装配整体式混凝土高层建筑结构黏滞阻尼器减震设计

耿耀明 刘文燕

(1.同济大学建筑设计研究院(集团)有限公司,上海 200092; 2.上海大学土木工程系,上海 200444)

0 引 言

装配整体式混凝土结构由于具有施工效率高、节能环保等特点,被政府大力推广应用,《国务院办公厅关于大力发展装配式建筑的指导意见》(国发办[2016]71号文)提出“用10年左右的时间,使装配式建筑占新建建筑面积的比例达到30%”。对于有高预制率指标的装配整体式混凝土高层建筑,若采用传统的结构形式进行抗震设计,很难同时兼顾建筑效果与使用性能、抗震性能和预制率等要求,而将消能减震技术引入装配式结构中可取得显著的效果。本文通过一个实际的工程,展现装配整体式混凝土框架结构黏滞阻尼器减震设计的基本思路和流程,为类似工程提供参考。

1 工程概况

上海临港重装备产业区H36-02地块项目西1楼,总建筑面积19 657.3 m2,地下1层,地上11层(含1层小屋面),标准层高4.2 m,建筑总高度44.4 m,结构体系采用设置黏滞流体阻尼器的装配整体式钢筋混凝土框架结构,预制率不低于45%。标准层建筑平面和阻尼器的布置情况如图1所示。建筑二层楼面在图1虚线圈出部分挑空,楼板有效宽度小于典型宽度的50%,存在楼板局部不连续。

设计基准期为50年,结构安全等级为二级,抗震设防类别为丙类,抗震设防烈度为7度,基本地震加速度为0.10g,场地类别为上海Ⅳ类,特征周期为0.90 s。基本风压为0.55 kN/m2,地面粗糙度B类。

图1 标准层建筑平面布置图(单位:mm)Fig.1 Typical floor plan (Unit:mm)

2 结构设计

2.1 结构方案选型

在方案设计阶段,分别对装配整体式混凝土框架—现浇剪力墙结构和装配整体式混凝土框架+非线性黏滞流体阻尼器结构进来了比选。

框架—剪力墙结构作为常规的结构形式,技术成熟。但在本工程中的应用具有如下缺点:

(1) 由于本工程采用装配整体式混凝土结构,根据《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1—2014),框架—剪力墙结构中剪力墙部分需要采用现浇,这使得结构现浇部分增加,不利于高预制率的实现。

(2) 受建筑使用功能的限制,只能在中间核心筒区域布置剪力墙,使得结构质心与刚心偏离,结构的扭转周期与平动周期比难满足。

(3) 为控制结构的扭转,需增加外圈预制框架梁、柱截面,不利于建筑效果和使用,不利于预制构件的运输和施工的吊装作业。

装配整体式混凝土框架+非线性黏滞流体阻尼器结构,通过在结构中适当位置布置适量的黏滞阻尼器耗散地震输入的能量,以调节和减轻结构的地震反应,可以减小结构构件的截面尺寸。采用黏滞阻尼器一般不会增加额外的刚度,且在多遇地震作用下就能显著耗能[1-2],减小结构的地震剪力和位移角。由于取消了剪力墙,使结构现浇部分减少,在满足高预制率的同时,减小了混凝土的用量。

综合考虑结构的技术经济指标,本工程采用装配整体式钢筋混凝土框架+非线性黏滞流体阻尼器结构。

2.2 阻尼器布置

本工程采用非线性黏滞流体阻尼器,阻尼力的计算公式如式(1)所示:

F=C|v|αsgn(v)

(1)

式中:F为黏滞阻尼器的阻尼力;C为黏滞阻尼器的阻尼系数;α为黏滞阻尼器的阻尼指数;v为黏滞阻尼器的速度。

非线性黏滞阻尼器的典型滞回曲线如图2所示。

图2 非线性黏滞阻尼器典型滞回曲线Fig.2 Typical hysteresis curve of nonlinear viscous fluid dampers

根据规范[3-5],消能部件附加给结构的有效阻尼比可按式(2)估算:

ξa=∑Wcj/(4πWs)

(2)

对于与水平面夹角为θ的非线性黏滞阻尼器,阻尼器耗能Wcj可按式(3)计算[6]:

(3)

对整体结构,总应变能可按式(4)计算:

(4)

由反应谱法(CQC法)试算可知:当阻尼器所提供的附加阻尼比为5%(结构固有阻尼比按5%考虑),即总阻尼比10%时,结构层间位移角等各项指标能满足规范要求。根据式(2)-式(4)阻尼器附加阻尼比的估算方法来确定阻尼器的性能参数及数量,如表1所示。附加阻尼比的估算以结构Y向为例,如表2所示。

表1阻尼器性能参数取值及数量

Table 1 Performance parameter of the damper

注：阻尼器数量为X向和Y向各24个

表2结构Y向附加阻尼比估算

Table 2 Additional damping ratio in Y direction

注：计算数据均来自YJK (CQC法)的计算结果(阻尼比10%);Y向附加阻尼比ξ=134.72/(4×3.141 59×206.07)=5.2%

为充分发挥阻尼器的耗能作用,阻尼器沿竖向应尽量布置在层间位移较大的楼层[7],故在1～8层布置阻尼器;平面布置上,考虑到建筑使用功能的限制,故只在楼、电梯间及设备用房周围布置黏滞阻尼器,并采用墙式连接。阻尼器墙式连接安装布置如图3所示。

图3 黏滞阻尼器典型立面布置示意图Fig.3 Typical vertical layout of viscous fluid dampers

3 结构计算与分析

3.1 结构计算模型与主要参数

多遇地震作用下弹性计算采用YJK和ETABS软件,罕遇地震作用下弹塑性时程分析采用ETABS软件。主要计算假定及参数如下:①本工程为装配整体式结构,根据规范要求按等同现浇设计,故分析计算时与现浇结构相同;②为真实反映楼板的平面内变形,楼板采用弹性膜单元;③结构固有阻尼比取5%;④弹性分析时周期折减系数取为0.7。

3.2 反应谱法计算结果

采用两个软件(ETABS和YJK)对总阻尼比为10%(阻尼器提供的附加阻尼比5%,结构固有阻尼5%)的结构进行多遇地震作用下反应谱分析(CQC法),其分析结果对比如表3所示。由计算结果可知:多遇地震作用下,ETABS和YJK两个软件反应谱法(CQC法)的计算结果基本一致,表明计算结果较为可靠;当阻尼器提供5%附加阻尼比,即结构总阻尼比为10%时,结构各项指标均能满足规范的要求;与无阻尼器结构相比,有阻尼器结构的首层地震剪力减小约17%,最大层间位移角减小约20%。

3.3 黏滞阻尼器减震分析

反应谱法(CQC法)计算中是将黏滞阻尼器的耗能作用简单地等效为整体结构的附加阻尼比。为验证该方法的有效性与可靠性,在YJK中采用弹性时程分析法对结构进行多遇地震作用下的消能减振分析,其中黏滞阻尼器采用非线性连接单元(Damper单元)模拟。

表3结构多遇地震作用下反应谱计算结果

Table 3 Result of response spectrum under frequent earthquake

弹性时程分析选用7条地震波,其中5条为天然地震波,2条为人工地震波(RGB3波和RGB4波),地震波的峰值加速度均为35 cm/s2,有效持续时间均大于20 s,各地震波平均反应谱与规范反应谱在结构主要自振频率区段内吻合较好,能够达到在统计意义上相符,而且在各条地震波单独作用下,结构的底部剪力均大于反应谱法求得的底部剪力的65%且不大于135%,多条地震波计算得到的结构底部剪力平均值大于反应谱法求得的底部剪力的80%且不大于120%,因此,所选地震波满足规范要求,其与规范反应谱的对比如图4所示。

图4 地震波反应谱与规范反应谱对比图Fig.4 Comparison of seismic wave response spectrum and code spectrum

有阻尼器结构在多遇地震作用下弹性时程分析的减震计算结果如表4和表5所示,其中减震率为有阻尼器结构的计算结果与无阻尼器结构计算结果减小值的比值,在两个表中同时给出了反应谱法分析的减震率。由表4和表5可知,弹性时程分析下的首层地震剪力平均减震率为35%,大于反应谱法分析的减震率17%;弹性时程分析下的最大层间位移角平均减震率为40%,大于反应谱法分析的减震率20%;而且反应谱法(CQC法)分析所得的弹性层间位移角和各楼层地震剪力均能包络住各时程波弹性层间位移角和楼层剪力。因此,多遇地震作用下反应谱法(CQC法)结构设计中取总阻尼比10%(附加阻尼比5%)是偏于安全的。同时,能量分析结果也进一步表明:多遇地震作用下,黏滞阻尼器的平均耗能比例高达64%,从而有效地保护了主体结构在地震作用下的安全性。图5给出了典型黏滞阻尼器单元在弹性时程分析中的滞回曲线,阻尼器的滞回曲线饱满,充分发挥了其耗能作用。

表4多遇地震作用下首层地震剪力分析结果

Table 4 Seismic force of first floor under frequent earthquake

表5多遇地震作用下最大层间位移角分析结果

Table 5 Maximum drift angle between floors under frequent earthquake

3.4 结构罕遇地震作用下弹塑性时程分析

为研究结构在罕遇地震作用下的抗震性能,采用ETABS对结构进行罕遇地震作用下动力弹塑性时程分析。弹塑性时程分析选用3条符合规范要求的地震波,峰值加速度根据《上海市建筑抗震设计规程》(DGJ 08-9—2013)按7度(0.1g)确定,取为200 cm/s2,框架梁、柱均采用FEMA塑性铰模型。

图5 黏滞阻尼器滞回曲线Fig.5 Hysteresis curve of viscoms fluid dampers

罕遇地震作用下动力弹塑性时程分析所得到的最大层间位移角如表6所示。由表6可知结构最大层间位移角为1/158,小于纯框架结构大震下层间位移角限值(1/50)的一半,满足规范对消能减震结构层间位移角从严控制的要求。整体结构层间位移角沿楼层高度分布均匀无突变,没有薄弱层出现。

表6罕遇地震作用下最大层间位移角分析结果

Table 6 Analysis results of maximum interstory drift angle under rare earthquakes

结构各部分构件的耗能比例统计如表7所示。由表7可知:三组地震波作用下结构能量耗散分布基本一致,说明结构屈服耗能机制较稳定合理;罕遇地震作用下,黏滞阻尼器的耗能作用减小,同时部分结构构件进入非线性,产生塑性耗能,其中结构构件屈服后的平均耗能比例为26.5%。黏滞阻尼器的平均耗能比例为19.4%,耗散了约五分之一的地震能量,在一定程度上的保护了主体结构。此外,根据结构固有阻尼和黏滞阻尼器的耗能占比,按等效比例法可近似得出罕遇地震作用下黏滞阻尼器提供的附加阻尼比为1.8%,比多遇地震作用下提供的附加阻尼比小。

表7结构各部分构件耗能比例统计

Table 7 Energy dissipation ratio statistics of structural components

所有黏滞阻尼器中,最大出力为532.7 kN,小于阻尼器最大设计阻尼力600 kN;最大位移为30.0 mm,其1.2倍为36.0 mm,小于阻尼器最大行程50 mm。因此,阻尼器能够满足罕遇地震作用下规范对最大阻尼力和最大位移的要求,出力最大的黏滞阻尼器的滞回曲线如图6所示。

图6 出力最大的黏滞阻尼器的滞回曲线Fig.6 The hysteretic curve of the maximum output viscous damper

根据规范ASCE/SEC 41-46[8],主体结构构件的变形性能如表8所示。计算结果表明:①主体结构框架梁基本处于屈服状态,其中绝大部分混凝土框架梁屈服后塑性变形在B～IO范围以内,极少数框架梁塑性变形在IO～LS范围以内,没有框架梁塑性变形超过LS(生命安全)性能目标;②主体结构仅0.66%的框架柱进入屈服状态,进入屈服状态的框架柱,其塑性变形均在B～IO范围以内,没有框架柱超过IO(立即入住)性能目标。

表8主体结构构件变形性能统计

Table 8 Deformation performance statistics of main structural components

4 结 论

(1) 本工程为装配整体式混凝土高层建筑结构,在采用了黏滞阻尼器消能减振技术后,取消了现浇剪力墙的布置,在满足高预制率的同时,减小了混凝土的用量,且结构具有良好的抗震性能。

(2) 多遇地震作用下,采用反应谱法(CQC法)和弹性时程分析法对结构进行分析计算,计算结果表明:本工程取黏滞阻尼器所提供的附加阻尼比为5%是偏于安全的;多遇地震作用下,黏滞阻尼器耗能作用明显,有效地保护了主体结构,结构各项指标均能满足规范的要求,同时采取相关的抗震构造措施,使结构能够满足小震不坏、中震可修的抗震设防目标。

(3) 罕遇地震作用下,黏滞阻尼器的耗能作用较多遇地震作用下降低,但仍能消耗部分能量,起到保护主体结构的作用。结构塑性变形满足“生命安全LS”性能目标,大震下结构抗震性能良好。