高烈度區豎向不連續剪力墻結構的減震控制分析

王 輝 陳 瑤 龍錦添 謝杰文

(1.廣州大學土木工程學院,廣州 510006; 2.廣州粵泰集團股份有限公司，廣州 510699)

0 引 言

現代人們對滿足建筑綜合使用功能要求越來越高,剪力墻豎向不連續結構正好有其優越性,因而國內外建筑設計中往往采用這種結構,可是這種結構的抗震設計卻是相當困難的。剪力墻豎向不連續結構因設計不當,在地震作用下大量嚴重破壞或倒塌,歷年震害給我們提供了非常有價值的經驗,在總結分析震害經驗基礎上,已經提出了剪力墻豎向不連續結構的抗震設計概念[1]。歷次地震災害表明,層剛度突變的建筑容易在薄弱層發生明顯震害,中部剛度突變樓層震害會明顯大于其他樓層,而導致中間薄弱層的倒塌。在我國抗震規范[2]中對這類上剛下柔的建筑沒有明確給出相應的抗震措施要求。對于既有建筑框架剪力墻結構中剪力墻豎向不連續結構進行抗震分析,提出在剪力墻上開洞的加固方法[3]。為此,本文針對剪力墻豎向不連續結構進行消能減震分析,在剪力墻豎向不連續結構中設置消能減震裝置(黏滯阻尼器、防屈曲支撐),來控制因剛度不均勻而導致在地震作用下結構可能產生的損傷破壞。

1 工程概況

某高層建筑,地上15層,建筑高度60 m,抗震設防烈度9度(0.4g),屬于高烈度區,設計地震分組為第一組,場地類別為II類,場地特征周期0.4 s,工程設計使用年限50年。由于滿足建筑功能要求,導致該結構產生側向剛度不連續。結構三維模型如圖1所示,標準層平面如圖2所示。經SATWE計算,提取出樓層側向剛度比(本層側移剛度與本層層高的乘積與上一層相應側移剛度與上層層高的乘積的比值),結合《高層建筑混凝土結構技術規程》中對于剪力墻結構,樓層與其相鄰上層的側向剛度比值不宜小于0.9,發現本工程結構第四、五層出現剛度突變,樓層側向剛度比不滿足規范要求。針對這一問題,本文采用消能減震控制技術對該結構進行減震分析使之滿足結構設計要求。

2 減震控制方案的布置及選型

豎向不連續剪力墻結構剛度不均勻造成部分樓層剛度突變,為解決剪力墻豎向不連續結構造成剛度突變這一影響,分別采用以下三種方案對其進行減震控制。

圖1 三維模型圖Fig.1 Three-dimensional model

圖2 結構平面布置圖Fig.2 Structure layout

方案一(黏滯阻尼器方案):黏滯阻尼器1～8層X方向布置16套,1～12層Y方向布置48套,結構共布置64套,黏滯阻尼器采用單節點單阻尼器,支撐方式采用墻體支撐。

方案二(防屈曲支撐方案):防屈曲支撐采用人字型支撐形式從1～12層X、Y方向均布置48套,結構共布置96套。

方案三(黏滯阻尼器和防屈曲支撐方案):防屈曲支撐采用人字型支撐形式在1～4層Y方向布置16套,黏滯阻尼器采用墻體支撐形式在1～8層X方向布置16套,Y方向布置16套,結構共有16套防屈曲支撐和32套黏滯阻尼器。三種方案阻尼器平面布置位置如圖3所示(編號=阻尼器+方向+樓層),黏滯阻尼器和防屈曲支撐分別采用相同的設計參數,在層間位移角達到相近的減震效果下(具體結果見下文),確定三種方案減震裝置數量(表1)。

圖3 阻尼器平面布置位置Fig.3 Plan layout of dampers

表1防屈曲支撐和黏滯阻尼器設計參數

Table 1Design parameters of VDs and BRBs

3 模型的建立與驗證

采用ETABS軟件建立結構三維有限元模型,建模時樓板采用膜單元,墻采用殼單元,基礎為固結,不考慮土-結構的相互作用的影響。結合PKPM模型對ETABS模型進行對比校核以驗證ETABS模型的準確性。ETABS模型的總質量為20 090 t,PKPM模型的總質量為20 094 t,兩個模型計算得到的質量僅相差0.02%。表2列出了計算后PKPM模型和減振結構模型與ETABS模型自振周期動力特性,PKPM模型與ETABS模型差值都在5%以內,滿足工程精度要求,由此驗證了ETABS模型的準確性,能夠較為真實地反映結構的基本特性,可將該模型用于下一步的分析。減振結構模型與ETABS模型自振周期動力特性的對比結果表明:在結構增設黏滯阻尼器后,結構周期基本保持不變。可見,設置黏滯阻尼器結構的動力特性改變不大,基本可忽略其對結構動力特性的影響;結構中設置防屈曲支撐后,周期有一定的減少,可見,在結構中增設防屈曲支撐可增加結構剛度,故周期減小,動力特性有所改變。

表2結構基本周期對比

Table 2Comparison of structural peviod s

注:誤差=|(MPKPM-METABS)|/MPKPM×100%

4 地震波的選取

《建筑抗震設計規程》(GB 50011—2010)[2]規定:采用時程分析法時,應按建筑場地類別和設計地震分組選用實際強震記錄和人工模擬的加速度時程曲線,其中實際強震記錄的數量不應少于總數的2/3。本工程選取了5條天然波和2條人工波,對該結構進行動力時程分析。結構X、Y向時程和反應譜樓層底部剪力對比見表3,可見滿足規范要求。圖4給出了7條時程曲線的平均地震影響系數曲線與振型分解反應譜法所用的地震影響系數曲線對比。

表3底部剪力對比

Table 3Comparison of base shear force

注:比值=地震波作用下的底部剪力/反應譜的底部剪力

圖4 地震波譜和規范譜對比Fig.4 Comparison of seismic response spectra and design response spectra

5 樓層側向剛度比對比

按《高層建筑混凝土規范結構技術規程》對剪力墻結構樓層與其相鄰上層的側向剛度比:

(1)

式中:γ為樓層側向剛度比;Vi,Vi+1分別為第i層和第i+1層的地震剪力標準(kN);Δi,Δi+1分別為第i層和第i+1層在地震作用下的層間位移(m)。

按照式(1)得到減震結構與原結構樓層側向剛度比對比結果見表4。可見,原結構在四、五層發生剛度突變,且不滿足規范限值,方案一VD模型X、Y方向樓層側向剛度比與原模型基本保持不變;方案二BRB模型和方案三VD+BRB模型都明顯改善了四、五層剛度突變,并滿足規范限值要求。說明在結構中增設防屈曲支撐可控制結構樓層側向剛度突變。

6 三種方案減震控制效果對比分析

6.1 層間剪力

在多遇地震作用下,減震結構與原結構剪力(取七條地震波均值)對比如圖5所示,層間剪力減震效果見表5。方案一VD模型與原模型相比,由于VD為結構體系提供附加阻尼,減小結構的動力反應,從而減震結構層剪力有一定地降低,最大減震效果達19.50%,但并沒有改善結構樓層剛度突變;方案二BRB模型與原模型相比,增加了結構剛度,并有效改善了剛度突變的影響,但剪力有所增加,減震效果為負值;方案三VD+BRB模型與原模型相比,由于VD+BRB既為結構體系提供附加阻尼又增加結構剛度,從而減震結構層剪力有一定降低,最大減震效果達16.94%,且增加剛度,改善剛度突變的同時也起到耗能減震的作用。可見,方案三VD+BRB模型中,BRB給結構提供剛度,改善剛度突變,VD則有效提高了結構在地震作用下的耗能能力,綜合兩者優勢很好地改善豎向不連續剪力墻結構造成剛度突變問題。

6.2 層間位移角

在多遇和罕遇地震作用下,三種方案的減震結構與原結構層間位移角(取7條地震波均值)對比如圖6所示,層間位移角減震效果見表6。可以發現,在多遇地震作用下,原結構X方向第3～9層層間位移角大于抗震規范中規定的1/1 000的限值,原結構Y方向第3～10層層間位移角大于抗震規范中規定的1/1 000的限值,在罕遇地震作用下,原結構X、Y方向的層間位移角均滿足規范1/120的要求。

表4側向剛度比對比

Table 4Comparison of lateral stiffness ratio

圖5 多遇地震下層間剪力Fig.5 Inter-story shear under minon earthquakes

表5層間剪力減震效果(%)

Table 5Damping effect on inter-story shear force (%)

注:減震效果=(無控-有控)/無控×100%

圖6 層間位移角對比Fig.6 Comparison of Inter-story drift

表6層間位移角減震效果

Table 6Damping effect on inter-layer drift %

注:減震效果=(有控-無控)/有控×100%

三種方案從層間位移角分析對比,無論在多遇和罕遇地震作用下,結構X、Y方向層間位移角均滿足規范要求。方案一、方案二和方案三在多遇地震下層間位移角最大分別達到1/1108、1/1 003和1/1 037,三種方案控制層間位移角效果相近。在多遇地震下,方案一中黏滯阻尼器發揮了很好的耗能能力,提高了結構減震效果,最大減震效果達32.59%,但是沒有很好控制樓層剛度突變而產生局部薄弱層的影響;方案二則主要提高了樓層剛度,控制剛度突變,但是使結構整體剛度太大,相對其他方案層間位移角減震效果略差,最大減震效果達26.01%;原結構在X、Y方向第四至九層的變形突出在方案三VD+BRB模型中改善更好,而且VD+BRB模型在X、Y方向的層間位移也比原結構減小更顯著,則在防屈曲支撐增加樓層剛度,控制剛度突變后,黏滯阻尼器也發揮其耗能優勢,有良好的減震效果,最大達28.03%,VD+BRB模型的剛度分布更加均勻合理。

6.3 耗能情況

在多遇和罕遇地震下取一條人工波ArtWave-RH3和一條天然波Duzce,Turkey的作用下,方案一和方案三中部分黏滯阻尼器的滯回曲線如圖7所示。方案二和方案三中部分防屈曲支撐的滯回曲線如圖8所示,可以看出:在結構中,黏滯阻尼器只提供阻尼,而不提供剛度,且滯回環飽滿,說明其有很好的耗能能力;防屈曲支撐在多遇地震下起鋼支撐作用,在罕遇地震下,防屈曲支撐滯回曲線飽和,耗能良好,提高抗震的安全儲備。滯回環所圍面積越大,則說明減震裝置的耗能能力越大,而減震裝置耗能能力還可以通過減震裝置的耗能系數來反映,即三種方案取部分減震裝置力與位移一致情況下的滯回曲線按極限荷載時的滯回環面積計算耗能系數分別為0.80、0.74、0.82,更直觀說明方案三的耗能能力更優。

6.4 結構等效附加阻尼比及成本計算

按《建筑抗震設計規程》(GB 50011—2010)[2]使用能量法計算結構有效附加阻尼比:

/(4πWs)

(2)

式中:ξa為消能減震結構的附加有效阻尼比;Wcj為第j個消能部件在結構預期層間位移Δuj下往復循環一周所消耗的能量;Ws為設置消能部件的結構在預期位移下的總應變能。

在多遇地震下,防屈曲支撐不提供阻尼,按照式(2)使用能量法計算方案一、方案二和方案三中結構的附加阻尼比見表8。

表8附加阻尼比及性價比

Table 8Additional damping and performance price ratio

由表8可知,結構自身阻尼比為5%,VD方案X、Y方向總阻尼比分別為11.39%、12.04%,VD+BRB方案X、Y方向總阻尼比分別為10.38%、10.67%。VD方案計算出的附加阻尼比和VD+BRB方案計算出的附加阻尼比X、Y方向分別僅相差1.01%、1.37%。三種方案分別用不同數量的減震裝置而達到相近的減震效果,則比較出VD方案的造價明顯要比VD+BRB方案高很多。VD、BRB、VD+BRB三種結構體系,BRB+VD結構模型結合了BRB和VD結構模型的優點,從數量和價格上比較,方案三BRB+VD結構模型的成本(包括阻尼器成本及其附屬成本)控制在相對較低的水平,將性價比控制在相對較高的水平。

7 結 論

本工程針對豎向不連續剪力墻結構造成第四、五層剛度突變問題,即樓層側向剛度比不滿足規范要求,且在多遇地震下,結構層間位移角超限,分別采用VD、BRB、VD+BRB三種方案對比后,可以得出以下幾點結論:

(1) 從減震效果方面,三種方案的減震裝置都能發揮較好地耗能作用,VD方案和VD+BRB方案都能很好的降低層間剪力和層間位移,且VD方案減震效果較好,BRB方案則增大了層間剪力,相對其他方案減震效果略差。

(2) 從樓層側向剛度方面,VD方案基本不影響結構樓層剛度,BRB方案增大了結構剛度,使結構整體剛度增加過大,VD+BRB方案能有效增加樓層剛度,使結構剛度分布均勻并改善剛度突變,樓層側向剛度比滿足規范要求。

(3) 綜合減震效果、剛度比、附加阻尼比及經濟性考慮,VD+BRB方案明顯更優越。本文提出了VD+BRB方案來解決豎向不連續剪力墻結構造成剛度突變的問題,可為工程實踐提供參考。

致謝感謝廣州大學土木工程學院張永山、汪大洋老師對我在學習以及科研上的指導,感謝韓啟浩、徐藝哲、黃文成師兄在我進行論文撰寫時的支持與幫助。