相邻结构振动控制体系 ^[1]是用具有耗能作用的控制器将两个或两个以上相邻的建筑物联系起来,利用地震作用下建筑物之间的相对运动来带动控制器耗能,从而减小结构的地震响应。在美国,通过连接两个相邻的高层建筑物来减小风振反应的概念首先由Klein ^[2]于1972年提出。在日本,首先是由Kunieda ^[3]于1976年提出将多个建筑物连接起来的思想。

　　 将框架-核心筒结构中的框架与核心筒分开,形成两个单体。在这两个单体之间设置水平向阻尼器。地震作用下框架、核心筒有一定的相对运动,阻尼器发挥作用,进行耗能。从某种意义上讲,框架的每一层对核心筒而言相当于一个大质量的调谐质量阻尼器(TMD),可以控制核心筒的地震响应。而核心筒相对于框架来说,每层都通过阻尼器给框架一个侧向限位,防止框架发生过大层间变形,同时通过阻尼器对框架产生约束耗能,减小其在地震下的响应。这样一种新型结构体系本文称之为框架-核心筒耗能耦联结构,它已经不是传统意义上的框架-核心筒结构体系,也不同于一般的消能减震结构,框架-核心筒耗能耦联结构中的阻尼器不是结构的附属构件,它既是组成结构体系的主要受力部件,又是结构体系中的消能元件。

　　 为了考察这种新型结构体系抗震性能,分别对传统框架-核心筒结构、框架-核心筒耗能耦联结构两种模型进行了中震、大震弹性和大震弹塑性数值分析,分析结果可为类似结构的计算分析提供参考。

　　 为了与传统框架-核心筒结构进行对比,分析该新型结构体系的消能减震效果,建立如下两种结构模型。模型1:传统框架-核心筒模型;模型2:框架-核心筒耗能耦联结构。两种模型的框架与核心筒部分均完全相同。模型地上23层,1层层高5.7m,2～23层层高4.1m,主体结构总高度为95.9m。框架柱截面为1 000×1 000,框架梁截面为500×800,核心筒剪力墙厚400mm。采用SAP2000有限元软件建立结构的有限元模型。为了减少计算量,模型1中采用刚性隔板假定,模型2采用分块刚性隔板假定,将楼板的自重及荷载转化为线荷载作用于梁或核心筒单元上。两种模型的简图如图1所示,模型2的标准层结构平面布置如图2所示。

　　 假定(或通过措施保证)模型2在小震下的连接属于刚性,其动力特性与模型1相同,两种模型的动力特性如表1所示。

　　 阻尼器参数包括:阻尼系数、阻尼指数和阻尼刚度。此次计算中的阻尼系数取0.3,阻尼指数取2。对于纯阻尼器,为限制在某一个内部弹簧中的弹性变形,黏滞阻尼器刚度应为阻尼系数的100～10 000倍,按1 000倍输入。

　　 选用8条地震波,如表2所示。传统框架-核心筒结构采用8.5度设防,因此在地震波输入之前,需对其加速度系数进行调整,8.5度多遇地震的加速度峰值为110gal,设防地震的加速度峰值为300gal,罕遇地震的加速度峰值为510gal。

　　 中震和大震作用下模型2的外框架、核心筒及模型1的层间位移角、楼层位移、楼层剪力曲线对比分别如图3～5所示。

　　 从图3可以看出:中震作用下,模型2的外框架在13层以下的层间位移角:比模型1降低7%～20%,13层以上层间位移角减震率(减震率=[(模型1的响应-模型2的响应)/模型1的响应]×100%)逐渐增大,顶层层间位移角减震率达到73.6%。模型2的核心筒层间位移角比模型1降低49.2%～58.3%,且沿楼层的变化较均匀。大震作用下,模型2的外框架与核心筒层间位移角的变化规律与中震作用下相似。模型2的外框架的层间位移角减震率大震下与中震下相当,减震效果基本不变,而其核心筒层间位移角减震率大震下比中震下大,减震效果更好。

　　 从图4可以看出:大震作用下,模型2的外框架和核心筒楼层位移比模型1有不同程度的降低,外框架楼层位移减震率约为15.8%～30.5%;核心筒楼层位移减震率为54.5%～57.1%。大震作用下,模型2的外框架和核心筒楼层位移的变化规律与中震作用下相似。模型2相比于模型1,外框架楼层位移最大降低值为31.9%;核心筒楼层位移最大降低值为74.2%。模型2的外框架楼层位移最大减震率大震下与中震下相当,减震效果基本不变;而其核心筒楼层位移的减震率大震下比中震下大,减震效果更好。

　　 从图5可以看出:大震作用下,模型2相对于模型1,结构的基底总剪力减小45.4%。其中,外框架部分的基底剪力减震率为70%,核心筒部分的基底剪力减震率为25.7%。大震作用下,模型2相对于模型1,结构的基底总剪力减小49.9%;其中,外框架部分的基底剪力减震率为72.1%,核心筒的基底剪力减震率为39%。

　　 图6和图7分别是中震和大震作用下结构顶层的加速度、位移时程曲线,表3为中震和大震作用下结构顶层位移峰值、速度峰值及加速度峰值及其减震率。

　　 由图6,7和表3可见,模型2的外框架和核心筒顶层的加速度、位移响应比模型1要小;此外,相比模型1,模型2大震下比中震下具有更好的减震效率。大震作用下,与模型1相比,模型2的外框架顶层加速度峰值减小64.7%,位移峰值减小26.1%;核心筒顶层加速度峰值减小48.4%,位移峰值减小36.5%。

　　 图8为中震和大震作用下结构的能量时程曲线。从图中可以看出,模型2中阻尼器消耗的能量中震下占输入能量的58.2%,大震下占输入能量的65%,消耗了大部分能量。模型2的弹性振动能量(动能与势能之和)比模型1小,说明结构的动力响应相比模型1减小了。大震下阻尼器消耗的能量约是振型阻尼能量的2.4倍,将减震装置产生的附加阻尼比根据消耗的能量比进行类推,得到模型2的等效振型阻尼比约为17%。

　　 图9为大震作用下阻尼器的滞回曲线。可见滞回曲线比较饱满,阻尼器有效地消耗了地震能量,对结构起到了很好的减震控制效果。阻尼器消耗了大量地震输入到结构的能量,且结构的地震响应越大,所消耗的能量占总输入能量的比重越大。

　　 本节主要考察新型框架-核心筒耗能耦联结构中的消能减震阻尼器是否能够更有效地保护核心筒和框架均不受损伤。采用有限元软件PERFORM-3D建立结构动力弹塑性三维有限元模型。阻尼器参数取值与1.3节取值一致。

　　 结构性能水平 ^[4]是指建筑物在某一特定设防地震作用下预期的最大破坏程度。规范SEAOC Vision 2000和FEMA 273将结构性能水平划分为四个等级 ^[4],见表4。

　　 传统框架-核心筒结构为算例1,新型框架-核心筒耗能耦联结构为算例2。2个算例的模型同1.1节,采用PERFORM-3D软件分别对这两个算例进行8度罕遇地震的弹塑性时程分析。

　　 从图10可以看出,罕遇地震作用下算例1和算例2的层间位移角曲线都未超出规范限值,新型框架-核心筒耗能耦联结构体系由于阻尼器耗散了地震能量,层间位移角小于传统框架-核心筒结构的层间位移角。

　　 图11给出了结构整体LS性能水准的限制状态云图。可以看出,算例1的部分连梁、部分框架梁及剪力墙底部均出现塑性损伤,并超越了LS性能水准;算例2仅部分连梁出现塑性损伤,超越了LS性能水准,其余结构构件均处于弹性阶段。

　　 算例1和算例2外框柱的转角IO性能水准的利用率都在0.3以下,柱的转角在0.000 9rad以下。结合能量平衡分析,可以充分说明,在罕遇地震作用下框架柱基本保持弹性工作状态。

　　 图12为罕遇地震输入时程结束时剪力墙钢筋拉应变利用率云图。底层部分剪力墙的钢纤维拉应变利用率超过LS性能水准,但未达到CP性能水准。

　　 在PERFORM 3D中不能直接利用墙单元计算出转动能力,采用转角监测单元Rotation Gage计算墙截面的变形。剪力墙的转角利用率均达到IO性能水准。剪力墙受剪采用强度控制,墙体受剪的IO性能水准取为墙体抗剪承载力标准值的1倍。图13为剪力墙的剪切破坏限制状态云图,传统框架-核心筒结构和新型框架-核心筒耗能耦联结构均未达到IO性能水准。

　　 根据结构的能量时程,结构在12s逐渐进入弹塑性,新型框架-核心筒耗能耦联结构的非线性耗能与模态阻尼耗能相差不大。这一方面说明,阻尼耗能对结构的弹塑性地震反应有重要的影响;另一方面说明,新型框架-核心筒耗能耦联结构由于阻尼器参与耗能,使损伤集中在阻尼器上,相比传统框架-核心筒结构,其主体结构构件参与耗能的程度更小,保护了更多结构构件在大震下不发生损伤。

　　 计算结果表明,阻尼器的滞回曲线比较饱满,有效地消耗了地震能量,对结构起到了很好的减震控制效果。

　　 (1)相比于传统框架-核心筒结构,新型框架-核心筒耗能耦联结构能有效耗散地震能量,降低楼层剪力,减小结构地震响应(位移、加速度),表现出优秀的抗震性能。

　　 (2)新型框架-核心筒耗能耦联结构体系中的阻尼器消耗了大量地震输入到结构的能量,且结构的地震响应越大,所消耗的能量占总输入能量的比重越大。计算分析表明,该结构体系大震下比中震下具有更好的减震效率。

　　 (3)本文计算中,新型框架-核心筒耗能耦联结构体系大震下阻尼器消耗的能量约是振型阻尼能量的2.4倍,其等效振型阻尼比约为17%。

　　 (4)动力弹塑性时程分析结果表明,新型框架-核心筒耗能耦联结构由于阻尼器参与耗能,使损伤集中在阻尼器上,相比于传统框架-核心筒结构,其主体结构构件参与耗能的程度更小,保护了更多结构构件在大震下不发生损伤。

　　 本文未对阻尼器性能、施工安装方式、经济性进行详细研究,如考虑推广应用需对相关产品进行专题研究。框架-核心筒结构一般用于超高层建筑,而超高层结构除了地震以外,往往由风荷载控制。因此,可在风振控制方面,对新型框架-核心筒耗能耦联结构开展深入研究。