蔣歡軍　黃有露　李愷軒

摘???要：提出了一種新型可更換連梁，在連梁中部設(shè)置O型鋼板-黏彈性組合型阻尼器.?進行了黏彈性阻尼器、O型鋼板阻尼器以及組合型阻尼器的低周反復加載試驗，結(jié)果表1明組合型阻尼器具有很強的耗能能力和變形能力.?提出了帶組合型阻尼器的可更換連梁的結(jié)構(gòu)設(shè)計方法，并對帶該可更換連梁與帶傳統(tǒng)鋼筋混凝土連梁的一個超高層結(jié)構(gòu)在風荷載和地震作用下的反應進行了對比分析.?分析結(jié)果表1明，在風荷載和小震作用下，黏彈性阻尼器開始耗能，O型鋼板阻尼器處于彈性狀態(tài);在大震作用下，O型鋼板阻尼器屈服，與黏彈性阻尼器共同耗能.?組合型阻尼器在風振和不同水準地震作用下均能發(fā)揮消能減震作用.?帶新型可更換連梁的結(jié)構(gòu)具有比傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)更好的抗風和抗震性能.

關(guān)鍵詞：組合型阻尼器;可更換連梁;設(shè)計方法;抗震性能

中圖分類號：TU375;TU352.1??????????????????????????????????文獻標志碼：A

Replaceable?Coupling?Beam?with?Combined?Dampers

JIANG?Huanjun？，HUANG?Youlu，LI?Kaixuan

（State?Key?Laboratory?of?Disaster?Reduction?in?Civil?Engineering，?Tongji?University，?Shanghai?200092，?China）

Abstract：?A?new?type?of?replaceable?coupling?beam（RCB）?with?O-shaped?steel?plate-viscoelastic?combined?damper?at?the?mid?span?was?proposed.?The?O-shaped?steel?plate?damper，?viscoelastic?damper?and?combined?damper?were?tested?under?low-cyclic?loading.?The?test?results?show?that?the?combined?damper?has?strong?energy-dissipation?and?deformation?capacity.?The?design?method?for?the?structure?installed?with?RCBs?was?proposed.?The?responses?of?a?super-tall?structure?with?RCBs?under?the?wind?and?earthquakes?were?compared?with?those?of?the?structure?with?traditional?RC?coupling?beams.?The?results?show?that，under?the?wind?and?minor?earthquake，?viscoelastic?dampers?dissipate?energy，while?O-shaped?steel?plate?dampers?keep?in?elastic?state.?Under?the?rare?earthquake，O-shaped?steel?plate?dampers?yield?and?dissipate?energy?together?with?viscoelastic?damper.?The?combined?dampers?play?the?role?of?dissipating?energy?and?reducing?the?response?under?the?wind?and?the?earthquake?with?different?level?of?intensity.?The?structure?with?RCBs?exhibits?better?wind?resistance?and?earthquake?resistance?capacity?than?the?traditional?structures.

Key?words：?combined?damper;replaceable?coupling?beam;design?procedure;seismic?performance

蔣歡軍等：帶組合型阻尼器的可更換連梁

現(xiàn)階段我國的抗震設(shè)計思想是“小震不壞、中震可修、大震不倒”，這一思想有效地控制了地震中結(jié)構(gòu)的倒塌和人員傷亡，但大量的震害表1明，由于部分主要構(gòu)件損傷嚴重，震后修復困難，結(jié)構(gòu)往往只能推倒重建，造成巨大的經(jīng)濟損失[1-2].?從20世紀90年代開始，基于性能的抗震設(shè)計逐漸成為工程抗震的主流方向之一[3]，該方法保證建筑在未來可能發(fā)生的地震作用下具有預期的抗震性能和安全度.

2009年1月，在美日地震工程第2階段合作會議上，美日學者首次提出將“可恢復功能城市”作為未來地震工程合作的大方向[4]，可恢復功能結(jié)構(gòu)逐漸成為國內(nèi)外學者的研究熱點.?連梁作為剪力墻肢之間的連接構(gòu)件，跨高比常小于2，在地震作用下容易形成X形交叉裂縫，難以實現(xiàn)端部塑性鉸耗能從而發(fā)生脆性剪切破壞.?為此，研究人員提出了可更換連梁的概念，即在連梁中設(shè)置可更換消能部件，在地震發(fā)生時消耗結(jié)構(gòu)主要的地震能量，保護主體構(gòu)件不發(fā)生破壞[5].?若可更換部件在強震中發(fā)生破壞，在震后更換方便，則可實現(xiàn)建筑功能的快速恢復.

國內(nèi)外學者提出了多種形式的可更換連梁.?2007年克萊姆森大學的Fortney等[6]提出部分削弱工字鋼連梁腹板的厚度，制成可更換連梁保險絲.?2009年韓國檀國大學的Chung等[7]提出在鋼連梁中部附加一個摩擦阻尼器，通過摩擦阻尼器來增強連梁的耗能能力.?進一步研究表1明，將不同耗能機制的耗能部件組合在一起，可以發(fā)揮各自的優(yōu)勢從而提升耗能能力.?2015年同濟大學的朱奇云、呂西林[8]提出了一種新型橡膠-軟鋼復合耗能器，在小變形狀態(tài)下，剪切鋼板帶動黏彈性材料發(fā)生剪切變形;在大變形狀態(tài)下，軟鋼發(fā)生剪切變形耗能.

帶金屬阻尼器的傳統(tǒng)連梁耗能能力強，但在小震和風振作用下阻尼器處于彈性狀態(tài)，無法起到耗能作用;黏彈性阻尼器在很小的位移下即開始耗能，但抗側(cè)剛度較小，單獨使用時耗能能力較弱.?因此，本文提出了一種帶O型鋼板-黏彈性組合型阻尼器的新型可更換連梁，該組合型阻尼器在風振和不同水準地震作用下均能發(fā)揮消能減震作用，震后便于拆卸更換.?給出了組合型阻尼器的構(gòu)造形式和力學性能計算公式，并進行了阻尼器的低周反復加載試驗，進一步提出了帶新型可更換連梁結(jié)構(gòu)的設(shè)計方法.?通過對帶新型可更換連梁與帶傳統(tǒng)鋼筋混凝土連梁的超高層結(jié)構(gòu)在風荷載和地震作用下反應的對比分析，驗證結(jié)構(gòu)的抗風和抗震性能.

1 帶組合型阻尼器的可更換連梁

1.1?? 組合型阻尼器組成

組合型阻尼器由一塊O形鋼板阻尼器和一塊黏彈性阻尼器并聯(lián)而成，通過O型鋼板彎曲變形和黏彈性阻尼器剪切變形的耗能機制協(xié)同耗能.?O形鋼板-黏彈性組合型阻尼器的組成和在連梁中的連接形式如圖1所示.?其中O型鋼板阻尼器是將一塊鋼板彎曲成“O”形并焊接成一體，沿厚度方向在左右兩端與外部鋼板連接;黏彈性阻尼器是由約束鋼板和中間鋼板夾著兩層黏彈性材料層組成，二者通過高溫硫化作用緊密連接，再通過高強螺栓或焊縫連接外部鋼板.

O型鋼板阻尼器由兩塊U型鋼板通過中部擴大連接板并聯(lián)而成，連接板屬于構(gòu)造構(gòu)件，對O型鋼板阻尼器力學性能的影響可以忽略不計，因此由對稱性對O型鋼板阻尼器的半邊結(jié)構(gòu)進行分析.?U型鋼板的平面外變形會受到梁的約束限制，僅在圓弧段發(fā)生平面內(nèi)彎曲變形，根據(jù)結(jié)構(gòu)力學中的力法相關(guān)知識[9]，可得到如下O型鋼板阻尼器的主要力學性能計算公式：

K?=?，??????（1）

Fy?=?，???????（2）

uy?=??=?.????????（3）

式中：K、Fy、uy分別為O型鋼板阻尼器的初始剛度、屈服承載力和屈服位移;t、w、r、s分別為鋼板厚度、鋼板寬度、圓弧段半徑和平直段長度;σy為鋼板彎曲時截面應力;E為材料的彈性模量.

對于黏彈性阻尼器，采用Shen等[10]提出的等效剛度模型，計算公式如下：

Keq?=?.????????（4）

式中：G1為黏彈性材料的儲能剪切模量;n、A、t分別為黏彈性材料層數(shù)、剪切面積和厚度;Keq為等效剛度.

可更換連梁由三部分組成：中間段為可更換的組合型阻尼器，左、右兩段均為型鋼混凝土梁.?可更換段與左右兩段均采用螺栓連接，便于震后更換.

1.2???阻尼器試驗結(jié)果

為研究黏彈性阻尼器、O型鋼板阻尼器以及二者并聯(lián)形成的組合型阻尼器的力學性能和耗能能力，分別對3種阻尼器進行了低周反復加載試驗并對試驗結(jié)果進行分析.

黏彈性阻尼器的剪切面積取為4?×?104?mm2，材料層層數(shù)為2層，厚度為16?mm，采用應變幅值逐漸增大的正弦循環(huán)位移加載方式，試件加載照片和試驗得到的滯回曲線如圖2所示.?從圖2中可看出，黏彈性阻尼器在很小的位移下即開始耗能，耗能能力良好.?在該設(shè)計參數(shù)下，當加載至150%剪切應變時，黏彈性阻尼器的最大剪力可達到132?kN.

設(shè)計一個并聯(lián)式O型鋼板阻尼器，其中單個O型鋼板阻尼器的設(shè)計參數(shù)取為22?mm×160?mm×150?mm×120?mm（t×w×r×s）.?再將同尺寸參數(shù)的黏彈性阻尼器與并聯(lián)式O型鋼板阻尼器組合，形成O型鋼板-黏彈性組合型阻尼器.?對兩種阻尼器在小變形和大變形狀態(tài)下的耗能性能進行試驗研究，現(xiàn)場照片如圖3所示.

并聯(lián)式O型鋼板阻尼器試驗采用位移控制加載制度，組合型阻尼器試驗采用應變幅值逐漸增加的正弦循環(huán)位移加載制度，得到的滯回曲線對比如圖4所示.?從圖中可知，當剪切位移較小時，并聯(lián)式O型鋼板阻尼器基本處于彈性狀態(tài)，沒有形成滯回環(huán)，而組合型阻尼器由于黏彈性阻尼器在很小的變形下即可耗能，滯回環(huán)面積較大，耗能性能良好.

隨著加載位移逐漸增大，兩種阻尼器的滯回環(huán)面積逐漸增大，耗能性能穩(wěn)定，滯回曲線對比如圖5所示.?從圖中可知，當加載位移達到66?mm時，由于組合型阻尼器中的黏彈性材料部分與鋼板分離，峰值承載力迅速下降，而此時并聯(lián)式O型鋼板阻尼器仍具有穩(wěn)定的承載能力和耗能能力.?當加載位移達到88?mm時，黏彈性材料層與鋼板完全脫離，組合型阻尼器的承載能力完全由O型鋼板阻尼器承擔，二者的滯回曲線基本重合.

1.3?? 設(shè)計方法

為減輕傳統(tǒng)連梁在地震作用下的破壞，實現(xiàn)建筑結(jié)構(gòu)震后可更換、快速修復的要求，可更換連梁的設(shè)計要求如下：在風荷載和小震作用下，O形鋼板阻尼器處于彈性狀態(tài)，黏彈性阻尼器工作、耗能;在中震和大震作用下，O型鋼板阻尼器屈服，與黏彈性阻尼器共同耗能.

采用組合型阻尼器與傳統(tǒng)鋼筋混凝土連梁等強度的設(shè)計原則.?對傳統(tǒng)鋼筋混凝土連梁，當采用對稱配筋且無斜筋時，其正截面抗彎及抗剪承載力按下列公式計算[11]：

Mc?=?fy?As（H0?-?a′

s），???????（5）

Vc1?≤?（0.38ft?bh0?+?0.9fyvh0），???????（6）

Vc2?≤?（0.2βc?fcbh0）.????????（7）

式中：Mc為截面抗彎承載力;Vc1、Vc2為截面抗剪承載力;γRE為鋼筋混凝土構(gòu)件承載力抗震調(diào)整系數(shù)，梁受彎、受剪時分別取為0.75、0.85;fy、?fyv分別為縱筋和箍筋的抗拉強度設(shè)計值;ft、?fc分別為混凝土軸心抗拉、抗壓強度設(shè)計值;As為單側(cè)受拉縱向鋼筋截面面積;a′

s為受壓區(qū)縱向鋼筋合力點至截面受壓邊緣的距離;h0為截面有效高度;b為截面寬度;Asv為箍筋截面面積;s為箍筋間距;βc為混凝土強度影響系數(shù)，當混凝土強度等級不超過C50時取1.0.

可更換段中組合型阻尼器的抗剪承載力設(shè)計值應滿足式（8）要求.

Vc?=?2VOSD?+?VVSD?≥min（2Mc?/L，Vc1，Vc2）.????????（8）

式中：VOSD為O型鋼板阻尼器的抗剪承載力;VVSD為黏彈性阻尼器的抗剪承載力;L為傳統(tǒng)鋼筋混凝土連梁長度.

O型鋼板阻尼器屈服后剛度較小，而黏彈性阻尼器在150%剪切應變內(nèi)的剛度變化不大.?基于阻尼器試驗得到的峰值剪力計算結(jié)果，給出黏彈性阻尼器的抗剪承載力占截面總剪力的1/3～1/2，其余剪力由O型鋼板阻尼器承擔.

組合型阻尼器的抗剪剛度相比傳統(tǒng)鋼筋混凝土連梁的剛度較小，在確定組合型阻尼器的設(shè)計參數(shù)后需驗算結(jié)構(gòu)在多遇地震下的層間位移角是否滿足規(guī)范限值要求.

對于連梁的可更換段長度，涉及到墻肢與連梁的轉(zhuǎn)動能力及可更換段自身的變形能力.?可更換段豎向位移可按式（9）計算.

d?=?Lf?γ??=?Lwallθ.????????（9）

式中：d、Lf?分別為可更換段豎向位移和長度;Lwall為聯(lián)肢剪力墻墻肢形心之間的距離;γ為可更換段轉(zhuǎn)角;θ為結(jié)構(gòu)層間位移角.

為保證組合型阻尼器滿足設(shè)計目標，O型鋼板阻尼器和黏彈性阻尼器需分別滿足下式要求：

Lwallθe?

dmax?=?Lwallθp?≤?2t.????????（11）

式中：θe、θp分別為結(jié)構(gòu)的彈性和彈塑性層間位移角限值;t為黏彈性材料層厚度;uy為O型鋼板阻尼器的屈服位移.

1.4?? 設(shè)計流程

實際工程中，對于設(shè)置可更換連梁的位置確定是十分重要的，最直接的方法是通過結(jié)構(gòu)的彈性反應譜分析確定內(nèi)力較大的連梁進行替換.?一般在高層建筑中，結(jié)構(gòu)總高度1/3位置處連梁的內(nèi)力最大[12]，往往容易超筋，可設(shè)計為可更換連梁.?帶組合型阻尼器的新型可更換連梁的基本設(shè)計步驟如下：

1）根據(jù)結(jié)構(gòu)已有信息，對帶傳統(tǒng)連梁的結(jié)構(gòu)進行彈性反應譜分析，確定內(nèi)力較大的連梁，將這些連梁作為新型可更換連梁進行設(shè)計.

2）根據(jù)可更換連梁的位置信息，由公式（9）（10）（11）分別確定可更換段長度Lf、O型鋼板阻尼器的屈服位移uy和黏彈性阻尼器材料層厚度t.

3）根據(jù)確定的O型鋼板阻尼器的屈服位移uy，

由公式（3）初步確定O型鋼板阻尼器的尺寸參數(shù)t、w、r、s（分別為鋼板厚度、鋼板寬度、圓弧段半徑和平直段長度）.

4）選定適當?shù)募袅Τ袚壤?，根?jù)原連梁的抗剪承載力計算公式（8）分別確定黏彈性阻尼器抗剪承載力VVSD和O型鋼板阻尼器抗剪承載力VOSD.

5）選擇黏彈性阻尼器的構(gòu)造形式和黏彈性材料（確定黏彈性材料的層數(shù)n、儲能剪切剛度G1），根據(jù)確定的抗剪承載力VVED和最大豎向位移dmax由公式（4）確定黏彈性材料的剪切面積A.

6）根據(jù)確定的O型鋼板阻尼器抗剪承載力VOSD（等于Fy），由公式（2）進一步優(yōu)化O型鋼板阻尼器設(shè)計參數(shù).

7）采用數(shù)值模擬方法對帶可更換連梁的結(jié)構(gòu)再進行彈性反應譜分析，驗算層間位移角是否滿足規(guī)范要求，若滿足要求，則結(jié)束設(shè)計，否則回到步驟4）重新設(shè)計.

2???超高層結(jié)構(gòu)計算模型

2.1?? 模型參數(shù)

本文作者課題組設(shè)計了一個50層帶有傳統(tǒng)鋼筋混凝土連梁的超高層型鋼混凝土框架-混凝土核心筒Benchmark模型[13]（簡稱CBM），標準層的結(jié)構(gòu)平面布置如圖6所示.

結(jié)構(gòu)底層層高為6?m，其余樓層層高為4.5?m，總高度為226.5?m.?抗震設(shè)防烈度為8度（0.2?g），場地類別為Ⅲ類，設(shè)計分組為第1組，特征周期為0.45?s，基本風壓為0.55?kN/m2，場地粗糙度類別為C類.?型鋼混凝土柱和核心筒的混凝土強度等級為C60，樓板的混凝土強度等級為C35，鋼材強度等級均為Q345;連梁的混凝土強度等級為C60，截面高度為750?mm，寬度與墻厚相同，隨結(jié)構(gòu)高度的增加而減小.?樓面及屋面恒載均為4?kN/m2，樓面活載為3?kN/m2，屋面活載取0.5?kN/m2.

2.2?? 可更換連梁設(shè)計

帶新型可更換連梁的結(jié)構(gòu)模型簡稱為NBM.?由CBM正交兩個方向的彈性反應譜分析可知，11～20層兩個方向的連梁內(nèi)力均較大，考慮經(jīng)濟性和NBM的抗側(cè)剛度，對CBM?11～20層之間所有X方向的連梁進行更換，每層10根，共計100根;對CBM?11～20層之間Y方向中部的兩排連梁進行更換，每層14根，共計140根.?根據(jù)可更換連梁的設(shè)計流程，確定的O型鋼板和黏彈性阻尼器設(shè)計參數(shù)見表11.

2.3?? 計算模型

對于材料的應力-應變關(guān)系，型鋼和鋼筋均采用雙折線模型，對不同類型的構(gòu)件混凝土的本構(gòu)關(guān)系選擇不同.?外框架中的型鋼混凝土柱和剪力墻中的約束邊緣構(gòu)件的箍筋配置較多，對混凝土的約束作用明顯，使用考慮箍筋約束效應的Mander模型[14];連梁、樓板和剪力墻中非約束邊緣構(gòu)件的墻體使用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB?50010—2010）中建議的本構(gòu)模型.?使用Perform-3D有限元軟件建立結(jié)構(gòu)的計算模型.

梁、柱、剪力墻分別選擇Beam?Element、Column?Element、Shear?Wall?Element，采用纖維截面進行模擬.?需要指出的是，Perform-3D中沒有可直接用來模擬SRC柱的單元，實際建模過程中，可以將SRC柱中的型鋼纖維通過面積等效的方法離散成鋼筋纖維.?對黏彈性阻尼器，參照多倫多大學Lyons建立的Kelvin-Voigt模型[15]，并通過并聯(lián)一個提供剛度的彈性桿及提供黏滯力的Fluid單元達到擬合效果.?對O型鋼板阻尼器，取一個位移相關(guān)型剪切鉸提供剪力，通過與剪切鉸串聯(lián)的鋼梁單元提供抗剪剛度及軸向剛度.

2.4?? 模態(tài)分析

通過結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析，可得到結(jié)構(gòu)基本動力特性.?對比發(fā)現(xiàn)NBM和CBM的模態(tài)振型完全一致，前3階模態(tài)的對比見表12.?從表12中可看出，由于11～20層X方向的連梁全部替換成可更換連梁，因此結(jié)構(gòu)的整體剛度有所削弱，第一周期增大了8.65%，Y方向的連梁做了部分替換，周期增大了5.2%，第三振型即扭轉(zhuǎn)周期增大了16%，對結(jié)構(gòu)的Z向振型及局部振型周期沒有影響.?結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)為主的第一自振周期與平動為主的第一自振周期之比滿足規(guī)范限值0.85的要求.

2.5?? 反應譜分析

對CBM和NBM進行8度小震作用下的彈性反應譜分析，層間位移角計算結(jié)果如圖7所示.?從圖中結(jié)果可知，由于NBM?11～20層設(shè)置了可更換連梁，層間位移角增大，X、Y方向?qū)娱g位移角最大增幅分別達到41.42%、39.13%，但仍滿足規(guī)范規(guī)定的彈性層間位移角限值1/549（線性內(nèi)插得到）的要求.?此外，NBM和CBM相比，最大層間位移角所在的樓層位置也發(fā)生了變化.

3???彈塑性時程分析

3.1???地震波選取

結(jié)合場地條件和結(jié)構(gòu)動力特性，選擇5條天然波和2條人工波共計7條地震波作為輸入地震波，其中4條天然地震波來自PEER強震記錄數(shù)據(jù)庫，另外1條天然地震波為汶川波.?地震波采用雙向輸入，兩個方向輸入加速度幅值之間的比例關(guān)系為1∶0.85，多遇地震和罕遇地震作用下的加速度峰值分別為70?gal、400?gal.?選取的地震波信息見表13.?各條地震波的加速度反應譜與規(guī)范設(shè)計反應譜的對比如圖8所示.

3.2???地震時程分析結(jié)果

3.2.1???層間位移角

表14列出了兩個結(jié)構(gòu)在多遇地震和罕遇地震作用下最大層間位移角的對比結(jié)果.?整體而言，在多遇地震作用下，NBM的最大層間位移角大于CBM，主要原因在于可更換連梁的剛度小于普通鋼筋混凝土連梁，NBM的抗側(cè)剛度小于CBM，兩個結(jié)構(gòu)的平均層間位移角均滿足規(guī)范限值1/549的要求.?NBM的最大層間位移角增加不多，平均增大2%.

在罕遇地震作用下，整體而言，NBM的最大層間位移角小于CBM，特別是在ELC270波、H-EI0050波和TAK000波作用下，層間位移角控制效果顯著.?NBM的最大層間位移角平均比CBM減小10%.?此時NBM的平均層間位移角滿足規(guī)范限值1/100的要求.

3.2.2???阻尼器耗能性能

限于篇幅，以NBM?第15層的外墻連梁為例，分析其在多遇地震和罕遇地震作用下設(shè)置的O型鋼板和黏彈性阻尼器在TAK000波作用下的滯回曲線，如圖9、圖10所示.

在多遇地震作用下，O型鋼板阻尼器荷載-位移曲線為直線，鋼板未發(fā)生屈服，處于彈性狀態(tài)，剛度較大.?黏彈性阻尼器滯回曲線飽滿，呈典型的橢圓形狀，在很小的位移下即開始耗能.

在罕遇地震作用下，O型鋼板阻尼器進入塑性耗能，滯回曲線近似為平行四邊形，耗能性能穩(wěn)定，屈服后剛度較小.?黏彈性阻尼器滯回曲線飽滿，繼續(xù)發(fā)揮耗能能力，減小了主體結(jié)構(gòu)消耗的地震能量，從而更好地保護了主體結(jié)構(gòu).

（a）O型鋼板阻尼器

（b）黏彈性阻尼器

3.2.3???損傷情況

在罕遇地震作用下，NBM的剪力墻損傷明顯小于CBM，尤其是在ELC270波、H-EI0050波和TAK000波作用下，可更換連梁充分發(fā)揮耗能性能，減輕主體結(jié)構(gòu)的損傷.?圖11所示為在地震波TAK000作用下，NBM和CBM的剪力墻混凝土損傷情況對比，不同顏色代表1了剪力墻混凝土出現(xiàn)的最大應變與混凝土極限壓應變的比值.?可以看出NBM底部剪力墻墻肢的損傷相對較大，出現(xiàn)受壓損傷的剪力墻墻肢分布樓層較CBM大體不變，但損傷水平有明顯降低.

3.3???風荷載響應分析

本算例結(jié)構(gòu)高226.5?m，需按規(guī)范要求進行風荷載作用下的舒適度驗算.?Perform-3D軟件中無法直接定義風荷載，因此需要對風荷載作用進行等效模擬.?具體的方法是根據(jù)外立面風荷載體型系數(shù)將Benchmark模型分為5段，將每一段的風壓時程乘以受風面積等效成為均勻分布在該段的節(jié)點力的時程，再通過定義節(jié)點力的時程實現(xiàn)風荷載的施加.

結(jié)構(gòu)每一段的風壓時程來源于相應的風速時程，對于任意一點的風速時程，一般包括平均風和脈動風兩個部分.?首先計算結(jié)構(gòu)各段代表1點的平均風速，再根據(jù)李杰等[16]提出的脈動風速隨機Fourier譜模型生成脈動風速時程，將二者疊加后得到各點的風速時程.?《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB?50009—2012）中給出了風壓ω和風速v的換算公式：

ω?=?ρv2.?????（12）

式中：ρ為空氣密度.

3.3.1???阻尼器滯回曲線

仍以NBM第15層外墻連梁為例，分析其在風荷載作用下O型鋼板和黏彈性阻尼器的滯回曲線，如圖12所示.?可看出，在風荷載作用下O型鋼板阻尼器荷載-位移曲線保持直線，處于彈性狀態(tài);黏彈性阻尼器在較小的位移下即開始耗能，滯回環(huán)面積不斷增大，在風荷載作用下呈現(xiàn)出良好的耗能性能.

3.3.2???加速度反應

兩個結(jié)構(gòu)兩個方向各層的加速度峰值反應如圖13所示.?從圖中可看出，相比CBM，NBM在X和Y兩個方向多數(shù)樓層的加速度峰值有明顯降低.

兩個結(jié)構(gòu)頂層的加速度時程如圖14所示，X方向和Y方向最大值分別減小10%和16%.?兩個結(jié)構(gòu)均滿足規(guī)范限值0.15?m/s2的要求.

4???結(jié)???論

本文提出了一種帶O型鋼板-黏彈性組合型阻尼器的可更換連梁，對組合型阻尼器進行了低周反復加載試驗，建立了帶可更換連梁結(jié)構(gòu)的設(shè)計方法并進行了算例分析.?通過上述研究，可獲得如下主要結(jié)論：

1）試驗結(jié)果表1明，黏彈性阻尼器在很小的位移下即開始耗能，耗能性能良好.?并聯(lián)式O型鋼板阻尼器在位移較小時沒有形成滯回環(huán)，在大變形狀態(tài)下耗能性能穩(wěn)定.?組合型阻尼器將O型鋼板阻尼器和黏彈性阻尼器的優(yōu)點結(jié)合，在風振和不同水準地震作用下均能發(fā)揮消能減震作用.

2）提出的帶O型鋼板-黏彈性組合型阻尼器的

可更換連梁設(shè)計方法是基于強度等效的原則.?帶組合型阻尼器的可更換連梁相比于傳統(tǒng)混凝土連梁剛度較小，因此將部分傳統(tǒng)連梁替換成可更換連梁后，結(jié)構(gòu)的整體剛度會有所下降.

3）在多遇地震作用下，O型鋼板阻尼器處于彈

性狀態(tài)，黏彈性阻尼器開始耗能，NBM的層間位移角略大于CBM.?在罕遇地震作用下，O型鋼板阻尼器屈服與黏彈性阻尼器協(xié)同耗能，NBM的層間位移角和剪力墻損傷明顯小于CBM.?在風荷載作用下，O型鋼板阻尼器始終保持彈性，黏彈性阻尼器在很小的位移下即開始耗能.?相比CBM，NBM的多數(shù)樓層的加速度反應有明顯降低.

參考文獻

[1]????葛學禮，黃世敏，薛彥濤，等.?汶川地震都江堰市工程震害分析與恢復重建建議[J].?工程抗震與加固改造，2008，30（4）：2—11.

GE?X?L，HUANG?S?M，XUE?Y?T，et?al.?Damage?analysis?and?reconstruction?suggestions?on?buildings?in?Dujiangyan?of?Wenchuan?Ms?8.0?earthquake[J].?Earthquake?Resistant?Engineering?and?Retrofitting，2008，30（4）：2—11.?（In?Chinese）

[2]????周穎，呂西林.?智利地震鋼筋混凝土高層建筑震害對我國高層結(jié)構(gòu)設(shè)計的啟示[J].?建筑結(jié)構(gòu)學報，2011，32（5）：17—23.

ZHOU?Y，Lü?X?L.?Lessons?learnt?from?damages?of?reinforced?concrete?tall?buildings?in?Chile?earthquake?and?revelations?to?structural?design?in?China?[J].?Journal?of?Building?Structures，2011，32（5）：17—23.?（In?Chinese）

[3]????FEMA?445?Next-generation?performance-based?seismic?design?guidelines：program?plan?for?new?and?existing?buildings[S].?Washington，DC：Federal?Emergency?Management?Agency，2006：2—8.

[4]????NIED，NEES?Consortium.?Report?of?the?seventh?joint?planning?meeting?of?NEES/E-Defense?collaborative?research?on?earthquake?engineering[R].?Berkeley：University?of?California，2010：2—3.

[5]????陳云，呂西林，蔣歡軍.?帶可更換連梁的新型剪力墻仿真分析與試驗驗證?[J].?湖南大學學報（自然科學版），2014，41（9）：48—53.

CHEN?Y，Lü?X?L，JIANG?H?J.?Detailed?simulation?analysis?of?shear?wall?structures?with?replaceable?coupling?beams?and?experimental?verification?[J].?Journal?of?Hunan?University?（Natural?Sciences），2014，41（9）：48—53.?（In?Chinese）

[6]????FORTNEY?P?J，SHAHROOZ?B?M，RASSATI?G?A.?Large-scale?testing?of?a?replaceable?“fuse”?steel?coupling?beam?[J].?Journal?of?Structural?Engineering，2007，133（12）：1801—1807.

[7]????CHUNG?H?S，MOON?B?W，LEE?S?K，et?al.?Seismic?performance?of?friction?dampers?using?flexure?of?RC?shear?wall?system?[J].?The?Structural?Design?of?Tall?and?Special?Buildings，2009，18（7）：807—822.

[8]????ZHU?Q?Y，Lü?X?L.?A?novel?multilevel?energy?dissipative?device?as?an?alternative?for?seismic?protection?of?structures?[C]//?Proceedings?of?IABSE?Conference?2015.?Geneva，Switzerland：International?Association?for?Bridge?and?Structural?Engineering，2015：1755—1762.

[9]????朱慈勉，張偉平.?結(jié)構(gòu)力學?[M].?3版.?北京：高等教育出版社，2009：118—123.

ZHU?C?M，ZHANG?W?P.?Structural?mechanics[M].?3rd?ed.?Beijing：Higher?Education?Press，2009：118—123.?（In?Chinese）

[10]??SHEN?K?L，SOONG?T?T，CHANG?K?C，et?al.?Seismic?behavior?of?reinforced?concrete?frame?with?added?viscoelastic?dampers?[J].?Engineering?Structures，1995，17（5）：372—380.

[11]??JGJ3—2010?高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[S].?北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010：91—92.

JGJ3—2010?Technical?specification?for?concrete?structures?of?tall?building?[S].?Beijing：China?Architecture?&?Building?Press，2010：91—92.?（In?Chinese）

[12]??方鄂華.?高層建筑鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)概念設(shè)計[M].?北京：機械工業(yè)出版社，2004：302—305.

FANG?E?H.?Conceptual?design?of?reinforced?concrete?structures?in?high-rise?buildings?[M].?Beijing：China?Machine?Press，2004：302—305.?（In?Chinese）

[13]??蔣歡軍，陳云，呂西林.?帶可更換連梁的超高層結(jié)構(gòu)抗震性能研究?[J].?振動與沖擊，2015，34（9）：1—8.

JIANG?H?J，CHEN?Y，Lü?X?L.?Detailed?simulation?analysis?of?shear?wall?structure?with?replaceable?coupling?beams?and?experimental?verification?[J].?Journal?of?Vibration?and?Shock，2015，34（9）：1—8.?（In?Chinese）

[14]??MANDER?J?B，PRIESTLEY?M?J?N，PARK?R.?Theoretical?stress-strain?model?for?confined?concrete?[J].?Journal?of?Structural?Engineering，1988，114（8）：1804—1826.

[15]??LYONS?R?M，CHRISTOPOULOS?C，MONTOGMERY?M.?Enhancing?the?seismic?performance?of?RC?coupled?wall?high-rise?buildings?with?viscoelastic?coupling?dampers?[C]//Proceedings?of?15th?World?Conference?on?Earthquake?Engineering?2012.?Lisbon，Portugal：The?Portugal?Society?of?Earthquake?Engineering，2012：9223—9233.

[16]??李杰，閻啟.?脈動風速隨機Fourier波數(shù)譜研究[J].?同濟大學學報?（自然科學版），2011，39（12）：1725—1731.

LI?J，YAN?Q.?Research?on?stochastic?Fourier?wave-number?spectrum?of?fluctuating?wind?speed?[J].?Journal?of?Tongji?University?（Natural?Sciences），2011，39（12）：1725—1731.?（In?Chinese）