房屋建筑消能减震技术-钱稼茹
钢筋混凝土剪力墙基于位移的变形能力设计方法_钱稼茹
1) 矩形截面以及翼缘 、端柱处于受拉区的 T 形截面。 a= d fy - d ′ f′ p /( bw h w ) y+ d w f yw + . 0. 8f c + 2 d w f yw ( 7)
2) 工字形截面以及翼缘、 端柱位于受压区的 T 形截面。 当 x n≥ h f 时 , a = 当 x n < h f 时 , d fy - d ′ f′ p / (bw h w ) - f c hf (bf - bw ) /(bw hw ) y+ d w f yw + ; 0. 8f c + 2 d w f yw ( 8a)
钱稼茹 , 等 : 钢筋混凝 土剪力墙基于位移的变形能力设计方法
307
a=
d fy - d ′ f′ p /( bw h w ) y+ d w f yw + . 0. 8f c + 2 d f w yw
表 1 试验值 /计算值的统计结果 最大 值 θ θ y , ex p / y , pred θ θ u, ex p / u, pred 1. 99 1. 84 最小值 0. 41 0. 33 平均值 1. 09 1. 00
DOI : 10. 16511 /j . cnki . qhdxxb. 2007. 03. 001
ISSN 10000054 清华大学学报 (自然科学版 ) 2007 年 第 47卷 第 3期 CN 11-2223 /N J Tsingh ua U niv ( Sci & Tech ) , 2007, V ol. 47, N o. 3 1 /36 305-308
图 2为剪力墙屈服位移角的试验值 θ y,exp和式 ( 4)计算值 θ y, pred之比与轴压比的关系 , 可以看出 , 弯
装配整体式连梁抗震性能试验研究_钱稼茹
第47卷第9期2014年9月土木工程学报CHINA CIVIL ENGINEEＲING JOUＲNALVol．47Sep．No．92014基金项目：北京市科技计划（Z101106022310003）作者简介：钱稼茹，教授收稿日期：2013-07-29装配整体式连梁抗震性能试验研究钱稼茹1，2胡妤1，2赵作周1，2冯善文1，2张芸3刘国权3潘振华3李建树3（1．清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室，北京100084；2．清华大学土木工程系，北京100084；3．北京万科企业有限公司，北京100125）摘要：装配整体式连梁由预制窗下墙、现浇带和预制窗上墙组成。
为研究装配整体式连梁的抗震性能，完成9个5种跨高比连梁试件的拟静力试验，其中4个试件的窗下墙与现浇带之间采用钢筋套筒灌浆连接，4个试件的窗下墙与现浇带之间没有钢筋连接，1个试件由现浇带和窗上墙组成。
试验结果表明：连梁以弯曲破坏为主，连梁与墙肢交界面开裂，两端或角部混凝土压碎，受弯裂缝与斜裂缝布满连梁；窗下墙与现浇带之间没有钢筋连接的试件，窗下墙与现浇带分开（除两端外），形成2根连梁；连梁端弯矩-转角滞回曲线有一定程度的捏拢；连梁的极限位移角（正反向加载的平均值）为1/24 1/60，具有很好的弹塑性变形能力，跨高比为1．5的连梁试件的极限位移角小于同一类型跨高比为2．0及2．4的连梁试件；可按整体连梁采用规范公式计算装配整体式连梁的受弯承载力；窗下墙与现浇带之间是否采用钢筋套筒灌浆连接，对连梁的承载力及滞回性能影响不大。
关键词：装配整体式连梁；套筒灌浆连接；抗震性能；拟静力试验中图分类号：TU375TU352．1+1文献标识码：A文章编号：1000-131X （2014）09-0009-12Experimental study on seismic behavior of assembled monolithic coupling beamsQian Jiaru 1，2Hu Yu 1，2Zhao Zuozhou 1，2Feng Shanwen 1，2Zhang Yun 3Liu Guoquan 3Pan Zhenhua 3Li Jianshu 3（1．Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of the Ministry of Education ，Tsinghua University ，Beijing 100084，China ；2．Department of Civil Engineering ，Tsinghua University ，Beijing 100084，China ；3．Beijing Wanke Co．，Ltd．，Beijing 100125，China ）Abstract ：The assembled monolithic coupling beam is composed of a precast upper wall segment ，a cast-in-place segment and a precast lower wall segment．To study the seismic behavior of assembled monolithic coupling beams ，quasi-static tests on 9coupling beam specimens with 5different span-to-height ratios were carried out．Among the beam specimens ，four specimens employed reinforced connecting sleeves with grout to splice the precast lower wall segment and the cast-in-place segment ，four specimens had no splice of reinforcements between the precast lower wall segment and the cast-in-place segment ，and one specimen was composed of the precast upper wall segment and the cast-in-place segment．The test results indicated that the coupling beams failed in the bending mode ，the interface between the coupling beam and the wall cracked ，and the concrete at two ends or corners of the coupling beam crushed with flexural cracks and diagonal cracks distributed all over the coupling beam surface．For those specimens without splicing between the precast lower wall segment and the cast-in-place segment ，the precast lower wall segment separated from the cast-in-place segment ，leading to two individual coupling beams．The hysteretic curves of moment-rotation hysteretic loops exhibited the pinching effect to a certain degree．The ultimate rotations （average values of positive and negative loads ）varied within 1/24 1/60，exhibiting a good elastic-plastic deformation capability．The ultimate rotations of coupling beams with a span-to-height ratio of 1．5were smaller than those of the same type of coupling beams with the span-to-height ratio as 2．0or 2．4．In addition ，the flexural capacity of assembled monolithic coupling beams can be calculated according to the current standard formulas for monolithic coupling beams ，and moreover ，whether splicing the precast lower wall segment and the cast-in-place segment or not had no significant impact on the bearing capacity and hysteretic behavior of coupling beams．Keywords ：assembled monolithic coupling beam ；grout sleeve splicing ；seismic behavior ；quasi-static test E-mail ：qianjr@tsinghua．edu．cn·10·土木工程学报2014年引言装配整体式剪力墙结构是适合我国国情的高层住宅建筑的结构体系之一。
土木工程中的消能减震结构设计研究
土木工程中的消能减震结构设计研究在土木工程领域，保障建筑物在地震等自然灾害中的安全性至关重要。
消能减震结构设计作为一种有效的抗震手段，近年来受到了广泛的关注和研究。
本文将对土木工程中的消能减震结构设计进行深入探讨。
一、消能减震结构的基本原理消能减震结构的核心原理是通过在结构中设置专门的消能部件，如阻尼器，来消耗地震输入结构的能量，从而减轻主体结构的地震响应。
当建筑物受到地震作用时，消能部件能够产生较大的阻尼力，迅速将地震能量转化为热能等其他形式的能量耗散掉，降低结构的振动幅度和变形，保护主体结构的完整性和稳定性。
常见的消能器包括粘滞阻尼器、金属阻尼器、摩擦阻尼器等。
粘滞阻尼器利用液体的粘性阻力来消耗能量；金属阻尼器则依靠金属材料的塑性变形来实现耗能；摩擦阻尼器通过接触面的摩擦力来消耗能量。
二、消能减震结构设计的关键要素1、消能器的选型与布置消能器的类型和性能应根据建筑物的结构特点、地震烈度、使用功能等因素进行选择。
在布置消能器时，需要考虑结构的受力特点和变形模式，使消能器能够在地震作用下充分发挥作用。
一般来说，消能器应布置在结构的变形较大、受力复杂的部位，如框架结构的梁柱节点、剪力墙结构的连梁等。
2、结构分析与计算进行消能减震结构设计时，需要采用合适的分析方法和计算软件，准确模拟消能器的力学性能和结构的地震响应。
常用的分析方法包括时程分析法、振型分解反应谱法等。
时程分析法能够较为真实地反映结构在地震作用下的动态响应，但计算量较大；振型分解反应谱法则相对简单，但对于复杂结构和消能器的模拟可能不够精确。
3、连接构造设计消能器与主体结构之间的连接构造至关重要，它直接影响消能器的工作性能和结构的安全性。
连接构造应具有足够的强度、刚度和耐久性，能够可靠地传递消能器产生的力和变形。
同时，还应考虑连接构造的施工可行性和维护便利性。
三、消能减震结构设计的流程1、确定设计目标根据建筑物的重要性、使用功能和所处地区的地震危险性，确定消能减震结构的设计目标，如降低结构的地震响应、保证人员生命安全、减少经济损失等。
建筑结构基于位移的抗震设计-钱稼茹
建筑结构基于位移的抗震设计*钱稼茹 罗文斌(清华大学土木工程系 北京100084)[提要] 简要介绍了国外建筑规范、标准采用基于位移抗震设计的现状,介绍了三种分别考虑延性系数、能力谱和位移的基于位移的抗震设计方法,讨论了需要研究解决的若干问题。
[关键词] 基于位移的抗震设计 按延性系数设计 能力谱法 直接基于位移法Curre nt status of a do pting displac ement based seismic design in fo reign building design codes a nd standards is brie fly intro duc ed.Thre e me thods of displac ement ba se d seismic de sign a re presente d which separately co nside r the duc tility fac tor,capac ity spec trum and displace ment.Some issues which nee d to be studied a re disc ussed.K eyword s :displace me nt ba se d seismic design;ductili ty factor based de sign;ca paci ty spectrum me thod;di rect displace me nt based de sign;pushove r a na ly sis*国家自然科学基金资助重大项目(批准号:59895410)。
建筑结构的抗震要求是具有足够的刚度和承载力以抵御小震,具有足够的变形和耗能能力以抵御大震。
震害、实验和理论分析都表明,变形能力不足和耗能能力不足是结构在大震作用下倒塌的主要原因[1]。
结构构件在地震作用下的破坏程度与结构的位移响应和构件的变形能力有关,用位移控制结构在大震作用下的行为(performance)更为合理。
竖向钢筋套筒浆锚连接的预制剪力墙抗震性能试验_钱稼茹
第 41 卷 第 2 期 2011 年 2 月
建 筑 结 构 Building Structure
Vol. 41 No. 2 Feb. 2011
竖向钢筋套筒浆锚连接的预制剪力墙抗震性能试验
（ 1 清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室， 北京 100084 ； 2 北京万科企业有限公司， 北京 100125 ； 3 北京市城建技术开发中心， 北京 100055 ）
*
1 1 2 2 2 2 3 3 钱稼茹 ， 彭媛媛 ， 张景明 ， 秦 珩 ， 李建树 ， 刘国权 ， 赵丰东 ， 李禄荣
Tests on seismic behavior of precast shear walls with vertical reinforcements spliced by grout sleeves Qian Jiaru 1 ，Peng Yuanyuan 1 ，Zhang Jingming 2 ，Qin Heng 2 ， Li Jianshu 2 ，Liu Guoquan 2 ，Zhao Fengdong 3 ，Li Lurong 3
（ 1 Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of China Education Ministry ，Tsinghua University ， Beijing 100084 ，China ； 2 Beijing Wanke Co. ，Ltd. ，Beijing 100125 ，China ； 3 Center of Construction Science ＆ Technology ，Beijing Municipal Commission of Housing and Urban-Rural Development ，Beijing 100055 ，China ） Abstract ： To study seismic behavior of pre-cast reinforced concrete （ RC ） shear walls with vertical reinforcements spliced by grout sleeves ，quasi-static tests of 5 shear wall specimens with shear span ratio of 2. 25 were performed. Among them ， one is cast-in-site RC wall specimen ，two are full pre-cast wall specimens ，other two are specimens of two pre-cast walls connected with a cast-in-site RC stripe. The vertical reinforcements of the pre-cast wall specimens are spliced by grout sleeves. The test results indicate that the stresses of the vertical reinforcements can be transferred effectively by grout sleeves. The failure mode of the pre-cast wall specimens is the same as that of the cast-in-site wall specimen ，i. e. ，tensile yield of reinforcements and compressive failure of concrete. The stiffness and the energy dissipation capacity of the pre-cast wall specimens are similar with those of the cast-in-site wall specimen. The ultimate drift ratios of the pre-cast wall specimens are 1 /59 ～ 1 /48. The current code formulas are suitable for calculating the compressive strength of the pre-cast shear walls. The cast-in-site stripe connects the pre-cast walls to be an unit ，the integrity behavior of the rough interface of the side face of the pre-cast wall is better than that of the shear keys. Keywords ： pre-cast shear wall ； grout sleeve splicing ； shear key ； rough interface ； seismic behavior ； quasi-static test
轻钢构架钢骨混凝土剪力墙抗震性能试验_钱稼茹
（ 1 Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of China Education Ministry ，Tsinghua University ，Beijing 100084 ，China ； 2 Architectural Design and Research Institute of Tsinghua University ，Beijing 100084 ，China ） Abstract ： To study seismic behavior of lightweight-steel framework steel reinforced concrete （ SRC ） shear walls ，quasistatic tests of 8 specimens with shear span ratio of 2. 25 were carried out. The test results indicate that the specimens fail in compression-bending mode. Damage of concrete at the bottom of the wall is much serious for the specimens with high axial load ratio than the specimens with low axial load ratio. The top lateral load-displacement hysteretic loops are plump ，and the peak lateral load keep stable with a large lateral displacement increment. The ultimate drift ratios of the specimens are larger than 1 /100 ，and the deformation capacity of the specimens decreases with increasing of the axial load ratio. The walls with high axial load ratio have great deformation capacity when the boundary elements of the wall have a large value of stirrup characteristic ratio. The flexural strength of the lightweight-steel framework SRC shear walls can be calculated by the flexural strength formula of the RC shear walls ，and the C type lightweight-steel and the vertical distributed reinforcements can be taken into account. Keywords ： lightweight-steel framework ； SRC shear wall ； seismic behavior ； axial load ratio ； quasi-static test
框架结构消能减震方法研究
• 本试验将十字型消能器安装在消能支撑框架EDBF11和EDBF21中,圆板型消能器安装在消能支撑框架EDBF12 和EDBF22中。通过扭力扳手建立高强螺栓的预拉力,可人为地控制摩擦的大小,本试验所采用的消能器的屈 服滑移荷载为40kN。消能器制作完成后,通过作为支撑杆件的双角钢与钢筋砼框架角点处的预埋件相焊接。
Pcr /kN
cr /mm
Py /kN
Dy /mm
Pm /kN u /mm
MF
17.5
2.0
59
10.2
63.1
45
4.42
BF1-1
135.0
4.2
168
5.0
168.0
29
5.80
第1批
EDBF1-1
60.0
5.0
93
6.5
109.0
41
6.30
EDBF1-2
60.0
6.0
82
8.0
136.0
61
第31页/共43页
图11 试验模型的等效阻尼系数曲线
• 图11为试验模型的等效阻尼系数变化曲线。从图11 中可以看出,2榀消能支撑框架的阻尼系数明显高于 普通框架和普通支撑框架,表明它们的消能能力远大 于后者。
第32页/共43页
6 消能支撑钢筋砼框架结构的理论分析
• 6.1 非线性有限元分析
• 框架梁柱单元刚度的集成按实际刚度法进行,在计算截 面弯矩-曲率(M- )关系时,采用平截面假定。受拉区砼
第37页/共43页
图13
第7页/共43页
• 下面介绍的是一种新型消能减震框架,并综合利用不同的消能原理设计了2种新型消能器,进行了4榀消能减 震框架和3榀普通框架的低周反复荷载试验,对比研究了各类框架结构的破坏机理和滞回特性[8]。
建筑结构设计隔震和消能减震措施分析
于我们基于问题的本质 ， 尽可能的避免建筑受到破坏 。
等多种形式 ， 隔震装置有混合隔震装置、 基底滑移隔震装置以及夹层
１ 建 筑结构 中减 震措 施 橡胶垫隔震装置等。 减震措施的原理是依据建筑物之外的部件来加大建筑物的阻 ３ 建筑 物走 向设计 抗震 问题 地震是地壳 的运动造成的， 和地质结构存在着紧密的联系。房屋 尼， 从而尽可能的消耗地震传递给建筑物结构的能量 ， 防止由于地震
使建筑物遭受破坏。 一般的， 消能部件的布置必须通过研究确定 。 设置 在结构变形较大部位， 能够有效的发挥消耗地震能量的效能； 设置在 结构的两个主轴方 向， 能够让两方向都存在刚度与附加阻尼。 减震措施既能够应用在新建结构的减震设计 ，从而对建筑物的
例塌与震 向的关系非常密切。 一般的 ， 震向就是地震出现之后， 引起房 屋震动的方向。 所以， 在建筑物选址的过程当中， 必须全面分析当地地 质条件 ， 研究当地地震的震 向， 让地震震向和建筑物的走 向垂直 ， 尽可 能的防止两个走向平行。 根据前些年 出现的玉树地震与四川汶川地震 和地震震 向平行的建筑物的倒塌率相对较高 ， 然而 ， 基础部分实施特定处理以外 ，还能够应用在现结构的抗震加 同当中， 的实际隋况而言 ， 和地震震向平行 在对建筑物的基础或者地基进行隔震设计时， 必须得在建筑物动工之 和地震震向垂直的建筑物很难倒塌。分析结果显示 ， 前依据相关隔震设计的措施 ， 有序 、 合理的完成工作 ； 也能够依据消能 的建筑物， 在地震出现时 ， 会随地震波运动的幅度更大。 减震元件和装置有效的降低地震对建筑物的影响 ， 进而达到保护人们 ４ 无粘结 支撑体 系减 震 问题 无粘结支撑体系是最为机敏建筑物结构减震体系之一 ，在外包 的生命和财产安全的目的。除此之外 ， 在建筑物的施＿ 丁过程当中也可 或在钢管混凝土或者外包钢筋混凝土 以， 在建筑物的核心部位设置特定的隔震装置。 但当建筑物建成之后 ， 钢管与内核钢支撑之间不粘结 ， 在支撑两端适当部位露 冉进行抗震加同处理 ， 就必须借助于加大阻尼的方法 ， 也就是在建筑 与内核钢支撑之间涂无粘结漆形成滑移界面。 物的结构上再次加装消能减震装置。 消能减振技术的目的就是利用特 出内核钢支撑 ， 并在支撑中段设置外包层 ， 再用框架结构和高强度螺 殊设置的元件以及机构把地震动的能量进行吸收耗散 ， 从而保护主体 栓连接， 从而有效的保证拉力与压力均仅仅利用 内核钢支撑承受。滑 能够保证外包层与 结构的安全。当消能减震结构的抗震性能显著增强时， 主体结构的抗 移界面的几何尺寸与材料必须精心施工 以及设计 ， 除此之外， 约束内核钢支撑的横 向变形 ， 合理的 震构造要求能够小幅度降低。 降低程度能够参照不设置消能减震装置 内核钢之间相对滑动 ， 结构的地震影响系数和消能减震结构地震影响系数之 比确定， 且最大 避免了内核钢支撑在压力影响下造成局部屈曲与整体屈曲。 在地震发 降低 程度 必须 控制 在 １ 度 以 内。 生时， 借助于内外钢之间的配合作用而消耗地震能量 。 然而 ， 上述这种 ２ 建 筑结构 的主 要隔 震措 施 设计的缺Ｊ 在于在有关部件的汁算以及设计方面要求十分严格 。 在整 个体系当中， 建筑物的重量一般南内钢来承担 ， 外钢通常起到辅助与 ２ ． １ 悬挂隔震措施。悬挂隔震是把结构的大部分或者全部质量悬挂 起来 ， 以至于地面运动传递不到主体质量 ， ｍ现不了惯性力 ， 进而起到 配合效能， 还能够有效的避免内钢弯曲变形。 隔震效果。上述这种隔震方式通常应用在大型钢结构， 借助于钢结构 ５ 跷动 振动 控制减 震设 计 悬挂体系， 从而达到隔震的 目的。 一般的， 大型钢结构分为子结构与主 跷动减震设计一般有以下两种方法： 其一是结构中支撑 、 竖向连 框架： 子结构借助于吊杆或者索悬挂， 分布着大部分质量， 此体系能 续墙 以及地震力较大的柱等部分构件和下部基础不够紧固； 其二是整 后一种方法通常应用在强烈 够有效地隔离子结构以及主框架 ， 降低地震影响的传递 ， 控制结构的 个下部基础和上部结构在竖向不够紧固。 地震情况下 ， 高宽较大的建筑物容易造成较大竖向拔力。 地震反应； 主框架和一般框架结构相同。 总之 ，建筑结构设计隔震和消能减震措施分析极大的使得系统 ２ ． ２ 建筑物地基采用特殊材料隔震。建筑物基础隔震通常是对建筑 物的基础部分进行一系列特定的处理 ， 降低地震 时的地震波， 以至于 养护的成本减少， 系统的灵活性和智￣４ － Ｏｇ平提升 ， 系统维护程序便 缩小地震对建筑物的破坏。 传统的方法是在建筑物的基础部分直接设 捷 ， 系统的工作效率提高。 与此同时， 随着隔震和消能减震措施发挥的 置砂子或粘土垫层 ， 或者交替铺上砂子与粘土。 与此同时， 一部分相关 作用扮演了越来越重要的角色 ，可以预见的是其应用也将越来越广
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油阻尼器
27层钢框架结构，底部16层每层两个方 向各2跨布置油阻尼器，底部4层每跨2 个，以上每跨1个。
26层钢框架结构，底部18层设置油阻尼器。
核心钢框架
41层钢框架结构
688个油阻尼器
()
Oil Damper
隔震高层建筑：橫浜住宅大楼(38层) 隔震层设置油阻尼器，减小橡胶垫变形
黏弹性阻尼器(圆筒式，墙式）
-500 -1000 -1500 -2000
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 位移(mm)
SLY225：
1/100的幅值下循环30圈， 1/66的幅值下发生破坏
3 振动台试验
1600
1200
800
400
0
-400
-800
-1200
-1600
-40
-20
0
20
40
位移(mm)
after
2.5
0
-2.5
-6 -15 -10 -5 0 5 10 剪切变形mm)
不同加载频率
-5
15
-15 -10 -5 0
5 10 15
剪切变形(mm)
200%应变高温加速老化前后
5
2nd
29th
2.5
5 first
last 2.5
竖向荷载(kN)
竖向荷载(kN)
0
-2.5
-5 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 剪切变形(mm)
间隙，涂层，限位卡，限位槽。
功能：
实现约束单元提供给内核单元核心段 防屈曲约束，不限制内核单元横向（截 面方向）涨缩和纵向（长度方向）伸缩
间隙：
内核单元在受压时横向膨胀，内核单 元与约束单元之间保留必要的间隙。
涂层：
内核单元与约束单元之间局部接触， 内核单元被约束区域涂刷无粘结涂层， 以降低、消除接触摩擦力。
谢谢
Top acceleration Base acceleration
High Frequency
顶层加速度时程
Low Frequency
计算 实测
Mode superposition Actual Acc.
顶层位移时程
计算 实测
Mode superposition Double integral of actual acc.
600 500 400 300 200 100
0 0
LY100 SN490
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
应变
800
400
0
-400
-800
-30
-20
-10
0
10
20
30
位移(mm)
LY100：
1/100的幅值下第13圈破坏 内核中部断裂截面颈缩
力(kN) 力(kN)
1500 1000
500 0
300%应变第2、29循环
0
-2.5
-5 -2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2 剪切变形(mm)
第1、10000次循环
粘滞阻尼器(圆筒式，墙式）
力-变形滞回曲线
静冈19层钢框架结构 无墙：计算；有墙：实测
钢板阻尼器
东京高层建筑中的应用
钢板屈服耗能
15层钢结构
29层钢结构
284个粘滞阻尼器
试验工况： 剪切应变100%~420%(变形与厚度之比) 温度-10~40度七种 频率0.5~2Hz四种(剪切应变200%) 剪切应变200%和300%时循环加载30次 0.5Hz、1.5mm循环加载10000次
竖向荷载(kN)
0.5Hz
1Hz
4
1.5Hz
2Hz
2
0
-2
-4
竖向荷载(kN)
5
beforeຫໍສະໝຸດ 振型号频率粘滞1.77 油1.70 黏弹性1.76 无阻尼器1.48
频率增大,刚度增大
振型图
1000 (kN)
-20 -1000
20 (mm)
阻尼器力-位移滞回曲线
5000 (kN)
-30
30 (mm)
-5000
层剪力-层间位移曲线
防屈曲支撑 粘滞
油
黏弹性
防屈曲支撑
油
粘滞
粘弹性
与框架结构相比，最大层间位移角减小了约55%
消能结构
5
框架结构
层号
4
最大
3
0.0155
2
1
层间位移角
0 0.01 0.02
0 0.01 0.02
0 0.01 0.02
0 0.01 0.02
结构损伤： 楼板混凝土开裂、剥落 柱脚轻微屈服 阻尼器屈服
结构损伤可接受、可修复
4 日本311地震中的高层建筑
当地时间 2011 年 3 月 11 日 14 时 46 分，日本东北部宫 城县海岸以东约 130km 太平洋海域 发生 9.0 级特大地 震，震源深度约 24.4 公里。
5
● Seismic-resistant耐b震uild構in造g 抗震结构
□ Response-contro制lle振d b構ui造lding
4
消能减震结构
3
2
1
0
Number of Stories
0
10
20
30
40
50
60
建筑层数
建筑层数-加速度放大系数(屋顶/基础)
消能减震效果显著
关东地区 (PGA52~142gal, 平均约80gal)
普通支撑受拉屈服、受压屈曲； 防屈曲支撑拉、压都屈服，滞回曲 线对称饱满。
内藏钢板支撑
1973年，日本学者提出将一字形钢板支撑埋 置在预制混凝土板里，防止钢板支撑屈曲， 提高其往复荷载下的稳定性。
普通支撑
防屈曲支撑
构造：
内核单元（滑动约束机制），约束单元
常见截面
内核单元：核心段，过渡段，连接段
滑动约束机制：
计算与实测一致 验证了实测与计算的可靠性
第16层加速度
3rd mode
2振型
2nd mode
1st mode
第16层第2振型控制 振型贡献与层号有关
Y向： 1振型 2振型
中部24层安装 288个油阻尼器
39F
2286FF
15F
42m Y
63m X
Oil Damper
54层钢框架结构
屋顶与基础加速度 屋顶加速度
黏弹性阻尼器最初用于抗风，用于抗震较 晚。原因：黏弹性材料性能随温度和荷载 频率的变化较大，使阻尼器的设计参数难 以确定；薄层黏弹性材料的剪切变形小， 不适用于大变形的抗震工程。
黏弹性阻尼器大变形性能试验
足尺黏弹性阻尼器试验
作动器 液压位移放大装置
温控箱 试验体
试件(黏弹性材料5mm厚) 加载装置
反应谱曲线形状接近，认为该地区地震地 面运动相同；根据振动周期、阻尼比，由 反应谱可得到大致的最大加速度和位移。
500
60
速度谱 35 位移谱
50
30
400
加速度谱 40
25
300
20
30
15
200
20
10
100
T(s) 10
5 T(s)
T(s)
0
0
0
0
1
2
3
4
5
0
1
2
3
4
5
0
1
2
3
4
5
10栋建筑基础加速度记录
屋顶 基础
计算 实测
屋顶位移
计算 实测
54层钢框架结构（计算与实测一致） 阻尼比= 3.9, 3.5, 4.3%, 周期 = 6.54, 2.00, 0.84s (Y)
屋顶加速度
屋顶位移
深线:有阻尼器,实测加速度、位移(积分) 浅线:无阻尼器,计算，振型叠加，1%阻尼比
无阻尼器:加速度和位移大幅增加
房屋建筑消能减震技术
1 为什么消能减震 2 阻尼器及其应用 3 振动台试验 4 日本311地震中的高层建筑 5 结语
1 为什么消能减震
现行房屋建筑抗震设计规范的规定是 最低要求，目标是“小震不坏，中震 可修，大震不倒”。不足： 1）大震作用后，不能很快恢复建筑的 使用功能； 2）比大震更大的地震作用下，破坏严 重，甚至倒塌； 3）地震中建筑内部设备损坏，造成财 产损失，影响救灾。
橫浜MM大楼(30层)
叠层橡胶垫 铅心叠层橡胶垫 金属阻尼器 油阻尼器
墙式：钢板和黏弹性材料组成 黏弹性材料剪切变形耗能
横浜西区 酒店公寓 钢筋混凝土结构 地下2层，地上36层 132个黏弹性阻尼器 （200ton/个）
东京
办公及公寓
钢结构 地下2层，地上45层 140个黏弹性阻尼器 （200ton/个）
Acc.加 A速m度plifi増ca幅tio比n((T頂op/部/Ba基se)部) Pseudo-acceleration(cm/s/s) Pseudo velocity (cm/s) Displacement (cm)
Tokyo
Tokyo
地面峰值加速度 地面峰值位移
加速度放大系数 (屋顶/基础)
内核单元的无粘结涂层
预留空间
限位槽
限位卡：
保证约束单元与内核单元不会因为设置间 隙而发生整体错动，避免支撑反复受力时 约束单元滑脱。
内核单元 +混凝土 +钢套筒 ＋封头板
限位槽：
对称布置在约束单元两端封头板上的槽孔。
日本的四种防屈曲支撑产品试验对比