高烈度区竖向不连续剪力墙结构的减震控制分析

王 辉 陈 瑶 龙锦添 谢杰文

(1.广州大学土木工程学院,广州 510006; 2.广州粤泰集团股份有限公司，广州 510699)

0 引 言

现代人们对满足建筑综合使用功能要求越来越高,剪力墙竖向不连续结构正好有其优越性,因而国内外建筑设计中往往采用这种结构,可是这种结构的抗震设计却是相当困难的。剪力墙竖向不连续结构因设计不当,在地震作用下大量严重破坏或倒塌,历年震害给我们提供了非常有价值的经验,在总结分析震害经验基础上,已经提出了剪力墙竖向不连续结构的抗震设计概念[1]。历次地震灾害表明,层刚度突变的建筑容易在薄弱层发生明显震害,中部刚度突变楼层震害会明显大于其他楼层,而导致中间薄弱层的倒塌。在我国抗震规范[2]中对这类上刚下柔的建筑没有明确给出相应的抗震措施要求。对于既有建筑框架剪力墙结构中剪力墙竖向不连续结构进行抗震分析,提出在剪力墙上开洞的加固方法[3]。为此,本文针对剪力墙竖向不连续结构进行消能减震分析,在剪力墙竖向不连续结构中设置消能减震装置(黏滞阻尼器、防屈曲支撑),来控制因刚度不均匀而导致在地震作用下结构可能产生的损伤破坏。

1 工程概况

某高层建筑,地上15层,建筑高度60 m,抗震设防烈度9度(0.4g),属于高烈度区,设计地震分组为第一组,场地类别为II类,场地特征周期0.4 s,工程设计使用年限50年。由于满足建筑功能要求,导致该结构产生侧向刚度不连续。结构三维模型如图1所示,标准层平面如图2所示。经SATWE计算,提取出楼层侧向刚度比(本层侧移刚度与本层层高的乘积与上一层相应侧移刚度与上层层高的乘积的比值),结合《高层建筑混凝土结构技术规程》中对于剪力墙结构,楼层与其相邻上层的侧向刚度比值不宜小于0.9,发现本工程结构第四、五层出现刚度突变,楼层侧向刚度比不满足规范要求。针对这一问题,本文采用消能减震控制技术对该结构进行减震分析使之满足结构设计要求。

2 减震控制方案的布置及选型

竖向不连续剪力墙结构刚度不均匀造成部分楼层刚度突变,为解决剪力墙竖向不连续结构造成刚度突变这一影响,分别采用以下三种方案对其进行减震控制。

图1 三维模型图Fig.1 Three-dimensional model

图2 结构平面布置图Fig.2 Structure layout

方案一(黏滞阻尼器方案):黏滞阻尼器1～8层X方向布置16套,1～12层Y方向布置48套,结构共布置64套,黏滞阻尼器采用单节点单阻尼器,支撑方式采用墙体支撑。

方案二(防屈曲支撑方案):防屈曲支撑采用人字型支撑形式从1～12层X、Y方向均布置48套,结构共布置96套。

方案三(黏滞阻尼器和防屈曲支撑方案):防屈曲支撑采用人字型支撑形式在1～4层Y方向布置16套,黏滞阻尼器采用墙体支撑形式在1～8层X方向布置16套,Y方向布置16套,结构共有16套防屈曲支撑和32套黏滞阻尼器。三种方案阻尼器平面布置位置如图3所示(编号=阻尼器+方向+楼层),黏滞阻尼器和防屈曲支撑分别采用相同的设计参数,在层间位移角达到相近的减震效果下(具体结果见下文),确定三种方案减震装置数量(表1)。

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

表1防屈曲支撑和黏滞阻尼器设计参数

Table 1Design parameters of VDs and BRBs

3 模型的建立与验证

采用ETABS软件建立结构三维有限元模型,建模时楼板采用膜单元,墙采用壳单元,基础为固结,不考虑土-结构的相互作用的影响。结合PKPM模型对ETABS模型进行对比校核以验证ETABS模型的准确性。ETABS模型的总质量为20 090 t,PKPM模型的总质量为20 094 t,两个模型计算得到的质量仅相差0.02%。表2列出了计算后PKPM模型和减振结构模型与ETABS模型自振周期动力特性,PKPM模型与ETABS模型差值都在5%以内,满足工程精度要求,由此验证了ETABS模型的准确性,能够较为真实地反映结构的基本特性,可将该模型用于下一步的分析。减振结构模型与ETABS模型自振周期动力特性的对比结果表明:在结构增设黏滞阻尼器后,结构周期基本保持不变。可见,设置黏滞阻尼器结构的动力特性改变不大,基本可忽略其对结构动力特性的影响;结构中设置防屈曲支撑后,周期有一定的减少,可见,在结构中增设防屈曲支撑可增加结构刚度,故周期减小,动力特性有所改变。

表2结构基本周期对比

Table 2Comparison of structural peviod s

注:误差=|(MPKPM-METABS)|/MPKPM×100%

4 地震波的选取

《建筑抗震设计规程》(GB 50011—2010)[2]规定:采用时程分析法时,应按建筑场地类别和设计地震分组选用实际强震记录和人工模拟的加速度时程曲线,其中实际强震记录的数量不应少于总数的2/3。本工程选取了5条天然波和2条人工波,对该结构进行动力时程分析。结构X、Y向时程和反应谱楼层底部剪力对比见表3,可见满足规范要求。图4给出了7条时程曲线的平均地震影响系数曲线与振型分解反应谱法所用的地震影响系数曲线对比。

表3底部剪力对比

Table 3Comparison of base shear force

注:比值=地震波作用下的底部剪力/反应谱的底部剪力

图4 地震波谱和规范谱对比Fig.4 Comparison of seismic response spectra and design response spectra

5 楼层侧向刚度比对比

按《高层建筑混凝土规范结构技术规程》对剪力墙结构楼层与其相邻上层的侧向刚度比:

(1)

式中:γ为楼层侧向刚度比;Vi,Vi+1分别为第i层和第i+1层的地震剪力标准(kN);Δi,Δi+1分别为第i层和第i+1层在地震作用下的层间位移(m)。

按照式(1)得到减震结构与原结构楼层侧向刚度比对比结果见表4。可见,原结构在四、五层发生刚度突变,且不满足规范限值,方案一VD模型X、Y方向楼层侧向刚度比与原模型基本保持不变;方案二BRB模型和方案三VD+BRB模型都明显改善了四、五层刚度突变,并满足规范限值要求。说明在结构中增设防屈曲支撑可控制结构楼层侧向刚度突变。

6 三种方案减震控制效果对比分析

6.1 层间剪力

在多遇地震作用下,减震结构与原结构剪力(取七条地震波均值)对比如图5所示,层间剪力减震效果见表5。方案一VD模型与原模型相比,由于VD为结构体系提供附加阻尼,减小结构的动力反应,从而减震结构层剪力有一定地降低,最大减震效果达19.50%,但并没有改善结构楼层刚度突变;方案二BRB模型与原模型相比,增加了结构刚度,并有效改善了刚度突变的影响,但剪力有所增加,减震效果为负值;方案三VD+BRB模型与原模型相比,由于VD+BRB既为结构体系提供附加阻尼又增加结构刚度,从而减震结构层剪力有一定降低,最大减震效果达16.94%,且增加刚度,改善刚度突变的同时也起到耗能减震的作用。可见,方案三VD+BRB模型中,BRB给结构提供刚度,改善刚度突变,VD则有效提高了结构在地震作用下的耗能能力,综合两者优势很好地改善竖向不连续剪力墙结构造成刚度突变问题。

6.2 层间位移角

在多遇和罕遇地震作用下,三种方案的减震结构与原结构层间位移角(取7条地震波均值)对比如图6所示,层间位移角减震效果见表6。可以发现,在多遇地震作用下,原结构X方向第3～9层层间位移角大于抗震规范中规定的1/1 000的限值,原结构Y方向第3～10层层间位移角大于抗震规范中规定的1/1 000的限值,在罕遇地震作用下,原结构X、Y方向的层间位移角均满足规范1/120的要求。

表4侧向刚度比对比

Table 4Comparison of lateral stiffness ratio

图5 多遇地震下层间剪力Fig.5 Inter-story shear under minon earthquakes

表5层间剪力减震效果(%)

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

注:减震效果=(无控-有控)/无控×100%

图6 层间位移角对比Fig.6 Comparison of Inter-story drift

表6层间位移角减震效果

Table 6Damping effect on inter-layer drift %

注:减震效果=(有控-无控)/有控×100%

三种方案从层间位移角分析对比,无论在多遇和罕遇地震作用下,结构X、Y方向层间位移角均满足规范要求。方案一、方案二和方案三在多遇地震下层间位移角最大分别达到1/1108、1/1 003和1/1 037,三种方案控制层间位移角效果相近。在多遇地震下,方案一中黏滞阻尼器发挥了很好的耗能能力,提高了结构减震效果,最大减震效果达32.59%,但是没有很好控制楼层刚度突变而产生局部薄弱层的影响;方案二则主要提高了楼层刚度,控制刚度突变,但是使结构整体刚度太大,相对其他方案层间位移角减震效果略差,最大减震效果达26.01%;原结构在X、Y方向第四至九层的变形突出在方案三VD+BRB模型中改善更好,而且VD+BRB模型在X、Y方向的层间位移也比原结构减小更显著,则在防屈曲支撑增加楼层刚度,控制刚度突变后,黏滞阻尼器也发挥其耗能优势,有良好的减震效果,最大达28.03%,VD+BRB模型的刚度分布更加均匀合理。

6.3 耗能情况

在多遇和罕遇地震下取一条人工波ArtWave-RH3和一条天然波Duzce,Turkey的作用下,方案一和方案三中部分黏滞阻尼器的滞回曲线如图7所示。方案二和方案三中部分防屈曲支撑的滞回曲线如图8所示,可以看出:在结构中,黏滞阻尼器只提供阻尼,而不提供刚度,且滞回环饱满,说明其有很好的耗能能力;防屈曲支撑在多遇地震下起钢支撑作用,在罕遇地震下,防屈曲支撑滞回曲线饱和,耗能良好,提高抗震的安全储备。滞回环所围面积越大,则说明减震装置的耗能能力越大,而减震装置耗能能力还可以通过减震装置的耗能系数来反映,即三种方案取部分减震装置力与位移一致情况下的滞回曲线按极限荷载时的滞回环面积计算耗能系数分别为0.80、0.74、0.82,更直观说明方案三的耗能能力更优。

6.4 结构等效附加阻尼比及成本计算

按《建筑抗震设计规程》(GB 50011—2010)[2]使用能量法计算结构有效附加阻尼比:

/(4πWs)

(2)

式中:ξa为消能减震结构的附加有效阻尼比;Wcj为第j个消能部件在结构预期层间位移Δuj下往复循环一周所消耗的能量;Ws为设置消能部件的结构在预期位移下的总应变能。

在多遇地震下,防屈曲支撑不提供阻尼,按照式(2)使用能量法计算方案一、方案二和方案三中结构的附加阻尼比见表8。

表8附加阻尼比及性价比

Table 8Additional damping and performance price ratio

由表8可知,结构自身阻尼比为5%,VD方案X、Y方向总阻尼比分别为11.39%、12.04%,VD+BRB方案X、Y方向总阻尼比分别为10.38%、10.67%。VD方案计算出的附加阻尼比和VD+BRB方案计算出的附加阻尼比X、Y方向分别仅相差1.01%、1.37%。三种方案分别用不同数量的减震装置而达到相近的减震效果,则比较出VD方案的造价明显要比VD+BRB方案高很多。VD、BRB、VD+BRB三种结构体系,BRB+VD结构模型结合了BRB和VD结构模型的优点,从数量和价格上比较,方案三BRB+VD结构模型的成本(包括阻尼器成本及其附属成本)控制在相对较低的水平,将性价比控制在相对较高的水平。

7 结 论

本工程针对竖向不连续剪力墙结构造成第四、五层刚度突变问题,即楼层侧向刚度比不满足规范要求,且在多遇地震下,结构层间位移角超限,分别采用VD、BRB、VD+BRB三种方案对比后,可以得出以下几点结论:

(1) 从减震效果方面,三种方案的减震装置都能发挥较好地耗能作用,VD方案和VD+BRB方案都能很好的降低层间剪力和层间位移,且VD方案减震效果较好,BRB方案则增大了层间剪力,相对其他方案减震效果略差。

(2) 从楼层侧向刚度方面,VD方案基本不影响结构楼层刚度,BRB方案增大了结构刚度,使结构整体刚度增加过大,VD+BRB方案能有效增加楼层刚度,使结构刚度分布均匀并改善刚度突变,楼层侧向刚度比满足规范要求。

(3) 综合减震效果、刚度比、附加阻尼比及经济性考虑,VD+BRB方案明显更优越。本文提出了VD+BRB方案来解决竖向不连续剪力墙结构造成刚度突变的问题,可为工程实践提供参考。

致谢感谢广州大学土木工程学院张永山、汪大洋老师对我在学习以及科研上的指导,感谢韩启浩、徐艺哲、黄文成师兄在我进行论文撰写时的支持与帮助。