防屈曲支撑在超高层建筑结构伸臂桁架中的应用.pdf

第 43 卷 第 5 期 2013 年 3 月上 建筑结构 Building Structure Vol． 43 No． 5 Mar． 2013 防屈曲支撑在超高层建筑结构伸臂桁架中的应用 任重翠， 徐自国， 肖从真， 孙建超， 金林飞， 高杰 中国建筑科学研究院，北京 100013 ［摘要］带加强层的超高层建筑结构多采用伸臂桁架结构形式。出于提高结构抗震性能的需要， 工程中常采用拉 压性能稳定的防屈曲支撑代替易失稳的普通钢支撑作为伸臂桁架的斜腹杆。采用有限元分析软件 ABAQUS 的动 力弹塑性分析方法， 比较了某超高层结构分别采用防屈曲支撑和普通钢支撑作为伸臂桁架斜腹杆， 在设防烈度和 超烈度罕遇地震作用下的结构变形特征、 构件内力及剪力墙损伤等非线性动力响应。分析结果表明， 与普通钢支 撑相比， 防屈曲支撑刚度和强度指标易控制， 大变形下滞回性能稳定， 罕遇地震作用下能率先屈服吸收地震能量， 抗震性能良好。 ［关键词］超高层建筑结构;防屈曲支撑;动力弹塑性分析;抗震性能 中图分类号 TU973． 2文献标识码 A 文章编号 1002- 848X 2013 05- 0054- 06 Application of unbonded brace in super high- rise structure with cantilever truss Ren Chongcui，Xu Ziguo，Xiao Congzhen，Sun Jianchao，Jin Linfei，Gao Jie China Academy of Building Research，Beijing 100013，China Abstract Cantilever truss was often adopted for super high-rise structure with the strengthening layer． Because of the stable tension and compression perance， unbonded braces were widely accepted in projects to replace the ordinary steel supports to increase structure seismic perance． Nonlinear time-history analysis by software ABAQUS was used to analyze the seismic perance of structure with unbonded braces or ordinary steel supports under the rare earthquake， including the deation，member force and shear wall damage etc． The results show that compared with the ordinary steel supports，the unbonded braces have good seismic perance， and the stiffness and strength can be easily controlled． Hysteretic behaviors are stable under large deation， and can absorb the seismic energy firstly under the rare earthquake． Keywords super high-rise structure;unbonded brace;nonlinear time-history analysis;seismic perance 作者简介 任重翠， 硕士， 工程师， Email renchongcui yahoo． cn。 0引言 为有效提高结构整体抗侧刚度， 减小结构在风 荷载作用下的水平位移， 吸收更多的水平荷载所产 生的倾覆弯矩， 超高层建筑结构常采用在某些楼层 的核心筒和外围框架之间设置刚度较大的伸臂桁架 的措施， 如上海金茂大厦 总高 421m， 采用 3 道外伸 钢桁架 和台北 101 金融中心 总高 508m， 采用 10 道伸臂钢桁架 等。带伸臂桁架的超高层建筑结构 体系， 既能充分发挥材料的最大效应， 又能提供更多 变化的自由度， 给建筑立面设计提供更大的发展空 间。然而伸臂桁架虽能有效减小风荷载作用下结构 的水平位移， 但在地震作用下其所在的加强层可能 会发生结构刚度突变和内力剧增， 形成薄弱层， 对抗 震非常不利 ［1］。伸臂桁架作为传递轴力给外框柱 的关键构件， 其刚度、 承载力和稳定性等性能指标应 得到有效保证和满足。当伸臂桁架斜腹杆采用普通 钢支撑时， 为保证支撑面内、 面外稳定， 支撑截面往 往较大， 相对刚度也大。改用防屈曲支撑作为伸臂 桁架斜腹杆， 不存在支撑拉压失稳问题， 支撑截面和 刚度 指 标 易 控 制， 从 而 形 成“有 限 刚 度”的 加 强 层 ［2］， 能有效减小结构刚度和内力的突变， 使其在 罕遇地震作用下呈现延性屈服机制。 防屈曲支撑兼具普通钢支撑和金属耗能阻尼器 的双重功能。在常遇地震作用下处于线弹性变形范 围， 作用与普通钢支撑相似; 而在罕遇地震作用下拉 压性能稳定， 会率先屈服吸收地震能量， 提高结构的 抗震性能， 因此近年来被广泛应用于各种实际工程。 1995 年阪神地震后， 日本大量建筑使用防屈曲支 撑 ［3］， 目前已超过 500 余栋， 是发展防屈曲支撑种类 最多的国家。汶川地震和玉树地震后， 防屈曲支撑 因其优越的抗震性能在各类新建建筑中的应用日渐 增多， 如上海世博中心 ［4］等超高层建筑均采用了防 屈曲支撑作为伸臂桁架。以往关于防屈曲支撑的研 究多集中于考察其性能 ［5］; 而在工程实践中， 防屈 曲支撑对于提高结构体系抗震性能所起到的作用， 则更值得关注。 以某超高层结构为例， 通过动力弹塑性时程分 析研究以防屈曲支撑或普通钢支撑作为伸臂桁架斜 腹杆时的结构整体抗震性能， 比较防屈曲支撑和普 通钢支撑的滞回性能、 楼层位移、 层间位移角等变形 第 43 卷 第 5 期任重翠， 等． 防屈曲支撑在超高层建筑结构伸臂桁架中的应用 指标以及核心筒剪力墙的损伤分布情况等。 1工程概况 1. 1 结构设计方案 工程为一超高层甲级写字楼， 结构类型为型钢 混凝土框架-钢筋混凝土核心筒-伸臂桁架加强层混 合结构体系， 主屋面结构高度 222. 7m 出屋面结构 高度 230. 2m ， 地上共 50 层， 地下共 3 层， 属于超 B 级限高的高层建筑。平面尺寸为 36. 0m 55. 2m， 核心筒尺寸为 13. 1m 33. 1m， 楼层平面示意图如 图 1 所示。房屋高宽比 H/B 222. 7 /36 6. 2 ＜ 7， 满足规范要求。楼盖采用现浇钢筋混凝土梁板体 系。上部结构嵌固部位取首层楼面。剪力墙均落 地， 核心筒外墙墙厚和混凝土强度等级如表 1 所示。 结构 16， 28 及 40 层 为设 备加 强 层， 加强层 层高 4. 8m， 标准层层高 4. 3m。因结构在 X 方向刚度较 弱， 在加强层的核心筒和外框柱间沿 X 方向设置伸 臂桁架， 并在 3 处加强层的外框筒位置设置环向腰 桁架， 如 图 2 所 示。结 构 抗 震 设 防 烈 度 为 7 度 0. 1g ， 抗震设防类别为丙类 底部 5 层属乙类 ， 设计地震分组为第一组， 场地类别为Ⅱ类， 场地特征 周期为 0. 35s。 图 1楼层平面示意图 圈出来部分为伸臂桁架 1. 2 防屈曲支撑性能和布置 防屈曲支撑的典型构造如图 3 a 所示， 主要由 两部分组成 一是承受轴力的内核心钢板 一字形 或十字形等 ， 二是不参与受力， 只对钢支撑提供侧 向约束， 防止其发生整体失稳和局部屈曲的外包约 束套管 圆形或矩形 。核心板和约束管间为填充 料， 核心板和填充料之间涂了一层无粘结材料， 其作 用是确保核心板上的轴力不传到填充料和约束管 上， 填充料和约束管共同阻止支撑的屈曲。 图 2结构有限元模型及防屈曲支撑分布示意图 核心筒外墙墙厚和混凝土强度等级表 1 起止楼层1 ～ 67 ～ 1112 ～ 2122 ～ 2829 ～ 3132 ～ 4142 及以上 核心筒外墙厚度 /mm800700600500 400400400 混凝土强度等级C60C60C55C50C50C45C40 图 3防屈曲支撑构造示意图 在纵向构造上， 防屈曲支撑由约束屈服段、 约束 非屈服段、 无约束非屈服段、 无粘结可膨胀材料和屈 曲约束机构组成， 如图 3 b 所示。约束屈服段在反 复荷载作用下屈服， 是主要的耗能部位; 约束非屈服 段包在套管和砂浆内， 是约束屈服段的延伸部分， 作 为与无约束非屈服段的过渡部分; 无约束非屈服段 是支撑与框架连接部分， 通常采用螺栓连接或焊接 55 建筑结构2013 年 连接; 无粘结可膨胀材料 橡胶、 聚乙烯等 可有效 减小或消除芯材受约束段与砂浆之间的剪力; 屈曲 约束机构主要由砂浆和中空钢套管组成。 工程采用的防屈曲支撑由中国建筑科学研究院 生产， 已进行了大量试验， 性能稳定， 如图 4， 5 所示。 图 4防屈曲支撑构件试验和人字形立面布置示意 图 5防屈曲支撑构件试验滞回曲线 根据结构设计性能目标， 工程采用的防屈曲支 撑设计原则为中震不屈服， 主要设计参数 内芯等效 截面面积为 0. 042 5m2， 屈服力为 10 500kN， 有效刚 度为 1. 3 106kN/m。防屈曲支撑采用人字形布置， 沿结构高度共 3 道， 每道 8 根 即 4 对 ， 共计 24 根。 防屈曲支撑位置及编号见图 2。 2动力弹塑性分析方法 依照国家相关规范的要求， 该结构存在高度超 限和竖向不规则等抗震不利特征， 仅通过弹性分析 难以把握结构的整体抗震性能， 应对其进行罕遇地 震作用下的弹塑性时程分析， 研究结构在罕遇地震 作用下的结构变形形态、 构件内力及其塑性损伤等 情况， 寻找结构的薄弱部位。 整个动力弹塑性分析过程中考虑了以下非线性 因素 几何非线性 包含“P-Δ” 效应、 非线性屈曲 效应和大变形效应等; 材料非线性 直接采用材 料非线性应力-应变本构关系模拟钢筋、 钢材及混凝 土的弹塑性特性; 施工过程非线性 按照整个工 程的建造过程， 采用“单元生死” 技术， 分 5 个施工 阶段 防屈曲支撑后装 进行施工模拟。 2. 1 基本材料本构模型 钢材采用双线性随动硬化模型， 在应力应变循 环过程中， 考虑了包辛格效应， 不考虑刚度退化， 如 图 6 所示。钢材强屈比为 1. 2， 极限应变为 0. 025。 图 6钢材双线性 随动硬化模型 混凝土采用能够考 虑拉压强度差异、 刚度 及强度退化、 拉压循环 裂缝闭合呈现的刚度恢 复等性质的弹塑性损伤 模型计算， 且使用了自 主开发的混凝土材料用 户子程序 ［6， 7］模拟钢筋 混凝土梁柱构件的混凝 土材料。分析 中， 混 凝 土轴心抗压、 抗拉强度 标准值 按混 凝 土 结 构 设 计 规 范 GB 50010 2010 表 4. 1. 3 取值， 偏于保守， 不考虑箍筋的约束 增强效应， 混凝土本构关系曲线如图 7 所示。 图 7混凝土单轴应力状态及受压损伤定义示意 在弹塑性损伤本构模型中， 刚度的降低分别由 受拉损伤因子 dt和受压损伤因子 dc来表达。采用 Najar 的损伤理论， 脆性固体材料的损伤定义如下式 所示 图 8 D W0－ Wε W0 1 式中 W0和 Wε分别为无损伤材料及损伤材料的应 变能密度，W0 1 2 ε ∶ E0∶ ε， Wε 1 2 ε ∶ E ∶ ε ; E0 及 E 分别为无损伤材料及损伤材料的四阶弹性系 数张量;ε 为相应的二阶应变张量。 2. 2 有限元数值模型 采用 ABAQUS 软件进行动力弹塑性分析。分 析过程中， 有限元模型的梁、 柱、 腰桁架和防屈曲支 撑非耗能段采用基于 Timoshenko 铁木辛柯 梁理 论的线性积分纤维梁单元模拟， 铁木辛柯梁考虑了 剪切变形和转动惯量的影响。楼板、 剪力墙和连梁 65 第 43 卷 第 5 期任重翠， 等． 防屈曲支撑在超高层建筑结构伸臂桁架中的应用 图 8应变能密度示意图 采用三角形和四边形的线性缩减积分且能考虑多层 钢筋的分层壳单元模拟。防屈曲支撑耗能段采用连 接器单元模拟。采用弹性楼板假定， 并按照实际楼 板厚度输入。 图 9三组地震波反应谱曲线 3计算结果与分析 3. 1 地震动输入 根据规范要求选取的 3 组地震波的主、 次输入 方向的反应谱曲线如图 9 所示， 其中主方向地震波 分别为人工波 X 向、 US265 波和 US397 波， 次方向 地震波分别为人工波 Y 向、 US266 波和 US398 波。 设防烈 度 7 度 0. 1g罕 遇 地 震 加 速 度 峰 值 取 220gal， 超烈度 8 度 0. 2g 罕遇地震加速度峰值取 400gal， 主、 次 方 向 地 震 波 加 速 度 峰 值 之 比 为 1 ∶ 0. 85。结构阻尼比取 5 。需说明的是， 罕遇地震 作用下， 结构的阻尼比将大于 5 。本文取 5 进行 计算， 得出的是偏保守的结果， 且防屈曲支撑与普通 钢支撑的区别也将更加明显。 3. 2 结构基本特性 有限元划分后， 用 SAP2000 进行了结构的静力 和模态分析， 用 ABAQUS 进行了重力荷载下的施工 模拟和模态分析， 计算结果如表 2 所示。由表 2 可 知， 用于弹塑性时程分析的计算模型合理。 结构总质量和振动周期表 2 软件SATWESAP2000ABAQUS 结构总质量 重力荷载代表值 /t 176 659176 063177 909 T1/sX 向平动5. 605. 775. 73 T2/s Y 向平动5. 07 4. 594. 54 T3/s 扭转3. 513. 503. 45 ABAQUS 模型中第 1 阶扭转振型与第 1 阶水平 振型周期之比为 Tt/T1 3. 45 /5. 73 0. 6， 满足高 层建 筑 混 凝 土 结 构 技 术 规 程 JGJ 32010第 3. 4. 5 条中混合结构及复杂高层建筑不应大于 0. 85 的规定。 3. 3 防屈曲支撑和普通钢支撑分析结果 在 7 度 0. 1g 罕遇、 双向地震输入、 X 主向作用 时， 各防屈曲支撑均不同程度地进入了屈服耗能阶 段。图 10 中防屈曲支撑轴向力-变形关系曲线， 受 拉为正、 受压为负。 图 10防屈曲支撑轴向力-变形关系滞回曲线 第一道人字形防屈曲支撑 UBB-L1 和 UBB-R1， 在结构反应较强烈的 US265 波作用下， 7 度时， 初始 阶段 UBB-L1 受拉且轴向力-变形为线性增长关系; 75 建筑结构2013 年 随着受力的进一步增大， UBB-L1 进入受拉屈服平 台， 轴向变形增大到 11mm， 轴力达到屈服承载力 10 500kN; 当受力减小时， UBB-L1 由受拉转为受压 状态; 在初始阶段， UBB-L1 受拉时 UBB-R1 受压， 随 着压力的增大轴向压缩变形线性递增， 当变形达到 8mm 时， UBB-R1 进入受压屈服平台， 随着压缩变形 的进一步增大， 轴向压力达到屈服承载力10 500kN， 最大轴向压缩变形达到 19mm， 当受力减小时， UBB- R1 由受压转为受拉状态。由图 10 可知， 人字形防 屈曲支撑 UBB-L1 和 UBB-R1 表现出良好的拉压协 同工作性能， 有利于整体结构抗震。 图 10 中， 防屈曲支撑的滞回曲线所包围的面积 代表了防屈曲支撑在地震波作用下所消耗的地震能 量， 滞回环面积越大、 循环圈数越多说明其消耗的地 震能量越大。结果表明， 在同烈度地震作用下， 人字 形右侧系列防屈曲支撑 UBB-R1， UBB-R2， UBB-R3 的滞回环较左侧系列 UBB-L1， UBB-L2， UBB-L3 的 滞回环更为饱满、 往复循环圈数更多， 耗能作用更为 明显。因此， 可在实际设计中根据需要优化防屈曲 支撑的性能参数， 采用不同型号的防屈曲支撑， 使整 个结构体系更优、 更省。 当采用普通钢支撑作为伸臂桁架斜腹杆时， 7 度 0. 1g 罕遇地震作用下， 人字形左侧系列普通钢 支撑 SX-L1， SX-L2， SX-L3 均处于线弹性阶段， 没有 屈服， 可见在同烈度地震作用下防屈曲支撑能够率 先屈服， 消耗地震能量。右侧系列普通钢支撑 SX- R1， SX-R2， SX-R3 在三组地震波作用下均表现出受 压屈曲失稳破坏模式， 如图 11 所示。 如图 11 b 所示， 普通钢支撑 SX-R1 在 US265 波 X 主向作用下， 7 度时， 初始阶段处于受压状态， 轴向压缩量随着压力的增大线性增长， 当压力达到 峰值 14 384kN 时， 轴向压力开始下降 屈服承载力 为 Asfy 42 500mm2 345N/mm2 14 662. 5kN， 此 时 SX-R1 没有屈服 ， 而轴向压缩变形从 12mm 增 大到 29mm， 轴向压力-变形表现出显著的非线性关 系， SX-R1 受压屈曲失稳破坏。在实际地震作用下， 普通钢支撑一旦受压屈曲后将退出工作， 无法继续 有效传递核心筒和外框柱之间的轴力， 对结构抗震 非常不利。 图 10， 11 表明， 在超烈度 8 度 0. 2g 地震作用 下， 防屈曲支撑滞回曲线更饱满， 耗能作用更明显。 在 US265 波 X 主向、 7 度 0. 1g 罕遇地震作用 下， 处于同一位置的防屈曲支撑 UBB-R1 和普通钢 支撑 SX-R1 的轴力时程曲线如图 12 所示， 在第 13s 时防屈曲支撑 UBB-R1 第一次达到屈服承载力， 在 图 11普通钢支撑轴向力-变形关系滞回曲线 其后的第 16. 4， 19. 4， 21. 9s 时防屈曲支撑均基本达 到屈服承载力; 普通钢支撑 SX-R1 在第 12. 9s 时第 一次达到屈服承载力后， 轴力逐渐降低， 在第 16. 6s 时轴 向 压 力 为 11 257 kN，仅 为 屈 服 承 载 力 的 11 257kN/14 662. 5kN 76. 8 。此现象表明， 普通 钢支撑一旦进入受压屈服后， 承载力显著降低， 极易 出现受压屈曲破坏， 无法继续承担原有内力， 增加了 与其相连的其他抗侧力构件的负担。 图 12防屈曲支撑、 普通钢支撑轴力时程曲线 3. 4 罕遇地震作用下结构变形结果 图 13 a 表明， 在设防烈度地震作用下， 两种方 案结构整体变形基本一致， 因结构高阶振型影响， 第 三道加强层以上防屈曲支撑方案结构层间位移角略 有增大， 但均在规范限值内。图 13 b 表明， 在超烈 85 第 43 卷 第 5 期任重翠， 等． 防屈曲支撑在超高层建筑结构伸臂桁架中的应用 度地震作用下， 结构第一道加强层以下防屈曲支撑 方案结构层间位移角较普通钢支撑方案明显减小， 有效控制了结构变形。 图 13US265 波作用时结构层间位移角结果 防屈曲支撑既控制了结构变形， 又降低了结构 基底剪力。在设防烈度下， US265 波 X 主向作用时， 防屈曲支撑和普通钢支撑方案结构基底剪力分别为 Vx 153. 3MN 和 Vx 155. 9MN。 在 超 烈 度 下， US265 波 X 主向作用时， 防屈曲支撑和普通钢支撑 方案结构基底剪力分别为 Vx 182. 8MN 和 Vx 183. 3MN。 3. 5 罕遇地震作用下结构损伤情况 图 14 为在 7 度 0. 1g 罕遇、 双向地震输入、 US265 波 X 主向作用时， 核心筒剪力墙受压损伤因 子分布示意图。可见伸臂桁架斜腹杆采用防屈曲支 撑时， 三处加强层位置的剪力墙受压损伤因子超过 0. 3 的区域明显减小。 剪力墙损伤较重的第三处加强层及其上下两层 的剪力墙中钢筋塑性应变如图 15 所示， 采用普通钢 支撑时， 在 US265 波 X 主向作用下， 剪力墙内钢筋 最大塑性应变为 13 000με; 当采用防屈曲支撑时， 剪力墙内钢筋最大塑性应变仅为 10 630με， 较普通 图 14防屈曲支撑、 普通钢支撑方案 剪力墙受压损伤因子分布 图 15剪力墙内钢筋塑性应变分布图 7 度，0. 1g 钢支撑降低了 18 。可见与普通钢支撑相比， 防屈 曲支撑在大震作用下能有效降低剪力墙受力， 有效 地保护了主体结构。 下转第 96 页 95 建筑结构2013 年 大， β0逐渐减小， γ0变化不太明显。这主要是因为随 着桩顶荷载的增加， 桩侧土体的侧阻力与端阻力均 逐渐增大， 当侧阻逐渐达到土层侧阻的极限值， 侧阻 增长速度逐渐放缓， 增加的荷载逐渐由端阻来承担， 且所占比例越来越大 ［14］。 α0 ， β 0 ， γ 0与桩顶荷载 P 的函数关系如下 α0 － 0. 033 61 1. 133 35 10 －4P 6 β0 0. 692 17 － 9. 720 61 10 －5P 7 γ0 0. 341 44 － 1. 612 9 10 －5P 8 5结论 1 带肋填砂管桩与同直径的预应力混凝土管 桩相比， 承载力有较大幅度的提高。 2 带肋填砂管桩的桩端阻力和侧阻力占桩顶 荷载的比例随着桩顶荷 载 的增 加 而 基 本 呈 线 性 变化。 对带肋填砂管桩的桩侧阻、 端阻承载力研究还 有许多不明之处， 还需进一步研究， 并在具体的工程 应用中继续总结经验。 参考文献 ［1］金国平， 黄敏， 邹宗煊， 等． 扩大头带肋填砂预应力管 桩的研究与应用［J］． 建筑结构， 2006， 36 S1 57- 61． ［2］黄敏， 龚晓南． 一种带翼板预应力管桩及其性能初步 研究［J］． 土木工程学报， 2005，38 5 59- 62． ［3］黄敏， 龚晓南． 带翼板预应力管桩承载性能的模拟分 析［J］． 土木工程学报， 2005，38 2 102- 105． ［4］肖宏彬， 钟辉虹， 张亦静， 等． 单桩荷载-沉降关系的数 值模拟方法［J］． 岩土力学， 2002， 23 5 592- 596． ［5］肖宏彬， 张春顺． 桩端土和桩侧土在荷载传递过程中 的相互强化［J］． 株洲工学院学报， 2006， 20 2 75- 79． ［6］温州市建筑设计研究院． 扩大头带肋填砂预应力管 桩的研究与应用鉴定报告［R］． 2005 9- 16． ［7］戴庆斌， 施均彬． 预应力混凝土管桩轴向力测试及计 算方法［J］． 浙江工贸职业技术学院学报， 2004，5 1 53- 55． ［8］苏振明． 预应力管桩荷载传递特性［J］． 建筑科学， 2005， 21 1 88- 93． ［9］朱百里， 沈珠江． 计算土力学［M］． 上海 上海科学技 术出版社， 1990 223- 268． ［ 10］刘利民， 张建新． 灌注桩临界位移的探讨［J］． 岩土工 程技术， 1997 3 19- 21． ［ 11］杨敏， 王树娟， 王钧， 等． 使用 Geddes 应力系数公式求 解单桩沉降的讨论［J］． 同济大学学报， 1997， 4 3 71- 74． ［ 12］GEDDES J D． Stresses in foundation soils due to vertical subsurface load ［J］．Geotechnique，1966， 16 3 231- 255． ［ 13］GB500072002 建筑地基基础设计规范［M］． 北京 中国建筑工业出版社， 2002 140- 143． ［ 14］金明， 龚维明， 葛建光． 砂土中超长桩承载性试验 ［J］． 建筑结构， 2011， 41 1 114- 117． 上接第 59 页 4结论 对某超高层建筑结构分别采用防屈曲支撑和普 通钢支撑作为伸臂桁架斜腹杆， 进行了设防烈度和 超烈度罕遇地震作用下的结构弹塑性时程分析， 得 出以下结论 1 采用普通钢支撑时， 在罕遇地震作用下其 出现受压屈曲破坏， 对结构整体抗震非常不利; 而采 用防屈曲支撑代替普通钢支撑， 既能有效提高结构 的整体刚度， 又能在罕遇地震作用下率先屈服， 通过 自身稳定的拉压性能， 消耗地震能量， 减轻核心筒剪 力墙的损伤， 提高整体结构的抗震性能。 2 结构动力弹塑性分析结果表明， 对于本工 程伸臂桁架斜腹杆采用防屈曲支撑非常有利， 但不 同位置的防屈曲支撑在同烈度地震作用下发挥作用 的程度不同， 因此可根据实际受力需要优化防屈曲 支撑的布置和性能参数， 使整个结构体系受力机制 更加合理。 参考文献 ［1］徐培福， 傅学怡， 王翠坤， 等． 复杂高层建筑结构设计 ［M］． 北京 中国建筑工业出版社， 2005． ［2］傅学怡． 实用高层建筑结构设计［M］． 北京 中国建 筑工业出版社， 2010． ［3］汪家铭， 中岛正爱． 屈曲约束支撑体系的应用与研究 进展 I［J］． 建筑钢结构进展，2005， 7 1 1- 12． ［4］武莲霞， 余志伟， 孙飞飞． 屈曲约束支撑在带伸臂高 层建筑中的应用［J］． 建筑结构， 2011， 41 S1 120- 124． ［5］赵俊贤， 吴斌， 欧进萍． 新型全钢防屈曲支撑的拟静 力滞回性能试验［J］． 土木工程学报，2011，44 4 60- 70． ［6］徐自国， 张莉若， 黄小坤， 等． 郑州国家干线物流港综 合楼工程的动力弹塑性分析［C］/ /第二十届全国高 层建筑结构学术会议． 2008 573- 584． ［7］任重翠， 杜义欣， 徐自国， 等． 南京德基广场二期塔楼 结构动力弹塑性分析及抗震性能评价［C］/ /第二十 一届全国高层建筑结构学术会议． 2010 754- 760． 69