謝 欽， 周 臻， 王維影， 孟少平

(1.東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室,南京 210096;2.建筑安全與環(huán)境國家重點實驗室，北京 100088)

兩種設(shè)計原則下自定心屈曲約束支撐框架的抗震性能分析

謝 欽1,2， 周 臻1,2， 王維影1,2， 孟少平1,2

(1.東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室,南京 210096;2.建筑安全與環(huán)境國家重點實驗室，北京 100088)

基于9層支撐抗彎鋼框架和支撐鉸接鋼框架，分別采用與屈曲約束支撐(BRB)的等強原則和等核心板面積原則設(shè)計自定心屈曲約束支撐(SC-BRB)框架，并對建立的6個支撐框架模型進(jìn)行10條地震波下的非線性時程分析，結(jié)果表明：與BRB框架相比，SC-BRB能有效控制結(jié)構(gòu)的殘余變形；因為支撐鉸接鋼框架由地震引起的主體結(jié)構(gòu)損傷較支撐抗彎鋼框架小，所以結(jié)構(gòu)的自定心效果也更好；基于等強原則的SC-BRB框架由于支撐剛度較小，因此其結(jié)構(gòu)層加速度和支撐軸力小于按等核心板面積原則設(shè)計的SC-BRB框架；基于等核心板面積原則的SC-BRB框架憑借支撐較強的耗能能力，其層間位移角的控制要優(yōu)于按等強原則設(shè)計的SC-BRB框架，且其較大的預(yù)張力和預(yù)拉桿截面面積也更利于提高結(jié)構(gòu)的自定心效果和限制薄弱層的出現(xiàn)。

自定心；屈曲約束支撐；等強原則；支撐框架；抗震性能

屈曲約束支撐(Buckling Restrained Brace,BRB)[1～3]是一種應(yīng)用廣泛的金屬屈服耗能構(gòu)件，它由承受軸向荷載的核心單元和防止核心單元產(chǎn)生低階屈曲的約束單元組成。由于受到約束單元的限制，使得BRB在軸向拉伸或壓縮變形時均可實現(xiàn)屈服耗能，克服了傳統(tǒng)支撐容易受壓屈曲的缺點。但是BRB較低的屈服后剛度則會使其框架結(jié)構(gòu)在震后易于產(chǎn)生較大的殘余變形[4]，從而大幅提高了結(jié)構(gòu)的修復(fù)難度和費用。

通過引入無粘結(jié)后張預(yù)應(yīng)力技術(shù)，形成自定心耗能支撐，可使結(jié)構(gòu)在震后恢復(fù)到其初始位置，大幅減小結(jié)構(gòu)的殘余變形。CHRISTOPOULOS等[5]提出了一種雙套管自定心耗能支撐(Self-Centering Energy-Dissipative Braces,SCED)，通過對套管中的芳綸纖維筋施加預(yù)張力使支撐具有自定心特性，同時在兩個套管間安裝摩擦構(gòu)件以達(dá)到耗能的目的。MILLER[6]將雙套管自定心系統(tǒng)引入BRB，設(shè)計一種以形狀記憶合金(Shape Memory Alloy,SMA)作為預(yù)拉桿的自定心屈曲約束支撐(Self-Centering Buckling-Restrained Braces,SC-BRB)，并通過試驗證實這種支撐具有良好的自定心能力和變形能力。鑒于SMA較高的材料成本和較差的熱穩(wěn)定性能，劉璐等[7]采用鋼絞線作為SC-BRB的預(yù)拉桿，但鋼絞線較低的彈性延伸率卻難以滿足大震時結(jié)構(gòu)的變形要求。在此基礎(chǔ)上周臻等[8-9]選用具有低彈模、高延伸率的玄武巖纖維(Basalt Fiber-Reinforced Polymer,BFRP)筋作為SC-BRB的預(yù)拉桿，并完成了一根構(gòu)件的試驗，結(jié)果顯示該支撐的滯回曲線具有顯著的旗幟形特征，表明自定心系統(tǒng)能實現(xiàn)預(yù)期的工作效果。

目前，關(guān)于SC-BRB的研究大多局限于構(gòu)件的滯回性能層次，而針對SC-BRB框架結(jié)構(gòu)抗震性能的深入研究較少。在設(shè)計方法方面，SCED支撐框架一般采用與BRB等強的簡化設(shè)計原則確定SCED支撐的構(gòu)造參數(shù)[10]，但由于BRB的耗能能力和剛度與摩擦耗能支撐存在差異，因此該原則是否適用于設(shè)計SC-BRB框架需要進(jìn)一步研究。

本文首先介紹了SC-BRB的構(gòu)造和工作原理，然后針對支撐抗彎鋼框架(梁柱節(jié)點剛接)和支撐鉸接鋼框架(梁柱節(jié)點鉸接)，分別采用與BRB等強原則和等核心板面積原則設(shè)計SC-BRB，最后對建立的6個支撐框架模型進(jìn)行10條地震波下的非線性時程分析，并深入討論了兩種設(shè)計方法下SC-BRB框架的抗震性能。

1 SC-BRB的概念

圖1為雙套管SC-BRB的典型構(gòu)造，它由2個部分組合而成：BRB部分與自定心系統(tǒng)。BRB部分包括核心板和內(nèi)外套管。核心板通過屈服變形消耗能量，而內(nèi)外套管則作為核心板的約束構(gòu)件防止其發(fā)生屈曲破壞。此外內(nèi)外套管又與預(yù)拉桿和端板組合形成自定心系統(tǒng)。其中，內(nèi)套管右端與核心板側(cè)邊焊接，另一端保持自由狀態(tài)；外套管左端與核心板側(cè)邊焊接，另一端自由；通過預(yù)先張拉的預(yù)拉桿將兩側(cè)端板緊緊頂在內(nèi)外套管兩端，同時在端板上開設(shè)有能使核心板穿過的孔槽，使得端板能沿核心板的軸向滑動。

圖1 SC-BRB的工作機理Fig.1 Working mechanism of SC-BRBs

當(dāng)支撐受拉時，內(nèi)外套管隨著核心板伸長向兩側(cè)運動，使得內(nèi)套管焊接端向右推右端板，外套管焊接端向左推左端板，兩側(cè)端板由于產(chǎn)生相對遠(yuǎn)離的運動趨勢，從而帶動預(yù)拉桿拉伸；當(dāng)支撐受壓時，其受力過程與支撐受拉時類似，但此時內(nèi)套管自由端向左推左端板，外套管自由端向右推右端板，同樣帶動預(yù)拉桿拉伸。因此，無論支撐受拉還是受壓，自定心體系均能為支撐提供穩(wěn)定的恢復(fù)力。而核心板在支撐往復(fù)變形過程中將產(chǎn)生拉壓往復(fù)塑性變形，使支撐同時具有良好的耗能能力。

圖2 SC-BRB的理論滯回曲線Fig.2 The oretical hysteretic curve of SC-BRBs

圖2給出了SC-BRB的滯回曲線。當(dāng)支撐位移小于啟動位移uys(uys為自定心系統(tǒng)在預(yù)張力FP作用下產(chǎn)生的彈性變形，通常很小)，內(nèi)外套管無相對運動，此時自定心體系剛度為內(nèi)外套管和預(yù)拉桿的剛度之和；當(dāng)支撐位移大于啟動位移uys后，自定心系統(tǒng)開始啟動，內(nèi)外套管克服預(yù)張力FP產(chǎn)生相對運動，并帶動預(yù)拉桿伸長，此時的自定心體系剛度僅為預(yù)拉桿剛度。與普通BRB的滯回曲線相比，SC-BRB的滯回曲線具有明顯的旗幟形特征，從而能夠顯著減小甚至消除支撐的殘余變形。當(dāng)預(yù)張力FP大于核心板應(yīng)變強化后的受壓屈服力時，便能保證支撐的殘余變形小于啟動位移uys，實現(xiàn)理想的自定心效果。

2 分析模型的建立

支撐框架主要包含支撐抗彎鋼框架(梁柱節(jié)點剛接)和支撐鉸接鋼框架(梁柱節(jié)點鉸接)兩種形式。其中，國內(nèi)主要采用的是支撐抗彎鋼框架，而在國外支撐鉸接鋼框架則得到更多的應(yīng)用。

為了研究SC-BRB對兩種形式支撐框架抗震性能的影響，本文以Benchmark的9層抗彎鋼框架[11]為基礎(chǔ)模型，并通過調(diào)整其梁柱節(jié)點形式得到9層鉸接鋼框架。然后參照BRB的設(shè)計要求，確定了BRB的支撐抗彎鋼框架(BRB-MF)和支撐鉸接鋼框架(BRB-NF)的核心板面積。最后分別根據(jù)等原強則和等核心板面積原則兩種設(shè)計方法用SC-BRB替換BRB，從而得到等強原則設(shè)計的SC-BRB支撐抗彎鋼框架(SC-BRB-MF1)和支撐鉸接鋼框架(SC-BRB-NF1)，以及等核心板面積原則設(shè)計的SC-BRB支撐抗彎鋼框架(SC-BRB-MF2)和支撐鉸接鋼框架(SC-BRB-NF2)。

2.1 9層支撐抗彎鋼框架設(shè)計

為避免由于BRB的布置引起B(yǎng)RB-MF的豎向剛度出現(xiàn)突變，文獻(xiàn)[12]建議基于支撐剛度與框架側(cè)向剛度成比例的原則對BRB進(jìn)行布置。在參考了文獻(xiàn)[13]建議的BRB框架合理剛度比取值范圍(0.5≤K≤2.5)后，通過大量算例，確定本文模型較為合理的剛度比取值為1，并采用圖3所示的支撐布置方式，支撐與主體框架之間均為鉸接連接，核心板的屈服應(yīng)力為290 MPa,同時計算得到每層單根BRB的核心板面積,見表1所示。

圖3 9層支撐抗彎鋼框架的立面圖Fig.3 Elevation view of the 9-story moment-resisting braced steel frame

SC-BRB按照與BRB等核心板面積原則和等強原則兩種方法進(jìn)行布置。其中等核心板面積原則是不改變BRB框架中支撐的核心板面積，并直接在支撐上加入自定心系統(tǒng)。而等強原則是一種近視的等剛度方法，它要求SC-BRB的啟動荷載等于BRB的初始屈服力:

F原yBRB=FyBRB+FP

(1)

式中：F原yBRB，F(xiàn)yBRB分別為BRB和SC-BRB的核心板初始屈服力。為了保證SC-BRB能夠?qū)崿F(xiàn)完全自定心，要求施加在預(yù)拉桿上的預(yù)張力FP滿足：

FP=βφPyBRB

(2)

式中：β和φ分別為BRB核心板的受壓強化系數(shù)(1.2)和應(yīng)變強化系數(shù)(1.35)。為保證對BFRP預(yù)拉桿材料的充分利用和確保支撐變形能力的目的，施加的初始預(yù)應(yīng)力度取為30%。由文獻(xiàn)[14]可知，由于自定心支撐的套管加工誤差，會使支撐初始剛度的試驗結(jié)果小于理論值，因此本文結(jié)合SC-BRB的構(gòu)件試驗結(jié)果，取支撐自定心體系的第一剛度為核心板彈性剛度的1.4倍。根據(jù)上述計算過程，分別計算得到SC-BRB-MF1和SC-BRB-MF2的支撐核心板與預(yù)拉桿截面面積，并列于表2和表3中。

表1 BRB-MF各層單根支撐的核心板面積

表2 SC-BRB-MF1各層單根支撐的核心板面積和預(yù)拉桿面積

Tab.2 Area of the core plate and pre-tension tendons of the brace in each layer of SC-BRB-MF1

表3 SC-BRB-MF2各層單根支撐的核心板面積和預(yù)拉桿面積

2.2 9層支撐鉸接鋼框架設(shè)計

將圖3中的9層支撐抗彎鋼框架的梁柱剛接節(jié)點調(diào)整為鉸接節(jié)點，BRB-NF采用ASCE 7-10[15]的設(shè)計方法，計算得到每層單根BRB的核心板面積，并列于表4中。

表4 BRB-NF框架各層單根支撐的核心板面積

表5 SC-BRB-NF1各層單根支撐的核心板面積和預(yù)拉桿面積

Tab.5 Area of the core plate and pre-tension tendons of the brace in each layer of SC-BRB-NF1

表6 SC-BRB-NF2各層單根支撐的核心板面積和預(yù)拉桿面積

SC-BRB同樣按照與BRB等核心板面積原則和等強原則兩種方法分別進(jìn)行布置，計算得到SC-BRB-NM1和SC-BRB-NM2的支撐核心板與預(yù)拉桿截面面積，并列于表5和表6中。

3 非線性動力時程分析

3.1 地震波選取

文獻(xiàn)[16]指出基于臺站與地震信息的地震動記錄選取方法與結(jié)構(gòu)的動力特性無關(guān)，適于在研究不同類型、不同動力特性建筑結(jié)構(gòu)的抗震性能中應(yīng)用，并據(jù)此從PEER強震記錄數(shù)據(jù)庫和中國強震臺網(wǎng)中心選取了22條地震動記錄。由于本文的研究對象是包含不同類型支撐的支撐抗彎鋼框架和支撐鉸接鋼框架，因此決定采用基于臺站與地震信息的選取方法，從文獻(xiàn)[16]創(chuàng)建的地震波選擇集中挑選10條地震動記錄(表7)，并對地震波按照8度大震水平調(diào)幅，即PGA=400 cm/s2。

本文采用OpenSees軟件對結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性動力時程分析，運用非線性梁柱單元模擬框架中的梁和柱；支撐采用桁架單元，核心板材料選用Steel02，而自定心系統(tǒng)材料選用ElasticBilin；樓層質(zhì)量按照分配面積的原則置于節(jié)點上。

表7 地震波記錄

3.2 抗震性能對比

由時程分析得到支撐抗彎鋼框架(圖4)與支撐鉸接鋼框架(圖5)在10條地震波下的最大層間位移角。其中，由支撐抗彎鋼框架的對比可知：雖然采用等強原則設(shè)計的SC-BRB-MF1的支撐剛度與BRB-MF接近，但是由于核心板面積的減小，使得前者的耗能能力較弱，導(dǎo)致在多數(shù)情況下SC-BRB-MF1的最大層間位移角較大；而采用了等核心板面積原則設(shè)計的SC-BRB-MF2由于耗能與BRB-MF接近，同時又增加了自定心系統(tǒng)，讓結(jié)構(gòu)的剛度得到提升，使得SC-BRB-MF2的最大層間位移角通常是三種支撐框架結(jié)構(gòu)中最小的。支撐鉸接鋼框架的情況與支撐抗彎鋼框架基本類似，只是三種支撐框架結(jié)構(gòu)間的差異更加顯著。其原因是支撐抗彎鋼框架的抗側(cè)體系由框架主體和支撐共同組成，而支撐鉸接鋼框架的側(cè)向荷載則完全由支撐承擔(dān)，這使得支撐性能的差異對結(jié)構(gòu)整體的抗震性能影響更大。

圖4 10條地震波作用下支撐抗彎鋼框架的最大層間位移角Fig.4 Maximum drift ratios for moment-resisting braced steel frame under 10 ground motions

圖5 10條地震波作用下支撐鉸接鋼框架的最大層間位移角Fig.5 Maximum drift ratios for nonmoment-resisting braced steel frame under 10 ground motions

圖6與圖7分別為支撐抗彎鋼框架和支撐鉸接鋼框架在10條地震波下的最大殘余位移角。從圖中可以看出安裝了SC-BRB的支撐框架殘余變形得到了有效控制，即使是耗能較差的SC-BRB-MF1和SC-BRB-NF1，在絕大多數(shù)地震波下的殘余位移角仍小于對應(yīng)的BRB框架。此外，SC-BRB對支撐抗彎鋼框架殘余變形的控制要弱于支撐鉸接鋼框架，這是因為SC-BRB在設(shè)計時僅考慮克服支撐自身的塑性變形，當(dāng)主體框架的梁柱出現(xiàn)塑性角時，則會影響結(jié)構(gòu)總體的自定心效果。對比兩種設(shè)計方法的SC-BRB框架殘余變形可知：基于等核心板面積原則設(shè)計的SC-BRB框架自定心能力更強。這即是因為該結(jié)構(gòu)的最大層間位移角較小，從而有效控制了結(jié)構(gòu)整體的塑性變形，同時又與其較大的預(yù)拉桿面積和預(yù)張力有關(guān)。

圖6 10條地震波作用下支撐抗彎鋼框架的最大殘余位移角Fig.6 Maximum residual drift ratios for moment-resisting braced steel frameunder 10 ground motions

圖7 10條地震波作用下支撐鉸接鋼框架的最大殘余位移角Fig.7 Maximum residual drift ratios for nonmoment-resisting braced steel frame under 10 ground motions

對10條地震波下結(jié)構(gòu)的非線性時程分析結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計，可得到支撐抗彎鋼框架(圖8)和支撐鉸接鋼框架(圖9)的地震響應(yīng)平均值。對于支撐抗彎鋼框架，由結(jié)構(gòu)的樓層水平位移和層間位移角對比可知：基于等核心板面積原則的SC-BRB-MF2性能最優(yōu)，BRB-MF次之，而按照等強原則設(shè)計的SC-BRB-MF1相較最弱。其原因同樣是由于SC-BRB-MF1的耗能較弱，以及SC-BRB-MF2較大的抗側(cè)剛度和耗能所致。BRB-MF、SC-BRB-MF1與SC-BRB-MF2的最大殘余位移角分別為0.094%、0.046%和0.018%，SC-BRB-MF2的自定心效果要優(yōu)于SC-BRB-MF1。對于三種支撐抗彎鋼框架的層加速度，由于BRB-MF和SC-BRB-MF1的剛度相近，因此兩種結(jié)構(gòu)的最大層加速度分別為7.1 m/s2和7.7 m/s2，大小基本一致，而SC-BRB-MF2的層加速度則相對較大，其最大層加速度為10.5 m/s2，約為SC-BRB-MF1的1.36倍，這可能會引起結(jié)構(gòu)中的非結(jié)構(gòu)構(gòu)件或精密設(shè)備的損壞。對于支撐鉸接鋼框架，其樓層水平位移、層間位移角和層加速度的對比結(jié)果與支撐抗彎鋼框架基本一致，但SC-BRB對支撐鉸接鋼框架殘余變形的控制要優(yōu)于支撐抗彎鋼框架，SC-BRB-NF1和SC-BRB-NF2的殘余位移角最大值分別為0.018%和0.014%，遠(yuǎn)小于BRB-NF的0.27%，從而能有效降低結(jié)構(gòu)震后的修復(fù)難度和成本。

圖8 10條地震波下支撐抗彎鋼框架的地震響應(yīng)平均值Fig.8 Ensemble average of seismic response of moment-resisting braced steel frame under 10 ground motions

圖9 10條地震波下支撐鉸接鋼框架的地震響應(yīng)平均值Fig.9 Ensemble average of seismic response of nonmoment-resisting braced steel frame under 10 ground motions

雖然結(jié)構(gòu)基本周期的改變會影響支撐剛度和耗能對結(jié)構(gòu)抗震性能的影響程度，但是受BRB和SC-BRB性能不同，以及基于等強原則和等核心板面積原則設(shè)計的SC-BRB耗能與剛度的客觀差異影響，使得基于9層結(jié)構(gòu)得到的分析結(jié)論具有一定的普遍性。

文獻(xiàn)[4]指出由于BRB屈服后剛度較低，使結(jié)構(gòu)易于出現(xiàn)損傷集中和薄弱層。為評估不同支撐框架對薄弱層的控制能力，可引入損傷集中系數(shù)DCF[10]:

DCF=(Δ/hs)/(Δroof/hn)

(3)

式中：Δ與hs分別為結(jié)構(gòu)的最大層間位移角和對應(yīng)樓層的層高；Δroof與hn分別為屋頂?shù)淖畲笏轿灰坪徒Y(jié)構(gòu)的總高度。由式(3)分別計算出支撐抗彎鋼框架(圖10)和支撐鉸接鋼框架(圖11)在10條地震波作用下的DCF，并統(tǒng)計得到各結(jié)構(gòu)的平均值，BRB-MF、SC-BRB-MF1與SC-BRB-MF2分別為1.84、1.96和1.64，而BRB-NF、SC-BRB-NF1與SC-BRB-NF2分別為2.38、2.63和1.55?？梢钥闯觯阂揽孔远ㄐ南到y(tǒng)較大的第二剛度， SC-BRB-MF2和SC-BRB-NF2能更有效的控制結(jié)構(gòu)薄弱層的出現(xiàn)，而基于等強原則的SC-BRB-MF1與SC-BRB-NF1由于自身較弱的耗能能力，即使增加自定心系統(tǒng)，其損傷集中系數(shù)仍接近甚至略高于對應(yīng)的BRB框架。

圖10 10條地震波作用下支撐抗彎鋼框架的損傷集中系數(shù)Fig.10 Damage concentration factors for moment-resisting braced steel frame under 10 ground motions

圖11 10條地震波作用下支撐鉸接鋼框架的損傷集中系數(shù)Fig.11 Damage concentration factors for nonmoment-resisting braced steel frame under 10 ground motions

圖12與圖13分別為支撐抗彎鋼框架和支撐鉸接鋼框架在8號地震波作用下的底層支撐滯回曲線。由于SC-BRB-MF2和SC-BRB-NF2是在相應(yīng)BRB框架支撐的基礎(chǔ)上額外添加了自定心系統(tǒng)，因此其軸力在相同支撐變形下較BRB的軸力更大，這會增加支撐節(jié)點的設(shè)計難度，并可能對相鄰構(gòu)件產(chǎn)生不利影響。而基于等強原則的SC-BRB框架支撐軸力則與BRB框架基本相同，但由于其核心板面積較小，使其滯回曲線不夠飽滿，從而進(jìn)一步驗證了本文前面提到其耗能能力較弱的缺點。

圖12 支撐抗彎鋼框架的底層支撐滯回曲線Fig.12 Hysteretic curve of brace in the ground level of moment-resisting braced steel frame

圖13 支撐鉸接鋼框架的底層支撐滯回曲線Fig.13 Hysteretic curve of brace in the ground level of nonmoment-resisting braced steel frame

4 結(jié) 論

(1)與BRB框架相比，SC-BRB框架能有效減小結(jié)構(gòu)的殘余變形；而支撐鉸接鋼框架由于主體結(jié)構(gòu)損傷較小，因此其自定心效果要優(yōu)于支撐抗彎鋼框架。

(2)基于等強原則設(shè)計的SC-BRB框架由于支撐剛度小，因此其在地震下的層加速度和支撐軸力要小于按等核心板面積原則設(shè)計的SC-BRB框架，從而有效降低對相鄰構(gòu)件的不利影響和節(jié)點設(shè)計難度。

(3)基于等核心板面積原則設(shè)計的SC-BRB框架憑借支撐較強的耗能能力，其層間位移角較按等強原則設(shè)計的SC-BRB框架更?。淮送?，其較大的預(yù)拉桿面積和預(yù)張力更利于結(jié)構(gòu)薄弱層和殘余變形的控制，能降低結(jié)構(gòu)震后的修復(fù)難度和費用。

[ 1 ] 李國強, 胡寶琳, 孫飛飛, 等. 國產(chǎn)TJI型屈曲約束支撐的研制與試驗[J]. 同濟大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2011, 39(5): 631-636. LI Guoqiang, HU Baolin, SUN Feifei, et al. Developmentand experimental study on domestic TJI buckling-restrained brace [J]. Journal of Tongji University(Natural Science Editor), 2011, 39(5): 631-636.

[ 2 ] 鄧雪松, 陳真, 周云. 開孔三重鋼管防屈曲耗能支撐影響因素分析[J]. 振動與沖擊, 2012, 31(2): 101-108. DENG Xuesong, CHEN Zhen, ZHOU Yun. Analysis of influence factors on behavior of a buckling-restrained brace with perforated triple-steel tube [J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(2): 101-108.

[ 3 ] 吳克川, 陶忠, 韋光蘭, 等. 地震作用下防屈曲支撐減震結(jié)構(gòu)附加有效阻尼比計算及變化規(guī)律研究[J].振動與沖擊, 2016,35(2): 146-152.

WU Kechuan, TAO Zhong, WEI Guanglan, et al. Calculation of the additional damping ratio of buckling-restrained brace structure and its variation under earthquake[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(2): 146-152.

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

[ 5 ] CHRISTOPOULOS C, TREMBLAY R, KIM H J, et al. Self-centering energy dissipative bracing system for the seismic resistance of structure: development and validation [J]. Journal of Structural Engineering, 2008, 134(1): 96-97.

[ 6 ] MILLER D J, FAHNESTOCK L A, EATHERTON M R. Development and experimental validation of a nickel-titanium shape memory alloy self-centering buckling-restrained brace [J]. Engineering Structures, 2012, 40(2012): 288-298.

[ 7 ] 劉璐, 吳斌, 李偉,等. 一種新型自復(fù)位防屈曲支撐的擬靜力試驗[J]. 東南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2012, 42(3): 536-544. LIU Lu, WU Bin, LI Wei, et al. Cyclic tests of novel self-centering buckling-restrained brace [J]. Journal of Southeast University (Natural Science Edition), 2012, 42(3):536-544.

[ 8 ] ZHOU Z, HE X T, WU J, et al. Development of a novel self-centering buckling-restrained braces with BFRP composite tendons [J]. Steel and Composite Structures, 2014, 16(5): 491-506.

[ 9 ] ZHOU Z, XIE Q, LEI X C, et al. Experimental investigation of the hysteretic performance of dual-tube self-centering buckling-restrained braces with composite tendons [J]. J Compos Constr, 2015; 10.1061/(ASCE)CC.1943-5614.0000565, 04015011.

[10] TREMBLAY R, LACERTE M, CHRISTOPOULOS C. Seismic response of multistorey 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 B F. Benchmark control problems for seismically excited nonlinear buildings [J]. Journal of Engineering Mechanics,2004, 130(4): 366-385.

[12] 賈明明. 抑制屈曲支撐(BRB)及采用BRB的鋼框架抗震性能分析與設(shè)計[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2008.

[13] 趙林. 屈曲約束支撐框架設(shè)計及抗震性能研究[D]. 西安: 西安建筑科技大學(xué), 2011.

[14] EROCHKO J A. Improvements to the design and use of post-tensioned self-centering energy-Dissipative(SCED) Braces[D]. Toronto, Canada, University of Toronto, 2013.

[15] Minimum design loads for buildings and other structures: ASCE/SEI 7-10[S]. Reston: ASCE, 2010.

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

Aseismic performance analysis for braced frame systems with self-centering buckling-restrained braces with two different design criteria

XIE Qin1,2, ZHOU Zhen1,2, WANG Weiying1,2, MENG Shaoping1,2

(1.Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of the Ministry of Education,Southeast University, Nanjing 210096, China;2.Key Laboratory of Building Safety and Built Environment, Beijing 100088, China)

Based on a nine-story moment-resisting braced steel frame and a nonmoment-resisting braced steel frame, a self-centering buckling-restrained brace (SC-BRB) frame was designed with the equivalent strength criterion and the equivalent core plate area criterion, respectively. The nonlinear time history analyses were conducted for six braced frame models under ten different seismic waves. The results demonstrated that compared to a BRB frame, a SC-BRB frame has a stronger capacity of restraining its residual deformation; since the structure damage caused by earthquakes of the nonmoment-resisting braced steel frame is smaller than that of the moment-resisting braced steel frame, the former exhibits a better self-centering performance; the floor acceleration and axial bracing force of the SC-BRB frame designed with the equivalent strength criterion are smaller than those of the SC-BRB frame designed with the equivalent core plate area criterion because the brace stiffness of the former is smaller; compared to the SC-BRB frame designed with the equivalent strength criterion, the SC-BRB frame designed with the equivalent core plate area criterion has a stronger capacity of restraining story drifts due to its stronger capacity of energy dissipation; furthermore, the bigger pretension force and cross-section area of braces are helpful to the improvement of the frame’s self-centering performance and the restrainment of weak stories.

self-centering; buckling-restrained brace; equivalent strength principle; braced frame; seismic performance

國家自然科學(xué)基金(51208095)；江蘇省“青藍(lán)工程”資助項目；江蘇省“六大人才高峰”資助項目(JZ-003)；江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計劃資助項目(KYLX15-0080);建筑安全與環(huán)境國家重點實驗室開放課題基金(BSBE2014-05)

2015-08-25 修改稿收到日期：2016-01-07

謝欽 男，博士生，1988年3月生

周臻 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1981年9月生

TU352.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.03.020