第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014 年 钢筋混凝土框架-核心筒结构受力性能研究 崔济东，罗煜，韩小雷 （1.华南理工大学土木与交通学院，广东广州，510640 2.华南理工大学亚热带建筑料学国家重点实验室，广东广州，510640：） 摘要：钢筋混凝土框架-核心筒结构是目前我国高层建筑中广泛采用的一种结构体系，对这类结构在地震作用下的受力性能 进行研究具有重要意义.
本文以某典型的钢筋混凝土框架-核心简结构为例，利用PERFORM3D软件对该结构进行罕遇地 震作用下的弹性与弹塑性动力时程分析，并对其层间剪力、楼层位移、层间位移角进行了对比研究.
结果显示：在强震作用 下，弹塑性模型刚度削弱，除了项部某些楼层外，结构大部分楼层剪力均小于弹性模型的剪力：与弹性模型相比，弹塑性模 型的楼层位移响应较小且相对滞后.
关键词：钢筋混凝土框架-核心简结构，弹性与弹塑性动力时程分析，抗震性能 1引言 钢筋混凝土框架-核心筒结构是目前我国高层建筑中广泛采用的结构体系之一，对这类结构体系的抗震 性能进行深入研究具有重要意义.
根据我国现行规范，考虑不同的设防烈度、场地特征周期和楼层高度设 计了一批典型的钢筋混凝土框架-核心筒结构，并进行罕遇地震作用下的弹性与弹塑性动力时程分析，通 过对比弹性与弹塑性层间剪力、层间位移、顶部位移和层间位移角，把握该类结构宏观受力性能的共性.
本文以其中7度0.1g的某一典型钢筋混凝土框架-核心筒结构为例进行说明.
2工程概况 结构所在场地租糙度类别为C类，基本风压为0.3kN/m，设防烈度为7度，设计基本加速度为0.1g， 设计地震动分组为1组，场地类别为1类.
结构平面布置如图1所示，结构共37层，首层层高5m，其余 层层高4m，结构总高度149m.
外框架平面尺寸45mX45m，核心筒平面尺寸17mX17m.
各楼层主要构件截 面尺寸参见表1，结构混凝土强度等级如表2所示.
楼板厚度均为100mm.
考虑到次梁、隔墙自重与楼面 装修荷载的影响，楼面附加恒载统一取4.0kN/m，楼面活载取3.0kN/m，边梁线荷载取10.0kN/m.
表1各层主要构件截面尺寸/mm 表2混凝土等级 层号 （外/内简）墙厚 框架梁 框架柱 层号 核心筒 框架梁、楼板 框架柱 1°7 006/009 1600 ×1600 1°5 C60 C60 8°14 550/250 1500 × 1500 617 C55 C30 C55 15~21 500/250 008 ×00 1400 ×1400 18~25 C50 0 22^28 450/200 (400× 900) 1300×1300 2637 C45 C45 400/200 1200 × 1200 注：括号内为边梁截面尺寸 作者简介：崔济东（1988-），男.
博士研究生，Esil：i jidnnmailxcedu.cn
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 0 00 17000 9000 06 45000 90 9000 00006 图1结构平面布置 采用SATWE和ETABS进行结构弹性地震反应分析，结果如表3所示.
表3结构抗震弹性计算结果 X向层间位移角最大值Y向层间位移角最大值 X向基底剪力/kN Y向基底剪力/kN SATWE 6901/1 1/1234 14319. 94 14841. 74 ETABS 8601/1 1/1315 14400. 53 15149 56 误差（%） 2. 641 6. 159 0.563 2. 074 3弹性与弹塑性动力时程分析 3.1地震波选取 选取20条地震波对结构进行大震时程分析，根据我国规范规定：实际地震记录的数量不应少于总数量 的2/3，故采用14条天然波和6条人工波的组合方式.
其中，天然波数据来自美国太平洋地震工程研究中 心（PEER）的强震数据库.
所选地震波频谱特性、有效峰值、持续时间均满足《抗规》和《高规》 [5] 的要求.
所选天然地震波信息见表4，20条地震波反应谱与规范反应谱的匹配情况如图2.
表4天然地震波 编号 地震事件名称 年份 站台名称 所选分量 PGA (g) GM1 Chi Chi Taiwan 05 1999 CHY032 CHY032E 0.0889 GM2 Imperial Valley 06 1979 E1 Centro Array #8 E08230 0. 2788 GM3 Chi Chi Taiwan 06 1999 TCU140 TCU140-N 0. 0596 G Denali Alaska 2002 TAPS Pusp Station #11 ps11066 0. 0214 GM5 Kocaeli Turkey 1999 Istanbul IST180 0. 7271 GM6 Chi Chi Taiwan 1999 HWA025 HRA025E 0. 0723 GM7 Chi Chi Taixan 1999 CHY088 N880AHO 0. 1282 GM8 Loma Prieta 1989 Lower Crystal Springs Dan dvnst CH09090 0. 1749 GM9 Chi Chi Taiwan 03 1999 CHY090 CHY090-N 0. 0259 GM10 Chi Chi Taiwan 05 1999 CHY033 CHY033E 0. 0449 作者简介：崔济东（1988-），男，博士研究生，Emsil：idorixcedcn
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 表4天然地震波（续表） 编号 地震事件名称 年份 站台名称 所选分量 PGA (g) GM11 Loma Prieta 1989 Agners State Hospita1 AGI000 0. 0076 GM12 Kocaeli Turkey 1999 Maslak 000YSN 0. 0872 GM13 Chi Chi Taiwan 03 1999 CHY024 CHY024N 0. 0745 GM14 San Fernando 1971 Maricopa Array #2 MA2220 0. 3002 0.16 M 0.14 0.12 0.08 ML] 90°0 0.04 0.02 2 A[c] 图220条地震波反应谱与设计反应谱（4=0.05） 3.2弹塑性分析模型建立 选用三维非线性分析程序PERFORM3D对设计的典型框架-核心筒结构进行弹塑性时程分析.
梁、柱 采用分段塑性的纤维模型进行模拟，剪力墙采用分层剪力墙模型模拟.
非约束混凝土本构采用与规范混凝 土本构拟合的五折线本构，柱混凝土本构采用考虑约束效应的Mander模型.
本文钢筋均采用HRB400等 级，本构采用非屈服的二折线本构.
材料的滞回法则通过软件内部的能量系数设置.
45 600 40 C50 C55 35 500 C45 C40 HRB400 20 C35 C30 300 15 C60 200 5 100 0.01 0.02 0 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 应变 0.10 压应变 图3约束混凝土的应力-应变关系曲线 图4HB400钢筋应力-应变关系曲线 3.3动力时程分析 结构在双向和单向地震动作用下的响应相差较大，结构在双向地震动作用下往往破坏得更严重.
本文 按1:0.85的强度比例沿结构两个主方向输入地震波，对结构进行大震下的弹性和弹塑性动力时程分析.
3.3.1大震弹性与弹塑性层间剪力 弹塑性计算模型中，X方向层间剪力平均值的最大值为47086.16kN，Y方向为48208.86kN，约为小震 作者简介：崔济东（1988-），男.
博士研究生，Esil：i jidonilxcuedu.cn
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 反应谱计算结果的4~5倍：大震弹性模型的X方向层间剪力平均值最大值为60858.97kN，Y方向为 61398.26kN，且均沿着楼层高度的增大而逐渐减小.
限于篇幅，以下仅给出20个工况的X方向层间剪力 结果，如图5.
从图中还可以看出，对于该模型，弹性计算结果的离散性要比弹塑性计算结果的大.
35 GM1 GM2 35 M (W) 35 GM1 GM3 6M2 GMI GM4 GM4 30 GM6 GMS 30 30 GM7 GM8 25 M8 25 GMB 25 GM9 EM9 EM30 GM9 M GM10 (M11 GM10 SM12 SM11 GM13 20 SM12 GMI4 EM13 GM13 GM14 GM15 OM15 GM14 15 15 15 SM15 GM16 GM17 EM16 LIN9 SM16 GM18 GM18 SM17 SM18 10 GM19 10 SM19 10 SM19 OCW9 GM20 20004000060000 80000 50000 100000 150000 弹性层间剪力(kN) 0.5 1.5 弹塑性层间剪力(kN) 弹塑性与弹性层间剪力比 图5X方向大震弹性与弹塑性层间剪力 （1）结构大部分楼层的层间剪力比均小于1，少数几个地震工况下顶层层间剪力比大于1.
根据一般结构概念，结构在强震作用下，结构构件混凝土发生开裂，刚度减小，部分构件甚至进入塑 性阶段，结构整体刚度降低，导致结构所受剪力也会相应减小，因此大部分楼层的弹塑性层间剪力均小于 弹性层间剪力，即层间剪力比小于1： 对于超高层结构的顶部楼层，由于高阶振型的影响，顶部弹塑性层间剪力可能会出现比弹性层间剪力 大的情况.
（2）不同地震波作用下剪力比的离散性较大，这主要与结构进入弹塑性的程度有关.
一般情况下， 若结构进入弹塑性的构件的数量越多、塑性发展得越厉害，则结构整体刚度降幅越大，层间剪力比值越小.
3.3.2大震弹性与弹塑性楼层位移 X向的弹塑性最大节点位移为840.63mm（GM5X），弹性模型为1360.1mm（GM4X）：Y向的弹塑性 最大节点位移为841.04mm（GM4Y），弹性模型为1143.6mm（GM4Y）.
从计算结果可以看出两个方向下 的弹塑性和弹性节点位移的比值均小于1，说明绝大部分工况下，弹塑性模型的节点位移小于弹性模型.
限于篇幅，以下仅给出20个工况的X方向各楼层刚性隔板中心点的最大位移，见图6.
作者简介：崔济东（1988-），男.
博士研究生，Emsil：idongailxcedu.cn
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 GMI GM2 35 GM2 GMG 35 tWO GM3 GM3 GM2 GM4 GM4 GM3 GMS GM5 GM4 30 30 30 GM6 GMS GM6 GM7 GM6 GM8 GM7 GM8 GM7 25 GM9 25 GM9 GM8 GMG0 GM9 GM10 GM11 GM10 20 GM12 20 GM12 SM11 GM12 GM11 GM13 GM13 20 GM14 DN9 GM13 GM15 GMI5 GM14 15 15 15 GM15 GM16 GM17 GM16 GM17 SM16 GM18 GMI8 GM17 GM19 GM19 GM18 10 GM20 10 GM20 10 GM20 SM19 1000 2000 1000 2000 0 弹别性与弹性层间节点位移比 0.5 1.5 弹型性节点位移(mm) 弹性节点使移(mm) 图6X方向大震弹性与弹塑性节点位移 为了更细致地对比弹塑性模型与弹性模型在强震作用下的变形特点，现提取GM4X工况下结构顶点位 移时程曲线，如图7所示.
可以看出，在地震波输入初期，由于结构仍然处于弹性状态，所以二者位移曲 线基本吻合.
随着地震动强度的增加，弹塑性模型的刚度开始减小，弹性模型的顶点位移大于弹塑性模型， 且出现了弹塑性模型变形相对滞后的情况.
当达到地震波峰值加速度时，二者之间的位移差值已经十分明 显.
而在地震波末期，会出现弹塑性模型顶点位移大于弹性模型的情况.
1500 1000 500 弹塑性 0 20 40 弹性 -500 -1000 -1500 GM4X顶点位移对比 图7结构顶点位移时程曲线对比 3.3.3大震弹性与弹塑性层间位移角 弹塑性模型中，X向层间位移角平均值的最大值为1/212，Y向为1/221：从每个地震波工况分析得出， X向层间位移角最大值为1/132，出现在GM5X工况，Y向最大值为1/126，出现在GM4Y工况.
我国规 范规定框架-核心筒结构的弹塑性层间位移角限值为1/100，故地震工况均满足规范要求.
由于X方向 结果与Y方向结果类似，以下仅给出20个工况的X方向层间位移角，见图8.
作者简介：崔济东（1988-），男.
博士研究生，Essil：i jidonzil xcuedu.cn
