广州天王中心大厦弹塑性地震反应分析-容柏生

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弹塑性时程分析
弹塑性时程分析计算简图见图 $。 其中， 子结构的划分以
及计算层的确定同静力弹塑性分析，每个子结构的每层具有 三个自由度，子结构之间用刚性楼板连接。地震反应分析输 入 ! 方向四条地震波， 分别为 )* +,-./0 1 23 4 波、 567. 1 3) 4 波 以及设计院提供的人工波 89:"&#、89:%&#。依据场地勘察报 告， 工程按地震 ; 度设防， 罕遇地震的加速度峰值为 #(#<6*。 采用 2,=>6/9? ! 方法积分，" @ &A ((，! @ &A #;，积分步长为 即 #&&& &A &#B。 )* +,-./0 1 23 4 波和 567. 1 3) 4 波计算时间为 %&B， 步， 人工波计算时间为 !$B， 即 :&& 步。钢筋混凝土结构的阻 尼比取为 &A &(。 25CD3 得到的结构自振周期见表 #，为比较，表 # 还给
图#
! 方向层剪力包络图
图$ 表!
Hale Waihona Puke Baidu
! 方向层间位移角包络图 ! 方向反应包络最大值
&’() * +, #"#.. /0".. 10/.. "#02 0 ! 3 0#% ! 3 "0 * "% 层 45$0./ #!0.. /.%.. 1.1.. /"02 0 ! 3 #0# ! 3 !.6 * 06 层 -
", 层柱连通 ", 层柱不连通
表!
四种计算模型
模拟施工 模型 ! 模型 , 不模拟施工 模型 " 模型 #
对 #" 层巨梁内力影响不大， 但对 "$ 层巨梁的影响仍然很大。与模型 " 相比， 采用模型 % 计算 的 "$ 层巨梁跨中弯矩增加 #%&’ ， 梁端剪力增加 !(&’ 。这是因为 "$ 层的次框架柱并未断开 的缘故。因此， 如果在静力弹塑性分析时考虑施工模拟， 与不考虑施工模拟相比， 前者会推迟 巨梁的出铰时间。
作者简介： 方鄂华 > !=GA ; ? ， 女 > 汉族 ? ， 江苏江阴人， 清华大学土木工程系教授， 博士生导师。
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由该程序可得到结构等效剪 #$%&$ 是采用杆模型进行空间协同的静力弹塑性分析程序， 切层刚度， 然后采用 ’%&$ 程序， 利用子结构方法形成单串或多串集中质量模型进行弹塑性时 程分析。 程序允许用户按结构组成情况将结构划分为若干个子结构， 各子结构具有各自的层刚 度。 每个子结构每层可具有一个平移自由度、 两个平移自由度或两个平移与一个扭转三个自由 度以解决平扭耦联问题。子结构间通过楼板协同工作， 楼板可为刚性楼板， 也可考虑楼板的变 形。 程序有两种骨架曲线模型 ( 三线型和四线型 ) 和四种恢复力模型供用户选择。 用户输入每一 子结构各层的质量、 静力弹塑性分析得到的层等效恢复力特性骨架线参数， 选择恢复力模型， 并输入用户指定的地震波加速度时程与作用方向， 即可进行弹塑性时程反应计算。 程序可输出 结构动力特征值、 各层反应包络值与反应的时程曲线等。同时， 通过计算以杆单元组成的平面 结构 ( 单片或多片平面框架平面和空间协同工作 ) 在单调递增水平荷载作用下塑性变形的发展 过程， 给出子结构在竖向和水平荷载作用下的弹塑性变形、 塑性铰分布与发展等信息， 检验设 计是否满足抗震要求。
第 4! 卷第 5 期 4""" 年 !4 月
建 筑 结 构 学 报 #$%&’() $* +%,)-,’. /0&%10%&23
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文章编号： !""" ; 5<5= > 4""" ? "5 ; ""!" ; "5
广州天王中心大厦弹塑性地震反应分析
方鄂华 !， 何国松 !， 容柏生 4， 张文华 4
图 ;、 图 :、 图 F 分别是四条地震波作用下结构 ! 方向的层剪力、 层间位移角和侧移包络 图。由图可见， 层剪力、 层间位移角沿高度不均匀， 在巨梁层附近反应变化较大， 层侧移基本均 匀， 仅在巨梁层附近有突变， 这表现了巨梁层附近刚度和质量突变的影响。 在包络图中的最大值称为包络最大值， 表 " 给出了四条地震波作用下结构 ! 方向反应的 包络最大值。由表 " 可见， 结构在各巨梁层及顶部数层反应较大。各巨梁层中尤其是 #" 层的 反应最大， 层间位移角达到 ! G %! 1 )* +,-./0 波 4 及 ! G $; 1 89:%&# 波 4 。为改善这种状况， 并且作 为对比研究， 考虑了两个修改方案， 修改方案一是将 #" 层以下各层层刚度增大约 !(’ ， 修改 方案二是增大巨梁的承载能力， 令其不屈服。计算表明， 对巨梁层层间位移影响较大的因素是 #" 层以下的各层层刚度。图 !& 是原结构和两种修改方案在 )* +,-./0 波作用下层剪力包络图 的比较， 图 !! 是原结构和两种修改方案在 )* +,-./0 波作用下层间位移角包络图的比较。 由比 较可见， 两种修改方案都能明显减小 #" 层层间位移反应， 其中， 方案一 #" 层层间位移角减小 为 ! G !#&； 方案二减小 %:’ ， 为 ! G ;:。 另外， 对层间位移角也较大的 %F 层而言， 方案一基 $$’ ， 本相同， 方案二可减小 "&’ 。但是， 由图 !& 可见， 方案二会增大巨梁层的层剪力， #" 层层剪力 增大了 $&’ 。因此， 可在适当增大 #" 层以下各层剪力墙刚度 1 方案一 4 的基础上， 进一步采取 措施减小鞭梢效应， 以减小原结构的层间位移角。 !"
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前言
广州天王中心大厦是广东省建筑设计研究院设计的一幢超高层建筑。 该工程地下 A 层， 主
体结构地上 A5 层。主结构 为钢筋混凝土巨 型框架结构 ，次结构为 框架结构。 结构总高 地上结构高 !5!@ BBJ。主结构巨柱为楼电梯间形成的剪力墙筒， 巨梁设于地下二层、 !F=@ 4BJ， 地上八层、 二十一层和三十四层。其 中地下二层、地上八层和二十一层 的巨梁采用无粘结预应力梁，三十 四层的巨梁为普通钢筋混凝土梁； 地上八层的巨梁跨越两个楼层。巨 梁 高 度 从 下 到 上 依 次 为 G"""JJ、 A!""JJ、 G4""JJ 和 !B""JJ。主体 结构的平面图和剖面图见图 !、 图 4， 结构设计的详细内容见文献 K ! L 。该 因此 工程已超过规范 K 4 L 的适用条件， 补充作罕遇地震下的弹塑性分析，
"
静力弹塑性分析
本工程在进行静力
弹塑性分析时， 将整体结 构划分为两个子结构， 每 一个子结构简化为 !、" 方向的多榀平面抗侧力 结构， 对每一个子结构分 别进行 !、 " 方向的静力 弹塑性分析。 图 " 是两个 子结构的静力弹塑性计
图" #$%&$ 计算简图及框架编号
算简图及各榀框架编号。如图所示， 裙房部分为子结构 !， 主体结构为子结构 *， 其中子结构 ! ( 即 $+,! ) 简化为 ! 方向 " 榀、 子结构 * ( 即 $+,* ) 简化为 ! 方向 " 方向 " 榀平面抗侧结构； 榀、 本文的计算模型将地上七层 " 方向 . 榀平面抗侧结构。地上八层的巨梁跨越了两个楼层， 和八层合并为一个计算层； 计算模型的嵌固端为地下四层。 巨梁在计算模型中分别位于计算层 的第 * 层、 在本文下面的叙述中， 所涉及的层均指计算模型中的计算层。 !/ 层、 *" 层和 ". 层。 本工程在 " 方向是巨型结构，次框架柱子支承于巨梁上，在进行 " 方向静力弹塑性计算 时， 次结构均参与工作。次结构在 ! 方向不能形成完整的抗侧结构， 因此， 在进行 ! 方向计算 时， 不考虑次结构的刚度， 只将次结构上的竖向荷载通过巨梁传递到两端的剪力墙上。各构件 的刚度和承载力均按设计构件的尺寸和配筋求得。竖向荷载按结构自重和使用荷载组成的重 力荷载代表值计算， 水平荷载分布形式采用由底部剪力法计算得到的水平地震作用分布。 静力弹塑性分析计算得到层剪力 0 层间位移关系曲线后， 将其简化为四折线骨架形式。 图 由图可见， 简化后的 1 是子结构 * 在 " 方向部分层的层剪力 0 层间位移曲线及相应的骨架线， 骨架曲线 ( 图中虚线 ) 与原曲线 ( 图中实线 ) 吻合较好。图 - 是子结构 * 在 " 倍设计基底剪力作 用时的塑性铰分布， 此剪力值 ( # 2 .!///3# ) 大致相当于罕遇地震下弹塑性时程分析得到的基 底剪力值。 由图 - 可见， 在大震下， 结构大部分塑性铰出现在梁上， 这表明结构符合“ 强柱弱梁” !!
> !@ 清华大学土木工程系， 北京 !"""<A； 广东广州 B!""!" ? 4@ 广东省建筑设计研究院，
摘要：本文对采用巨型框架结构的广州天王中心大厦进行了罕遇地震下的弹塑性时程分析。将整体 结构划分为两个子结构，对每一子结构分别采用平面协同模型进行静力弹塑性分析，得到层剪力 C 层间位移四折线骨架曲线和塑性铰分布。塑性铰分布表明结构符合 “ 强柱弱梁 ” 的原则。将两个子结 构用刚性楼板连接， 对结构进行罕遇地震下的弹塑性时程分析。 计算结果表明， 结构能满足大震不倒 的设防要求。 关键词：巨型框架；静力弹塑性分析；时程分析；罕遇地震 中图分类号：DE=FG H @ G! 文献标识码： I
图! 主体结构平面图
以检验结构的抗震性能。本文主要介绍地震反应分析结果。
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弹塑性地震反应分析程序介绍
图4 主体结构剖面图
弹塑性地震反应分析采用清华大学土木工程系开发的 9DIM/ 程 序 。 9DIM/ 由 图 形 前 处 理 模 块 NNOI:、 静 力 弹 塑 性 分 析 模 块
KGL
弹塑性时程分析模型 DIM/ 和图形后处理模块组成。 9/IM/、
顶点相对位移 ! " # 层间位移角 " " $
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结论
广州天王中心大厦在 ! 方向输入 罕遇地震波的弹塑性地震反应计算可以 得到下面一些结论。 * ! - ,9 :;<)=> 波作用下基底剪力反 应最大， 两 &’() 波作用下侧移反应较大， 条人工波的反应相对较小。两条人工波 相比， 则 45$"./ 波的反应较大。总的来 看， " 条波的反应相差并不悬殊。 * / - 由层剪力反应包络图中可以看 出， 巨梁层的层剪力突然增大， 这是质量 集中及刚度变化造成的，其中 ,9 :;<)=> 波的反应最大， 底部剪力也最大。 * 0 - 结构的总体刚度足够大， 在罕遇 !"
的抗震设计原则。 但是， 在部分次框架柱中也产生了塑性铰， 这不会导致结构形成薄弱层， 因为 次框架有主体结构的保护。另外， 巨梁也产生了塑性铰， 实际上巨梁在相当于 " 倍设计基底剪 力值的水平荷载作用下已产生塑性铰， 这对于按规范 % " & 设计的巨梁而言， 出铰是必然现象， 是 否有必要保证巨梁在大震作用下不屈服， 这是一个尚待研究的问题。 竖向荷载的施加方式对巨梁的内力影响较大。采用静力分析程序 ’() "* + 对表 ! 所示的
图$ 时程分析计算模型
由表 # 可见， 两者基本一致， 说明本文采用的计算模 出了 5E3 程序空间分析方法的计算结果。 型和计算数据是正确的。
表!
周 5E3 结果 期 第一周期 G B "A (" "A (F 25CD3 结果
"#$%& 与 #’& 计算的自振周期比较
第二周期 G B "A !" "A !& 第三周期 G B #A !$ #A $( 第四周期 G B !A ;; !A !F 第五周期 G B !A %; !A !&
图#
子结构 " 部分层层剪力 $ 层间位移曲线与相应的骨架曲线
图+
塑性铰分布
四种模型进行了竖向荷载下的弹性内力分析。由计算结果可以看出， 当 ", 层巨梁下的柱连通 竖向荷载的施加方式对 ", 层和 ,/ 层巨梁的内力影响很大。与模拟施 时 - 即模型 ! 和模型 " . ， 工 - 模型 ! . 相比， 一次施加竖向荷载 - 模型 " . 不同程度地加大了巨梁的内力， 其中， ", 层巨梁 的跨中弯矩和梁端剪力增加约 +01 ， ,/ 层巨梁的跨中弯矩增加约 "201 ， ,/ 层巨梁梁端剪力 增加了 !301 。这是因为， 当不考虑施工 模拟对竖向荷载的影响时，巨梁下的次 框架柱会受拉力， 这加大了巨梁荷载。 当 本 ", 层柱不连通时 - 即模型 , 和模型 #， 文采用模型 # . ，模拟施工计算 - 模型 , . !"
图%
! 方向侧移包络图
地
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波 总剪力 子结构 ! 子结构 /
,9 :;<)=> * 7+ %1$.. 0/1.. 600.. /#02 6 ! 3 611 ! 3 "! * /0 层 -
45$"./ 6#/.. //".. "66.. /6"2 0 ! 3 6#$ ! 3 6# * 0# 层 -
基底剪力 3 57 顶点位移 ! 3 88