为了解决高宽比较小的剪力墙以剪切破坏为主,延性差以及灾后难修复的问题,课题组综合利用学者们关于改善剪力墙的研究思路 ^[1,2,3,4,5],提出一种新型的开缝耗能组合墙:在高宽比较小的剪力墙中部设置竖缝,使得墙肢高宽比增大的同时,剪力墙破坏形态由剪切破坏转变为弯曲破坏;在墙体两端设置性能更优越的钢管混凝土边缘构件来解决开缝带来的墙体刚度与强度下降问题;在竖缝中设置分离式的软钢耗能器耗散地震能量,解决剪力墙在地震作用下遭受过多损伤与破坏的问题,分离式的耗能器布置有利于震后快速更换,可以解决震后修复难的问题。研究表明带软钢耗能器开缝组合墙是以弯曲破坏为主、延性较好的抗侧力构件 ^[6]。为了研究带软钢耗能器开缝组合墙在实际高层建筑结构中的抗震性能,本文以一典型框架-核心筒高层结构为研究对象,利用PERFORM-3D高效的计算能力,以带软钢耗能器开缝组合墙替代部分传统剪力墙,从结构整体响应、构件材料损伤、结构耗能、地震易损性等方面对比组合墙结构与传统低矮剪力墙结构的抗震性能差异。从结构层面全面评估开缝耗能组合墙核心筒结构的抗震性能,为进一步的试验研究和工程应用提供基础。

　　 为了研究开缝耗能组合墙在整体结构中对核心筒剪力墙损伤与耗能的控制作用,本文选取一栋42层的超高层结构作为研究对象,结构平面布置如图1所示。结构高度为135.7m,首层层高为4.2m,2～41层层高为3.2m,42层层高为3.5m,建筑平面尺寸为32.9m×32.6m,结构高宽比为4.1,结构所处地区地震烈度为8度(0.2g),设计地震分组为第一组,场地类别为Ⅱ类,特征周期为0.4s。1～30层剪力墙厚度取600mm,采用C60混凝土;31～42层剪力墙厚度取500mm,采用C50混凝土。结构详细的构件信息参考文献[7]。

　　 采用非线性有限元分析软件PERFORM-3D 对上述结构模型进行动力弹塑性分析。普通框架-核心筒结构PERFORM-3D有限元模型(记为Model1)如图2所示。分析模型中框架梁柱构件模拟采用基于纤维模型的非线性梁柱单元;核心筒剪力墙模拟采用通用墙单元,其中采用纤维截面考虑构件的受弯及轴向变形能力,剪力墙单元的剪切特性按照 PERFORM-3D 软件推荐的方式选取 ^[8];连梁构件采用杆系单元,中间设置剪切铰进行模拟。

　　 模型结构中普通混凝土本构模型采用混凝土规范 ^[9]推荐的本构,边缘约束混凝土本构模型采用钱稼茹混凝土约束本构 ^[10],钢管混凝土本构模型采用韩林海本构 ^[11],模型中钢筋等级选用HRB400,钢筋本构模型采用双折线本构,考虑钢筋硬化,钢筋的屈服强度与抗拉强度按标准值选取。结构阻尼采用瑞利阻尼,阻尼比取为5%。

　　 为了验证PERFORM-3D模型的正确性与合理性,采用非线性有限元软件Marc建立相同的分析模型,对比有限元分析结果。Marc模型中框架梁柱构件采用陆新征课题组针对52号梁单元编制的纤维截面子程序 ^[12]模拟;核心筒剪力墙模拟采用分层壳单元。表1给出分别采用PERFORM-3D和Marc软件分析模型结构总质量与前6阶周期对比。可以看到两模型结构总质量相近,前6阶周期相差都不超过5%。图3给出两分析模型结构顶点位移时程曲线与层间位移角曲线对比。可以看出,PERFORM-3D模型和Marc模型结构分析结果相近,说明PERFORM-3D模型弹塑性参数设置合理。

　　 地震作用下,框架-核心筒结构的震害损伤主要集中在核心筒底部。因此,将核心筒底部1～10层部分剪力墙替换成开缝耗能组合墙,开缝耗能组合墙结构平面布置图如图4所示。开缝耗能组合墙沿墙肢中线设置一条宽为100mm的竖缝,竖缝中设置软钢阻尼器连接,弹性模型为180GPa,屈服应力为95MPa,极限应力为180MPa,屈服后的模量取为屈服前弹性模量的0.01倍,具体构造详见文献[6]。图5为根据软钢耗能器滞回曲线简化的力学模型,用于结构整体分析中软钢耗能器的模拟。

　　 置换的剪力墙为图4中墙体。为了解决剪力墙体开缝后的结构刚度与强度下降的问题,以及避免沿楼层高度产生刚度突变,在结构1～15层开缝组合剪力墙边缘构件中布置直径为600mm的钢管混凝土端柱(图4);位于核心筒四角的4根钢管混凝土端柱()延伸至20层。带软钢耗能器开缝组合墙的核心筒结构模型计为Model2。

　　 为了研究带软钢耗能器开缝组合墙核心筒结构在强地震作用下的破坏模式与损伤分布,选取7条地震波对结构进行弹塑性动力分析。本文按照双频段控制原则 ^[9]从太平洋地震研究中心相关数据库中选取7条天然波作为结构弹塑性时程分析的输入样本。地震动记录参数如表2所示,各地震动加速度反应谱与《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)设计反应谱对比如图6所示。地震动双向输入,将X向作为地震输入的主方向,X向峰值加速度调整为8度0.2g罕遇地震400gal水准,同时调整Y向峰值加速度,使X向与Y向峰值加速度比例关系与原天然地震波相同。地震动样本采用重要持时法 ^[13,14]。

　　 表3为普通核心筒结构与开缝耗能组合墙核心筒结构前6阶周期对比,可以看出两个结构的周期相差不大。图7为两个结构在工况1,3,6下的最大层间位移角曲线对比。从图7可以看出,两个结构楼层的最大层间位移角曲线规律相似,数值差异不大。因此,与普通核心筒结构相比,开缝耗能组合墙核心筒结构的整体刚度并没有降低,钢管混凝土边缘构件较好地弥补了由于核心筒剪力墙开缝带来的结构刚度下降问题。

　　 在地震作用下,结构除了出现“位移的首次超越”,还会呈现“塑性累积损伤”,而结构的破坏则是在两者作用下的结果,分析核心筒剪力墙材料在罕遇地震作用下的损伤状况能够更全面地评估结构的抗震性能。

　　 PERFORM-3D中通过定义需求比γ=ε_per/ε_cu来评估构件材料在一定强度地震作用下处于何种损伤状态,其中ε_per为混凝土最大应变;ε_cu为材料的极限应变,参照混凝土规范 ^[9]附录C中表2.4确定。损伤等级的划分,采用陆新征 ^[15]提出的基于材料应变的损伤判别准则,将损伤程度分为无损坏、轻微损坏、轻度损坏、中度损坏、严重损坏,如表4所示。在PERFORM-3D软件中分别以无染色、蓝色、绿色、黄色和红色表示材料的5个不同的损伤程度。

　　 选取地震作用下结构响应最大的工况6为例,对比研究强震作用下,普通核心筒结构(Model 1)和开缝耗能组合墙核心筒结构(Model 2)损伤。图8、图9分别给出工况6地震作用下,Model 1与Model 2结构混凝土材料受压和钢材受拉损伤图。由图8可以看到,强震作用下,Model 1核心筒混凝土受压损伤主要集中在核心筒底部,底部部分剪力墙混凝土受压应变达到0.003 8,判定其处于|ε₃|>|ε_cu|的严重损伤(图8(a)圆圈所示);部分剪力墙出现中度损伤。而Model 2核心筒混凝土受压损伤同样集中在核心筒底部,但是剪力墙损伤的数量与程度都有明显的减弱,核心筒底部剪力墙混凝土最大受压应变为0.002 7,为中度损伤状态(图8(b)方框所示),相比Model 1混凝土最大压应变下降了29%,损伤状态从严重损伤下降到了中度损伤。

　　 由图9可以看出,Model 1的核心筒钢筋受拉损伤主要集中在核心筒底部,Model 1核心筒底部剪力墙部分钢筋受拉应变达到了0.006 3,为中度损伤状态。而Model 2的核心筒剪力墙钢筋受拉损伤范围与程度相对Model 1明显降低(图9(a),(b)虚线框所示)。

　　 强震作用下,采用开缝耗能组合墙,有效地减少了核心筒混凝土与钢筋的损伤,显著提高了强震作用下结构的抗震性能水准。

　　 结构在地震作用下产生损伤的实质是地震动能量输入到结构,结构通过动能、自身的阻尼耗能以及结构构件进入塑性变形前后的弹性耗能与滞回耗能来耗散地震动能量的过程 ^[16]。本节通过分析地震能量在结构构件中耗散分布情况,进一步研究强震作用下核心筒结构的损伤分布破坏机理。

　　 表5给出Model 1与Model 2结构中主要结构构件耗散地震能量比例。Model 1结构主要耗能构件为剪力墙墙肢、连梁与框架梁,构件滞回耗能占总滞回耗能的95%以上,框架柱基本不耗能或者少部分参与耗能。Model 2中将核心筒底部1～10层普通剪力墙置换为开缝耗能组合墙,7种地震工况作用下,组合墙中小型软钢耗能器耗散占总滞回耗能的3%～8%左右,Model 2结构剪力墙的滞回耗能相比Model 1结构显著降低,在7个地震工况下剪力墙滞回耗能依次降低8.25%,23.14%,4.89%,13.88%,11.44%,30.44%和14.9%。地震工况6作用下,Model 2的剪力墙滞回耗能减幅最大,达到了30.44%。可见,开缝耗能组合墙有效地减少了剪力墙墙肢耗散的滞回耗能,明显改善了滞回耗能过于集中于核心筒剪力墙的问题。同时,由于设置钢管混凝土柱作为剪力墙的延性暗柱,进一步防止或者延缓了剪力墙的地震损伤 ^[17,18]。

　　 图10(a)给出了地震工况6作用下两个结构各主要结构构件地震滞回耗能沿楼层高度的分布对比,图10(b)给出了7个地震工况作用下结构构件沿楼层高度分布地震滞回耗能平均值。框架柱由于基本不耗能或者少部分参与耗能,所以在图中省略,以便于清晰地对比剪力墙、梁(连梁与框架梁)的耗能情况。由图可以看出,Model 1的结构滞回耗能主要集中在剪力墙墙肢底部、连梁和框架梁。由于墙肢底部承受巨大的弯矩和剪力,所以底部墙肢的滞回耗能远远大于上部各层墙肢的滞回耗能,图10显示剪力墙墙肢的滞回耗能随着楼层高度的增加而大幅度下降,而连梁与框架梁的滞回耗能则比较平均,主要集中在沿结构高度1/4～3/4的位置。

　　 Model 2剪力墙墙肢在底部10层的滞回耗能降低明显,其中底层的滞回耗能减幅为48.7%,最为显著;对比7个地震工况作用下剪力墙滞回耗能平均值,Model 2剪力墙底层的滞回耗能减幅为44.6%(图10(b))。剪力墙滞回耗能沿着高度分布更加均匀,避免了普通核心筒结构地震能量耗散过于集中于核心筒底部的问题。Model 2结构梁(连梁与框架梁)滞回耗能明显比Model 1大,沿着结构高度连梁与框架梁的滞回耗能较均匀分布在结构高度的2/3范围,更多的连梁和框架梁参与结构耗能,从结构整体的耗能机制来看,结构更容易形成 “强墙肢弱连梁”的延性耗能机制。综上所述,强震作用下,带软钢耗能器开缝组合墙核心筒结构能够有效解决核心筒底部剪力墙损伤集聚问题。

　　 为了更加全面评估带软钢耗能器开缝组合墙核心筒结构在各种随机地震动作用下的抗震性能,本节仍以普通框架-核心筒结构Model 1与开缝耗能组合墙核心筒结构Model 2为研究对象,选取100条天然地震动 ^[19],分别对两个结构进行地震易损性分析,从概率的层面来评估开缝耗能组合墙核心筒结构的抗震性能。易损性分析中,选用结构的最大层间位移角作为结构地震需求参数,根据地震动参数的敏感性分析 ^[6],选择PGV(地面峰值速度)作为地震易损性分析的地震动参数。图11给出两结构的地震易损性曲线。

　　 从图11可以看出,4个极限破坏状态下,不同强度地震作用时,带新型开缝耗能组合墙结构Model 2的超越概率均低于原结构Model 1,并且随着结构破坏状态趋向严重损伤,两结构地震易损性曲线差异明显增大。表6为在4个极限状态以及地震烈度为8度(0.2g)作用下两结构超越概率对比。根据《建筑结构抗震规范》(GB 50011—2010),8度(0.2g)对应的PGA=400gal,PGV=PGA/12.5=32cm/s。

　　 由表6可知, Model 1在4个极限状态下超越概率分别为100%,93.5%,36.4%,2.7%,Model 2在个极限状态下超越概率分别为100%,84.9%,12.7%,0.42%, Model 2的超越概率要比Model 1分别降低了0%,9.22%,65.24%,84.59%。地震易损性对比分析表明,带开缝耗能组合墙结构在中度损伤与重度损伤极限状态下的超越概率显著降低。通过开缝增大剪力墙的高厚比,以及加设软钢耗能器显著提高了强震作用下核心筒的抗震性能,基本避免了强震作用下的重度损伤,建议将其推广应用于改善高烈度区框架-核心筒结构抗震性能水平。

　　 为了解决高宽比较小的剪力墙以剪切破坏为主,延性差以及灾后难修复的问题,本文基于损伤与耗能控制提出了一种新型的开缝耗能组合墙,并把软钢耗能器应用于框架-核心筒整体结构中,着重研究带开缝耗能组合墙框架-核心筒结构抗震性能,主要得出以下几点结论:

　　 (1)将普通核心筒结构底部1～10层的部分剪力墙替换为开缝耗能组合墙,并在边缘构件中加入钢管混凝土边缘构件,形成开缝耗能组合墙核心筒结构,结构的整体刚度并没有下降,钢管混凝土边缘构件可以很好地弥补开缝带来的结构刚度下降问题。

　　 (2)强震作用下,普通核心筒结构(Model 1)底部剪力墙混凝土出现重度损伤,钢筋也出现范围较大的中度损伤;在相同的地震动作用下,开缝耗能组合墙核心筒结构(Model 2)仅少量剪力墙出现中度损伤,避免了出现严重损伤,混凝土最大压应变较普通核心筒结构混凝土下降29%。核心筒剪力墙损伤的程度和范围得到了有效的控制。

　　 (3)从地震动能量耗散情况看,Model 2底部剪力墙的滞回耗能大大减少,尤其是底层剪力墙,滞回耗能减少幅度达到44%左右;而作为第一道防线在分缝剪力墙中安置的小型软钢耗能器,其滞回耗能占结构总滞回耗能的3%～8%。

　　 (4)对普通核心筒结构与开缝耗能组合墙核心筒结构进行以PGV(地面峰值速度)为地震动强度参数的地震易损性分析。结果显示,在8度(0.2g)罕遇地震作用下,带分缝耗能组合墙结构在轻微损伤、中度损伤、严重损伤3个极限状态下的超越概率比原结构分别下降了9.22%,65.24%,84.59%,带开缝耗能组合墙结构在中度损伤与重度损伤极限状态下的超越概率显著降低。

　　 (5)带开缝耗能组合墙的框架-核心筒结构抗震性能优越,建议推广应用于改善高烈度区框架-核心筒结构抗震性能水平。