陳　云, 呂西林, 蔣歡軍

(1.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上?！?00092; 2.海南大學 土木建筑工程學院， ?？凇?70228)

帶可更換連梁的超高層結構抗震性能研究

陳云1,2, 呂西林1, 蔣歡軍1

(1.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海200092; 2.海南大學 土木建筑工程學院， ?？?70228)

近年來，國內(nèi)外的部分學者提出了在剪力墻中設置可更換連梁，即在連梁的跨中設置一個耗能構件，稱之為保險絲，通過保險絲的塑性變形耗散能量，而且震后易于對保險絲進行修復更換。根據(jù)之前提出的可更換連梁實用設計方法，將作者開發(fā)的一種可更換連梁保險絲安裝在一個超高層Benchmark模型的部分連梁中，對帶可更換連梁的結構和帶傳統(tǒng)連梁的結構分別進行地震反應分析，比較兩個結構在大震下的層間位移角、基底反力以及損傷狀況，研究表明：帶有可更換連梁的超高層結構層間位移角會有所減小，剪力墻的損傷也會有所減輕，基底反力變化不大，而且可更換連梁的損傷集中在保險絲，易于震后修復更換。

可更換連梁；剪力墻；超高層結構；層間位移角；結構損傷

連梁是聯(lián)肢剪力墻中重要的構件，不僅要給墻肢提供足夠的約束作用，而且要耗散大量的地震能量保護墻肢免遭嚴重破壞。因此，通常情況下，連梁在震后均遭到不同程度的破壞，而且修復困難。鑒于此，同時考慮到結構在損傷后應盡快恢復其使用功能[1]，近年來國內(nèi)外部分學者對可更換連梁做了大量研究工作?？筛鼡Q連梁可以表述為[2]：一種在地震后易于修復或更換的連梁，連梁自身可以是鋼筋混凝土連梁、鋼連梁或組合連梁，其構造方式包括對連梁的部分截面進行削弱，或者在連梁上附加一個阻尼耗能部件(例如各種類型的阻尼器)，或者連梁整體通過某種易于拆卸的方式與墻體相連接，地震后連梁可以方便地進行更換。從可更換連梁的受力特點來看，可更換連梁又可以分為剪切屈服型可更換連梁、彎曲屈服型可更換連梁和彎剪屈服型可更換連梁。

Fortney等[3-4]提出了可更換的鋼連梁，其做法是對連梁的中間部分進行削弱(稱之為保險絲)，并利用連梁的中間部分進行剪切屈服耗能，中間部分損壞后易于更換。Dankook大學的Chung等[5]提出了在鋼連梁的中部附加一個摩擦阻尼器，通過摩擦阻尼器的耗能來增強連梁的耗能能力。中國地震局工程力學研究所的毛晨曦等[6]開發(fā)了一種應用在可更換連梁上的新型形狀記憶合金阻尼器。韓國首爾大學的Kim等[7-8]研究開發(fā)了一種應用在連梁上的復合阻尼耗能部件。加拿大多倫多大學的Lyons等[9]發(fā)明了一種可以替換連梁的黏彈性連接阻尼器。日本清水建設技術研究所的熊谷仁志等[10-11]研究開發(fā)了在鋼筋混凝土連梁的中部開縫設置連梁阻尼器，該連梁阻尼器為一塊由低屈服點鋼板制作的矩形剪切板。哈爾濱工業(yè)大學的滕軍等[12]也提出了一種連梁阻尼器。

總之，目前國內(nèi)外都有部分學者在研究可更換連梁，但大多數(shù)研究都集中在可更換連梁保險絲的研究開發(fā)上，即主要研究開發(fā)性能優(yōu)越的耗能保險絲，這當然是非常重要的，但對將連梁保險絲安裝在結構上之后抗震性能的研究甚少，也就是對帶可更換連梁的整體結構的抗震性能研究很少，針對安裝可更換連梁的超高層結構的抗震性能研究則更少。因此，本文主要將作者開發(fā)的一種可更換連梁安裝在一個超高層Benchmark模型中，對帶可更換連梁的結構和帶傳統(tǒng)連梁的結構分別進行抗震性能比較分析。

1　可更換連梁的實用設計方法

根據(jù)之前的相關研究[13-14]，提出了可更換連梁的實用設計方法，其實質(zhì)為傳統(tǒng)連梁和可更換連梁能夠對墻肢提供相同的約束彎矩，但二者的屈服機制是不同的。傳統(tǒng)連梁跨高比較小，連梁受彎縱筋屈服以后，幾乎還都發(fā)生了剪切破壞，這是由于混凝土的剪切變形超過了混凝土變形極限而出現(xiàn)的剪壞，箍筋并未充分發(fā)揮作用。可更換連梁的非屈服段的抗剪承載力通過乘以放大系數(shù)予以增強，而保險絲的抗剪承載力不變，保險絲可以提前屈服耗能，而非屈服段保持完好。設計的基本原則是設置可更換連梁的新型結構與傳統(tǒng)結構在小震彈性作用下應該具有基本相等的抗側剛度，即新型結構也應滿足相應的層間位移角限值要求，然后使可更換連梁的保險絲在大震下具有足夠的延性和耗能能力，可更換連梁的非屈服段在大震下基本保持完好，破壞集中在連梁保險絲，便于震后修復更換。詳細的可更換連梁的設計流程如圖1所示。

圖1　新型可更換連梁的設計流程圖Fig.1 Design flow chart of new replaceable coupling beams

文獻[15]提出了3種可更換連梁保險絲，即腹板削弱的工字型截面低屈服點鋼連梁保險絲、圓鋼管灌鉛連梁保險絲以及雙層鋼腹板內(nèi)灌鉛的連梁保險絲，其中圓鋼管灌鉛連梁保險絲適合用于跨高比較大的連梁，另外兩種適合用于小跨高比連梁，三種保險絲的詳細試驗結果可參考文獻[15]。通過對這3種可更換連梁保險絲進行抗震性能研究發(fā)現(xiàn)，雙層鋼腹板內(nèi)灌鉛的連梁保險絲抗震性能相對最優(yōu)，其滯回曲線穩(wěn)定飽滿，骨架曲線的下降段平緩，延性系數(shù)大，剪切變形能力強，耗能能力強，強度退化小，抗疲勞性能強，適合在可更換連梁中使用。因此，這里將該種類型的保險絲安裝在模型連梁中部，研究整體結構的抗震性能。

2　設計算例

通過一標準的超高層Benchmark模型，將其中的部分連梁替換成可更換連梁。該Benchmark模型的基本參數(shù)如下所示。

(1) 結構底層層高6 m，其余層層高4.5 m，共50層，總高226.5 m，結構高寬比為4.72。

(2) RC核心筒-SRC框架結構體系，核心筒高寬比9.44。

(3) SRC柱混凝土強度等級C60，鋼材等級Q345。

(4) 梁鋼材等級Q345。

(5) 組合樓板混凝土強度等級C35。

(6) 恒載：5 kN/m2；活載：2 kN/m2。

(7) 8度(0.2 g)，第一組，III 類場地土，Tg=0.45 s。

(8) 基本風壓：0.55 kN/m2，場地粗糙類型C。

(9) LL1，LL2截面高度為800 mm，截面寬度與墻厚相同。

結構的平面布置如圖2所示。為了敘述方便，對帶有傳統(tǒng)連梁的超高層Benchmark模型簡稱為CBM(Conventional Benchmark Model)，對帶有新型可更換連梁的超高層Benchmark模型簡稱為NBM(New Benchmark Model)。

根據(jù)可更換連梁的實用設計方法，將超高層框架-核心筒的部分連梁等代成新型可更換連梁。等代的原則是首先需要確定將哪些位置的連梁等代成可更換連梁。這是非常重要的一步。這里采取的方法是直接根據(jù)連梁的受力大小進行判斷選擇，這種方法相比一些間接的方法可靠性更高。通常連梁受力較大樓層的層間位移角也較大，但二者也不是絕對不變的，因此直接通過連梁的受力大小判斷會更準確。通過連梁的轉角大小選擇可更換連梁也是一個可行的方法，但前提條件是連梁的轉角較易得到，但實質(zhì)上這也是一種間接的方法。

因此首先對CBM結構正交的兩個方向分別作八度小震的反應譜分析，根據(jù)反應譜分析的結果，經(jīng)過仔細比較發(fā)現(xiàn)，第11層到30層之間兩個方向的連梁應力和應變都較大。因此，考慮到更換數(shù)量的大小及經(jīng)濟性，對11層到30層之間所有x方向的連梁進行了更換，每層10根，共計200根；對11層到30層之間y方向中部的兩排連梁進行更換，每層14根，共計280根(替換的連梁如圖3所示)。因此，最終一共有480根傳統(tǒng)連梁被更換成可更換連梁?？傊_定所需更換的連梁是一個比較復雜的問題，也是一個優(yōu)化的過程，本文限于研究的重點不是可更換連梁布置位置的優(yōu)化，因此對這個問題不做進一步深入討論。

圖2　結構的平面布置圖Fig.2 Typical plan layouts of structure

圖3　替換的可更換連梁Fig.3 Replaceable coupling beams

確定可更換連梁位置后，需要將這些傳統(tǒng)連梁等代成可更換連梁，等代的方法根據(jù)連梁對墻肢提供相同約束彎矩的方法進行等代替換?？筛鼡Q連梁的保險絲在計算中考慮其腹板一共包括兩層，一層為鋼腹板，另一層為鉛芯，鋼腹板和鉛芯之間完全耦合，節(jié)點之間無滑移，連梁剪力由鋼腹板和鉛共同承擔，連梁的彎矩由鋼翼緣承擔。經(jīng)過計算并考慮一定的安全系數(shù)，保險絲的長度對LL1取2 000 mm，LL2取1 000 mm。保險絲的橫截面尺寸如表1所示。

表1　保險絲的尺寸

3　模型建立

模型計算采用大型商用有限元程序ABAQUS，模型主要的構件維度為1維的梁、柱桿件和二維的剪力墻和樓板構件，除此之外還有連梁的鋼筋也是一維單元。經(jīng)過綜合考慮，本模型的最終單元選擇為鋼框架的鋼梁和型鋼混凝土柱采用B31梁單元，模型中的剪力墻和樓板采用線性、有限薄膜應變、減縮積分、四邊形殼單元S4R。剪力墻中的分布鋼筋通過組合式建模，即通過定義關鍵詞*Rebar Layer定義剪力墻中的分布鋼筋。連梁也采用S4R單元，模型建立時通過在墻體上開洞來建立連梁單元，連梁縱筋是通過B31梁單元單獨建立，然后與連梁的殼單元耦合在一起的。保險絲的鋼腹板和鉛芯分別用殼單元模擬，二者耦合在一起。保險絲的上下翼緣采用B31梁單元模擬，B31單元與腹板的S4R單元在對應的節(jié)點處完全耦合在一起。梁單元混凝土材料本構采用Mander模型[16-17]，并采用文獻[18]作者編制的子程序進行分析。經(jīng)過上述工作，建立的有限元模型如圖4(a)所示。

圖4　結構有限元模型及模態(tài)Fig.4 Structural finite element model and modal result

4　模態(tài)及反應譜分析

通過結構的模態(tài)分析，可以得到結構基本動力特性。在ABAQUS程序中，提取結構的前60階模態(tài)，經(jīng)比對后發(fā)現(xiàn)CBM與NBM的模態(tài)振型完全一致，但周期有一定的變化。圖4(b)、(c)、(d)列出了CBM和NBM的前3階振型。兩個結構的前3階模態(tài)對比如表2所示。

表2　兩個結構的模態(tài)對比

從表2可知，由于11～30層X方向的連梁全部替換成了可更換連梁，所以結構的整體剛度有所削弱，第一周期增大了4.25%，Y方向的連梁做了部分替換，周期增大了2.59%，第三振型即扭轉振型的周期增大了7.97%?？傮w來講，由于提出的可更換連梁設計方法是一種承載力等效方法，等效后保險絲的截面尺寸相比原來的連梁尺寸減小很多，會一定程度上造成結構的整體剛度削弱。

對兩個模型進行八度小震的反應譜分析，能夠初步發(fā)現(xiàn)結構的薄弱層，也能夠初步判斷結構的層間位移角是否滿足規(guī)范要求。值得指出的是在ABAQUS中進行反應譜分析比較繁瑣，定義譜曲線的關鍵詞*SPECTRUM在CAE界面操作中不識別，必須在Input文件中定義好譜曲線后直接提交分析。通過反應譜分析得到兩個結構在X方向和Y方向的層間位移角曲線如圖5和6所示。

圖5　結構在X方向的層間位移角Fig.5 Inter-story drift angle of structure in the X direction

圖6　結構在Y方向的層間位移角Fig.6 Inter-story drift angle of structure in the Y direction

由圖5和6可知，由于對11～30層之間X方向的所有連梁進行了替換，對Y方向的部分連梁進行了替換，所以11～30層的NBM的層間位移角在X方向和Y方向與CBM相比有所增大。除此之外，NBM的最大層間位移角所在樓層也發(fā)生了變化，CBM在X方向的層間位移角最大樓層在第31層，NBM在X方向的最大層間位移角在第29層；CBM在Y方向的層間位移角最大值在第31～38層，NBM在Y方向的最大層間位移角在第27～31層。

CBM和NBM的層間位移角都滿足規(guī)范要求，最大層間位移角都遠遠小于1/800；其次，在X方向，1～2層和37～50層的層間位移角NBM小于CBM，在其余層的層間位移角NBM都大于CBM，一共有13層的層間位移角增大超過了10%，但最大值不超過12.79%；在Y方向，1～5層和34～50層的層間位移角NBM小于CBM，在其余層的層間位移角NBM都大于CBM，但層間位移角的增大值不超過9%。因此，總體來講，X方向的連梁在11～30層全部做了替換，導致剛度削弱，因此層間位移角在11～30層都有所增大，但最大增值不超過13%，Y方向的連梁在11～30層做了部分替換，層間位移角雖然也增大了，但最大增值小于X方向，不超過9%?？傊?，在八度小震的彈性反應譜分析中，帶有可更換連梁的NBM結構的整體剛度會有所減小，結構層間位移角會適當增大?？筛鼡Q連梁的主要作用是在大震下耗散地震能量，減輕墻體的損傷，保護結構的安全，小震下只要滿足規(guī)范相關要求即可。

5　地震時程分析

帶有可更換連梁的NBM結構在大震下的反應是最為關心的問題，因此對NBM和CBM結構進行大震下的彈塑性動力時程反應分析，擬從結構的層間位移角、基底剪力，特別是筒體的損傷反應來全面對比研究兩個結構的損傷破壞情況。

5.1地震波選擇

該超高層結構屬于8度(0.2 g)抗震設防區(qū)，地震分組為第一組，Ⅲ類場地土，特征周期為0.45 s。結合場地條件和結構動力特性，選擇5條地震波時程曲線作為輸入地震波，其中4條地震波來自PEER強震記錄數(shù)據(jù)庫[19]，另外一條為汶川波。分析時地震波均采用雙向輸入，兩個方向輸入加速度幅值之間的比例關系為1∶0.85。8度抗震設防區(qū)域罕遇地震下時程分析的地震動加速度峰值取400 gal，結構在罕遇地震下的阻尼比取0.05。對所有的輸入地震波做頻譜分析，并與8度小震的規(guī)范反應譜比較的圖形如圖7所示。

圖7　選用地震波反應譜及規(guī)范設計反應譜Fig.7 Response spectra of design and selected earthquake records

5.2層間位移角比較

表3列出了兩個結構的層間位移角最大值。表中差值百分比的計算是用NBM層間位移角減去CBM層間位移角的差值與CBM層間位移角之比乘以100%后得到的，所以差值百分比的正值表示NBM層間位移角大于CBM層間位移角，反之則相反。

由表3可知在汶川波作用下NBM層間位移角在兩個方向都大于CBM，El Centro波作用下，NBM層間位移角在X方向大于CBM，在FOR波作用下，NBM層間位移角在Y方向大于CBM；除此之外，NBM的層間位移角均小于CBM，特別是在H-E10波和Takatori波作用下，層間位移角控制效果顯著。主要原因在于，汶川波的長周期反應較小，11～30層的可更換連梁的耗能能力得不到充分發(fā)揮，剛度的減小起了主導作用，因此在汶川波的作用下NBM的層間位移角反而大于CBM。反之，在H-E10波和Takatori波作用下，由于這兩條波的長周期反應很大，所以盡管NBM的結構剛度小于CBM，但可更換連梁的耗能起了主導作用，所以層間位移角反而得到了有效控制。因此，結構所遭受的地震越強，結構的反應越大，可更換連梁的耗能性能越能得到充分發(fā)揮，振動控制效果越好。

表3　結構的層間位移角最大值比較

圖8　X向平均層間位移角Fig.8 Average inter-story drift angle in X direction

圖8、9表示在5條地震波作用下兩個結構在X方向和Y方向的最大層間位移角平均值。首先兩個結構在兩個主向的平均層間位移角都小于1/100，滿足規(guī)范的要求。其次，從整體趨勢來看，在X方向NBM的層間位移角小于CBM，其最大值比CBM小2.6%；在Y方向，11～32層的層間位移角NBM大于CBM，其余層的NBM小于CBM，其最大值比CBM小2.82%。因此，帶有可更換連梁的NBM結構的層間位移角在兩個方向都小于CBM結構，但層間位移角控制效果一般，這說明可更換連梁雖然能增強連梁的耗能能力，但可能由于其剛度小于傳統(tǒng)連梁，所以對層間位移角的控制效果不夠顯著。

圖9　Y向平均層間位移角Fig.9 Average inter-story drift angle in Y direction

5.3結構基底反力分析

表4進一步列出了在5條地震波的作用下兩個結構在X方向和Y方向的最大基底剪力，并以CBM結構的最大基底剪力為標準，對兩個結構的基底剪力求了差值百分比。由表4可知，大多數(shù)情況下，結構的基底剪力還是能夠得到一定程度的減輕，但減輕的百分比不超過7%，在有些情況下結構的基底剪力也會增大。總體而言，附加可更換連梁后結構的基底剪力相比原結構并沒有大的變化，可更換連梁對結構基底剪力的控制效果甚微。

表4　結構的基底剪力最大值比較

5.4結構損傷分析

考察比較兩個結構的損傷情況，分別對兩個結構剪力墻損傷和連梁損傷進行比較，這得益于在ABAQUS程序中采用混凝土損傷本構可以定義結構的受拉損傷變量和受壓損傷變量，因此這里通過這兩個指標的比較來考察兩個結構的損傷情況。除此之外，還將通過保險絲的等效塑性應變來考察保險絲的性能。混凝土的受壓損傷因子及受拉損傷因子的定義參考文獻[20-21]。

考慮到剪力墻一般腳部和層間位移角較大的部位損傷較嚴重，但在這里僅列出在FOR波作用下，兩個結構在1～5層筒體外墻的損傷狀況，包括墻體的受壓損傷變量(DAMAGEC)和受拉損傷變量(DAMAGET)，如圖10所示。所有地震波作用下結構的損傷控制效果見表5所示，其中損傷系數(shù)的計算是以CBM結構的損傷值為基準的。所以，損傷控制系數(shù)為正值表示NBM的損傷大于CBM，否則反之。

圖10　FOR波作用下兩個結構墻體損傷比較Fig.10 Comparison of wall damage under FORearthquake waves

表5　損傷控制效果

從表5中可知，帶有可更換連梁的NBM結構的損傷程度較輕，特別是在1～5層，有較明顯的控制效果；在31～40層，由于這部分樓層的層間位移角最大，所以這部分樓層的損傷比較嚴重，但NBM的損傷程度仍然輕于CBM結構。

5.5連梁損傷分析比較

可更換連梁的特點就是使連梁的塑性變形主要集中在連梁保險絲，這有利于震后對保險絲進行更換，圖11顯示了CBM和NBM結構在El Centro波的作用下，可更換連梁和傳統(tǒng)連梁的等效塑性應變圖。從圖可知，新型可更換連梁的屈服區(qū)集中在保險絲，非屈服段基本保持彈性；傳統(tǒng)連梁的各部分都進入了塑性，不利于震后的維修加固。

比較在NBM結構中新型可更換連梁的非屈服段和傳統(tǒng)連梁的受壓損傷如圖12所示，傳統(tǒng)連梁的受壓損傷比較嚴重，而新型可更換連梁的損傷較輕?？傊滦涂筛鼡Q連梁能夠將屈服部位集中在連梁跨中的保險絲上，使非屈服段保持基本完好，這有利于震后僅對受損的保險絲進行更換。綜上所述，可知提出的實用設計方法能夠實現(xiàn)設計目的，使保險絲屈服耗能，保護其余部分的安全，并有利于震后更換。

圖11　兩種不同結構連梁的等效塑性應變Fig．11Equivalentplasticstrainofcouplingbeamsintwodifferentstructures圖12　新型可更換連梁與傳統(tǒng)連梁的損傷比較Fig．12Damagecomparisonofnewreplaceablecouplingbeamsandconventionalcouplingbeams

6　結　論

本文的主要工作是基于一超高層Benchmark模型，根據(jù)前述的可更換連梁實用設計方法，將模型中的部分連梁替換成可更換連梁，在ABAQUS有限元程序中建立了兩個分析模型，即帶有傳統(tǒng)連梁的結構模型CBM和帶有部分可更換連梁的結構模型NBM，通過對兩個結構進行模態(tài)分析、反應譜分析和多條地震波時程分析計算，得出以下初步結論。

(1) 模態(tài)分析表明，將部分傳統(tǒng)連梁替換成可更換連梁后雖會導致結構的剛度削弱，但削弱不大，替換后NBM的第一周期增大了4.25%，第二周期增大了2.59%，第三周期即扭轉周期增大了7.97%。雖然結構周期有所增大，但兩個結構的對應模態(tài)完全一致，表明可更換連梁對結構的基本動力特性改變不大。

(2) 小震反應譜分析表明，帶有可更換連梁的NBM結構的整體剛度會有所減小，結構層間位移角會適當增大，但NBM結構在兩個方向的最大層間位移角相比CBM結構增大值不超過13%，能夠滿足規(guī)范要求。

(3) 大震下地震時程分析表明，帶有可更換連梁的NBM結構的層間位移角在兩個主向都有所減小，有一定控制效果，但效果并不顯著；對兩個結構的基底反力分析可知，兩個結構的基底反力基本一致，變化很小；對墻體的損傷分析表明，設置可更換連梁的NBM結構的墻體損傷相對較輕；對連梁的分析表明，可更換連梁能夠將屈服區(qū)域集中在保險絲上，使非屈服段保持基本完好，有利于強震后更換或維護，而傳統(tǒng)連梁的損傷較嚴重，難以更換或維護。

(4) 根據(jù)提出的實用設計方法，將部分傳統(tǒng)連梁替換成可更換連梁后，結構的剛度會稍有下降，但整體動力特性改變不大，小震時層間位移角可能會有所增大，但能夠滿足規(guī)范要求，大震時層間位移角會有所減小，結構的墻體損傷也會有所減輕，結構的內(nèi)力變化很小，可更換連梁能夠將連梁的屈服區(qū)域集中在保險絲，有利于震后修復更換，這是可更換連梁的主要優(yōu)勢。

[1] 呂西林,陳云,毛苑君. 結構抗震設計的新概念-可恢復功能結構[J].同濟大學學報(自然科學版), 2011,39(7):941-948. Lü Xi-lin, CHEN Yun, MAO Yuan-jun. New concept of structural seismic design: earthquake resilient structures [J]. Journal of Tongji University, 2011, 39(7): 941-948.

[2] 呂西林,陳云,蔣歡軍. 新型可更換連梁研究進展[J]. 地震工程與工程振動,2013,33(1):8-15. Lü Xi-lin, CHEN Yun, JIANG Huan-jun. Research progress for new replaceable coupling beams[J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2013,33(1):8-15.

[3] 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.

[4] Rassati G A, Fortney P J, Shahrooz B M. Design of innovative coupling beams for use in hybrid coupled core wall systems[C]. NSF CMMI Research and Innovation Conference 2009, Honolulu, Hawaii, June 22-25, 2009.

[5] 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.

[6] MAO C X, WANG Z Y, ZHANG L Q, et al. Seismic performance of RC frame-shear wall structure with novel shape memory alloy dampers in coupling beams [J].15WCEE, Lisbon, Portugal, Paper-ID: 4988, September 24-28, 2012.

[7] Kim H J, Choi K S, Oh S H, et al.Comparative study on seismic performance of conventional RC coupling beams and hybrid energy dissipative coupling beams used for RC shear walls[C]. 15WCEE, Lisbon, Portugal, Paper-ID: 2254, September 24-28, 2012.

[8] Oh S H, Choi K Y, Kim H J, et al. Experimental validation on dynamic response of RC shear wall systems coupled with hybrid energy dissipative devices[C]. 15WCEE, Lisbon, Portugal, Paper-ID: 1422, September 24-28, 2012.

[9] Lyons R M, Christopoulos C, Montgomery M S. Enhancing the seismic performance of RC coupled wall high-rise buildings with viscoelastic coupling dampers[C]. 15WCEE, Lisbon, Portugal, Paper-ID: 1573, September 24-28, 2012.

[10] 熊谷仁志, 島崎和司, 林靜雄. 中央部に鋼材ダンパーを有するRC境界梁の復元力特性[J]. 日本建築學會構造系論文典, 範74巻, 第643號, 1677-1684, 2009.

[11] 熊谷仁志, 島崎和司, 林靜雄. 中央部に鋼材ダンパーを有するRC境界梁に関する実験的研究[J]. 日本建築學會構造系論文典, 第74巻, 第638號, 755-763, 2009.

[12] 滕軍,馬伯濤,李衛(wèi)華,等. 聯(lián)肢剪力墻連梁阻尼器偽靜力試驗研究[J]. 建筑結構學報, 2010, 31(12): 92-100. TENG Jun, MA Bo-tao, LI Wei-hua,et al. Pseudo-static test for coupling beam damper of coupled shear wall structures [J]. Journal of Building Structures, 2010, 31(12): 92-100.

[13] Chen Yun, Lü Xi-lin.New replaceable coupling beams for shear wall structures[C]. 15WCEE, Lisbon, 2012.

[14] Lü Xi-lin, Mao Yuan-jun, Chen Yun.Test and analysis on shear walls with replaceable devices under cyclic loading for earthquake resilient structures[C]. Proceedings of 9th International Conference on Urban Earthquake Engineering/4th Asia Conference on Earthquake Engineering, March 6-8, 2012, Tokyo, Japan.

[15] 呂西林,陳云,蔣歡軍.可更換連梁保險絲抗震性能試驗研究[J]. 同濟大學學報(自然科學版), 2013,41(9):1318-1325. Lü Xi-lin, CHEN Yun, MAO Yuan-jun. Experimental study on seismic behavior of “fuse” of replaceable coupling beams [J]. Journal of Tongji University, 2013, 41(9):1318-1325.

[16] Mander J B, Priestley M J N, Park R. Observed stress-strain behavior of confined concrete [J].Journal of Structural Engineering, 1988, 114(8): 1827-1849.

[17] Mander J B, Priestley M J N. Theoretical stress-strain model for confined concrete [J].Journal of Structural Engineering, 1988, 114(8):1804-1826.

[18] 齊虎,李云貴,呂西林. 混凝土彈塑性本構實用模型研究[J].建筑科學,2011,27(1):33-38. QI Hu, LI Yun-gui,Lü Xi-lin. Study on concrete elasto-plastic practical constitutive model [J]. Building Science,2011,27(1):33-38.

[19] Pacific Earthquake Engineering Research Centro. PEER strong motion database [DB/OL]. California: Berkley, http://peer.berkeley.edu/peer_ground_motion_database.

[20] 張勁,王慶揚,胡守營. ABAQUS混凝土損傷塑性模型參數(shù)驗證[J].建筑結構,2008,38(8):127-130. ZHANG Jin,WANG Qing-yang, HU Shou-ying, et al. Parameters verification of concrete damaged plastic model of ABAQUS[J].Building Structure, 2008, 38(8):127-130.

[21] Birtel V, Mark P. Parameterized finite element modeling of RC beam shear failure[M]. 2006, ABAQUS User’s Conference.

Seismic performance of a super tall structure with replaceable coupling beams

CHEN Yun1,2, LU Xi-lin1, JIANG Huan-jun1

(1. State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China;2. College of Civil Engineering and Architecture, Hainan University, Haikou 570228, China)

Recently, the concept of providing fuses in a coupling beam of shear walls has been introduced and developed. The fuse is used to dissipate seismic energy and is easy to be replaced in the post-earthquake event. Based on previouly proposed practical design methods of replaceable coupling beams, a super tall benchmark model installed with replaceable coupling beams was established by the name of NBM, and the same model but with conventional coupling beams was also established by the name of CBM. Through the comparison of inter-story drift angle, reaction force and damage state between the two models under rare earthquakes, it is found that the inter-story drift angle and damage by the NBM model are less than those by the CBM model. In addition, the reaction forces by the two models are similar. Moreover, the damage of the replaceable coupling beams concentrates at fuses. While other parts of replaceable coupling beams kept intact, it is convenient to replace damaged fuses after earthquakes.

replaceable coupling beam; shear walls; super tall buildings; inter-story drift angle; structural damage

國家自然科學基金重大國際合作研究項目(51261120377)；國家科技支撐計劃課題(2012BAJ13B02); 國家自然科學基金重大研究計劃集成項目(91315301-4);國家自然科學基金資助項目(51408170);海南大學中西部計劃學科重點領域建設項目；海南大學科研啟動項目(kyqd1401)；海南省自然科學基金項目(514208)

2013-11-08修改稿收到日期：2014-05-29

陳云 男，博士，1980年生

呂西林 男，教授，博士生導師，1955年生

TU375;P315.952

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.09.001