基于混合消能减震技术非对称双塔连体结构抗震性能研究

蔡 正, 潘 文, 周 强, Ghafar Wahab Abdul, 杨 静

(1．昆明理工大学 建筑工程学院,昆明 650599; 2．云南省抗震工程技术研究中心,昆明 650599)

随着城市现代化水平的不断提高,连体超高层结构在我国各大城市中不断涌现。连体结构的高度和跨度不断增加,体型愈加复杂,使得连体结构抗震分析与设计的难度不断加大。根据JGJ 3—2010《高层建筑混凝土结构技术规程》[1]中第10.5.1条对复杂高层建筑中连体结构的规定,“连体结构各独立部分宜有相同或相近的体型、平面布置和刚度;宜采用双轴对称的平面形式。7度、8度抗震设计时,层数和刚度相差悬殊的建筑不宜采用连体结构。”但在实际工程中,大多数连体结构在体型规则性等方面已超出我国现行规范的规定,属于超限结构。另外,从震害调查的结果来看[2-3]:连体结构易发生破坏,连接体塌落较多。那么怎样保证连体结构在地震作用下的安全性,降低结构地震破坏程度,已成为目前迫切需要解决的问题。

在连体结构抗震性能研究及混合消能减震技术应用方面,各国学者及工程师进行了一定的分析研究,获得了一些成果及工程经验。国外针对连体结构地震作用控制方面的研究主要集中在通过控制装置连接的两个相邻建筑物。例如,采用连接控制装置后,对连体结构的耦联响应分析,这些连接控制装置包括了摩擦阻尼器[4]、黏滞阻尼器[5]、黏弹性阻尼器[6]甚至主动控制装置[7]。这些研究提供了一个物理模型用于更好地理解和分析采用连接控制装置的结构耦联响应及控制装置对结构的控制效果。其中, Basili等[8]将两个相邻的建筑物建模为多自由度体系,将连接控制装置建模为弹簧-阻尼-惯性单元连接系统,进而研究连体结构的抗震性能。此外, Makita等[9]建立了连接控制装置优化设计的结构模型并将连接控制方法扩展到两个动力特性相似的耦联结构,得到了连接阻尼器的最佳刚度和阻尼,并通过试验验证了所提出优化方法的正确性。在连体结构的抗震性能及振动控制方面我国学者也做了一定的研究,王琛等[10]对一非对称连体结构的抗震性能及变形差控制进行研究,分析了结构重要构件的受力情况,给出了设计建议。潘毅等[11]研究了连接方式对大跨度异型钢连廊连体结构抗震性能的影响,分别采用弹性连接、滑动连接、刚性连接、铰接连接的四种不同连接方式开展了对比分析,给出了对控制结构扭转、连接处的内力和连接体跨中的竖向位移最有利的连接形式建议。郑弦等[12]采用基于性能设计的抗震方法,对一强连接连体结构中重要构件性能进行考察,结果表明,整体模型各项指标满足规范要求,能够实现设定的抗震性能目标。金如元等[13]对一采用屈曲约束支撑(buckling-restrained brace, BRB)与黏滞阻尼器的双塔双连廊连体结构的抗震性能进行研究,对比分析了单塔模型和整体模型,证实了塔楼对连廊的地震放大效应和连廊对塔楼的减震效应;朱圣妤等[14]研究了黏滞阻尼墙在连体结构分析中的实现方法,并通过3个方案对比分析了黏滞阻尼墙的不同布置方式对结构附加阻尼、地震响应等指标的影响,提出了基于减震效果及经济性的最优方案。Guo等[15]对一采用负刚度装置和摩擦阻尼器柔性连接的复杂连体结构的抗震性能进行研究,通过时程分析的方法,分析了柔性连接参数对结构响应的影响,结果表明,采用负刚度装置和摩擦阻尼器柔性连接的设计能显著减小结构的动力响应和结构损伤程度,提高了结构的抗震能力。在混合消能减震技术应用方面我国学者也做了一定的研究,张慎等[16]为改善一复杂结构的抗震性能,设置了屈曲约束支撑和防屈曲耗能钢板墙的混合减震措施,通过时程分析的方法定量分析了结构位移响应、构件损伤、能量耗散分布情况,证实了混合减震措施能产生很好的减震效果。许立言等[17]对一采用混合消能减震技术的组合结构的抗震性能进行研究,结果表明,混合消能减震技术可显著提高结构的刚度和承载力,增强结构的整体耗能能力;但也发现,未受到消能减震构件保护的其他结构构件的地震响应可能会被放大。周颖等[18]研究了混合控制消能减震伸臂桁架结构的减震效果,采用参数化分析的手段,分析不同减震方案下结构的响应规律,得到了最优的混合减震方案。

上述研究表明,连体结构由于连接体的存在使得连接的塔楼之间相互耦联,导致连体结构的受力状态趋于复杂,而消能减震技术是减小结构响应的有效途径。目前,针对高烈度区双塔连体超高层结构采用混合消能减震技术的研究较少,因此有必要对减震装置的合理布置形式进行深入研究。为此,本文结合BRB和黏滞阻尼悬臂桁架的特点,以某非对称双塔连体超高层结构为研究对象,研究混合消能减震连体结构在各烈度地震作用下的消能减震效果,探讨BRB与黏滞阻尼悬臂桁架的位置变化对结构抗震性能的影响,同时对结构进行了全面的抗震性能评估。在不同水准地震作用下,BRB与黏滞阻尼悬臂桁架耗能阶段不同且具有不同的耗能效率,混合消能减震技术可以综合不同类型阻尼器的优势作用,使连体结构具有更全面的抗震性能。将为混合消能减震技术在连体超高层结构中的进一步研究和应用提供借鉴。研究流程图如图1所示。

图1 研究流程图Fig.1 Research flow chart

1 结构概况

研究对象为非对称双塔连体超高层建筑(分别为塔楼A、塔楼B)。其中双塔塔楼地上45层,结构高度为199 m;在结构第26层～结构29层,设置了3层架空钢连廊,将A塔楼与B塔楼连接在一起,形成连体结构,连接体跨度为23 m,建筑立面图如图2所示。塔楼采用钢筋混凝土框架-核心筒结构体系。连接体部分由3榀主桁架和1榀与主桁架垂直的次桁架组成。考虑到连接体部分的功能要求,同时为保证受力桁架与结构竖向构件的可靠连接,桁架采用刚性连接的方式。结构体系组成如图3所示,主要构件截面尺寸见表1和表2。

表1 塔楼主要构件截面Tab.1 Section of main components of tower

表2 连接体主要构件截面Tab.2 Section of main components of connector

图2 建筑立面图Fig.2 Building elevation

图3 结构体系Fig.3 Structural system

2 结构模型建立

2.1 模型单元及地震波选取

为了准确模拟和分析结构及阻尼器在地震作用下的受力性能,采用有限元软件ETABS、Perform3D进行结构建模及动力时程分析。在ETABS中,框架梁、柱采用杆单元,剪力墙采用壳单元,BRB采用Plastic(Wen)单元,黏滞阻尼器采用Damper单元模拟。在Perform 3D中,框架梁、框架柱和剪力墙连梁采用塑性铰模型模拟,剪力墙采用纤维模型;对于楼板,在连接体楼层及其相邻层楼板采用弹性楼板,其余楼层为刚性楼板;BRB采用Perform 3D中自带的Buckling Restrained Brace单元,黏滞阻尼器采用Fluid Damper单元模拟。由于桁架均作为可靠的传力构件,在模拟时采用固结的连接方式。建立的连体结构前6阶自振周期如表3所示。

表3 连体结构前6阶振型Tab.3 First six vibration modes of connected structure

建筑场地所在地区的地震设防烈度为8度(0.2g),场地类别为Ⅲ类场地,设计地震分组为第三组。根据GB 50011—2010《建筑抗震设计规范(2016版)》[19](简称《抗规》)规定,选用7条地震波进行三向动力时程分析,包括了5条天然波和2条人工波,地震波信息见表4,地震影响系数曲线如图4所示。

表4 地震波信息表Tab.4 Information of earthquake waves

图4 地震波地震影响系数曲线与规范谱Fig.4 Seismic influence coefficient curve and code response spectrum of seismic wave

从图4中可以看出,7条地震波的平均地震影响系数曲线与规范反应谱的地震影响系数曲线相比,在对应于结构主要振型的周期点上相差不大,均在20%范围以内,满足《抗规》的要求。

2.2 结构的动力特性

该超高层建筑是由连接体分别与A塔楼、B塔楼刚接而形成的连体结构。如图2所示,由于双塔结构平面为非对称,塔楼A与塔楼B的刚心、质心连线均与整体结构的主轴方向存在一定的夹角,结构质心与刚心偏差较大,导致连体结构与无连体结构在其动力特性方面具有显著差异。下面分别列出无连体结构与连体结构模型的前6振型图如图5、图6所示,以及无连体结构与连体结构前12振型投影图如图7、图8所示。

图5 无连体结构模型前6阶振型平面图Fig.5 Plan view of the first six vibration modes for unconnected structure model

图6 连体结构模型前6阶振型平面图Fig.6 Plan view of the first six vibration modes for connected structure model

图7 无连体结构模型前12振型投影图Fig.7 Projection of the first twelve modes of the unconnected structure model

图8 连体结构模型前12振型投影图Fig.8 Projection of the first twelve modes of the connected structure model

由图5可见,在双塔无连体结构模型中,结构第一振型为A塔的Y向平动,第二振型为B塔的Y向平动,第三振型为A塔的X向平动,第四振型为B塔的X向平动,第五、第六振型是塔楼的扭转。各塔楼均先发生平动振型,后为扭转振型,结构各振型保持着各塔楼结构振动的独立性。由图6可见,连体结构的前3振型依次为整体结构的X向平动、Y向平动和扭转。随后结构振型中的扭转成分逐渐增多。

由图7和图8可见,连体结构的振型较非连体结构的振型更为复杂,耦联振动更为显著,所以,X、Y两个方向均有位移产生。设置连接体后,结构的动力特性发生了很大变化:①结构的周期减小,整体刚度增强;②结构耦联振动增多,双塔的相互作用增强;③结构的扭转成分增多;④连接体以上结构位移较大,鞭梢效应显著。

从以上结果可以看出,双塔连体结构较双塔无连体结构的扭转耦联效应明显增强、受力复杂,抗震设计的难度增大。

3 加强层和减震层位置敏感性分析

根据连体结构的特点,在相关规范的基础上对结构的变形提出了更为严格的限制要求,因此控制结构侧向变形,降低结构的扭转效应成为设计的关键。为了改善和提高结构的变形能力,可以在结构中设置伸臂桁架或环桁架加强层,考虑到连接体以上结构的扭转效应显著,在设置加强层时应重点考察该区域,基于此,在连接体以上部分每5层设置一道伸臂桁架或环桁架,在连接体以下楼层每10层设置一道伸臂桁架或环桁架,即分别在结构的第10、第20、第30、第35、第40层设置加强层,相对应的结构位置高度分别为0.27H、0.49H、0.71H、0.80H、0.90H,H为结构高度。图9为塔楼可设置伸臂桁架或环桁架加强层的位置示意图。根据在上述楼层中分别布设伸臂桁架或环桁架后对结构变形的影响效果,对其布设位置进行敏感性分析。

图9 加强层位置示意图Fig.9 Location of the strengthened story

3.1 设置伸臂桁架加强层结构响应敏感性分析

按图9中加强层的位置分别在结构的第10层、20层、30层、35层、40层设置一道伸臂桁架,依次记为方案O-10、O-20、O-30、O-35、O-40,图10为伸臂桁架的平面布置图,结构主要参数结果如表5所示,结构层间位移角如图11所示。

表5 结构主要参数结果Tab.5 Results of main structural parameters

图10 伸臂桁架布置图Fig.10 Layout of outrigger truss

图11 层间位移角Fig.11 Inter-story drift ratio

由表5和图11可知,随着伸臂桁架沿结构高度位置的不断变化,结构周期略有不同,其中在结构高度0.49H处(方案O-20)布设伸臂桁架对结构的周期影响较其余方案显著。各方案对结构的顶点位移、层间位移角以及扭转角等变形的影响效果具有差异性。从对顶点位移的控制效果来看,方案O-20及方案O-35控制效果较优;从结构的层间位移角以及扭转角的控制效果来看,方案O-35控制效果最优。基于以上结果分析,在结构高度0.80H位置处(方案O-35)即在结构的第35层布设伸臂桁架对结构变形的控制效果最为显著。

3.2 设置环桁架加强层结构响应敏感性分析

按图9中加强层的位置分别在结构的第10层、20层、30层、35层、40层设置一道环桁架,依次记为方案T-10、T-20、T-30、T-35、T-40,图12为环桁架的平面布置示意图,结构主要参数结果如表6所示,层间位移角如图13所示。

表6 结构主要参数结果Tab.6 Results of main structural parameters

图12 环桁架杆件平面布置图Fig.12 Plan of truss torus members

图13 层间位移角Fig.13 Inter-story drift ratio

由表6和图13可知,随着环桁架沿结构高度的布设位置不断变化,其对结构的顶点位移、层间位移角以及扭转角等变形的影响效果也不尽相同。以X向最大层间位移角为例,按方案T-10与方案T-35设置环桁架的结构最大层间位移角分别为1/622、1/651,二者相差4.5%。由于结构的变形仍以弯曲变形为主,各方案之间的结构响应差异较为明显,总的结构变形特征及规律可以概括为:在连接体以上楼层(35层、40层)即在结构高度的0.80H、0.90H处设置环桁架对结构变形及扭转的控制效果较优,其中设置在0.80H位置处最优,而在结构高度的0.29H处设置环桁架与其他方案相比对结构变形控制效果最不显著。以上结果表明,在结构高度为0.80H位置处(方案T-35)即在结构第35层布设环桁架对结构的变形影响最为敏感。

3.3 环桁架杆件替换为BRB或黏滞阻尼器效果对比分析

传统环桁架加强层通常为沿结构外围框架设置的一圈环桁架,会造成结构刚度突变、构件内力状态趋于复杂,容易形成薄弱部位,对结构抗震不利。因此,将结构加强层设计为“减震层”[20-21],即将原结构环桁架加强层的桁架杆件替换为相应的消能减震构件,以改善结构的受力状态,是解决上述问题的有效途径。

从3.2节的分析结果来看,在结构高度0.80H处即第35层布设环桁架对结构的变形影响最敏感,所以在结构第35层的加强层中,考虑采用如下两种方案将环桁架杆件替换为减震构件并与无控结构的响应结果进行对比分析。方案一:将环桁架杆件替换为BRB;方案二:将环桁架杆件替换为黏滞阻尼器。环桁架杆件立面布置如图14所示。

图14 环桁架杆件立面布置图Fig.14 Elevation layout of truss torus members

BRB和黏滞阻尼器的耗能特点不同, 且在高层结构布置中存在差异:BRB为位移相关型阻尼器,多遇地震下,BRB不屈服,仅为结构提供刚度;设防地震下,BRB有一定限度的屈服;罕遇地震下,全数BRB屈服耗能,但仍具有一定刚度;当结构位移较大或结构变形复杂时,建议采用BRB[22-23]。黏滞阻尼器为速度相关型阻尼器,在不同设防水准地震作用下,均变形耗能,但不提供刚度;当结构基底剪力响应较大时,建议采用黏滞阻尼器。对于方案一,由于结构在两个方向的动力特性存在差异,分析中选取了两种类型的BRB进行分析,在结构0.80H处即在结构第35层X向和Y向分别布设屈服承载力为5 000 kN,屈服位移为3.81 mm和屈服承载力为5 000 kN,屈服位移为3.49 mm的BRB。对于方案二,采用参数为200 kN·(s/mm)0.3的黏滞阻尼器进行分析。

表7和图15给出了环桁架杆件分别采用BRB和黏滞阻尼器方案在多遇地震作用下结构的响应结果。

表7 不同方案对比结果Tab.7 Comparative results of different schemes

图15 多遇地震作用下结构响应Fig.15 Structural response under frequent earthquake

从表7和图15可以看出,当环桁架杆件为黏滞阻尼器时,结构可获得一定的附加阻尼,减小了部分地震作用,使得楼层剪力降低。当环桁架杆件为BRB时,结构刚度较采用黏滞阻尼器时略有增加,地震剪力也呈增大趋势,同时对结构中、上部即加强层及其附近楼层的侧向变形有较为明显的改善作用。以X向最大层间位移角为例,方案一的位移角为1/649,方案二的位移角为1/641,无控结构的位移角为1/621,方案一与方案二较无控结构的位移角分别降低了4.3%和3.1%。Y向最大层间位移角也有类似的结果。所以,方案一对结构的位移控制效果更显著。从结构扭转角的结果来看,以Y向最大扭转角为例,方案一的扭转角为1/968,方案二的扭转角为1/939,无控结构的扭转角为1/899,方案一与方案二较无控结构的扭转角分别降低了7.6%和4.4%。基于以上结果,在结构高度0.80H位置处即在结构第35层中采用方案一(BRB型环桁架)对结构位移及扭转响应具有更佳的控制效果。

3.4 设置黏滞阻尼悬臂桁架结构响应敏感性分析

为了进一步地利用结构的变形以增强结构的耗能能力,决定在结构中增设黏滞阻尼悬臂桁架,并对其不同的布置位置进行敏感性分析。

黏滞阻尼悬臂桁架是将传统伸臂桁架与外围框架柱断开形成悬臂桁架,再将黏滞阻尼器沿竖向布置于悬臂桁架与外框柱之间,构造示意图如图16所示。黏滞阻尼悬臂桁架的耗能机理是将核心筒的弯曲变形通过悬臂桁架转化为黏滞阻尼器的轴向变形,进而实现黏滞阻尼器的耗能。同样可以避免或减轻传统伸臂桁架在其与主结构连接处产生的较大内力的不利影响。

图16 黏滞阻尼悬臂桁架构造图Fig.16 Construction diagram of cantilever truss with viscous dampers

按图9中加强层的位置分别在结构的第10层、第20层、第30层、第35层、第40层设置一道黏滞阻尼悬臂桁架,依次记为方案C-10、C-20、C-30、C-35、C-40,分析中采用了参数为600 kN·(s/mm)0.3的黏滞阻尼器。结构主要参数结果如表8所示,平面布置图见图10,结构层间位移角如图17所示。

表8 结构主要参数结果Tab.8 Results of main structural parameters

图17 多遇地震下结构层间位移角Fig.17 Inter-story drift ratio under frequent earthquake

从表8中可以看出,通过设置黏滞阻尼悬臂桁架,可以为结构提供一定的附加阻尼比。5个方案中方案C-20所附加的阻尼比最大,达到了0.76%,方案C-35所附加的阻尼比次之,为0.69%。在结构变形控制方面,方案C-20对结构顶点位移的控制效果最优,方案C-35对结构层间位移角的影响最显著。从图17中可以看出,方案C-20对连接体以下结构的位移控制效果最优,方案C-35对连接体以上部分的位移控制效果更优。综合以上结果,方案C-20和方案C-35即在结构高度的0.49H(第20层)和0.80H(第35层)处布设黏滞阻尼悬臂桁架,对结构的响应控制效果最为显著。

4 混合消能减震分析

4.1 混合消能减震方案

根据第3章的分析结果,在塔楼敏感位置的加强层(20层、35层)中设置减震装置,分别在结构第20层设置黏滞阻尼悬臂桁架,在结构第35层设置BRB型环桁架和黏滞阻尼悬臂桁架。本项目结构抗震性能目标见表9。阻尼器布置图如图18所示。

表9 结构抗震性能目标Tab.9 Seismic performance objectives of structure

4.2 结构响应

采用非线性时程分析的方法,分别计算了结构在多遇地震和罕遇地震作用下的动力响应,从结构构件耗能、阻尼器耗能及结构变形等方面,说明混合消能减震技术在双塔连体超高层结构中的实际应用效果。图19～图23分别给出了不同水准地震作用下结构构件能量耗散曲线、罕遇地震作用下阻尼器的滞回曲线及结构响应曲线。表10和表11分别给出了不同水准地震作用下结构耗能及结构减震效果对比结果。

表10 不同水准地震作用下结构耗能情况

表11 不同水准地震作用下结构减震效果

图19 不同水准地震作用下结构耗能曲线Fig.19 Curve of structural energy dissipation under different earthquake levels

图20 罕遇地震作用下黏滞阻尼器滞回曲线Fig.20 Hysteretic curve of viscous fluid dampers under rare earthquake level

由图19～图21和表10可见:黏滞阻尼器在不同水准地震作用下均变形耗能,随着地震作用的增大,黏滞阻尼器耗能占比逐渐减小。BRB在多遇地震作用下未屈服,不参与耗能,仅为结构提供附加刚度;在罕遇地震作用下,BRB均屈服,其滞回曲线饱满,耗能占比随着地震作用的增大而增加,在一定程度上弥补了黏滞阻尼器耗能减小的部分,BRB与黏滞阻尼器具有分阶段耗能的有益效果,保证了结构的耗能能力。

图21 罕遇地震作用下BRB滞回曲线Fig.21 Hysteretic curve of BRB under rare earthquake level

从图22、图23和表11可见:多遇地震作用下有控结构X向、Y向的层间位移角分别为1/735和1/922,无控结构X向、Y向的层间位移角分别为1/621和1/737,位移降低率分别为0.84、0.80;罕遇地震作用下有控结构X向、Y向的层间位移角分别为1/128和1/131,无控结构X向、Y向的层间位移角分别为1/119和1/117,位移降低率分别为0.93、0.89。相对于无控结构,在不同水准地震作用下有控结构的层间位移角得到了显著改善。

图22 多遇地震作用下结构层间位移角Fig.22 Inter-story drift ratio under frequent earthquake level

图23 罕遇地震作用下结构层间位移角Fig.23 Inter-story drift ratio under rare earthquake level

4.3 罕遇地震下结构损伤分析

为了研究和了解结构构件的损伤情况,对构件的塑性属性进行定义,参照以变形为基准的极限状态对整体结构或构件的性能进行评估。如图24所示,图24中:纵坐标Q/Qy为弯矩与屈服弯矩之比;横坐标表示转角或位移。构件的性能水准由离散的3个性能点,立即使用(immediate occupancy,IO)、生命安全(life safety,LS)和防止倒塌(collapse prevention,CP)表示,相对应的3种极限状态分别为正常使用极限状态,生命安全极限状态和防止倒塌极限状态。

图24 性能曲线[25]Fig.24 Performance curve

采用有限元软件Perform3D对结构进行罕遇地震作用下的动力时程分析,结合结构的性能目标,从结构的整体变形及主要构件如剪力墙、连梁、框架柱、框架梁的损伤情况进行分析。

4.3.1 剪力墙损伤

图25为罕遇地震作用下剪力墙内钢筋塑性分布图,从图25可以看出,受力较大部位集中在结构底部、连接体部位及结构顶部。其中,在无控结构底部的加强区范围中有少数剪力墙内的钢筋应力超过了400 MPa,达到屈服状态。而有控结构由于设置了BRB和黏滞阻尼器,使得结构在罕遇地震作用下的耗能能力增强,降低了结构剪力墙的损伤程度,剪力墙内的钢筋应力未超过材料屈服强度。为了确保结构安全,可考虑在结构底部、连体部位及结构顶部等集中损伤部位适当增设型钢,提高构件延性。

图25 罕遇地震作用下剪力墙内钢筋塑性分布图Fig.25 Plastic distribution of rebar of shear wall under rare earthquake

4.3.2 连梁损伤

图26为罕遇地震作用下核心筒连梁塑性铰分布图,从图26可以看出,连体结构中多数连梁进入了塑性状态,塑性铰发展较为充分。对于有控结构,所有连梁塑性铰均未超过CP性能点;而无控结构连梁塑性分布更为广泛,程度也较深,其中,有少数连梁转角已超过CP性能点进入防止倒塌极限状态。说明通过采用混合消能减震技术,确保了结构在罕遇地震作用下具有一定的耗能能力,减震装置能够分担连梁所承担的部分地震能量,降低了连梁的损伤程度。

图26 罕遇地震作用下核心筒连梁塑性铰分布图Fig.26 Plastic angle distribution of coupling beams of shear wall under rare earthquake

4.3.3 框架柱损伤

图27给出了结构框架柱在罕遇地震作用下的塑性铰分布,从图27可以看出,塑性发展主要发生在结构中、下部以及连接体附近楼层。在无控结构中,部分构件达到了LS性能点,超过了预期性能目标的要求;有控结构框架柱的塑性发展程度较无控结构框架柱的塑性发展程度轻。有控结构具有更大的抗震安全储备。

图27 结构框架柱在罕遇地震作用下的塑性铰分布Fig.27 Plastic angle distribution of columns under rare earthquake

4.3.4 框架梁损伤

图28给出了结构框架梁在罕遇地震作用下的塑性铰分布情况,从图28可以看出,对于无控结构,其框架梁塑性发展主要集中在塔楼中部及连接体附近部分楼层,且有少数构件塑性转角达到了CP性能点。有控结构框架梁的塑性发展程度轻于无控结构,且均未达到CP性能点。

图28 结构框架梁在罕遇地震作用下的塑性铰分布Fig.28 Plastic angle distribution of beams under rare earthquake

综合以上分析,采用混合消能减震技术的连体结构,由于BRB和黏滞阻尼悬臂桁架分阶段耗能的有益作用,有效地耗散部分地震输入能量,保护了主体结构构件,减轻了结构主要构件塑性发展程度,提高了结构的抗震安全性。有控结构具有合理的耗能机制,其地震响应结果均满足抗震性能目标的要求。

5 结 论

对一高烈度区非对称双塔连体超高层结构应用混合消能减震技术,结合连体结构自身变形和减震装置的特点,有针对性的在结构加强层内设置了BRB和黏滞阻尼悬臂桁架,将不同类型的阻尼器应用于混合消能减震体系中,得到了一些有益结论:

(1)在不同水准地震作用下,不同类型减震装置的混合应用能有效控制连体结构侧移,耗散地震能量,表现出了良好的耗能机制;各类减震装置具有分阶段耗能的有益效果,弥补了BRB小震不耗能及黏滞阻尼器大震耗能减弱的缺陷。

(2)在以弯曲变形为主的连体结构的中、上部加强层中布设减震装置时,结构具有更佳的减震效果;其中,黏滞阻尼悬臂桁架布置在结构高度0.49H处对结构附加的阻尼效率最高,且对结构顶点位移控制效果最优;BRB型环桁架布置在结构高度0.80H处对结构的侧移及扭转控制效果最优。

(3)与无控结构相比,在多遇地震作用下,有控结构层间位移角降低率达到了0.80～0.84;罕遇地震作用下,有控结构层间位移角降低率达到了0.89～0.93,有效降低了结构地震响应。

(4)通过性能评估发现,与无控结构相比,罕遇地震作用下,有控结构的主要受力构件如剪力墙、连梁、框架梁及框架柱等的损伤程度均有所降低,使连体结构具有更良好的抗震性能,满足抗震性能目标要求。