带可更换连梁的超高层结构抗震性能研究

陈　云, 吕西林, 蒋欢军

(1.同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海　200092; 2.海南大学 土木建筑工程学院， 海口　570228)

带可更换连梁的超高层结构抗震性能研究

陈云1,2, 吕西林1, 蒋欢军1

(1.同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海200092; 2.海南大学 土木建筑工程学院， 海口570228)

近年来，国内外的部分学者提出了在剪力墙中设置可更换连梁，即在连梁的跨中设置一个耗能构件，称之为保险丝，通过保险丝的塑性变形耗散能量，而且震后易于对保险丝进行修复更换。根据之前提出的可更换连梁实用设计方法，将作者开发的一种可更换连梁保险丝安装在一个超高层Benchmark模型的部分连梁中，对带可更换连梁的结构和带传统连梁的结构分别进行地震反应分析，比较两个结构在大震下的层间位移角、基底反力以及损伤状况，研究表明：带有可更换连梁的超高层结构层间位移角会有所减小，剪力墙的损伤也会有所减轻，基底反力变化不大，而且可更换连梁的损伤集中在保险丝，易于震后修复更换。

可更换连梁；剪力墙；超高层结构；层间位移角；结构损伤

连梁是联肢剪力墙中重要的构件，不仅要给墙肢提供足够的约束作用，而且要耗散大量的地震能量保护墙肢免遭严重破坏。因此，通常情况下，连梁在震后均遭到不同程度的破坏，而且修复困难。鉴于此，同时考虑到结构在损伤后应尽快恢复其使用功能[1]，近年来国内外部分学者对可更换连梁做了大量研究工作。可更换连梁可以表述为[2]：一种在地震后易于修复或更换的连梁，连梁自身可以是钢筋混凝土连梁、钢连梁或组合连梁，其构造方式包括对连梁的部分截面进行削弱，或者在连梁上附加一个阻尼耗能部件(例如各种类型的阻尼器)，或者连梁整体通过某种易于拆卸的方式与墙体相连接，地震后连梁可以方便地进行更换。从可更换连梁的受力特点来看，可更换连梁又可以分为剪切屈服型可更换连梁、弯曲屈服型可更换连梁和弯剪屈服型可更换连梁。

Fortney等[3-4]提出了可更换的钢连梁，其做法是对连梁的中间部分进行削弱(称之为保险丝)，并利用连梁的中间部分进行剪切屈服耗能，中间部分损坏后易于更换。Dankook大学的Chung等[5]提出了在钢连梁的中部附加一个摩擦阻尼器，通过摩擦阻尼器的耗能来增强连梁的耗能能力。中国地震局工程力学研究所的毛晨曦等[6]开发了一种应用在可更换连梁上的新型形状记忆合金阻尼器。韩国首尔大学的Kim等[7-8]研究开发了一种应用在连梁上的复合阻尼耗能部件。加拿大多伦多大学的Lyons等[9]发明了一种可以替换连梁的黏弹性连接阻尼器。日本清水建设技术研究所的熊谷仁志等[10-11]研究开发了在钢筋混凝土连梁的中部开缝设置连梁阻尼器，该连梁阻尼器为一块由低屈服点钢板制作的矩形剪切板。哈尔滨工业大学的滕军等[12]也提出了一种连梁阻尼器。

总之，目前国内外都有部分学者在研究可更换连梁，但大多数研究都集中在可更换连梁保险丝的研究开发上，即主要研究开发性能优越的耗能保险丝，这当然是非常重要的，但对将连梁保险丝安装在结构上之后抗震性能的研究甚少，也就是对带可更换连梁的整体结构的抗震性能研究很少，针对安装可更换连梁的超高层结构的抗震性能研究则更少。因此，本文主要将作者开发的一种可更换连梁安装在一个超高层Benchmark模型中，对带可更换连梁的结构和带传统连梁的结构分别进行抗震性能比较分析。

1　可更换连梁的实用设计方法

根据之前的相关研究[13-14]，提出了可更换连梁的实用设计方法，其实质为传统连梁和可更换连梁能够对墙肢提供相同的约束弯矩，但二者的屈服机制是不同的。传统连梁跨高比较小，连梁受弯纵筋屈服以后，几乎还都发生了剪切破坏，这是由于混凝土的剪切变形超过了混凝土变形极限而出现的剪坏，箍筋并未充分发挥作用。可更换连梁的非屈服段的抗剪承载力通过乘以放大系数予以增强，而保险丝的抗剪承载力不变，保险丝可以提前屈服耗能，而非屈服段保持完好。设计的基本原则是设置可更换连梁的新型结构与传统结构在小震弹性作用下应该具有基本相等的抗侧刚度，即新型结构也应满足相应的层间位移角限值要求，然后使可更换连梁的保险丝在大震下具有足够的延性和耗能能力，可更换连梁的非屈服段在大震下基本保持完好，破坏集中在连梁保险丝，便于震后修复更换。详细的可更换连梁的设计流程如图1所示。

图1　新型可更换连梁的设计流程图Fig.1 Design flow chart of new replaceable coupling beams

文献[15]提出了3种可更换连梁保险丝，即腹板削弱的工字型截面低屈服点钢连梁保险丝、圆钢管灌铅连梁保险丝以及双层钢腹板内灌铅的连梁保险丝，其中圆钢管灌铅连梁保险丝适合用于跨高比较大的连梁，另外两种适合用于小跨高比连梁，三种保险丝的详细试验结果可参考文献[15]。通过对这3种可更换连梁保险丝进行抗震性能研究发现，双层钢腹板内灌铅的连梁保险丝抗震性能相对最优，其滞回曲线稳定饱满，骨架曲线的下降段平缓，延性系数大，剪切变形能力强，耗能能力强，强度退化小，抗疲劳性能强，适合在可更换连梁中使用。因此，这里将该种类型的保险丝安装在模型连梁中部，研究整体结构的抗震性能。

2　设计算例

通过一标准的超高层Benchmark模型，将其中的部分连梁替换成可更换连梁。该Benchmark模型的基本参数如下所示。

(1) 结构底层层高6 m，其余层层高4.5 m，共50层，总高226.5 m，结构高宽比为4.72。

(2) RC核心筒-SRC框架结构体系，核心筒高宽比9.44。

(3) SRC柱混凝土强度等级C60，钢材等级Q345。

(4) 梁钢材等级Q345。

(5) 组合楼板混凝土强度等级C35。

(6) 恒载：5 kN/m2；活载：2 kN/m2。

(7) 8度(0.2 g)，第一组，III 类场地土，Tg=0.45 s。

(8) 基本风压：0.55 kN/m2，场地粗糙类型C。

(9) LL1，LL2截面高度为800 mm，截面宽度与墙厚相同。

结构的平面布置如图2所示。为了叙述方便，对带有传统连梁的超高层Benchmark模型简称为CBM(Conventional Benchmark Model)，对带有新型可更换连梁的超高层Benchmark模型简称为NBM(New Benchmark Model)。

根据可更换连梁的实用设计方法，将超高层框架-核心筒的部分连梁等代成新型可更换连梁。等代的原则是首先需要确定将哪些位置的连梁等代成可更换连梁。这是非常重要的一步。这里采取的方法是直接根据连梁的受力大小进行判断选择，这种方法相比一些间接的方法可靠性更高。通常连梁受力较大楼层的层间位移角也较大，但二者也不是绝对不变的，因此直接通过连梁的受力大小判断会更准确。通过连梁的转角大小选择可更换连梁也是一个可行的方法，但前提条件是连梁的转角较易得到，但实质上这也是一种间接的方法。

因此首先对CBM结构正交的两个方向分别作八度小震的反应谱分析，根据反应谱分析的结果，经过仔细比较发现，第11层到30层之间两个方向的连梁应力和应变都较大。因此，考虑到更换数量的大小及经济性，对11层到30层之间所有x方向的连梁进行了更换，每层10根，共计200根；对11层到30层之间y方向中部的两排连梁进行更换，每层14根，共计280根(替换的连梁如图3所示)。因此，最终一共有480根传统连梁被更换成可更换连梁。总之，确定所需更换的连梁是一个比较复杂的问题，也是一个优化的过程，本文限于研究的重点不是可更换连梁布置位置的优化，因此对这个问题不做进一步深入讨论。

图2　结构的平面布置图Fig.2 Typical plan layouts of structure

图3　替换的可更换连梁Fig.3 Replaceable coupling beams

确定可更换连梁位置后，需要将这些传统连梁等代成可更换连梁，等代的方法根据连梁对墙肢提供相同约束弯矩的方法进行等代替换。可更换连梁的保险丝在计算中考虑其腹板一共包括两层，一层为钢腹板，另一层为铅芯，钢腹板和铅芯之间完全耦合，节点之间无滑移，连梁剪力由钢腹板和铅共同承担，连梁的弯矩由钢翼缘承担。经过计算并考虑一定的安全系数，保险丝的长度对LL1取2 000 mm，LL2取1 000 mm。保险丝的横截面尺寸如表1所示。

表1　保险丝的尺寸

3　模型建立

模型计算采用大型商用有限元程序ABAQUS，模型主要的构件维度为1维的梁、柱杆件和二维的剪力墙和楼板构件，除此之外还有连梁的钢筋也是一维单元。经过综合考虑，本模型的最终单元选择为钢框架的钢梁和型钢混凝土柱采用B31梁单元，模型中的剪力墙和楼板采用线性、有限薄膜应变、减缩积分、四边形壳单元S4R。剪力墙中的分布钢筋通过组合式建模，即通过定义关键词*Rebar Layer定义剪力墙中的分布钢筋。连梁也采用S4R单元，模型建立时通过在墙体上开洞来建立连梁单元，连梁纵筋是通过B31梁单元单独建立，然后与连梁的壳单元耦合在一起的。保险丝的钢腹板和铅芯分别用壳单元模拟，二者耦合在一起。保险丝的上下翼缘采用B31梁单元模拟，B31单元与腹板的S4R单元在对应的节点处完全耦合在一起。梁单元混凝土材料本构采用Mander模型[16-17]，并采用文献[18]作者编制的子程序进行分析。经过上述工作，建立的有限元模型如图4(a)所示。

图4　结构有限元模型及模态Fig.4 Structural finite element model and modal result

4　模态及反应谱分析

通过结构的模态分析，可以得到结构基本动力特性。在ABAQUS程序中，提取结构的前60阶模态，经比对后发现CBM与NBM的模态振型完全一致，但周期有一定的变化。图4(b)、(c)、(d)列出了CBM和NBM的前3阶振型。两个结构的前3阶模态对比如表2所示。

表2　两个结构的模态对比

从表2可知，由于11～30层X方向的连梁全部替换成了可更换连梁，所以结构的整体刚度有所削弱，第一周期增大了4.25%，Y方向的连梁做了部分替换，周期增大了2.59%，第三振型即扭转振型的周期增大了7.97%。总体来讲，由于提出的可更换连梁设计方法是一种承载力等效方法，等效后保险丝的截面尺寸相比原来的连梁尺寸减小很多，会一定程度上造成结构的整体刚度削弱。

对两个模型进行八度小震的反应谱分析，能够初步发现结构的薄弱层，也能够初步判断结构的层间位移角是否满足规范要求。值得指出的是在ABAQUS中进行反应谱分析比较繁琐，定义谱曲线的关键词*SPECTRUM在CAE界面操作中不识别，必须在Input文件中定义好谱曲线后直接提交分析。通过反应谱分析得到两个结构在X方向和Y方向的层间位移角曲线如图5和6所示。

图5　结构在X方向的层间位移角Fig.5 Inter-story drift angle of structure in the X direction

图6　结构在Y方向的层间位移角Fig.6 Inter-story drift angle of structure in the Y direction

由图5和6可知，由于对11～30层之间X方向的所有连梁进行了替换，对Y方向的部分连梁进行了替换，所以11～30层的NBM的层间位移角在X方向和Y方向与CBM相比有所增大。除此之外，NBM的最大层间位移角所在楼层也发生了变化，CBM在X方向的层间位移角最大楼层在第31层，NBM在X方向的最大层间位移角在第29层；CBM在Y方向的层间位移角最大值在第31～38层，NBM在Y方向的最大层间位移角在第27～31层。

CBM和NBM的层间位移角都满足规范要求，最大层间位移角都远远小于1/800；其次，在X方向，1～2层和37～50层的层间位移角NBM小于CBM，在其余层的层间位移角NBM都大于CBM，一共有13层的层间位移角增大超过了10%，但最大值不超过12.79%；在Y方向，1～5层和34～50层的层间位移角NBM小于CBM，在其余层的层间位移角NBM都大于CBM，但层间位移角的增大值不超过9%。因此，总体来讲，X方向的连梁在11～30层全部做了替换，导致刚度削弱，因此层间位移角在11～30层都有所增大，但最大增值不超过13%，Y方向的连梁在11～30层做了部分替换，层间位移角虽然也增大了，但最大增值小于X方向，不超过9%。总之，在八度小震的弹性反应谱分析中，带有可更换连梁的NBM结构的整体刚度会有所减小，结构层间位移角会适当增大。可更换连梁的主要作用是在大震下耗散地震能量，减轻墙体的损伤，保护结构的安全，小震下只要满足规范相关要求即可。

5　地震时程分析

带有可更换连梁的NBM结构在大震下的反应是最为关心的问题，因此对NBM和CBM结构进行大震下的弹塑性动力时程反应分析，拟从结构的层间位移角、基底剪力，特别是筒体的损伤反应来全面对比研究两个结构的损伤破坏情况。

5.1地震波选择

该超高层结构属于8度(0.2 g)抗震设防区，地震分组为第一组，Ⅲ类场地土，特征周期为0.45 s。结合场地条件和结构动力特性，选择5条地震波时程曲线作为输入地震波，其中4条地震波来自PEER强震记录数据库[19]，另外一条为汶川波。分析时地震波均采用双向输入，两个方向输入加速度幅值之间的比例关系为1∶0.85。8度抗震设防区域罕遇地震下时程分析的地震动加速度峰值取400 gal，结构在罕遇地震下的阻尼比取0.05。对所有的输入地震波做频谱分析，并与8度小震的规范反应谱比较的图形如图7所示。

图7　选用地震波反应谱及规范设计反应谱Fig.7 Response spectra of design and selected earthquake records

5.2层间位移角比较

表3列出了两个结构的层间位移角最大值。表中差值百分比的计算是用NBM层间位移角减去CBM层间位移角的差值与CBM层间位移角之比乘以100%后得到的，所以差值百分比的正值表示NBM层间位移角大于CBM层间位移角，反之则相反。

由表3可知在汶川波作用下NBM层间位移角在两个方向都大于CBM，El Centro波作用下，NBM层间位移角在X方向大于CBM，在FOR波作用下，NBM层间位移角在Y方向大于CBM；除此之外，NBM的层间位移角均小于CBM，特别是在H-E10波和Takatori波作用下，层间位移角控制效果显著。主要原因在于，汶川波的长周期反应较小，11～30层的可更换连梁的耗能能力得不到充分发挥，刚度的减小起了主导作用，因此在汶川波的作用下NBM的层间位移角反而大于CBM。反之，在H-E10波和Takatori波作用下，由于这两条波的长周期反应很大，所以尽管NBM的结构刚度小于CBM，但可更换连梁的耗能起了主导作用，所以层间位移角反而得到了有效控制。因此，结构所遭受的地震越强，结构的反应越大，可更换连梁的耗能性能越能得到充分发挥，振动控制效果越好。

表3　结构的层间位移角最大值比较

图8　X向平均层间位移角Fig.8 Average inter-story drift angle in X direction

图8、9表示在5条地震波作用下两个结构在X方向和Y方向的最大层间位移角平均值。首先两个结构在两个主向的平均层间位移角都小于1/100，满足规范的要求。其次，从整体趋势来看，在X方向NBM的层间位移角小于CBM，其最大值比CBM小2.6%；在Y方向，11～32层的层间位移角NBM大于CBM，其余层的NBM小于CBM，其最大值比CBM小2.82%。因此，带有可更换连梁的NBM结构的层间位移角在两个方向都小于CBM结构，但层间位移角控制效果一般，这说明可更换连梁虽然能增强连梁的耗能能力，但可能由于其刚度小于传统连梁，所以对层间位移角的控制效果不够显著。

图9　Y向平均层间位移角Fig.9 Average inter-story drift angle in Y direction

5.3结构基底反力分析

表4进一步列出了在5条地震波的作用下两个结构在X方向和Y方向的最大基底剪力，并以CBM结构的最大基底剪力为标准，对两个结构的基底剪力求了差值百分比。由表4可知，大多数情况下，结构的基底剪力还是能够得到一定程度的减轻，但减轻的百分比不超过7%，在有些情况下结构的基底剪力也会增大。总体而言，附加可更换连梁后结构的基底剪力相比原结构并没有大的变化，可更换连梁对结构基底剪力的控制效果甚微。

表4　结构的基底剪力最大值比较

5.4结构损伤分析

考察比较两个结构的损伤情况，分别对两个结构剪力墙损伤和连梁损伤进行比较，这得益于在ABAQUS程序中采用混凝土损伤本构可以定义结构的受拉损伤变量和受压损伤变量，因此这里通过这两个指标的比较来考察两个结构的损伤情况。除此之外，还将通过保险丝的等效塑性应变来考察保险丝的性能。混凝土的受压损伤因子及受拉损伤因子的定义参考文献[20-21]。

考虑到剪力墙一般脚部和层间位移角较大的部位损伤较严重，但在这里仅列出在FOR波作用下，两个结构在1～5层筒体外墙的损伤状况，包括墙体的受压损伤变量(DAMAGEC)和受拉损伤变量(DAMAGET)，如图10所示。所有地震波作用下结构的损伤控制效果见表5所示，其中损伤系数的计算是以CBM结构的损伤值为基准的。所以，损伤控制系数为正值表示NBM的损伤大于CBM，否则反之。

图10　FOR波作用下两个结构墙体损伤比较Fig.10 Comparison of wall damage under FORearthquake waves

表5　损伤控制效果

从表5中可知，带有可更换连梁的NBM结构的损伤程度较轻，特别是在1～5层，有较明显的控制效果；在31～40层，由于这部分楼层的层间位移角最大，所以这部分楼层的损伤比较严重，但NBM的损伤程度仍然轻于CBM结构。

5.5连梁损伤分析比较

可更换连梁的特点就是使连梁的塑性变形主要集中在连梁保险丝，这有利于震后对保险丝进行更换，图11显示了CBM和NBM结构在El Centro波的作用下，可更换连梁和传统连梁的等效塑性应变图。从图可知，新型可更换连梁的屈服区集中在保险丝，非屈服段基本保持弹性；传统连梁的各部分都进入了塑性，不利于震后的维修加固。

比较在NBM结构中新型可更换连梁的非屈服段和传统连梁的受压损伤如图12所示，传统连梁的受压损伤比较严重，而新型可更换连梁的损伤较轻。总之，新型可更换连梁能够将屈服部位集中在连梁跨中的保险丝上，使非屈服段保持基本完好，这有利于震后仅对受损的保险丝进行更换。综上所述，可知提出的实用设计方法能够实现设计目的，使保险丝屈服耗能，保护其余部分的安全，并有利于震后更换。

图11　两种不同结构连梁的等效塑性应变Fig．11Equivalentplasticstrainofcouplingbeamsintwodifferentstructures图12　新型可更换连梁与传统连梁的损伤比较Fig．12Damagecomparisonofnewreplaceablecouplingbeamsandconventionalcouplingbeams

6　结　论

本文的主要工作是基于一超高层Benchmark模型，根据前述的可更换连梁实用设计方法，将模型中的部分连梁替换成可更换连梁，在ABAQUS有限元程序中建立了两个分析模型，即带有传统连梁的结构模型CBM和带有部分可更换连梁的结构模型NBM，通过对两个结构进行模态分析、反应谱分析和多条地震波时程分析计算，得出以下初步结论。

(1) 模态分析表明，将部分传统连梁替换成可更换连梁后虽会导致结构的刚度削弱，但削弱不大，替换后NBM的第一周期增大了4.25%，第二周期增大了2.59%，第三周期即扭转周期增大了7.97%。虽然结构周期有所增大，但两个结构的对应模态完全一致，表明可更换连梁对结构的基本动力特性改变不大。

(2) 小震反应谱分析表明，带有可更换连梁的NBM结构的整体刚度会有所减小，结构层间位移角会适当增大，但NBM结构在两个方向的最大层间位移角相比CBM结构增大值不超过13%，能够满足规范要求。

(3) 大震下地震时程分析表明，带有可更换连梁的NBM结构的层间位移角在两个主向都有所减小，有一定控制效果，但效果并不显著；对两个结构的基底反力分析可知，两个结构的基底反力基本一致，变化很小；对墙体的损伤分析表明，设置可更换连梁的NBM结构的墙体损伤相对较轻；对连梁的分析表明，可更换连梁能够将屈服区域集中在保险丝上，使非屈服段保持基本完好，有利于强震后更换或维护，而传统连梁的损伤较严重，难以更换或维护。

(4) 根据提出的实用设计方法，将部分传统连梁替换成可更换连梁后，结构的刚度会稍有下降，但整体动力特性改变不大，小震时层间位移角可能会有所增大，但能够满足规范要求，大震时层间位移角会有所减小，结构的墙体损伤也会有所减轻，结构的内力变化很小，可更换连梁能够将连梁的屈服区域集中在保险丝，有利于震后修复更换，这是可更换连梁的主要优势。

[1] 吕西林,陈云,毛苑君. 结构抗震设计的新概念-可恢复功能结构[J].同济大学学报(自然科学版), 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] 吕西林,陈云,蒋欢军. 新型可更换连梁研究进展[J]. 地震工程与工程振动,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, 林静雄. 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]. 日本建築学会構造系論文典, 範74巻, 第643号, 1677-1684, 2009.

[11] 熊谷仁志, 島崎和司, 林静雄. 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]. 日本建築学会構造系論文典, 第74巻, 第638号, 755-763, 2009.

[12] 滕军,马伯涛,李卫华,等. 联肢剪力墙连梁阻尼器伪静力试验研究[J]. 建筑结构学报, 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] 吕西林,陈云,蒋欢军.可更换连梁保险丝抗震性能试验研究[J]. 同济大学学报(自然科学版), 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] 齐虎,李云贵,吕西林. 混凝土弹塑性本构实用模型研究[J].建筑科学,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] 张劲,王庆扬,胡守营. ABAQUS混凝土损伤塑性模型参数验证[J].建筑结构,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

国家自然科学基金重大国际合作研究项目(51261120377)；国家科技支撑计划课题(2012BAJ13B02); 国家自然科学基金重大研究计划集成项目(91315301-4);国家自然科学基金资助项目(51408170);海南大学中西部计划学科重点领域建设项目；海南大学科研启动项目(kyqd1401)；海南省自然科学基金项目(514208)

2013-11-08修改稿收到日期：2014-05-29

陈云 男，博士，1980年生

吕西林 男，教授，博士生导师，1955年生

TU375;P315.952

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.09.001