第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文2014年 黏滞阻尼技术在某超高层结构设计中的应用研究 丁洁民，吴宏磊，吴雨岑” （1.同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司，上海，200092： 同济大学建筑工程系，上海，200092) 摘要：在框架-核心筒超高层结构体系中，加强层可显著提高结构抗侧刚度、减小结构侧移，但亦会带来结构刚 度、内力突变等不利影响.
本文以山西省晋中市汇通大厦为工程背景，在结构选型中进行了黏滞阻尼伸臂体系与 传统刚性加强层体系的地震响应对比分析，并对黏滞阻尼伸臂结构进行了弹塑性时程分析.
结果表明：带阻尼伸 臂结构与刚性加强层结构相比，在地震作用下结构的地震响应小，表现出明显的耗能优势：在多遇地震作用下， 带阻尼伸臂结构的地震响应相比于刚性加强层结构大大降低，带来的附加阻尼比达到3.2%：在罕遇地震作用下， 关键构件均满足抗震性能化设计要求，结构关键构件进入塑性的程度均小于刚性加强层结构方案，结构的安全度 更高.
关键词：黏滞阻尼器：伸臂布架：附加阻尼比 1.引言 对于250m左右超高层建筑结构设计中，常采用框架-核心筒结构体系.
传统的框架-核心筒结构体系 存在侧向刚度不足、核心筒受力偏大的缺陷，未能充分发挥外框架抵抗侧向力的作用.
通过设置抗弯和 抗剪刚度较大的伸臂桁架和环带桁架加强层，连接核心简和外框架，可利用周边柱的轴向刚度来提高结 构的抗侧刚度，减小结构侧移，同时减小底部墙肢的拉力.
但是设置伸臂桁架和环带桁架会增大结构刚 度，导致地震作用增大，同时带来结构加强层附近内力、刚度突变等不利影响.
SmithR.Willford在菲律宾圣弗朗西斯科香格里拉塔工程中，将黏滞阻尼器设置在超高层加强层 中，研究了黏滞阻尼器的抗风作用.
通过设置黏滞阻尼器，可以明显减小结构在风荷载下的响应”.
文 献[2-3]通过研究黏滞阻尼器在超高层结构加强层中抗震方面的应用，表明在超高层结构的加强层中设置 黏滞阻尼器可以有效的减小结构在地震作用下的响应.
本文将黏滞阻尼伸臂体系应用于山西省晋中市汇 通大厦中，进行结构比选以及弹性和弹塑性分析工作，进一步验证了阻尼伸臂体系用于抗震设计的合理 性.
2.工程概况 汇通大厦位于山西省晋中市，由超高层塔楼和北侧商业裙房组成，主要功能为办公、酒店和精品商 业.
总建筑面积18.5万平方米.
地上通过设缝将超高层塔楼与裙房分割开.
塔楼平面轴线尺寸 40.0m×41.2m，周边共十六根框架柱，每侧5根.
框架柱平均柱距约10m：核心筒居中布置，平面尺寸 20.2m×21.9m.
整个塔楼建筑平面、立面布置规则.
塔楼主体结构地上45层（分别在10F，18F，27F， 37F设置避难层/设备层），结构总高度220.4m.
办公层层高4.3m，酒店层层高3.9m，设备层层高5.6m.
抗震设防烈度为8度（0.20g），场地类别Ⅲl类，设计地震分组第一组.
结构体系采用型钢混凝土框 架-核心筒结合加强层为主要抗侧体系的钢-混凝土组合结构.
结构效果图、平立面布置如图1.
丁洁民，1957年9月，男，工学博士，同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司总藏
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 图1.结构效果图及平立面布置图 3.结构体系选型 3.1结构方案说明 对以下两种方案进行比选（图2）： (1)刚性方案：型钢混凝土外框架钢筋混凝土核心筒伸臂桁架和环带桁架（10F、27F)混合结构体系： (2)阻尼方案：型钢混凝土外框架钢筋混凝土核心筒阻尼消能伸臂桁架（27F）混合结构体系.
其中， 黏滞阻尼器是一种速度相关型耗能构件，采用Maxwel1模型进行模拟.
阻尼器的布置形式如图3所示.
塔楼整体 核心筒 外框架 加强层 a)刚性方案一抗侧力体系构成图 图3.黏滞阻尼器在伸臂析架上的布 置形式 塔楼整体 核心筒 外框架 加强层 b阻尼方案-抗侧力体系构成图 图2结构抗侧力体系示意图
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 3.2主要分析结果 图47列出了刚性方案和阻尼方案的周期、基底剪力、层间倾覆力矩以及层间位移角对比图.
RLE方 阶数 图4周期对比 图5层剪力对比（7条时程波平均值） 力 图6层倾覆力矩对比（7条时程波平均值） 图7层间位移角对比（7条时程波平均值） 从上面的分析结果可知，阻尼方案相比刚性方案有明显的优势，主要表现在： 1.阻尼方案的周期较刚性方案有一定程度的增大，同时，阻尼方案为结构提供附加阻尼比，有效地 降低了地震作用： 2.阻尼方案的层剪力小于刚性方案，基底剪力减幅为29%（X向）和27%（Y向： 3.从层间位移角最大值来看，阻尼方案相对于刚性方案减幅23%（X向）和20%（Y向： 4.阻尼方案相比于刚性方案减少一道加强层，有利于减少施工时间和施工难度.
因此本项目采用了阻尼方案：型钢混凝土外框架钢筋混凝土核心筒阻尼消能伸臂桁架（27F)混合结 构体系作为抗侧力结构体系方案.
4.结构主要弹性分析结果 采用Etabs和SAP2000进行计算，计算模型中定义了竖向和水平荷载工况.
其中，竖向工况包括结构自 重，附加恒荷载以及活荷载.
水平荷载工况包括地震作用和风荷载.
对于小震的水平地震分别考虑了双向 地震以及偶然偏心的影响，考虑了不同方向的地震作用计算中考虑了重力二阶效应.
由于此消能减震结构 的特殊性（黏滞阻尼器的速度相关性），计算中对于地震作用的考虑采用非线性时程分析的方法.
4.1周期与振型 表1为计算得到的结构各阶模态下的周期，共30阶，仅列出前6阶.
前30阶的振型质量参与系数 均超过90% 表1结构自振周期 振型 ETABS SAP2000 1 5.59 5.55 2 5. 39 5.34 3 3. 43 3.29
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 4 1. 55 1.51 5 1.53 1.48 6 1.18 1. 18 4.2水平荷载 对多遇地震（7条时程波取平均值）及网载（100年一遇）作用下的楼层剪力及倾覆力矩作了比较， 见图8.
从图中可见，沿X轴、Y轴方向，楼层剪力和倾覆力矩均为地震作用控制.
内限六 图8a）多遇地震和风荷载作用下楼层剪力 图8b）多遇地震和风荷载作用下楼层倾覆力矩 表2基底剪力和基底倾覆力矩 荷载作用 X向 Y向 剪力/kN 顿覆力矩/kN.n 剪力/kN 倾覆力矩/kN. Etabs 多遇地震 23721 2812435 24960 2534985 风荷载 11301 1551506 11217 1567461 多遇地震 22785 SAP2000 2669630 23068 2476530 风荷载 11207 1541064 10870 1493913 4.3层间位移角 对多遇地震（7条时程波取平均值）及风荷载（100年一遇）作用下的楼层层间位移角作了比较，见 图9所示.
最大层间位移角满足《高层建筑混凝土结构技术规程》3.7.3条中层间位移角不大于1/541 的要求.
4.4层间刚度比 从图10中可见，塔楼侧向刚度沿结构高度分布比较均匀，仅由于27层的层高突变较大（大于上层 层高的1.5倍），其抗侧刚度比1.05，小于规范限值1.1.这说明采用阻尼伸臂结构体系不会存在刚性加 强层刚度突变的问题.
YPL层间位排鱼 ± 图9塔楼层间位移角分布 图10层间刚度比分布 表3楼层最大层间位移角 小震 风荷载 X向Y向 X向Y向
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014 年 ETABS 1/689 1/667 1/1171 1/1244 SAP2000 1/665 1/670 1/12051/1329 4.5附加阻尼比的计算 根据《建筑消能减震技术规程》第6.3.2条以及第6.3.4条按= Zw_/4πW，计算附加阻尼比， j=1 消能器两端的相对水平位移△、质点i的水平地震作用标准值F、质点i对应的水平地震作用标准值 的位移u选用符合本规程第4.1.4条规定的时程分析结果的包络值.
x方向冠电器 方向阻尼器 图11阻尼器分布示意图 以某一条地震波为例说明.
根据《建筑消能减震技术规程》中式（6.3.2-4）计算阻尼器耗能 W=2Fom△u，计算过程如表4所示： 表4阻尼器耗能W X方向输入地震波 F/kN u/n 阻尼器个数 W/ kN n X向阻尼器 1000 0.016 3.66 8 68 Y向阻尼器 780 0. 006 3.66 8 137 合计W/x▪m 6. 05x10′ Y方向输入地震波 E/kx /m 阻尼器个数 W / kN m X向阻尼器 750 0.006 3.66 8 132 Y向阻尼器 1000 0.016 3.66 8 468 合计W/Nm 6. 00x10° 根据规范中式（6.3.2-2）计算结构总应变能：W，=Fu/2，得到X向输入地震波时，结构总 应变能力为1.47x10N*mm：Y向输入地震波时，结构总应变能为1.52x10°N*mm.
最后根据（6.3.2-1） 计算可以得到这种情况下附加阻尼比分别为3.27%和3.14%.
选取7组地震波时程曲线输入计算出结构地震反应的平均值反算消能器附加阻尼比，最后求取平均 值得到附加阻尼比3.2%.
5.结构主要弹塑性分析结果 5.1建模分析要点 采用大型有限元分析软件Perform-3D软件进行罕遇地震下的弹塑性时程分析，钢材材料采用双线性 随动硬化模型，混凝土本构关系简化为折线型，材料参数参照我国现行混凝土规范取值.
框架梁采用FAMA 梁模拟，钢骨混凝土柱采用塑性较模型模拟，核心筒剪力墙以纤维墙单元来模拟.
阻尼器单元两部分组
