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　　为研究新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲约束支撑对装配式钢框架-支撑结构抗震性能的影响，首先采用有限元软件 Perform-3D 建立了普通支撑、防屈曲支撑和新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲约束支撑的有限元模型，并验证了建模方式的准确性；之后在此基础上建立内嵌新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑的钢框架-支撑结构有限元模型，并采用弹塑性时程分析方法对普通钢框架结构、钢框架-普通支撑结构、钢框架-防屈曲支撑结构、内嵌新型双屈服点装配式防屈曲支撑的钢框架-支撑结构的抗震性能展开研究。分析结果表明：Perform-3D 能准确模拟普通钢支撑、普通防屈曲支撑及新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑；内嵌新型双屈服点防屈曲支撑的钢框架-支撑结构在最大层间位移角和结构顶层位移、基底剪力上均优于其他结构，新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲约束支撑在地震作用下起到了重要的作用，它主要通过新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲约束支撑来耗能，这说明内嵌新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑的钢框架-支撑结构具有良好的抗震性能。

　　我国地处于太平洋地震带与欧亚地震带的交汇处，占世界 6%的国土却承受了全球 33%的强震，是震灾严重的国家。由于我国的地震频率高、强度大、震源浅、分布广，造成了极大的人员伤亡与严重的经济损失。故而，如何保证建筑结构的安全性能及抗震性能，成为我国科研人员的重大任务[1-2]。框架-支撑结构可以在一定程度上提高结构的抗侧刚度，减小结构的非线性变形，从而避免因结构薄弱层破坏导致的结构倒塌来提高结构整体的抗震性能。而普通支撑受压屈曲，不能为结构提供稳定的抗侧刚度。为了解决传统支撑受压屈曲的问题，国内外学者提出了防屈曲支撑构造，使得支撑在受压时依旧可以稳定耗能。

　　防屈曲支撑是由内核构件、外围约束构件以及两者之间的无黏结层等三部分组成，其中内核构件为主要受力构件[3]。1971 年，Yoshino 等在剪力墙中通过内嵌钢板来约束剪力墙的屈曲，这成为防屈曲支撑雏形并开始了最早的研究[4]。1976 年，日本学者 Kimura 等改进了防屈曲支撑构造，在外围约束构件和内芯之间设置无黏结层，进一步提高了防屈曲支撑在屈服后的低周疲劳性能[5]。1993 年，Inoue 等最早提出了一种钢筋混凝土装配式防屈曲支撑，其外围构件为两块预制混凝土板，之间通过高强螺栓进行连接，使得防屈曲支撑可实现工厂化预制，但无法解决混凝土在受压后开裂的问题[6]。之后蔡克铨等为解决传统防屈曲支撑内核工作段较短的问题开发出了一种双内核防屈曲支撑，并且试验证明其滞回曲线]。周云等提出了核心单元局部削弱相当于其他部分加强的新型防屈曲耗能支撑设计思想，给出开孔式和开槽式两种新型防屈曲耗能支撑设计方案[8]。并通过试验证明了通过核心单元局部削弱的方式来改进支撑性能的思想是可行的。郭彦林等对 5 根四角钢组合约束型防屈曲支撑进行轴压循环荷载试验，通过对比验证了其所提出的理式可用于此防屈曲支撑构件的承载力设计[9]。李国强等提出了一种用于混凝土框架结构中屈曲约束支撑连接锚固节点的构造形式，研究表明在各种受力状态下，节点屈服前位移均较小，对屈曲约束支撑耗能效率影响并不显著[10]。潘鹏等提出了 GFRP-钢屈曲约束支撑的构造及其生产工艺，研究结果表明 GFRP-钢屈曲约束支撑的力学性能稳定，滞回曲线饱满，耗能性能优良，容易实现工业化生产[11]。对于工程上采用的防屈曲支撑的内核单元多为单一材质钢板，不能实现多遇地震、设防烈度地震和罕遇地震下分阶段屈服耗能。万金国等提出一种双屈服点防屈曲支撑，试验及有限元分析表明该支撑可以实现双屈服点并且具有良好的滞回性能和变形能力[12]。韩强等提出了一种内嵌碟簧型自复位防屈曲支撑，试验表明新型支撑不仅保留了防屈曲支撑良好的耗能能力，而且能较好地控制结构残余变形[13]。胡宝琳等提出一种新型类十字双阶段屈服屈曲约束支撑，可满足不同地震作用下的分阶段屈服耗能要求[14]。Zhang 等基于震后快速修复的概念，提出了一种新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑(DYP-ABRB)，并对 6 个新型支撑进行抗震性能数值模拟，分析表明所提出的新型双屈服点防屈曲支撑具有明显的双阶段特性、稳定对称的滞回性能[15]。所有外围构件在加载后基本保持弹性状态，这表明支撑具有良好的震后可修复性。

　　近年来，为了研究带有防屈曲支撑的框架-支撑结构的抗震性能，国内外学者对其进行了一系列研究。胡大柱等对足尺屈曲约束支撑铰接框架结构模型进行了振动台试验研究，研究表明：整体结构层间位移角为 1/100 时，框架梁、框架柱仍保持弹性状态，说明屈曲约束支撑铰接框架结构有良好的抗震性能[16]。吴克川等[17]对 3 榀不同刚度比的防屈曲支撑钢筋混凝土框架结构进行了抗震性能试验研究，研究表明：随着防屈曲支撑水平刚度与主体框架抗侧刚度比值的增加，支撑连接节点破坏越严重；加强消能子结构的延性构造措施是实现大变形下 BRB 充分耗能的有效途径。Mansour 等提出了可更换剪切连接件的钢偏心支撑框架[18]。胡丹等对分别带有自复位支撑以及防屈曲支撑的框架进行非线性静力推覆分析和非线性动力时程分析，结果表明，设有自复位摩擦耗能支撑的结构能更有效地控制结构的残余变形[19]。吴徽等对一个两榀两层三跨的防屈曲支撑钢筋混凝土(RC)框架模型进行了低周往复试验，研究表明，防屈曲支撑先于混凝土框架发生屈服并耗散大部分地震能量；将损伤后的防屈曲支撑更换，可使结构重新获得良好的抗震性能[20]。邱灿星等围绕防屈曲支撑钢框架结构提出了一种新的抗震性能化设计方法，研究表明由该方法设计的结构能够较好地同时满足多个设计目标的要求[21]。

　　通过上述分析可知，带有防屈曲支撑的框架-支撑结构具有良好的抗震性能，能有效提高框架-支撑结构抗侧刚度。基于课题组提出的新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲约束支撑，为研究其对装配式钢框架-支撑结构抗震性能的影响，首先建立普通支撑、防屈曲支撑和新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑的有限元模型并验证其正确性，在此基础上建立内嵌新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑的钢框架-支撑结构有限元模型，采用 7 条地震波分别对普通钢框架结构、钢框架-普通支撑结构、钢框架-防屈曲支撑结构、内嵌新型双屈服点防屈曲支撑的钢框架-支撑结构进行弹塑性时程分析，探讨不同结构形式的抗震性能，为新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲约束支撑在钢结构中的应用提供科学依据。

　　Shaback 等通过试验研究了钢支撑的滞回性能，支撑试件的相关参数见表 1[22]。采用有限元软件 Perform-3D 建立普通支撑的有限元模型，根据普通支撑的钢材本构关系，通过钢拉杆/支撑构件和钢材本构模型(Inelastic Steel Material,Buckling)模拟普通支撑单元的滞回行为，并与文献[22]中的试验滞回曲线 钢支撑试件参数

　　从对比结果中可以看出：模拟结果和试验结果的滞回曲线吻合程度较好，受拉屈服荷载和受压屈曲荷载数值接近，卸载与再加载刚度基本一致。由于 Perform-3D 中屈曲钢材本构参数较少，受拉骨架曲线采用二折线模型，所以模拟结果和试验结果的滞回曲线有轻微差异。总的来说，对于整体结构的分析，采用屈曲钢材本构可以简单有效地模拟出普通支撑的滞回性能。

　　课题组在此前已开展了可更换内核的双屈服点装配式防屈曲支撑的研究[15]。该支撑由内核、外围约束构件和两者之间的无黏结层组成。内核由两块长度不同的板件组成；外围约束构件由槽钢、一字盖板和垫块组成。所有的构件均在工厂加工完成，现场装配时通过高强螺栓连接实现快速拼装。内核设置为两段式，其中两个内核削弱尺寸的不同可以实现双屈服点分阶段耗能，同时震后只需从两侧抽离内核进行更换就可以实现可恢复功能。两个内核由削弱型内核构件 CP1、CP2 组成，外围约束构件为了保证端部加肋的 CP1、CP2 能够自由伸缩，故应对外围约束构件中一字板进行相应削弱，削弱长度为内核加肋长度与内核伸缩最大长度之和，同时对开槽处进行加强，使加强长度与开槽长度一致。为保证端部刚度，对槽钢与一字板连接部位进行“门”式加强。内核与外围约束构件之间的间隙由垫块厚度确定。高强螺栓群 1 和 2 为长螺栓，连接内芯和外围部件，起到传力作用。高强螺栓群 3 为短螺栓，用于连接上下外围部件。为保证端部刚性，在槽钢与工字钢之间沿工字钢肋处设置竖向加筋，沿外围约束构件长度方向均匀布置螺栓，两侧增设加强螺栓加固，保证了支撑的整体稳定性和抗震性能。支撑的具体结构示意如图 2 所示。

　　采用 Perform-3D 的防屈曲支撑(BRB)组件对新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑(DYP-ABRB)、内核单独采用 CP1 截面的防屈曲支撑(BRB-CP1)和内核单独采用 CP2 截面的防屈曲支撑(BRB-CP2)进行有限元模拟，骨架曲线采用二折线骨架曲线，勾缝组件(Nonlinear Elastic Gap-Hook Bar)模拟控制单元，模型参数见表 2，并与文献[15]中 ABAQUS 模拟的滞回曲线进行对比，有限元模拟结果如图 3 所示。

　　从图 3a 中可以看出：Perform-3D 模拟的新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑 DYP-ABRB 得到的滞回曲线饱满，同时与 ABAQUS 模拟得到的滞回曲线拉压承载力相当，曲线b 中可以看出：Perform-3D 模拟防屈曲支撑 BRB-CP1 和防屈曲支撑 BRB-CP2 的滞回曲线与 DYP-ABRB 的滞回曲线拉压承载力相当，曲线基本吻合。综上所述，可以得出本文建立的有限元模型可以较好模拟新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑 DYP-ABRB、防屈曲支撑 BRB-CP1 和防屈曲支撑 BRB-CP2 的滞回行为。

　　根据 GB50011—2010《建筑抗震设计规范》[23]设计了一个普通刚接钢框架(RSF)，模型的主要设计参数如下：抗震设防烈度为 8 度，设计基本地震加速度为 0.2g，设计地震分组为第一组，场地类别为 Ⅱ 类，3 跨 7 层，层高均为 3 m，结构平面尺寸为 12 m×24 m；梁、柱的钢材等级均采用 Q345B，梁截面为 H300×200×6×12，柱截面为 ϕ299×14，各层楼板采用 C30 混凝土，厚度均为 120 mm。屋面恒、活荷载分别为 6 kN/m2 和 0.5 kN/m2，楼面恒、活荷载分别为 5 kN/m2 和 2 kN/m2，由于层数较低，故不考虑风荷载作用；重力荷载代表值按“1.0恒载+0.5活载(雪载)”计算。

　　以传统刚接钢框架结构为设计基础，在传统刚接钢框架结构中加入支撑，设计了钢框架-普通支撑结构、钢框架-防屈曲支撑结构、内嵌新型双屈服点防屈曲支撑的钢框架-支撑结构等 4 种结构、5 个模型，模型信息见表 3。其中支撑布置形式为人字形，模型立面如图 4 所示，其中普通支撑根据等刚度原则，采用新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑内核构件 CP1 的截面来模拟。由于文献[15]中的新型内芯可更换的双屈服点装配式防屈曲支撑长度为 2500 mm，而钢框架-普通支撑结构中支撑的长度为 3605 mm，因此根据应变一致的原则模拟出变长的 DYP-ABRB。

　　在 PEER 地震动数据库[24] 中选取 7 条地震波记录对结构做非线性时程分析，地震波的信息如表 4 所示，地震波加速度反应谱如图 5 所示。对结构进行时程分析时将每条地震波的加速度峰值 aPGA 分别调幅成 0.07g、0.20g、0.40。