薛建陽， 張崇新， 隋 龔,， 楊仁猛， 熊高波， 羅 崢

(1 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 西安 710055；2 柳州東方工程橡膠制品有限公司， 柳州 545005)

0 引言

框架-核心筒結(jié)構(gòu)是一種在工程實(shí)踐中應(yīng)用廣泛的結(jié)構(gòu)體系，常用于超高層結(jié)構(gòu)。當(dāng)結(jié)構(gòu)高寬比較大時，通常采用設(shè)置加強(qiáng)層的方法增強(qiáng)結(jié)構(gòu)剛度。Barkacki[1]首先提出了加強(qiáng)層的概念,并將其應(yīng)用于加拿大蒙特利爾一幢47層高的鋼結(jié)構(gòu)大樓之中。超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)中的避難層和設(shè)備層往往會設(shè)置一些剛度較大的水平伸臂桁架來加強(qiáng)核心筒與外框架之間的聯(lián)系，使外框架柱分擔(dān)更多的傾覆力矩從而進(jìn)一步增加整體結(jié)構(gòu)的抗側(cè)能力。這種結(jié)構(gòu)形式在我國的上海中心大廈和臺北101大廈中也得到了應(yīng)用[2-3]。但傳統(tǒng)的剛性加強(qiáng)層增加了結(jié)構(gòu)的局部剛度，使結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度比和抗剪承載力比在加強(qiáng)層處發(fā)生突變，形成了軟弱層和薄弱層。罕遇地震作用下，加強(qiáng)層所在樓層應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，加強(qiáng)層附近核心筒剪力墻的損傷較為嚴(yán)重[4]。Smith和Willford等[5]提出了“黏滯阻尼伸臂”阻尼結(jié)構(gòu)體系，即在伸臂桁架和外框架柱的交界處豎向布置黏滯阻尼器，在結(jié)構(gòu)受到水平作用時利用核心筒的彎曲變形使阻尼器發(fā)揮作用，該體系能夠有效降低風(fēng)荷載及地震作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。在地震作用下核心筒與外框架的相對運(yùn)動產(chǎn)生豎向速度差使黏滯阻尼器獲得速度并產(chǎn)生阻尼力，與傳統(tǒng)的剛性加強(qiáng)層相比，避免了結(jié)構(gòu)豎向剛度突變的情況。

本文對設(shè)置了普通伸臂的剛性方案和設(shè)置耗能減震層的阻尼方案進(jìn)行彈塑性動力時程分析，通過比較兩種結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)以及各類構(gòu)件的耗能及損傷情況來評價黏滯阻尼伸臂對結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。

1 結(jié)構(gòu)性能水準(zhǔn)與性能目標(biāo)

美國學(xué)者M(jìn)oehle[6]于20世紀(jì)90年代初率先提出要基于建筑物用途、重要性以及地震設(shè)防水準(zhǔn)來確定建筑物的抗震性能目標(biāo)，這便是基于性能的抗震設(shè)計思想。結(jié)構(gòu)性能水準(zhǔn)是結(jié)構(gòu)在某一特定的設(shè)防地震作用下預(yù)計達(dá)到的破壞程度。包括了結(jié)構(gòu)構(gòu)件和非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的破壞及其破壞所帶來的影響。

美國規(guī)范ASCE/SEI 41-13[7]按照震后損傷程度把結(jié)構(gòu)的性能水準(zhǔn)分為4個階段：正常使用(OP, Operational)、基本運(yùn)行(IO, Immediate Occupancy)、生命安全(LS, Life Safety)、防止倒塌(CP, Collapse Prevention)。我國《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 3—2010)中根據(jù)結(jié)構(gòu)構(gòu)件及非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的破壞程度將性能水準(zhǔn)劃分為5個等級，并進(jìn)一步將結(jié)構(gòu)構(gòu)件劃分為關(guān)鍵構(gòu)件、普通豎向構(gòu)件和耗能構(gòu)件，結(jié)合各性能水準(zhǔn)確定結(jié)構(gòu)預(yù)期的震后性能狀況。

本文案例工程采用基于構(gòu)件性能的方法來評價地震作用下結(jié)構(gòu)的損傷程度及安全性。性能目標(biāo)為：在基本運(yùn)行階段，建筑的基本功能不受影響，結(jié)構(gòu)基本保持原有的承載力和剛度，關(guān)鍵構(gòu)件和重要構(gòu)件未遭破壞；在生命安全階段，結(jié)構(gòu)各層均有殘余承載力和剛度，構(gòu)件承載能力良好，剪力墻不會發(fā)生面外失穩(wěn)，但修復(fù)成本較高；在防止倒塌階段，主體結(jié)構(gòu)仍具有承載能力，主體結(jié)構(gòu)有較為嚴(yán)重的破壞，但不致倒塌。

2 計算模型概況與地震波選擇

2.1 模型基本信息

本文的計算模型參考了國內(nèi)一幢57層的框架-核心筒結(jié)構(gòu)實(shí)際項(xiàng)目[8]，結(jié)構(gòu)總高度約為258m。結(jié)構(gòu)平面尺寸為42.3m×42.3m，地上結(jié)構(gòu)建筑面積約為11萬m2。該結(jié)構(gòu)位于8度(0.2g)抗震設(shè)防區(qū)，場地類別為Ⅱ類，設(shè)計地震分組為第二組。結(jié)構(gòu)的典型平面尺寸及計算模型如圖1所示。

圖1 結(jié)構(gòu)典型平面圖及計算模型

該結(jié)構(gòu)采用框架-核心筒混合結(jié)構(gòu)體系。型鋼混凝土框架由16根型鋼混凝土柱和型鋼框架梁組成。底層柱截面尺寸為1.8m×1.8m，沿高度向上逐漸減小為1m×1m。鋼框架梁的主要截面為H700×300×20×30。核心筒平面尺寸為21m×21m，高寬比約12。核心筒底部外墻厚度為1.2m，向上沿高度逐漸減小到0.6m，核心筒底部內(nèi)墻厚度為0.7m，向上沿高度逐漸減小到0.4m。結(jié)構(gòu)底部混凝土強(qiáng)度等級為C60，沿高度逐漸降低為C50，鋼材等級為Q345B，鋼筋等級為HRB400。

在結(jié)構(gòu)的28層、37層和48層布置伸臂桁架，在伸臂桁架和外框架柱之間布置豎向連接的黏滯阻尼器，每層布置8個，全樓共布置24個，阻尼器的布置方式如圖2所示。黏滯阻尼器的速度指數(shù)α為0.3，阻尼系數(shù)C為4 000kN·(s/m)0.3。

圖2 黏滯阻尼器布置方式

圖3 結(jié)構(gòu)方案的區(qū)別

為研究黏滯阻尼伸臂對結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，設(shè)計了帶有剛性加強(qiáng)層的框架-核心筒模型(簡稱剛性方案)和帶有黏滯阻尼伸臂耗能減震層的模型(簡稱阻尼方案)，對兩種方案進(jìn)行彈塑性動力時程分析，并對其動力響應(yīng)結(jié)果和各類構(gòu)件性能狀態(tài)進(jìn)行對比分析。阻尼方案和剛性方案的結(jié)構(gòu)布置見圖3。

剛性方案和阻尼方案的前三階周期對比見表1。從兩種方案周期的對比結(jié)果可知，剛性方案布置的三個加強(qiáng)層提高了結(jié)構(gòu)的剛度，結(jié)構(gòu)周期小于阻尼方案；結(jié)構(gòu)兩個方向?qū)ΨQ布置，X向和Y向的基本周期較為接近；兩種方案的扭轉(zhuǎn)周期比都滿足規(guī)范要求，阻尼方案的扭轉(zhuǎn)周期比更小。

結(jié)構(gòu)基本周期對比/s 表1

2.2 彈塑性模型的建立

采用PERFORM-3D軟件建立彈塑性分析模型，在建模過程中，鋼和鋼筋的本構(gòu)模型采用理想彈塑性雙折線模型，非約束混凝土材料本構(gòu)采用三折線模型，對約束混凝土采用Mander[9]推薦的本構(gòu)模型來考慮構(gòu)件端部加強(qiáng)區(qū)箍筋對混凝土的約束作用，考慮強(qiáng)度損失，該模型采用的極限強(qiáng)度面模型為五參數(shù)模型，與箍筋配置和截面形狀有關(guān)。

剪力墻的正截面受力情況采用纖維截面模型進(jìn)行模擬，同時定義了剪切材料來模擬剪力墻的剪切行為。連梁和框架梁的端部均使用彎曲鉸模型來模擬梁的非線性行為，并在連梁跨中定義剪切鉸來模擬連梁的剪切行為。采用纖維截面模型來模擬框架柱和支撐構(gòu)件的非線性行為。黏滯阻尼器采用PERFORM-3D所提供的Maxwell模型Fluid Damper單元進(jìn)行模擬，可以通過指定阻尼器的速度指數(shù)、阻尼器的等效折線數(shù)量和骨架曲線最后一點(diǎn)的力與變形速率快速定義黏滯阻尼器本構(gòu)關(guān)系。采用平均加速度法(Constant Average Acceleration，即CAA法)求解動力平衡方程，進(jìn)行彈塑性時程分析[10]。

2.3 地震波選擇

為研究黏滯阻尼伸臂對超高層框架-核心筒抗震性能的影響，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)的規(guī)定選取了7條地震波對分析模型進(jìn)行彈塑性動力時程分析，其中人工波2條，天然波5條，所選擇地震波的平均地震影響系數(shù)曲線和基底剪力均滿足規(guī)范要求。對7條地震波的計算結(jié)果取平均值進(jìn)行相關(guān)分析工作。本文所選用的地震強(qiáng)度分別為：PGA=70cm/s2(8度多遇地震)；PGA=200cm/s2(8度設(shè)防地震)；PGA=400cm/s2(8度罕遇地震)和PGA=580cm/s2(8度極罕遇地震)[11]。

3 彈塑性動力時程分析

3.1 層間位移角

層間位移角曲線可以反映結(jié)構(gòu)的豎向剛度分布情況。由于結(jié)構(gòu)平面對稱布置，其X向和Y向的動力特性接近，因此只比較了阻尼方案和剛性方案及無伸臂結(jié)構(gòu)在多遇、設(shè)防、罕遇地震作用下X向的層間位移角曲線，如圖4所示。

圖4 層間位移角對比圖

從圖4中可以看出，剛性方案由于設(shè)計了加強(qiáng)層，與無伸臂方案相比結(jié)構(gòu)整體剛度有所提高，層間位移角大幅降低。阻尼方案中黏滯阻尼器為結(jié)構(gòu)提供附加阻尼比，起到了減震作用。剛性方案下，結(jié)構(gòu)在加強(qiáng)層處的剛度要顯著大于其他樓層的剛度，加強(qiáng)層處剛度的突變導(dǎo)致其層間位移角也發(fā)生突變，而其他樓層剛度均勻，層間位移角連續(xù)變化，但因?yàn)榧訌?qiáng)層處層間位移角的大幅減小也使相鄰樓層的層間位移角減小。阻尼方案下，結(jié)構(gòu)層間位移角曲線比較平滑，并在結(jié)構(gòu)中上部達(dá)到最大值。采用阻尼方案的結(jié)構(gòu)層間剛度比較均勻，與剛性方案相比其結(jié)構(gòu)布置更為合理。

比較剛性方案和阻尼方案下結(jié)構(gòu)的層間位移角曲線可知，剛性方案相較阻尼方案而言，其結(jié)構(gòu)中部及上部的層間位移角更小，阻尼方案對結(jié)構(gòu)中部以下的層間位移角的控制效果更好。多遇地震下無伸臂方案的結(jié)構(gòu)最大層間位移角為1/476，不滿足規(guī)范要求。阻尼方案和剛性方案的結(jié)構(gòu)最大層間位移角均在1/630左右，相比于無伸臂方案最大層間位移角減幅約為25%，可見增加黏滯阻尼伸臂或剛性伸臂可以有效減小結(jié)構(gòu)變形。

3.2 樓層剪力

圖5給出了阻尼方案、剛性方案和無伸臂方案下結(jié)構(gòu)在多遇、設(shè)防、罕遇地震下的樓層剪力曲線。從圖中可知，剛性方案由于設(shè)置了剛性加強(qiáng)層提高了結(jié)構(gòu)整體剛度，與無伸臂結(jié)構(gòu)相比，其地震響應(yīng)有所增加。阻尼方案中黏滯阻尼伸臂雖然不會增加結(jié)構(gòu)的剛度，但在地震作用下黏滯阻尼器為結(jié)構(gòu)提供了附加阻尼比，減小了地震響應(yīng)。

表2給出了剛性方案和阻尼方案的結(jié)構(gòu)基底剪力對比結(jié)果，同時加入無伸臂方案的結(jié)構(gòu)基底剪力進(jìn)行參考。與剛性方案相比，多遇地震下阻尼方案結(jié)構(gòu)基底剪力的減幅約為22%，設(shè)防地震下基底剪力減幅有所下降，約為20%；罕遇地震下基底剪力的減小不明顯，減幅只有4%。與無伸臂方案相比，阻尼方案的結(jié)構(gòu)基底剪力在多遇地震和設(shè)防地震下分別降低了8%和7%，罕遇地震下阻尼方案和無伸臂方案的結(jié)構(gòu)基底剪力相當(dāng)。由此可見，阻尼方案可以在多遇和設(shè)防地震下有效降低結(jié)構(gòu)內(nèi)力。

圖6 整體結(jié)構(gòu)及核心筒傾覆力矩對比圖

對剛性方案和阻尼方案的結(jié)構(gòu)傾覆力矩進(jìn)行對比，如圖6(a)所示。與剛性方案相比，阻尼方案多遇地震下傾覆力矩減幅為17%，設(shè)防地震下減幅為20%，而罕遇地震下減幅不明顯。結(jié)構(gòu)設(shè)置伸臂構(gòu)件后，對核心筒的傾覆力矩會產(chǎn)生較大的影響，因此對各方案多遇地震下核心筒部分承擔(dān)的傾覆力矩進(jìn)行對比，如圖6(b)所示。兩個伸臂模型在伸臂對應(yīng)位置較無伸臂模型的核心筒傾覆力矩明顯降低，但剛性方案核心筒傾覆力矩在結(jié)構(gòu)中下部增幅變快，到達(dá)基底位置時核心筒傾覆力矩已與無伸臂結(jié)構(gòu)相近，而阻尼方案核心筒傾覆力矩較小，與無伸臂方案相比減幅約為16%。說明阻尼伸臂可以降低整體結(jié)構(gòu)的傾覆力矩，對核心筒及外圍框架部分的傾覆力矩均具有降低的效果。

各方案下結(jié)構(gòu)基底剪力對比/kN 表2

3.4 結(jié)構(gòu)殘余變形

結(jié)構(gòu)殘余變形是衡量結(jié)構(gòu)地震損傷及震后修復(fù)代價的重要指標(biāo)[12]。多遇及設(shè)防地震作用下結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)殘余變形計算結(jié)果均較小，對比兩種方案在罕遇地震與極罕遇地震下的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)殘余變形，如圖7所示。

8度罕遇地震作用下阻尼方案與剛性方案的結(jié)構(gòu)殘余變形分別為19.5mm和24.3mm，與剛性方案相比，阻尼方案的結(jié)構(gòu)殘余變形減小了20%。8度極罕遇地震作用下阻尼方案與剛性方案的結(jié)構(gòu)殘余變形分別為115.2mm和171.8mm，與剛性方案相比，阻尼方案的結(jié)構(gòu)殘余變形減小了33%?？梢姀慕Y(jié)構(gòu)整體變形來看，阻尼方案對結(jié)構(gòu)損傷的保護(hù)作用較為明顯。

圖7 結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)殘余變形

4 結(jié)構(gòu)性能評估

通過評估結(jié)構(gòu)各類構(gòu)件的性能狀態(tài)可以更加直觀地了解結(jié)構(gòu)在地震下的損傷情況以及結(jié)構(gòu)的整體性能狀態(tài)。以結(jié)構(gòu)響應(yīng)較大的1條天然波為代表，分析了該地震波作用下兩種結(jié)構(gòu)的損傷情況并分別對比了框架梁、柱、剪力墻、連梁以及支撐構(gòu)件在罕遇地震下的性能狀態(tài)。性能評估中OP限值為結(jié)構(gòu)完好狀態(tài)，進(jìn)入塑性狀態(tài)后主要的材料及構(gòu)件的性能水準(zhǔn)如表3所示。

圖8 罕遇地震下剪力墻剪切應(yīng)力分布

圖9 罕遇地震下剪力墻鋼筋拉應(yīng)變分布

圖10 罕遇地震下剪力墻混凝土壓應(yīng)變分布

4.1 剪力墻性能評估

(1)剪力墻受剪性能狀態(tài)

罕遇地震下剛性方案和阻尼方案剪力墻剪切應(yīng)力分布如圖8所示(圖中數(shù)值表示達(dá)到相應(yīng)狀態(tài)限值的倍數(shù)，余圖同)。對于剛性方案，結(jié)構(gòu)的三個加強(qiáng)層附近以及結(jié)構(gòu)底部的核心筒剪力墻墻肢剪切應(yīng)力較大。對于阻尼方案，只有37層附近以及結(jié)構(gòu)底部的核心筒剪力墻的剪切應(yīng)力達(dá)到了極限剪切應(yīng)力的0.4倍，其余大部分墻肢的剪切應(yīng)力均為極限剪切應(yīng)力的0.2倍，剪力墻的剪切應(yīng)力較剛性方案明顯降低。

(2)剪力墻鋼筋受拉性能狀態(tài)

罕遇地震下剛性方案和阻尼方案的剪力墻正截面縱筋拉應(yīng)變分布如圖9所示。罕遇地震下剛性方案中核心筒下部剪力墻墻肢鋼筋的拉應(yīng)變較大，部分鋼筋拉應(yīng)變已經(jīng)達(dá)到了IO狀態(tài)限值，進(jìn)入了屈服階段，大部分墻肢鋼筋應(yīng)變達(dá)到了IO狀態(tài)限值的0.6倍。核心筒中部及上部墻肢鋼筋的受拉處于彈性階段。對于阻尼方案，核心筒剪力墻鋼筋受拉損傷分布與剛性方案類似，但墻肢內(nèi)鋼筋的拉應(yīng)變有所降低，處于OP與IO性能狀態(tài)之間。

(3)剪力墻混凝土受壓性能狀態(tài)

罕遇地震下剛性方案和阻尼方案的核心筒剪力墻混凝土壓應(yīng)變分布如圖10所示。從圖中可以得知，剛性方案核心筒底部剪力墻有較多混凝土壓應(yīng)變達(dá)到了IO狀態(tài)限值，阻尼方案底部剪力墻混凝土壓應(yīng)變達(dá)到IO狀態(tài)限值的相對較少。核心筒下部混凝土受壓破壞較為嚴(yán)重；上部結(jié)構(gòu)的混凝土基本處于彈性狀態(tài)；中上部、中部及中下部墻肢混凝土都出現(xiàn)了不同程度的損傷，但混凝土壓應(yīng)變未達(dá)到IO狀態(tài)限值。

4.2 加強(qiáng)層支撐構(gòu)件性能評估

在多遇地震和設(shè)防地震下，剛性方案中伸臂桁架基本處于彈性狀態(tài)。罕遇地震下結(jié)構(gòu)中支撐構(gòu)件的應(yīng)變分布如圖11所示。從圖中可以看出，罕遇地震下，剛性方案的大部分伸臂桁架和環(huán)帶桁架腹桿發(fā)生了受壓屈曲，而阻尼方案中與阻尼器相連的伸臂桁架腹桿仍然處于彈性狀態(tài)。地震后剛性方案伸臂桁架和環(huán)帶桁架的維修成本較高且修復(fù)難度較大，若采用阻尼方案，可大幅度降低建筑的維修成本和修復(fù)難度。

4.3 連梁性能評估

設(shè)防地震下連梁的性能狀態(tài)見圖12。結(jié)構(gòu)在多遇地震下處于彈性狀態(tài)，在設(shè)防地震下，剛性方案的核心筒為結(jié)構(gòu)第一道抗震防線，連梁率先耗能。對于阻尼方案，黏滯阻尼伸臂充當(dāng)結(jié)構(gòu)第一道防線，黏滯阻尼器在多遇地震作用下即開始耗能。設(shè)防地震下隨著地震作用的持續(xù)輸入，剛性方案核心筒中下部的連梁開始進(jìn)入塑性階段，核心筒下部有部分連梁的塑性轉(zhuǎn)角率先達(dá)到IO狀態(tài)限值，而后沿高度向上至結(jié)構(gòu)28層附近的核心筒連梁開始逐步達(dá)到IO狀態(tài)限值。與剛性方案相比，阻尼方案核心筒下部只有少量連梁達(dá)到并超過IO狀態(tài)，大部分連梁轉(zhuǎn)角基本滿足IO性能水準(zhǔn)的變形指標(biāo)要求。

圖12 設(shè)防地震下連梁性能狀態(tài)

圖13 罕遇地震下連梁性能狀態(tài)

罕遇地震下連梁的性能狀態(tài)如圖13所示。罕遇地震下剛性方案和阻尼方案的絕大多數(shù)連梁的塑性轉(zhuǎn)角都超過了IO狀態(tài)限值，并介于IO與LS狀態(tài)之間。結(jié)構(gòu)頂部連梁損傷程度較低。剛性方案結(jié)構(gòu)下部連梁塑性轉(zhuǎn)角較大，損傷較為嚴(yán)重。阻尼方案連梁的損傷分布較為均勻，且損傷程度輕于剛性方案。根據(jù)連梁的截面剪切強(qiáng)度計算結(jié)果，連梁斜截面滿足抗剪不屈服要求。

4.4 梁、柱構(gòu)件性能評估

(1)框架梁

罕遇地震下剛性方案與阻尼方案框架梁的性能狀態(tài)如圖14所示。隨著地震作用的持續(xù)輸入，部分框架梁開始進(jìn)入塑性并沿結(jié)構(gòu)高度向下發(fā)展。阻尼方案結(jié)構(gòu)中部及以下有少量框架梁的塑性轉(zhuǎn)角超過LS狀態(tài)限值并介于LS和CP狀態(tài)之間；剛性方案結(jié)構(gòu)下部有較多框架梁塑性轉(zhuǎn)角達(dá)到并超過了LS狀態(tài)限值，但基本小于CP狀態(tài)限值。兩種方案框架梁斜截面抗剪承載力均滿足不屈服要求。

圖14 罕遇地震下框架梁性能狀態(tài)

圖15 罕遇地震下框架柱混凝土壓應(yīng)變分布

(2)框架柱

罕遇地震下框架柱混凝土壓應(yīng)變分布如圖15所示。從圖中可知，剛性方案中在結(jié)構(gòu)底層有個別框架柱的混凝土壓應(yīng)變達(dá)到了IO狀態(tài)限值。對于阻尼方案，框架柱混凝土壓應(yīng)變均小于IO狀態(tài)限值，混凝土的損傷程度有所降低。

5 結(jié)構(gòu)耗能狀況分析

分別提取了阻尼方案和剛性方案在7條地震波作用下的耗能結(jié)果并對其取平均值。

表4為剛性方案的塑性耗能情況。在多遇地震下結(jié)構(gòu)基本處于彈性工作狀態(tài)，沒有出現(xiàn)塑性耗能。在設(shè)防地震下，約76%的塑性耗能由連梁產(chǎn)生，有21%的塑性耗能由伸臂桁架和環(huán)帶桁架產(chǎn)生。罕遇地震下連梁承擔(dān)了90%的塑性耗能，9%的塑性耗能由伸臂桁架、環(huán)帶桁架以及核心筒剪力墻共同承擔(dān)，框架柱和框架梁也承擔(dān)了少量的塑性耗能，但這些構(gòu)件的損傷都較為輕微。極罕遇地震下，由于梁、柱構(gòu)件損傷的進(jìn)一步開展，其塑性耗能占比增加，連梁塑性耗能占比下降至88%，仍為最主要的耗能構(gòu)件。伸臂桁架塑性耗能占7%。連梁和伸臂桁架及環(huán)帶桁架是抗震結(jié)構(gòu)主要的耗能構(gòu)件。結(jié)構(gòu)的損傷也主要集中于連梁、伸臂桁架及環(huán)帶桁架。

剛性方案各構(gòu)件塑性耗能 表4

表5為阻尼方案的塑性耗能情況。從表中可以看出，在設(shè)防地震下，阻尼器承擔(dān)了結(jié)構(gòu)的大部分耗能，阻尼方案連梁的塑性耗能較剛性方案減小了97%，罕遇地震下連梁的塑性耗能減小了42%，極罕遇地震下連梁塑性耗能減小了19%。連梁塑性耗能是整個結(jié)構(gòu)塑性耗能最為主要的部分。阻尼方案可以有效地減小連梁的耗能，從而控制整個結(jié)構(gòu)的塑性耗能。

阻尼方案各構(gòu)件塑性耗能 表5

對表4和表5的統(tǒng)計結(jié)果進(jìn)行比較可知，與剛性方案相比，阻尼方案的塑性耗能在設(shè)防地震、罕遇地震和極罕遇地震下分別減小了97%，45%和21%，可見阻尼方案可以有效地控制結(jié)構(gòu)的損傷情況。

6 結(jié)論及建議

本文研究了黏滯阻尼伸臂對超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，建立了剛性方案和阻尼方案的彈塑性模型，得到了如下結(jié)論：

(1)在超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)中設(shè)置黏滯阻尼伸臂可以有效減小結(jié)構(gòu)在多遇地震作用下的層間位移角。

(2)設(shè)置了剛性伸臂桁架的剛性方案在結(jié)構(gòu)加強(qiáng)層處產(chǎn)生剛度突變，與伸臂相連部分的核心筒剪力墻剪切應(yīng)力較大，設(shè)置了黏滯阻尼伸臂減震層的阻尼方案可減小伸臂處結(jié)構(gòu)的剛度突變，減小了剪力墻的剪切應(yīng)力。同時黏滯阻尼伸臂還可以有效地降低結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，減小結(jié)構(gòu)的殘余變形，使結(jié)構(gòu)損傷得到有效控制。

(3)根據(jù)性能評估并結(jié)合構(gòu)件耗能可知：黏滯阻尼伸臂對連梁損傷的控制效果最為顯著。與剛性方案相比，阻尼方案的連梁在設(shè)防地震作用下基本完好，罕遇地震和極罕遇地震作用下阻尼方案連梁損傷程度較剛性方案顯著降低。

本文的研究工作尚存在一定的局限性：文中所選用的工程案例是高度為258m的超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)，以上所得相關(guān)結(jié)論對高度為200～350m的一般超高層結(jié)構(gòu)具有一定的參考價值，但對400m及以上高度的超高層結(jié)構(gòu)其適用性尚待進(jìn)一步研究；本文案例針對黏滯阻尼器的分析未考慮阻尼器在耗能過程中升溫及性能參數(shù)變化的影響，在后續(xù)的分析工作中，應(yīng)考慮因阻尼器工作性能的變化對減震效率的影響。