上海世茂国际广场裙房广场黏滞阻尼器连接减振方法的非线性时程分析

上海世茂国际广场裙房广场黏滞阻尼器连接减振方法的非线性时程分析

女性结构工程中的地震反应由于建筑效果和使用功能的要求，主楼汗流结构是中国现代高层建筑结构中常见的结构形式之一。裙房与主楼在建筑高度、结构形式、平面布置等特征上差别迥异,各自在地震作用下的变形特点也截然不同。如何合理利用它们各自的结构特征和变形特点,有效控制结构整体的地震作用反应,是一个复杂而又有实际意义的研究课题。本文针对上海世茂国际广场裙房扭转效应显著致使层间位移过大这一问题,分析研究在主楼和裙房之间采用黏滞阻尼器连接这一耗能减振方法的有效性和可行性。文中对采用这一被动控制方式前后的整体结构分别进行了非线性时程模拟计算,比较裙房和主楼的位移反应、层间剪力等指标的前后变化,来具体衡量该方法的减振效果,同时分析了阻尼器的滞回性能来评定耗能性能。1重组结构的变形上海世茂国际广场是一幢超高层综合性大厦,位于上海市市中心的南京路步行街,集豪华宾馆、餐饮、娱乐、会议、商业为一体。整个建筑由塔楼、裙房和广场三部分组成:主塔楼为一巨型钢骨柱框架-内钢骨筒体结构体系的超高层建筑,共有60层,结构屋面标高达到246.560m;裙房为10层的框架-剪力墙结构,广场则在一至六层悬空,仅有12根钢管混凝土柱由底直伸到八层楼面,在七层、八层楼面和屋顶与裙房楼板形成整体。因此广场部分刚度相对较差,广场和裙房连成整体后结构整体刚度中心和质量中心偏心较大,结构扭转效应明显。采用SATWE计算的裙房和广场部分模态结果表明,裙房和广场部分第一阶振型即为扭转,高阶振型中扭转效应也占有相当大的比重。振型分解反应谱法计算结果表明,由于扭转效应显著,在小震作用下裙房的四至六层X向和Y向层间位移角均高于规范规定的1/550限值要求,最大层间位移角达到1/470。在结构构件因变形过大发生破坏的同时,相邻建筑在大震作用下因相对变形过大产生的撞击破坏还将带来重大的安全隐患。因此必须采取措施来控制裙房和广场由于扭转效应产生的过大变形。2采用减振单元的热压如何防止相邻建筑之间发生相互撞击已引起众多学者的关注,并开展了大量研究。Anagnostopoulos分析了两相邻单自由度建筑在地震作用下的撞击情况,提出在撞击处安装黏弹性阻尼器的建议。Westermo建议采用铰接连接杆在相邻建筑的楼层处连接,世茂国际广场原设计方案中采用的正是这一方案。其思路原理是借助强度和刚度相对大得多的主楼来协调裙房过大的变形,并防止它们发生碰撞。世茂国际广场的模型振动台试验结果表明,裙房与主楼之间采用刚性杆连接,在小震下能起到控制裙房变形的作用,但在中震和大震情况下连接的刚性杆就全部断裂,失去功效,其主要原因是刚性杆的变形率太大导致杆件断裂。如果要保证在大震作用下连杆能正常工作,只能将连接杆做成非常刚性和强度很大的杆件,足以协调传递主楼与裙房不同振动形态而导致的巨大地震惯性力,比如把主楼与裙房用刚性楼板连成一体就是一个传统和通常的作法。但是,这种处理方法的弊端就是导致主楼在底部的几层出现质心与刚心偏离较大,同时整个建筑的质心、刚心沿高度方向也将出现较严重的偏离,很可能致使整个建筑的第一振型将是以扭转为主的振动,这是一种工程上极不希望出现的情形。除了这些较为消极的避免碰撞方案之外,更为积极的办法是采用减振单元降低相邻建筑的动力响应,如在复杂相邻建筑之间设置被动阻尼器、半主动阻尼器和主动阻尼器等,提高结构的抗震性能。美国Klein1972年首先提出了连接相邻建筑来提高结构抗风能力的构想,日本Kunieda1976年提出耦连多个结构来降低结构地震响应的方法,从此大量关于通过耦连相邻建筑来降低结构动力响应的研究相继展开,包括有采用被动控制技术的数值计算和理论分析,半主动控制技术,以及一些验证控制效果的试验研究。这些已有研究成果表明,在相邻建筑的合理位置采用阻尼器连接能显著降低结构的地震或风振动力响应。已有资料表明采用该原理的首次实际工程使用在日本的Kajima智能建筑大厦。另外Asano在文献中介绍了日本东京TritonSquare办公大楼采用主动连接方式的应用情况。根据前人研究成果,结合世茂国际广场的实际结构特点,采用的减振方法是在主楼和裙房(广场)之间设置黏滞阻尼器。阻尼器布置位置和数量是采用SAP2000建立简化分析模型进行了一系列方案优化分析后取定的,最终采取的方案是分别在七层、八层、九层以及十层裙房和广场与主楼连接处布置相应的黏滞阻尼器,每层10个,X向和Y向各5个,累计共40个,具体布置如图1所示。为深入具体研究该方案在各种工况下的减振效果,本文采用程序CANNY开展了一系列的非线性时程反应分析,来综合评定该减振方案在不同方向、不同烈度地震作用下的有效性。3计算模型的构建3.1计算结果和分析采用CANNY的数据文件建模系统建立包含有主楼、裙房和广场的空间杆系-层计算模型。为了控制计算规模,忽略了突出屋面的电梯井部分,裙房只考虑结构主体10层,主楼考虑主体60层和屋顶桅杆部分,忽略了主要起传递荷载作用的次梁构件,剪力墙部分进行相应的合并和简化,以降低计算单元数量和自由度。最终的计算模型包含有3548个梁单元,2798个柱单元,1121个墙单元,144个桁架单元,40个阻尼单元,合计节点数2917个,计算楼层75个,计算自由度14801个,计算模型立面图如图2所示。楼板采用刚性楼板假定,主要竖向抗侧力构件的初始内力值、楼层重量和转动惯量等参数采用SATWE在只考虑恒载和活载作用时的相关计算结果。3.2阻尼器力学参数的选取梁单元、柱单元和剪力墙单元采用基于材料应力-应变关系的端部纤维模型,所采用的混凝土和钢筋材料应力-应变模型如图3和图4所示。CANNY程序的端部纤维模型可以根据图3和图4所示的材料性能曲线,结合构件尺寸自动生成各构件的双向弯曲-曲率关系,并能同时考虑轴力与弯曲的耦合效应。由于加强层楼层刚度较大,处于加强层位置的桁架单元变形均处于弹性阶段,因此分析计算时采用线弹性模型模拟。阻尼器选用与速度相关型黏滞阻尼器,具体产品选用上海材料研究所研制的黏滞阻尼器,研究表明该产品具有相当好的耗能性能。同时试验结果也表明,该种阻尼器有150kN/mm的初始刚度,需综合考虑该初始刚度对计算结果的影响程度。采用SAP2000程序建模采用考虑该初始刚度的Maxwell模型进行模态分析对比,如表1所示,结果表明阻尼器的初始刚度对整体结构前三阶振型自振周期影响不大,对高阶振型有一定的影响,因此在进行时程分析可以忽略该初始刚度的影响。采用CANNY程序进行时程分析时黏滞阻尼器采用简化公式来描述其性能:式中:Fd为阻尼力,kN;Cv为阻尼常数,kN/(mm/s)α;V为阻尼器活塞相对阻尼器外壳的运动速度,mm/s;α为常数,通常取0.1~1.0。针对上海世茂国际广场的实际特点,阻尼器力学参数Cv和α的选取需要考虑以下两个因素:(1)在小震作用阶段,阻尼器能发挥一定的减振耗能功能;(2)在大震作用阶段,阻尼器不仅能发挥耗能功能,而且应保证阻尼力不能太大,以免超出阻尼器连接部位承载能力而导致拉连接部位断失去功效。综合考虑取用α=0.15,Cv=250,这样使得阻尼器在小震和大震作用下的阻尼力约在300~600kN之间变化。4主楼阻尼器结构为了考察阻尼器对裙房减振效果的程度,从裙房层间位移角、顶点位移和层间剪力等指标加以对比,同时也比较了主楼层间位移加阻尼器前后的变化,来权衡增加黏滞阻尼器对主楼的影响。另外对阻尼器在各级地震作用下的工作参数进行相关分析,判断其是否在初始设定范围内正常工作。考察时对以下两种状态的整体结构进行对比分析:状态1:主楼与裙房和广场之间不设置任何连接;状态2:主楼与裙房和广场之间在七至十层共设置40个阻尼器。4.1u3000模态分析为验证CANNY建立计算模型的准确性,分别利用CANNY和SAP2000对裙房(广场)进行模态分析,对比计算结果如表2所示。计算结果表明,CANNY程序与SAP2000程序的模态分析结果较为接近,CANNY程序能较好地模拟结构的动力特性,能开展后续的非线性时程分析。4.2u3000x向地震作用分别沿X方向、Y方向输入不同加速度幅值的上海人工波SHW1,进行地震反应模拟分析。依据规范要求,小震时输入地震波加速度峰值取用35gal,大震时取用200gal,计算所采用的SHW1的功率谱密度函数如图5所示。(1)小震作用下裙房(广场)减振效果小震作用下两种状态下裙房(广场)的最大层间位移角计算结果如表3所示。结果表明,不设置阻尼器时,小震作用下裙房(广场)变形相当显著,X向地震作用下X向最大层间位移角达到1/446,Y向地震作用下Y向层间位移角最大值达到了1/402,均超出了规范限值要求。同时在X向地震作用下,裙房(广场)Y向变形也相当明显,控制点A在二层、三层和四层的层间位移角都超出了规范限值,主要是由于裙房和广场的平面布置方式和刚度与质量的不协调,致使裙房与广场部分连成整体后在Y向有较大的偏心,因此X向地震作用导致裙房和广场产生扭转,Y向变形相当突出。设置阻尼器后,裙房(广场)两方向的位移变形均能得到有效降低,未设置阻尼器时层间位移角高于规范要求的所有楼层变形得到有效改善,均低于规范要求限值。相对较弱的广场X向楼层位移大幅降低,七层C点X向最大层间位移角由1/446降低到1/1153,裙房Y向最大层间位移角由1/408降低为1/1056。图6给出了在X向地震作用下十层C点X向位移时程曲线的对比,表明设置阻尼器后位移变形控制效果显著。(2)大震作用下裙房(广场)减振效果表4列出了裙房(广场)各楼层控制点在大震作用下两种状态的最大层间位移角对比。计算结果反映出的规律与小震作用下所反映的规律相似:在X向大震作用下,裙房和广场不仅X向位移反应强烈,而且由于扭转造成裙房和广场在Y向位移变形同样表现相当显著。另外裙房(广场)在Y向刚度存在不足,不设置阻尼器情况下裙房在二至三层的Y向层间位移角均超过1/50,最大值达到了1/46。设置阻尼器后,不仅能有效控制降低X向地震作用下裙房(广场)的X向变形,而且能有效地降低扭转产生的Y向变形。在设置阻尼器后Y向大震作用下裙房和广场的位移变形控制效果也相当显著,原来层间位移角高于规范要求的所有楼层大为改善,均低于规范要求限值,原最大层间位移角由1/46降低到1/142,低于规范限值1/80。图7给出了X向大震作用下十层C点的X向位移时程曲线对比,表明减振效果相当显著。(3)裙房(广场)层间剪力变化小震作用和大震作用下,裙房(广场)的层间剪力在增加黏滞阻尼器前后的对比结果如表5和表6所示。分析计算结果可以发现,无论是在小震还是大震作用下,设置阻尼器后裙房(广场)在地震波激励方向层间剪力有一定程度降低,而在非激励方向层间剪力却显著增加。在X向小震作用时X向基底剪力峰值由18388.4kN减少到16684.9kN,降幅为9.3%,Y向小震作用时Y向基底剪力峰值由20175.5kN降低到13088.5kN,降幅达到35.1%,与此同时,X向小震作用时Y向基底剪力峰值和Y向地震作用时X向基底剪力峰值则相应地有一定程度增加。这一规律同样体现在大震作用下层间剪力变化中。这一规律表明,设置黏滞阻尼器后能有效降低地震主激励方向的层间剪力,有效降低该方向的地震作用效应。虽然设置阻尼器会导致另一方向的层间剪力有一定程度的增加,但只是在一低位水准的增长,不会对该方向造成实质性的影响。因此,对结构整体而言设置阻尼器能有效降低地震作用时主要破坏方向的层间剪力,减少地震作用对结构整体的破坏。4.3x—对主楼的影响设置阻尼器是否会对主楼产生消极的影响以及具体影响程度,也是评定该方案效果好坏的重要因素之一。将各计算工况中主楼D点(见图1)的层间位移角作为衡量指标进行比较,结果如图8所示。小震作用下,设置阻尼器后X向地震作用下X向的层间位移角变小,而Y向地震作用的Y向层间位移却稍有增加;大震作用下,设置阻尼器后X向地震作用X向层间位移角和Y向地震作用的Y向位移角均减小。所以设置阻尼器后主楼的层间变形是朝变小的有利趋势发展,虽有个别计算工况层间位移角增加,但是在规范限值允许范围内的微小变化,设置阻尼器对主楼的不利影响可忽略不计。4.4大震作用下阻尼器各工艺参数的工作状态表7给出了十层楼面各阻尼器在小震和大震作用下阻尼力峰值、相对速度峰值和相对位移峰值。在小震作用下,各阻尼器提供的阻尼力峰值在299.6~425.9kN之间,相对速度峰值在3.34~34.85mm/s之间,相对位移在0.80~12.73mm之间,各阻尼器的工作参数均未超出原设定范围,处于一个低位正常工作状态。图9给出了十层D6阻尼器在小震作用下的阻尼力和相对位移的滞回曲线,已初步形成耗能滞回环,达到小震阶段初步减振设想要求。大震作用下各阻尼器的阻尼力峰值在418.2~576.4kN,相对速度峰值在87.26~262.4mm/s之间,相对位移在10.4~126.2mm之间。从这些结果可以看出在大震作用下,各阻尼器的各工作参数均未超出原设定范围,仍处于一个正常工作状态。图10给出了十层D10阻尼器在大震作用下的阻尼力和相对位移的滞回曲线,形成了多级完整滞回环,且滞回环充分饱满,说明阻尼器耗能效果显著,达到了大震阶段的减振设计要求。5设置阻