。本文通過(guò)擬靜力試驗(yàn)，從破壞模式、承載力、延性、耗能能力等方面研究混凝土耗能墻的抗震性能，并對(duì)設(shè)置耗能墻的底層柔性框架結(jié)構(gòu)在近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下的地震響應(yīng)進(jìn)行分析。

1試驗(yàn)概況

1.1試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了3個(gè)試件，試件編號(hào)及參數(shù)見(jiàn)表1。其中試件HNQ-1的耗能墻段為普通剪力墻，作為對(duì)比試件設(shè)計(jì);試件HNQ-2和HNQ-3的耗能墻段為兩片以并列方式組成的耗能墻，兩片墻的截面總面積與試件HNQ-1耗能墻段的截面面積相等。3個(gè)試件的端塊截面尺寸均為300mm×300mm，底座截面尺寸均為500mm×500mm，高度為1200mm?？紤]到耗能墻設(shè)置于樓層梁之間或樓層梁與基礎(chǔ)底板之間等建筑物的內(nèi)部，承受的豎向荷載較小，試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)取試件軸壓比為0.1。為保證混凝土耗能墻內(nèi)置的鋼板在底座內(nèi)形成有效的錨固，將鋼板在上、下端塊內(nèi)的錨固長(zhǎng)度分別取為250mm和450mm，鋼板總長(zhǎng)度則取為1900mm。試件尺寸及配筋情況如圖1所示。

墻體豎向分布筋和水平分布筋采用HRB400級(jí)鋼筋，直徑為8mm，間距為100mm，內(nèi)置鋼板采用Q235的鋼材，端塊內(nèi)采用16根HRB400級(jí)鋼筋，底座內(nèi)采用12根HRB400級(jí)鋼筋。端塊和底座箍筋均采用直徑為8mm、間距為50mm的HRB400級(jí)鋼筋?；炷翉?qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)為C30，立方體抗壓強(qiáng)度為33.4MPa，彈性模量為3.1×104MPa。混凝土和鋼筋以及鋼板的力學(xué)性能參數(shù)見(jiàn)表2～3。試件鋼筋應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置如圖1所示。在耗能墻距墻底50mm高度處，粘貼鋼筋應(yīng)變片以測(cè)量在試驗(yàn)加載過(guò)程中不同位置縱向分布鋼筋應(yīng)力的變化情況。

1.2試驗(yàn)裝置和加載制度

本試驗(yàn)在山東建筑大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。加載時(shí)，首先施加豎向荷載到達(dá)軸力設(shè)計(jì)值后保持恒定，然后通過(guò)MTS擬靜力加載系統(tǒng)施加低周反復(fù)水平荷載。試驗(yàn)前先進(jìn)行預(yù)加載試驗(yàn)，預(yù)加載水平位移值為1mm，確定加載裝置及儀器無(wú)異常后正式開(kāi)始施加水平荷載。試驗(yàn)時(shí)按耗能墻位移角（θ）逐步增大的方式進(jìn)行加載，具體為θ=1/1000、0=1/500（循環(huán)一周）、θ=1/250、θ=1/150、0=1/100、0=1/67、0=1/33、0=1/25（循環(huán)兩周）、θ=1/20（循環(huán)半周）。加載裝置如圖2所示。

施加水平荷載時(shí)，規(guī)定作動(dòng)器施加推力時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載及位移為正，施加拉力時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載及位移為負(fù)。當(dāng)荷載下降至峰值荷載的85%或試件無(wú)法繼續(xù)加載時(shí)停止試驗(yàn)。用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集加載荷載與加載點(diǎn)處位移，并以其為依據(jù)繪制滯回曲線(xiàn)，并人工觀察測(cè)繪裂縫。

2試驗(yàn)結(jié)果

2.1試驗(yàn)破壞過(guò)程及破壞形態(tài)

由于各試件的北面和南面破壞狀態(tài)接近，本文主要以南面破壞狀態(tài)說(shuō)明試驗(yàn)破壞過(guò)程（圖3）。

對(duì)于試件HNQ-1，0=1/500時(shí)，根部出現(xiàn)微小裂紋。θ=1/250時(shí)，距墻底15cm處出現(xiàn)第一條水平裂縫。θ=1/150時(shí)，墻身出現(xiàn)多條水平裂縫及斜裂縫，墻身兩側(cè)面出現(xiàn)多道橫向裂縫。θ=1/100時(shí)，距墻底55mm處出現(xiàn)多條斜裂縫，新產(chǎn)生裂縫與原有裂縫相交叉。θ=1/67時(shí)，斜裂縫上的混凝土輕微鼓起。θ=1/33時(shí)，一條較長(zhǎng)的斜裂縫在試件上部出現(xiàn);墻身下部出現(xiàn)一條貫穿整個(gè)截面的較長(zhǎng)斜裂縫，走勢(shì)為從左下到右上，形成“X”形交叉裂縫;兩側(cè)混凝土壓酥，受壓區(qū)高度約為21mm。0=1/25時(shí)，鋼筋屈服，塑性鉸區(qū)域裂縫明顯增多，墻身兩側(cè)混凝土破壞嚴(yán)重，最大裂縫寬度為12mm。θ=1/20時(shí)，構(gòu)件承載力急劇下降，受壓區(qū)混凝土壓碎、脫落，根部混凝土大塊掉落，鋼筋連續(xù)被拉斷，試件破壞嚴(yán)重，停止加載。

試件HNQ-2、θ=1/1000時(shí)，左側(cè)一片耗能墻距墻底20mm處出現(xiàn)第一條水平裂縫。θ=1/500時(shí)，右側(cè)一片耗能墻距墻底10mm處出現(xiàn)一條通長(zhǎng)的裂縫;左側(cè)一片耗能墻出現(xiàn)多條斜裂縫，走向?yàn)樽笙碌接疑?。?1/150時(shí)，右側(cè)一片耗能墻出現(xiàn)多條斜裂縫，墻身側(cè)面出現(xiàn)2條水平裂縫，分別距墻底20mm和30mm;2片耗能墻中上部出現(xiàn)貫通水平裂縫。θ=1/100時(shí)，試件左上出現(xiàn)2條斜裂縫，原有裂縫繼續(xù)變寬延伸;在試件中部，出現(xiàn)多條較長(zhǎng)的水平裂縫;右上部斜裂縫繼續(xù)向墻頂延伸，裂縫變寬，水平裂縫發(fā)展成斜裂縫;墻體頂部出現(xiàn)裂縫。θ=1/33時(shí)，2片耗能墻角部混凝土壓碎脫落，鋼筋露出。θ=1/25時(shí)，混凝土剝落，鋼筋拉斷。θ=1/25時(shí)，鋼筋持續(xù)拉斷，混凝土持續(xù)剝落，試件破壞嚴(yán)重。

試件HNQ-3、θ=1/500時(shí)，左側(cè)一片耗能墻出現(xiàn)3條水平裂縫，距墻底分別為8mm、18mm、40mm;右側(cè)一片耗能墻出現(xiàn)2條水平裂縫，距墻底分別為20mm、50mm;墻身側(cè)面出現(xiàn)4條水平裂縫。θ=1/250時(shí)，右側(cè)一片耗能墻距墻底40mm處新產(chǎn)生2條水平裂縫，原有裂縫延伸。θ=1/150時(shí)，右側(cè)一片耗能墻新產(chǎn)生2條水平裂縫，距墻底分別40mm和20mm;左側(cè)一片耗能墻距墻底27mm處出現(xiàn)1條水平裂縫，原有裂縫向左下方延伸。θ=1/1000時(shí)，整體裂縫高度增高，左側(cè)一片耗能墻中部出現(xiàn)斜裂縫，右側(cè)一片耗能墻出現(xiàn)2條水平裂縫。θ=1/67時(shí)，2片耗能墻中下部均產(chǎn)生多條斜裂縫，與原有裂縫交叉。θ=1/33時(shí)，混凝土開(kāi)始脫落。θ=1/25時(shí)，角部混凝土壓碎，混凝土持續(xù)脫落，原有裂縫增多。大塊混凝土剝落。θ=1/20時(shí)，鋼筋拉斷，出現(xiàn)多條斜裂縫，承載力急劇下降，停止加載。

2.2滯回曲線(xiàn)

由圖4各試件的滯回曲線(xiàn)可見(jiàn)，θ=1/33時(shí)，試件HNQ-1達(dá)到峰值荷載;在其后的加載過(guò)程中，承載力下降較為平緩，滯回環(huán)形狀呈現(xiàn)為紡錘形。θ=1/33時(shí)，試件HNQ-2達(dá)到峰值荷載;隨著加載進(jìn)行，滯回環(huán)面積繼續(xù)增加，殘余變形增大，滯回曲線(xiàn)下降趨勢(shì)較為平穩(wěn)，其形狀為安定的紡錘形。θ=1/33時(shí)，試件HNQ-3達(dá)到峰值荷載;θ=1/33～1/20時(shí)，滯回曲線(xiàn)下降趨勢(shì)明顯，試件承載力下降，變形明顯增加，殘余變形增大，滯回曲線(xiàn)捏縮明顯，呈現(xiàn)為“倒S”形。與試件HNQ-1相比，試件HNQ-2和HNQ-3由于在墻身設(shè)置了豎向通縫，單片耗能墻高寬比提高，滯回曲線(xiàn)更為飽滿(mǎn)，變形能力增強(qiáng)。與其他試件相比，試件HNQ-3由于在墻身增設(shè)鋼板，其峰值荷載最高，滯回環(huán)面積最大。

2.3骨架曲線(xiàn)

由圖5所示的各試件的骨架曲線(xiàn)可知，3個(gè)試件均經(jīng)歷了彈性、開(kāi)裂、峰值、極限和破壞5個(gè)發(fā)展階段。與試件HNQ-1相比，試件HNQ-2的骨架曲線(xiàn)在峰值過(guò)后負(fù)向下降段更為平緩，破壞位移較HNQ-1增大，表明耗能墻具有良好的變形能力。同其他2個(gè)試件相比，試件HNQ-3峰值荷載顯著提高，原因是內(nèi)置鋼板可較好地與混凝土協(xié)同工作，混凝土可對(duì)鋼板起到約束和支撐作用，進(jìn)而充分發(fā)揮鋼板的力學(xué)性能。

2.4承載力與延性

本文通過(guò)屈服荷載（P）、屈服位移角（θ，）、峰值荷載角（P）、峰值位移角（θ）、極限荷載（P）、極限位移角（θn）、延性系數(shù)（μ）來(lái)反映各試件的承載力和耗能能力（表4）。使用等能量法確定屈服荷載，其中極限位移取荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移，延性系數(shù)為極限位移和屈服位移的比值。與試件HNQ-1相比，試件HNQ-2的屈服荷載、峰值荷載和極限荷載分別降低1%、11%、13%，但試件HNQ-2的延性系數(shù)較試件HNQ-1提高52%，原因是試件HNQ-2的屈服位移角減小，極限位移角升高，所以延性系數(shù)增大。這表明耗能墻在保持截面面積不變的情況下，采用兩墻并列方式布置后，承載力雖可小幅降低但可大幅改善結(jié)構(gòu)的變形能力，這有利于結(jié)構(gòu)抗震。與試件HNQ-2相比，在耗能墻內(nèi)置鋼板后，試件HNQ-3的屈服荷載、峰值荷載和極限荷載分別提高62%、71%、70%，表明內(nèi)置鋼板可以顯著提高耗能墻的承載能力。

2.5耗能能力

試件的累積滯回耗能值的大小表示其滯回耗能的能力高低。由表5可知，試件HNQ-3的累積滯回耗能值最大，試件HNQ-1的耗能能力最低。與試件HNQ-1相比，試件HNQ-2的累積滯回耗能提高了6%，表明耗能墻滯回耗能能力良好，在墻身中部開(kāi)縫可以提高耗能墻的耗能能力。與試件HNQ-2相比，試件HNQ-3累積滯回耗能提高了48%，表明在墻體中部設(shè)置鋼板使耗能墻的抗震性能得到明顯提高，改善了結(jié)構(gòu)累積滯回耗能能力。

3設(shè)置耗能墻的底層柔性結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析

3.1結(jié)構(gòu)模型及地震動(dòng)選取

本文設(shè)計(jì)了一個(gè)10層的鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)作為分析模型一，其首層層高4.8m，其余層高3.3m，結(jié)構(gòu)平面尺寸及結(jié)構(gòu)布置如圖6a所示。模型一設(shè)計(jì)時(shí)的抗震設(shè)防烈度為7度，場(chǎng)地類(lèi)別為Ⅱ類(lèi)，設(shè)計(jì)地震加速度為0.15g，抗震等級(jí)為二級(jí)，設(shè)計(jì)地震分組為第二組;梁截面尺寸為350mm×700mm，柱截面尺寸為700mm×700mm;混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，梁柱主筋采用HRB400，箍筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB335。為了探究混凝土耗能墻對(duì)底層柔性鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響規(guī)律，在模型一的基礎(chǔ)上增設(shè)混凝土耗能墻進(jìn)行加固，如圖6b所示，并將分析模型定義為模型二。

采用SAP2000有限元軟件對(duì)模型一和模型二建模并進(jìn)行地震響應(yīng)分析。采用框架單元模擬梁柱力學(xué)性能，膜單元模擬樓板力學(xué)性能，多線(xiàn)性塑性連接單元模擬耗能墻力學(xué)性能，Pivot 力學(xué)模型模擬耗能墻的滯回特性。其力學(xué)參數(shù)按HNQ-3的荷載位移關(guān)系曲線(xiàn)設(shè)置：屈服位移為18.73mm、極限位移為13.90mm、屈服荷載為396.54kN、峰值荷載為464.47kN。

為研究近場(chǎng)、遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)對(duì)底層柔性結(jié)構(gòu)的影響，筆者從美國(guó)太平洋地震工程研究中心強(qiáng)震數(shù)據(jù)庫(kù)篩選出符合結(jié)構(gòu)場(chǎng)地類(lèi)型的7條近場(chǎng)地震動(dòng)和8條遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)，并以斷層距20km區(qū)分近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)。地震動(dòng)臺(tái)站編碼（RSN）及詳細(xì)信息如表6和圖7所示。

3.2結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析

近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下層間位移角分析結(jié)果如圖8所示。由圖可知，隨著樓層的增加，層間位移角先增大后減小。增設(shè)混凝土耗能墻后，首層層間位移角平均值在近場(chǎng)地震作用下減少21.7%，在遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下減小17.6%，表明增設(shè)耗能墻1可以降低結(jié)構(gòu)層間位移角，起到較好的減震效果，有利于結(jié)構(gòu)抗震。

近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下樓層剪力分析結(jié)果如圖9所示。由圖可知，隨著樓層的增加，剪力逐漸減小。增設(shè)耗能墻后，在近場(chǎng)地震作用下減小16.3%，在遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下首層層間剪力平均值減小18.1%，表明增設(shè)耗能墻對(duì)減小結(jié)構(gòu)樓層層間剪力有較明顯的效果。

模型一和模型二結(jié)構(gòu)能量時(shí)程分析結(jié)果如圖10所示。由圖可知，隨著時(shí)間的增加，結(jié)構(gòu)耗能逐漸增加。在近場(chǎng)地震動(dòng)RSN187作用下，模型一的結(jié)構(gòu)滯回耗能占總能量的91%，模型二的結(jié)構(gòu)滯回耗能占輸入能量的75%，耗能墻耗能占16%。在遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)RSN40作用下模型一結(jié)構(gòu)滯回耗能占總能量的90%，模型二的結(jié)構(gòu)滯回耗能占輸入能量的76%，耗能器耗能占22%，表明耗能墻發(fā)揮了一定的耗能效果，起到保護(hù)主體結(jié)構(gòu)的作用。

耗能墻與主體結(jié)構(gòu)工作狀態(tài)對(duì)比如圖11所示。由圖可知，耗能墻的荷載位移曲線(xiàn)較框架主體結(jié)構(gòu)的荷載位移曲線(xiàn)更為飽滿(mǎn)。這主要是由于相同層間位移角條件下，耗能墻的轉(zhuǎn)動(dòng)位移角大于主體框架柱的位移角，耗能墻能夠先于主體結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性并發(fā)揮耗能作用以消耗地震能量，耗能墻的設(shè)置有利于減少主體結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，提高主體結(jié)構(gòu)的安全性。

4結(jié)論

通過(guò)對(duì)鋼筋混凝土耗能墻進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)以及對(duì)設(shè)置耗能墻的底層柔性結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震響應(yīng)分析，主要得到以下結(jié)論：

（1）鋼筋混凝土耗能墻具有較好的承載力、變形能力和耗能能力，是一種良好的耗能器。在截面面積相同的條件下，通過(guò)并列耗能墻的方式，可使其滯回耗能、延性系數(shù)分別提高6%、52%，使剛度退化趨勢(shì)減緩。

（2）在耗能墻內(nèi)增設(shè)鋼板可以充分發(fā)揮鋼板的力學(xué)性能，使耗能墻具有較高的安全儲(chǔ)備。內(nèi)置鋼板可較好地與混凝土協(xié)同工作，進(jìn)而抑制裂縫的發(fā)展。內(nèi)置鋼板耗能墻的峰值荷載提高了71%，耗能能力增加了48%，有效減緩試件的剛度退化，有利于結(jié)構(gòu)抗震。

（3）底層柔性框架結(jié)構(gòu)增設(shè)耗能墻后，在近場(chǎng)、遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)作用下結(jié)構(gòu)的層間位移角和層間剪力均有所減小，具有良好的減震效果。耗能墻先于主體結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性工作階段，可耗散一定地震能量，起到了保護(hù)主體結(jié)構(gòu)、控制結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的作用。

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Experimental Study on Seismic Behavior of Reinforced Concrete Energy Dissipation Wall and Analysis of Seismic Response of Structure

LIU Chunyang， SHI Ruofan， WANG Lechao， GONG Zhenfan

（1. School of civil Engineering， Shandong Jianzhu University， Jinan 250101， Shandong， China）

（2. Key Laboratory of Building Structural Retrofitting and Underground Space EngineeringShandong Jianzhu University， Ministry of Education Jinan 250101， Shandong， China）

Abstract

In order to study the seismic performance of reinforced conerete energy dissipation wall and its shock absorp-tion effect on the bottom flexible building， three energy dissipation walls were designed， and the design parameters were section size. the arrangement of the wall and the form of reinforcement. The failure characteristics hysteretic energy dissipation， displacement ductility and stiffness degradation of three specimens were studied by low-cycle reciprocating loading tests. Seven near-field seismic waves and eight far-field seismic waves were selected， and SAP2000 finite element software was used to analyze the seismic response of the bottom flexible structure with energy dissipation walls. The results showed that the three energy dissipation walls had good seismic performance， and the deformation capacity as well as energy dissipation capacity of the wall could be improved by setting a vertical slit on the wall body. The internal steel plate had obvious effect on improving the seismic energy dissipation performance of the energy dissipation wall. Under the action of near-field and far-field earthquake， after adding energy dissipa-tion wall the average displacement angle of the first floor decreased by 21.7o and 17.6% o， respectively， and the average shearing force between floors decreased by 16.3% o and 18.1% o， respectively. The energy dissipation wall could improve the seismic capacity of the structure， significantly reduce the hysteretic energy consumption of the main frame， and reduce the seismic response of the structure.

Keywords： Soft first-storey building; reinforced concrete energy dissipation walls; seismic performance SAP2000 finite element analysis; structural seismic response analysis