混合控制消能减震伸臂桁架上海中心抗震性能研究

周 颖， 李宏描， 邢丽丽

(1. 同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092；2. 中国电力工程顾问集团中南电力设计院有限公司 电网工程公司，武汉 430071)



混合控制消能减震伸臂桁架上海中心抗震性能研究

周 颖1， 李宏描2， 邢丽丽1

(1. 同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092；2. 中国电力工程顾问集团中南电力设计院有限公司 电网工程公司，武汉 430071)

在超高层建筑结构体系中，相对于传统伸臂桁架，新型消能减震伸臂桁架能显著提高结构的抗震性能，但同时也存在一些不可避免的问题。屈曲约束支撑伸臂桁架在小震下仅提供刚度不耗能，在中震下屈服耗能有限；黏滞阻尼伸臂桁架因黏滞阻尼器自身最大阻尼力限制，在中震和大震下对结构侧移控制效果不佳。混合控制消能减震伸臂桁架结构综合利用多种消能构件，同时为结构提供足够刚度和附加阻尼，具有更为全面的抗震性能。本文以上海中心为研究背景，研究了混合控制消能减震伸臂桁架结构在各烈度地震作用下的消能减震效果，同时探讨了黏滞阻尼伸臂桁架与屈曲约束支撑伸臂桁架相对数量变化对结构抗震性能产生的影响。将为消能减震伸臂桁架超高层结构体系的进一步研究和应用提供借鉴。

超高层；混合控制；消能减震；伸臂桁架；黏滞阻尼器；屈曲约束支撑

传统伸臂桁架体系能很好的增加结构的抗侧刚度，减小顶部侧移和底部倾覆弯矩[1]。然而伸臂桁架的刚度在给结构带来有利作用的同时，也给结构带来不利的作用。由于伸臂的刚度作用，在伸臂桁架设置的楼层处，核心筒有着明显的内力突变[2]，改变了力流路径，给结构带来潜在薄弱层，成为抗震的主要问题。从能量角度来看，传统伸臂桁架结构体系主要依靠结构及承重构件的损坏来消耗地震或风作用给结构输入的大量能量，显然这是不合理也是不安全的。因此在高层建筑中通过设置减震装置来提高结构抗震性能和舒适度，成为近年来研究的热点。新型消能减震结构体系最早是由麻省理工学院的JEREMIAH[3]提出。目前所研究的新型消能减震结构体系主要是在伸臂桁架中设置屈曲约束支撑或黏滞阻尼器来提高结构地震和风作用下的耗能能力。

在以往研究中，研究人员仅在伸臂桁架体系中使用单一消能构件(黏滞阻尼器或屈曲约束支撑)来研究其对结构消能减震效果产生的影响。在风和小震作用下，屈曲约束支撑提供刚度，起到普通杆件的作用；在大震作用下，屈曲约束支撑通过自身的塑性变形改变刚度，提供附加阻尼比，消耗地震输入的能量，弱化伸臂桁架处的连接，从而保护主体结构[4-6]。然而，屈曲约束支撑伸臂桁架在小震下不屈服耗能，在中震下屈服耗能有限，使得该结构形式在小震和中震下与传统伸臂桁架结构差别不明显。黏滞阻尼器伸臂桁架在小震和中震作用下耗能能力较强，能有效耗散地震能量，为结构提供较大有效附加阻尼，减小结构地震反应[7-11]。然而，因黏滞阻尼器自身最大阻尼力限制，在中震和大震下对结构侧移控制效果不佳。

因此，本文首先对混合控制消能减震伸臂桁架体系的抗震性能进行了研究。在超高层结构速度起控制作用的部位设置黏滞阻尼器伸臂桁架，在位移起控制作用的部位设置屈曲约束支撑伸臂桁架。从而实现屈曲约束支撑伸臂和黏滞阻尼器伸臂的优势互补，黏滞阻尼器伸臂可弥补屈曲约束支撑伸臂在多遇和设防地震作用下无屈服耗能或耗能较少的问题；屈曲约束支撑伸臂可协助黏滞阻尼器伸臂在设防和罕遇地震作用下实现对结构层间侧移更好的控制。

同时，本文还对混合控制消能减震伸臂桁架中屈曲约束支撑伸臂和黏滞阻尼器伸臂的数量进行了变参数分析。在消能减震伸臂桁架总数量和布置位置相同的前提下，当屈曲约束支撑伸臂桁架数量与黏滞阻尼器伸臂桁架数量相等时，这种混合控制消能减震伸臂桁架能为结构提供稳定、足够的刚度和阻尼，使结构的消能减震效果达到最好。本文将为混合控制消能减震伸臂桁架的进一步研究和工程应用提供一定参考。

1 结构建模与分析

1.1 工程背景

上海中心塔楼地上124层，地下5层，结构屋面高度为580 m，其建筑效果图见图1。上海中心塔楼结构平面为圆形，塔楼地上部分沿竖向共分为9个区，1区为商业区，2～6区为办公楼，7、8区为酒店，9区为观光层。上海中心采用“巨型框架-核心筒-伸臂桁架”结构体系，沿竖向共设置8道加强层，分别由8道环带桁架，6道伸臂桁架组成。伸臂桁架均跨越2个楼层高度，分别设置在结构的2区、4～8区加强层。

图1 超高层结构建筑效果图和平面布置图Fig.1 Architectural rendering of super high-rise structure

1.2 结构建模

基于结构性能分析软件PERFORM-3D进行建模，并通过SAP2000对该模型进行了的正确性进行了验证，模型对比见图2，模型质量和周期对比分别见表1和表2。

图2 上海中心计算模型Fig.2 Calculation models of Shanghai Center

模型PERFORM-3DSAP2000误差/%质量/t699834699732-0.36

表2 上海中心模型周期对比

框架钢梁与混凝土连梁采用弯矩-曲率铰模型。上海中心型钢混凝土巨型柱采用纤维截面模拟，型钢混凝土柱中混凝土根据约束程度不同，分为高约束混凝土，中约束混凝土，无约束混凝土。其中高约束混凝土为型钢内部约束区混凝土，中约束区混凝土为型钢开口处与八角箍筋之间混凝土区；低约束区混凝土为八角箍筋与矩形箍筋之间混凝土区，无约束混凝土为钢板外侧混凝土区。根据不同约束区面积，进行纤维截面划分。剪力墙采用PERFORM-3D中剪力墙单元进行模拟，剪力墙单元由竖向纤维层和水平纤维层以及剪切层组成。其中竖向纤维层可以模拟弯曲行为以及由于混凝土开裂导致的中和轴移动；水平纤维层在PERFORM-3D中不可修改，只能为弹性属性；剪切层为非线性材料，可以模拟剪力墙的非线性剪切行为。

黏滞阻尼器单元采用基于Maxwell模型的Damper单元，结构分析采用黏滞阻尼器参数：速度指数为0.15，阻尼系数为1 400 kN·(s/mm)0.15。屈曲约束支撑采用0.7倍支撑长度的非线性杆及0.3倍支撑长度的线弹性杆进行模拟[12-13]。

图3 地震波时程Fig.3 Time-history of seismic waves

多遇地震计算结构阻尼比取0.04，罕遇地震取0.05，分别选取满足要求的两条天然波和一条人工波，小震和大震两条天然波均为CHY004-E和CHY016-E，小震人工波为ZS7903，大震人工波为ZSHANGHAI，4条地震波的时程见图3。

1.3 伸臂桁架布置方案

上海中心原有6道伸臂桁架，伸臂桁架腹杆全部采用普通钢支撑(OB6)或屈曲约束支撑(BRB6)。为进一步研究混合控制消能减震伸臂桁架的抗震性能，将原结构6道伸臂桁架缩减为5道，考虑到伸臂桁架沿结构高度分布的均匀性，删去原结构中5区伸臂桁架用普通楼层代替，并将剩余的5道伸臂桁架用消能构件(屈曲约束支撑或黏滞阻尼器)替换伸臂桁架斜腹杆，得到表3中伸臂桁架布置方案。5道伸臂桁架斜腹

杆全部采用普通钢支撑(OB5)或屈曲约束支撑(BRB5)或黏滞阻尼器(B0V5)，以及混合采用屈曲约束支撑和黏滞阻尼器 (B2V3)。该结构建模的三维示意图和伸臂桁架的布置形式见图4。

(a) 三维图 (b) OB6(or BRB6) (c) OB5(orBRB5) (d)B0V5图4 整体结构三维示意图和伸臂桁架布置图Fig.4 Three-dimensional diagram and outriggers arrangement

伸臂楼层伸臂桁架布置方案OB6BRB6OB5BRB5B2V3B0V52区(20～21)普通钢支撑BRB普通钢支撑BRBVDVD4区(50～51)普通钢支撑BRB普通钢支撑BRBVDVD5区(66～67)普通钢支撑BRB////6区(82～83)普通钢支撑BRB普通钢支撑BRBVDVD7区(99～100)普通钢支撑BRB普通钢支撑BRBBRBVD8区(116～117)普通钢支撑BRB普通钢支撑BRBBRBVD

表4 各方案动力特性对比

1.4 结构动力特性

上海中心不同方案结构动力特性见表4，表中内容为各方案结构前12阶振型周期。由表4可知：各方案结构动力特性差别不大，结构自振周期随着支撑型伸臂桁架道数的减少而逐渐增大，说明结构抗侧刚度在依次递减。

1.5 减震效果对比

1.5.1 多遇地震作用下结构层间位移角

图5为多遇地震作用下各方案结构层间位移角包络值，表5为多遇地震作用下各方案结构最大层间位移角对比。

(a) 小震CHY004 (b) 小震CHY016 (c) 小震人工波图5 多遇地震下结构层间位移角Fig.5 Story-drift ratio in frequent earthquake

方案CHY004Θmax减幅/%CHY016Θmax减幅/%ZS7903Θmax减幅/%OB61/876/1/1779/1/672/BRB61/8760.001/17790.001/6720.00OB51/864-1.41/1739-2.301/665-1.00BRB51/864-1.41/1739-2.301/665-1.00B2V31/100012.31/19388.511/76412.85B0V51/9887.661/19087.091/74911.05

由图5和表5可知：多遇地震作用下，屈曲约束支撑伸臂桁架处于弹性工作状态仅提供刚度，然而黏滞阻尼器伸臂桁架开始耗能为结构提供附加阻尼比，在一定程度上减小结构层间位移角。因而屈曲约束支撑伸臂桁架结构与传统伸臂桁架结构层间位移角基本相同；OB5和BRB5层间位移角与OB6和BRB6相比有所增大；B0V5相对于前面四种方案层间位移角有所减小；混合控制消能减震伸臂桁架B2V3对结构层间位移角的控制效果最好。

1.5.2 罕遇地震作用下结构层间位移角

图6为罕遇地震作用下各方案结构层间位移角包络值，表6为罕遇地震作用下各方案结构最大层间位移角对比。

(a) 大震CHY004 (b) 大震CHY016 (c) 大震人工波图6 罕遇地震作用下结构层间位移角Fig.6 Story-drift ratio in rare earthquake

方案CHY004Θmax减幅/%CHY016Θmax减幅/%SHANGHAIΘmax减幅/%OB61/160/1/310/1/191/BRB61/1652.661/3203.101/2035.97OB51/159-0.841/306-1.361/189-1.40BRB51/1663.461/3233.861/2056.77B2V31/1737.291/35111.731/21912.62B0V51/1684.961/3399.351/21611.57

由图6和表6可知：罕遇地震作用下，屈曲约束支撑发生较大塑性变形充分耗能，黏滞阻尼器提供较大有效阻尼比耗能，因而屈曲约束支撑伸臂桁架和黏滞阻尼器伸臂桁架对结构层间侧移的控制效果优于同等伸臂数量的传统伸臂桁架；混合控制伸臂桁架B2V3对结构层间位移角控制效果最好。

1.5.3 消能构件耗能

图7～8为各烈度地震作用下不同方案的结构能量图，表7～8为各烈度地震作用下不同方案结构消能构件的耗能对比分析。

(a) OB2(b) BRB6(c) OB5

(d) BRB5(e) B2V3(d) B0V5图7 多遇地震下结构能量图Fig.7Energydiagramofstructureinfrequentearthquake

(a) OB2(b) BRB6(c) OB5

(d) BRB5(e) B2V3(d) B0V5图8 罕遇地震下结构能量图Fig.8Energydiagramofstructureinrareearthquake

以下各表中ET为输入结构总地震能量，EFD、EBRB分别为黏滞阻尼器和屈曲约束支撑耗能，EE为消能构件耗能总和，存在关系：EE=EFD+EBRB

多遇地震作用下，屈曲约束支撑仅提供刚度，黏滞阻尼器耗散地震能量；罕遇地震作用下，屈曲约束支撑屈服耗能且耗能增长较快，黏滞阻尼器耗能较多，BRB6、BRB5、B2V3、B0V5耗散地震能量分别占输入结构总能量的5.4%、4.56%、5.10%和5.37%，在一定程度上提高了结构的安全储备。

混合控制消能减震伸臂桁架在各烈度地震作用下均能有效减小结构层间位移角，同时有效耗散地震能量为结构提供附加阻尼。混合控制消能减震伸臂桁架结构在一定程度上综合利用屈曲约束支撑和黏滞阻尼器的优势，使二者优势互补：在小震作用下黏滞阻尼器耗能为结构提供附加阻尼，填补了屈曲约束支撑无耗能的缺陷；在大震作用下屈曲约束支撑屈服耗能，为结构提供刚度，使得混合控制消能减震伸臂桁架结构在耗能能力下降不多的情况下，结构层间侧移也得到较好的控制。因此，混合控制消能减震伸臂桁架结构能在各烈度地震作用下耗散地震能量，控制结构振动，为结构提供附加阻尼，具有更为全面、良好的抗震性能。

表7 多遇地震作用下结构能量对比(kN·m)

表8 罕遇地震作用下结构能量对比(kN·m)

2 变参数分析

2.1 伸臂桁架布置方案

按上文所述，对上海中心布置5道伸臂桁架进行混合控制消能减震伸臂桁架结构体系的变参数分析，在结构速度起控制作用的部位设置黏滞阻尼器伸臂桁架，在位移起控制作用的部位设置屈曲约束支撑伸臂桁架，因此，在结构中将刚度较大的屈曲约束支撑伸臂桁架布置在黏滞阻尼器伸臂桁架之上。由此可以得到黏滞阻尼伸臂桁架与屈曲约束支撑伸臂桁架的6种组合方案，伸臂桁架具体布置方案见表9。

表9 伸臂桁架布置方案

2.2 结构动力特性

表10为6种方案结构动力特性对比，表中列出了各方案结构前12阶振型结构自振周期。由表10可知：各方案结构自振周期随着结构中屈曲约束支撑伸臂桁架数量的减少而逐步增大，但增大程度不大，说明各方案结构侧向刚度为依次递减趋势，但整体差别较小。

表10 各方案动力特性对比

2.3 减震效果对比

2.3.1 层间位移角对比

图9中(a)和(b)分别为多遇和罕遇地震作用下结构层间位移角包络值，表11和表12分别为相应工况下结构最大层间位移角对比。为了表述清晰起见，上图和上表中只展示出了比较典型的工况。

由图9和表11、12可知：在各烈度地震作用下，随着黏滞阻尼器数量的增加，结构层间位移角呈现出先减小后增大的趋势，其中结构层间位移角在B2V3方案中减小程度达到最大。

原因主要在于当结构中黏滞阻尼器伸臂桁架与屈曲约束支撑伸臂桁架数量对等时，伸臂系统既能为结构提供一定的刚度，又能为结构提供足够的附加阻尼，从而取得一个综合的较好的效果。同时有研究表明，黏滞阻尼器输出的阻尼力与结构变形存在约90度的相位差[14]，而屈曲约束支撑为位移型阻尼器，其出力与结构变形同步。因此，在地震过程中，屈曲约束支撑伸臂桁架与黏滞阻尼器伸臂桁架数量对等的混合控制消能减震伸臂桁架能为结构提供稳定的阻尼力控制结构侧移，并稳定耗能保护主体结构；当结构中黏滞阻尼器伸臂桁架(或屈曲约束支撑伸臂桁架)数量占优时，伸臂系统偏向为结构提供附加阻尼(或刚度)，致使结构刚度(或阻尼)不够。同时，伸臂系统为结构提供的阻尼力(或耗能能力)在振动过程中变化较大，因而对结构振动的控制效果也无法达到最好。

图9 多遇和罕遇地震下结构层间位移角Fig.9 Story-drift ratio in frequent and rare earthquake

2.3.2 消能构件耗能

图10、11为多遇和罕遇地震作用下不同方案结构能量图，表11、12为各烈度地震作用下结构消能构件耗能对比分析。

(a) B5V0(b) B4V1(c) B3V2

(d) B2V3(e) B1V4(f) B0V5图10 多遇地震下结构能量图Fig.10Energydiagramofstructureinfrequentearthquake

(a) B5V0(b) B4V1(c) B3V2

(d) B2V3(e)B1V4(f)B0V5图11 罕遇地震下结构能量图Fig.11Energydiagramofstructureinrareearthquake

表11 多遇地震作用下结构最大层间位移角对比

表12 罕遇地震作用下结构最大层间位移角对比

表13和表14中ET为输入结构总地震能量，EFD、EBRB分别为黏滞阻尼器和屈曲约束支撑耗能，EE为消能构件耗能总和，存在关系：EE=EFD+EBRB。

表13 多遇地震作用下结构能量对比(kN·m)

表14 罕遇地震作用下结构能量对比(kN·m)

多遇地震作用下，屈曲约束支撑处于弹性工作状态，黏滞阻尼器耗能随着黏滞阻尼伸臂桁架数量增加而逐步增大，但增大趋于平缓(见表13)；罕遇地震作用下，屈曲约束支撑屈服耗能保护结构，各方案结构消能构件耗能差别较小。黏滞阻尼伸臂桁架在一定程度上减少了屈曲约束支撑伸臂桁架耗能，但消能构件耗能总和得以增大(见表14)。

3 结 论

(1) 混合控制消能减震伸臂桁架在各烈度地震作用下均能有效控制结构侧移，耗散地震能量，为结构提供附加阻尼，在同一结构中使用多种消能构件伸臂桁架方案可行。

(2) 混合控制消能减震伸臂桁架结构在一定程度上综合利用屈曲约束支撑和黏滞阻尼器的优势，使二者优势互补：在小震作用下黏滞阻尼器耗能为结构提供附加阻尼，填补了屈曲约束支撑无耗能的缺陷；在大震作用下屈曲约束支撑屈服耗能，为结构提供刚度，使得混合控制消能减震伸臂桁架结构在耗能能力下降不多的情况下，结构层间侧移也得到较好的控制。因此，混合控制消能减震伸臂桁架结构能在各烈度地震作用下耗散地震能量，控制结构振动，为结构提供附加阻尼，具有更为全面、良好的抗震性能。

(3) 随着结构中黏滞阻尼伸臂桁架数量的增加，单个黏滞阻尼伸臂桁架的效能逐渐下降。

(4) 当混合控制消能减震伸臂桁架结构中黏滞阻尼器伸臂桁架与屈曲约束支撑伸臂桁架数量对等时，该种混合控制消能减震伸臂桁架对结构的消能减震效果最好。

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Aseismic performance of Shanghai center with hybrid control energy dissipation outriggers

ZHOU Ying1, LI Hongmiao2，XING Lili1

(1. State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China;2. Power Grid Engineering Company, Central Southern China Electric Power Design Institute of China Power Engineering Consulting Group, Wuhan430071, China)

In a super high-rise structure system, compared with traditional outriggers, the new energy dissipation outriggers can obviously improve the structural aseismic behavior. However, there are some inevitable problems for this type of outriggers. Outriggers with BRBs merely provide stiffness without energy dissipation under frequent earthquakes and they yield and dissipate limited energy under medium earthquakes. Outriggers with viscous dampers can’t control structural lateral displacements well under medium and rare earthquakes, due to the limited maximum damping force of dampers. Super-tall structure with hybrid controlled energy dissipation outriggers (SHCEDOs) can provide enough stiffness and additional damping, so they have comprehensive aseismic performances. Here, based on Shanghai Center, the effects of energy dissipation and vibration reduction of SHCEDOs under all types of earthquakes were studied, and the influences of relative quantitative variations between outriggers with viscous dampers and those with BRBs on structural aseismic performances were analyzed. The results provided a reference for further investigating super-tall buildings with energy dissipation outriggers and their application.

super-tall building; hybrid control; energy dissipation; outrigger; viscous damper; buckling restraint brace

国家自然科学基金(51322803);上海市曙光计划项目(14SG19)

2015-08-21 修改稿收到日期：2015-10-29

周颖 女，博士,教授，1978年生

TU973.2

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.21.030