31第26章_復雜高層混合結構_肖從真徐自國

1、第26章復雜高層混合結構自20世紀80年代開始，特別是90年代及21世紀初，一批現代高層建筑以全新的面貌 呈現在人們面前。業(yè)主和建筑師為在建筑藝術、建筑造型以及建筑功能、用途等方面體現其 創(chuàng)新，設計了眾多體型復雜和內部空間多變的高層建筑。經過近幾十年的研究和工程實踐， 結構工程師發(fā)揮其創(chuàng)造才能，盡可能地解決了結構設計的各種技術難題，陸續(xù)發(fā)展了多種復雜高層建筑結構體系， 這些結構的結構形式包括鋼筋混凝土結構、鋼結構以及鋼-混凝土混合結構等等。從發(fā)展趨勢上講，復雜結構體系采用鋼-混凝土混合結構將逐漸增多。但是， 應當指出，這些建筑結構一般都是不規(guī)則的，有些甚至是特別不規(guī)則的結構，經受過強震作用檢驗

2、的結構為數較少。因此，試驗研究及數值模擬計算成為結構工程師順利進行結構設計 的有力保障。本章主要針對目前出現的幾種復雜高層建筑結構體系進行介紹，并結合一個具體工程實例及其數值分析結果討論其在設計、計算分析過程中應注意的問題。26.1轉換層結構在高層建筑結構的底部， 當上部樓層部分豎向構件 （剪力墻、框架柱）不能直接連續(xù)貫 通落地時，應設置結構轉換層， 在結構轉換層布置轉換結構構件， 這類結構稱為帶轉換層高 層建筑結構。近年來，帶轉換層結構的高層建筑越來越多， 有些通過轉換構件來實現建筑造 型沿豎向的收進或外挑，有些則為了實現斜柱與直柱的轉換，而且轉換層位置也越來越高。帶轉換層結構屬于豎向構件不

3、連續(xù)及豎向剛度突變的復雜結構體系，轉換層上、下樓層構件的內力、位移均容易發(fā)生突變，對抗震十分不利。研究成果表明，影響帶轉換結構抗震性能的因素主要有轉換層設置高度、轉換層上下樓層側向剛度比、轉換層上下等效剛度比等因素有關：轉換層位置越高，轉換層上下層間位移角包絡及剪力分配和傳力途徑突變越明 顯；轉換層與其上一層側向剛度比減小，其剪力比也減?。晦D換層與其上層的等效剛度比增大，其對應層間位移角及剪力比均增大，對其抗震性能有重要影響。針對上述研究成果， 在設計中應著重針對上述因素進行控制：首先，應限制轉換層設置的高度；其次，有效控制側向剛度比以達到控制轉換層附近的層間位移角及內力突變的目的； 再者，還

4、應控制轉換層上部與下部結構的等效側向剛度比，使其盡量接近于1,且不大于1.3。在進行數值分析時，應注意以下問題：1）對于帶轉換層的結構， 必須將轉換結構作為整體結構的一個重要部分采用符合實際 受力及變形狀態(tài)的計算模型進行三維空間整體結構的計算分析。必要時，應采用三維有限元程序（如SAP2000等）對轉換結構進行局部補充計算；2）當進行轉換結構的局部模型計算時，應至少取轉換層上下兩層結構進入計算模型， 同時應注意對構件的軸線位置按照實際的空間位置進行偏置，并應考慮節(jié)點剛域的影響以及模型邊界條件應符合實際的工作狀態(tài)；3）當高位轉換時，還應注意對整體結構進行重力荷載下的施工模擬計算；4）抗震設計時，

5、轉換層的地震剪力應乘以1.15的增大系數；8度抗震設防時，轉換構件應考慮其上豎向荷載代表值的10%作為附加豎向地震作用力，且此附加豎向地震作用應考慮上下兩個方向。26.2連體結構以滿足建筑造型及使用連體結構是指兩幢或幾幢高層建筑之間由架空連接體相互連接,功能要求的特殊結構形式。連接體的跨度有幾米長，也有幾十米長，可以沿建筑物豎向布置 一個或多個。根據連接體與塔樓的連接方式，可將連體結構大致分為強連接方式及弱連接方 式兩類：強連接是指當連接體結構包含多層樓蓋，且連接體結構剛度足夠，能實現將主體結構連接成為整體協(xié)調受力、 變形的連接形式；反之，當連接無法協(xié)調連接體兩側結構的共同 工作及協(xié)調受力時則

6、視為弱連接形式，連接體可以采用一端與結構較接，一端采用滑動支座或者兩端均做成滑動支座的方式?？梢姛o論是強連接方式還是弱連接方式，連體結構均是通過連接體將不同結構連在一 起，體型比一般結構復雜， 因此連體結構受力比一般單體結構或多塔樓結構更為復雜，其變形及受力具有如下特點：1）較之其他體型的結構，連體結構扭轉振動變形較大，扭轉效應顯著。具體表現為： 當風或地震作用時， 結構除產生平動變形外， 還將會產生扭轉變形， 扭轉效應隨連體結構的 不對稱性的增加而加劇。即使對于對稱雙塔連體結構，也會由于連接體樓板會發(fā)生變形，兩塔樓除有同向平動外， 還很有可能產生兩塔樓的相向運動，該振動形態(tài)是與整體結構的扭轉

7、振型相耦合的。實際工程中，由于地震在不同塔樓之間存在一定差異，很有可能發(fā)生兩塔樓相向運動的響應，此時對于連體結構的受力相當不利。而且，對于多塔連體結構， 因體型更為復雜，其振動形態(tài)也將更為復雜，扭轉效應更加明顯；2）連接體部分受力相當復雜。 連接體是連體結構的關鍵部位：一方面，連接體部分要 協(xié)調兩側結構的變形，在水平荷載作用下承受較大的內力；另一方面，當其本身跨度較大時，除豎向荷載作用外，豎向地震作用亦會相當顯著。3）連接體兩端結構的連接方式對連體結構的影響顯著。當采用強連接時，連接體與兩端塔樓或剛接或錢接，“強制”兩端塔樓結構及連體結構整體變形協(xié)調，共同受力。一般情 況下，連接體同塔樓連接處

8、受力較大，構造處理較為復雜；當采用弱連接時，連接體與兩端 塔樓采用滑動支座連接，此時應注意科學、可靠地預計滑動支座的滑移變形量，避免連接體滑落及連接體同塔樓發(fā)生碰撞對主體結構造成破壞?？梢姡瑥娺B體結構設計的關鍵問題是保證連接體與塔樓可靠連接，共同受力，工作重點是圍繞如何保證連接體與塔樓整體共同工作及該特殊體型結構的計算分析及設計方面開展； 弱連體結構的關鍵問題則是如何準確模擬滑動支座的性質，確定支座最大變形量的工作方 面。二者在計算分析時應注意以下問題：1）對連體結構應采用三維有限元程序，連接體部分采用彈性樓蓋假設，進行整體建模的內力與變形；2）抗震計算時，應考慮平扭耦聯計算結構的扭轉效應，振

9、型數不應小于15,多塔樓結構的振型數不應小于塔樓數的9倍，且計算振型數應使振型參與質量不小于總質量的90%;3）應采用時程分析方法進行補充計算；4）應進行豎向地震作用的計算分析，并在設計中考慮豎向地震 （反應譜）的效應影響。高規(guī)中第10.5.2條及條文說明中規(guī)定，8度抗震設計時，連體結構的連接體豎向地震作 用標準值可取連體部分重力荷載代表值的10%。但是，應當指出的是，實際工程中連接體結構應根據其自身的重要性確定其豎向地震的考慮方法，可采用按中震彈性進行設計， 并補充考慮豎向地震作用為主的組合；5）在連體結構高層建筑的風荷載計算分析過程中，應注意風荷載作用的取值問題?？蓪未苯ㄖ捏w型系數，乘

10、以相互干擾增大系數，作為設計條件，必要時宜進行風洞試驗；6）對弱連接方式，應針對支座非線性性質進行非線性時程分析。26.3體型收進結構體型收進，又稱豎向收進，是高層建筑中常見的現象， 主要的表現形式有結構上部的收 進和帶裙房的結構在裙房頂的收進。是結構豎向不規(guī)則的典型。從結構受力角度看，這類復雜結構體系豎向剛度存在突變，結構的高階振型的影響較大。數值模擬研究表明：在結構體型收進的部位， 柱的彎矩和剪力都有較大的突變，同時由于裙房與主塔樓的偏心布置， 扭轉作用明顯，如果此部分構件設計不好， 就會造成地震作用下體 型收進處的構件過早破壞， 導致結構嚴重破壞， 甚至倒塌；而且裙房頂板與主塔樓連接處在

11、 小震作用下主拉應力就已接近混凝土的抗拉強度，在地震作用下會產生較嚴重的破壞。值得說明的是，上述分析結果均已在模型試驗中得到證實。此外，有些結構在體型收進時會造成結構的偏心，如大底盤與塔樓的偏心布置，成為偏心收進。計算研究表明： 隨著偏心程度的增加，結構的扭轉效應逐漸增大，裙房周邊柱的內力有顯著的增加，離塔樓遠的裙房角柱在底層內力放大較多，而離塔樓近的裙房角柱在頂層內力放大較多。在結構設計中，對于體型收進結構應注意以下問題：1）結構體型收進會造成豎向剛度的不連續(xù)，在體型收進處結構的層間位移會有突變， 豎向構件的內力也會明顯增大，對結構抗震不利；而且，結構層間位移和構件內力的突變與收進的程度有關

12、，收進愈大，結構的突變愈嚴重，內力則放大越多。因此設計中應加強豎向構件的配筋，保證在地震作用下不喪失豎向承載能力。2）在大底盤多塔樓結構中，塔樓的底層是內力突變的部位，應特別加強，尤其注意避 免這一層的剛度小于上一層剛度，從而造成薄弱層。3）結構收進如果造成偏心，底部結構會因扭轉效應的影響而內力加大，底部結構的周 邊構件應加強配筋，裙房頂部應適當加厚，配筋也應加強。此外，結構體型收進如果能夠滿足 高層建筑混凝土結構技術規(guī)程中對體型收進結構的限制條件，則其抗震性能削弱不多；但如果無法滿足規(guī)范限制條件，如收進較多，設置部分較高、收進程度較大或偏心收進等比較嚴重的情況，采用一般的分析方法往往無法掌握

13、結構的受力特征，應補充進行時程分析和彈塑性分析的計算，驗證結構抗震性能，發(fā)現結構的薄弱部位，并予以加強。懸挑結構與體型收進結構相反， 懸挑結構則是結構上部體型大于下部體型， 但同樣屬于豎向不規(guī) 則結構。懸挑結構體型不規(guī)則， 會因受豎向地震作用的影響， 對高層建筑主體部分附加較大 的傾覆力矩。而且其自身結構冗余度低，設計中應給予足夠重視，應注意以下問題：.薄弱層問題懸挑結構的上部結構剛度大于下部結構，意味著下部結構可能形成薄弱層，設計中應加強下部結構的側向剛度和構件承載力，滿足規(guī)范對結構豎向規(guī)則性的要求，即樓層側向剛度不宜小于相鄰上部樓層側向剛度的70%或其上相鄰三層側向剛度平均值的80%; A

14、級高度高層建筑的樓層層間抗側力結構的受剪承載力不宜小于其上一層受剪承載力的80% ,不應小于其上一層受剪承載力的65%; B級高度高層建筑的樓層層間抗側力結構的受剪承載力不應小于其上一層受剪承載力的75%。此外，由于上部結構質量大于下部結構，結構高振型的影響比較嚴重，計算分析時應選用足夠數量的振型數，并應補充進行時程分析， 對結構的層間力和層間位移進行對比，校核反應譜法計算結果是否安全，并發(fā)現結構的薄弱部位。.扭轉效應懸挑結構上部結構的質量大， 扭轉慣性矩就大，而結構下部的平面尺寸小， 造成結構整 體的抗扭剛度相對較小， 扭轉效應一般會比較顯著， 設計時應注意提高結構抗扭剛度， 限制 扭轉效應

15、。應滿足規(guī)范對于結構扭轉為主的第一自振周期Tt與平動為主的第一自振周期 Ti 之比：A級高度高層建筑不應大于 0.9, B級高度高層建筑、混合結構高層建筑及復雜高層建筑不應大于 0.85的要求。對在考慮偶然偏心影響的地震作用下，樓層豎向構件的水平位移和層間位移，A級高度高層建筑不宜大于該樓層平均值的1.2倍，不應大于該樓層平均值的1.5倍；B級高度高層建筑、混合結構高層建筑及復雜高層不宜大于該樓層平均值的1.2倍，不應大于該樓層平均值的1.4倍。.豎向地震效應懸挑部位的豎向地震作用十分重要，設計中必須考慮?？梢圆捎秘Q向反應譜法或豎向時程分析的方法進行計算。.關鍵部位及關鍵構件的設計懸挑部分的根

16、部是懸挑結構的最關鍵部位，因為懸挑部分結構冗余度很低，沒有多道防線，一旦發(fā)生懸挑根部破壞，懸挑部分的結構會發(fā)生折斷而倒塌。因此，對于承受懸挑部分重量的主要構件，包括懸挑部分根部的梁和懸挑部分受拉的斜撐，宜進行大震下的強度驗算，保證大震不破壞。支撐懸挑結構根部的豎向構件也是比較關鍵的構件，應適當提高安全度。鋼一混凝土混合結構所謂“混合結構”，就是由不同材料的構件共同組成的結構，如醇與混凝土混合而成的 磚混結構，鋼(或其他組合構件)與鋼筋混凝土組成的鋼-混凝土混合結構。本章著重探討 的混合結構專指鋼-混凝土混合結構。這一種混合結構目前應用最多的就是鋼筋混凝土筒體(或型鋼混凝土筒體)與鋼或型鋼混凝土

17、、 鋼管混凝土框架組成的結構。這樣的結構利用鋼 筋混凝土筒體剛度大的特點，以鋼筋混凝土或型鋼混凝土剪力墻或筒體承擔主要的側向力， 而鋼或其他組合構件的強度高，主要承擔豎向荷載，這樣就充分發(fā)揮了各種材料的長處?；旌辖Y構通過合理的結構布置，充分利用了鋼筋混凝土結構抗側剛度大的特點，保證了結構在側向荷載下具有足夠的剛度，同時也利用了鋼或其他組合構件承載力高的特點，減小了結構構件占用的建筑面積， 可以說是充分利用了各種結構材料的特點，提高了結構的性能?；旌辖Y構同時具備了鋼結構和鋼筋混凝土結構的優(yōu)點，抗震性能好，造價合理，因此，近年來在國內應用廣泛，尤其是新近設計的高層、超高層建筑中得到了廣泛的應用。組

18、合構件因承載力高， 延性好，除應用在混合結構中， 也經常在復雜鋼筋混凝土高層建 筑中采用，是帶轉換層高層建筑結構中轉換梁、 框支柱、落地剪力墻等關鍵構件的合理選擇， 成為鋼筋混凝土高層建筑中關鍵部位最常用的加強方案。混合結構用于高層、超高層建筑結構，其結構分析存在一定的難度，這些難度主要是由 兩方面原因造成的，其一是混合結構自身在結構分析中存在的難點，另一方面是因為采用混合結構的高層、超高層建筑本來就存在復雜性。 研究清楚這些難點，對復雜高層建筑中的混 合結構分析是至關重要的。以下是在計算分析中應重視的問題。阻尼問題阻尼是動力分析的一大特點，也是動力分析中的一個易于引起困惑之處， 而且由于它只

19、 是影響動力響應的衰減， 出了錯不容易覺察。 在鋼一混凝土混合結構中， 結構阻尼的本質和 表現均相當復雜，在進行動力分析過程中可以通過如下幾種方法進行考慮：.瑞禾1J ( Rayleigh )阻尼瑞利阻尼，又被稱為比例阻尼是目前最常用也是比較簡單的阻尼形式。它是大多數動力分析中考慮阻尼的首選，其精度對許多實際工程應用也是足夠的。其數學形式如下：C =aM +BK(26.1 )、工 口q =十i-1=1,2（26.2）2 i 2式中：C結構的阻尼矩陣；外3質量矩陣及剛度矩陣系數，通過聯立名勾兩個自振頻率的阻尼比（式26.2 ）確定?？梢钥闯?，這種形式阻尼的本質是通過確定兩個頻率點上質量阻尼（“）

20、與剛度阻尼系數（3）,并使得二者之和產生的等效阻尼與已知的結構總阻尼比I效應相等。我們知道，在一般進行結構分析時，鋼結構往往取2%的阻尼比，鋼筋混凝土結構則取5%的阻尼比，而在混合結構中需要根據結構形式的不同進行分別考慮：對于鋼（型鋼混凝 土、鋼管混凝土）框架-鋼筋混凝土核心筒結構，結構阻尼比可取為4%;對于矩形鋼管混凝土結構可取為3.5%。瑞利阻尼在Sap2000中，可以在時程計算工況定義對話框中進行輸入，同時程序提供了多種輸入方式，非常方便。值得說明的是，瑞利阻尼既可以做直接積分法的分析，也可以在振型疊加法的分析中使用。.振型阻尼比在采用振型疊加法進行動力分析過程中， 結構阻尼還可以通過對

21、結構振型指定阻尼比的 方法進行考慮。假設已知結構模態(tài)阻尼比 K后，則與輸入的模態(tài)阻尼比對應的阻尼矩陣用下 式求出：電TC;g=4 叫，i（26.3）式中：a是第i個振型向量，fi是對應的模態(tài)頻率。需要指出的是公式 （26.3）只有理論意義，在振型疊加計算中是直接使用定義的振型阻 尼比從而得到結構的阻尼矩陣并進行動力計算的。在Sap2000中，程序對振型阻尼比提供了全面的輸入方法，可以對不同振型輸入不同的阻尼比。該功能還可以解決實際工程中存在的一些特殊混合結構（如部分鋼筋混凝土結構、 部分鋼結構）的復雜阻尼問題，可以根據不同部分結構振型的不同采用不同阻尼比，非常簡便。.材料阻尼與上述兩種阻尼不同

22、的，材料阻尼是材料的特性之一，又稱滯回阻尼，其最顯著的特點是與結構響應頻率無關，即與結構模態(tài)無關。表26-1中列出了常見材料的材料阻尼系數。表26-1常見材料的材料阻尼系數純鋁鋼鉛鑄鐵0.000020.0020.0010.0080.0080.0140.0030.03天然橡膠硬橡膠玻璃混凝土0.10.31.00.00060.0020.010.06下面給出材料阻尼系數與粘性阻尼比之間的關系：假設在單自由度情況， 質量m做簡諧振動時，U，k=ce （c是對應的粘性阻尼系數） 因此得到對應的阻尼比為：c(26.4 )二 kccr在Sap2000中，可以在材料定義對話框中進行定義。需要指出的是該阻尼在程

23、序中僅對反應譜及振型疊加法有效。. 2 25%剪力調整問題對于抗震設計，型鋼混凝土框架-鋼筋混凝土筒體各層框架柱所承擔的地震剪力值在 高規(guī)中有較為詳細的規(guī)定，這里需要指出的是：在 SAP2000中，驗算是否滿足上述要 求可以將結構中框架柱按樓層分別定義成截面切割（sectioncut）,并輸出其層剪力及框架承擔的剪力。26.5.3組合構件的輸入問題由鋼-混凝土組合而成結構構件是混合結構的特點之一，也是在結構分析模型中必須進行模擬的關鍵問題。在SAP2000中，可以通過程序中提供的截面設計器進行這種組合構件的輸入。該截面 設計器能夠方便的用來生成用戶自己的框架截面屬性：用戶可以創(chuàng)建任意幾何形狀和

24、不同材料組合的截面。基本分析集合屬性（面積、慣性矩、扭轉常數）能夠計算出來并應用于分析 之中。而且，截面設計器還可以計算非線性框架錢的屬性。需要注意的是：1）應在進入截面設計器之前定義好所使用的材料；2）在進行截面編輯中，當有兩個同材料的截面重疊時，應同時選中上述兩截面并進行 merge操作，以消除其重疊部分的重復計算。3）更改所使用的材料性質后，退出截面編輯器，程序不會自動將組合截面的性質進行 更新，解決辦法是再進入一次截面編輯器。復雜高層結構算例分析工程概況北京當代萬國城北區(qū)工程地上總建筑面積約為160,000平方米，由九個最高有 21層的塔樓及其它建筑組成，包括一個中心影院和地下停車庫，

25、塔樓主要用于住宅用途。九個塔樓（以字母T表示）在結構頂部通過連廊（以字母B表示）連接成環(huán)形系統(tǒng)，并且多個塔樓頂部帶有較大的懸挑結構，如圖26-1所示。圖26-1北京當代萬國城工程示意圖懸挑及體型收進部分的設計本工程中T1、T2、T7、T8及T9結構均存在長度較大的懸挑結構，平均約為10m,超過了規(guī)范中懸挑的最大建議尺寸。針對結構懸挑及體型收進的情況，采取了以下措施：.懸挑部分采用鋼結構為降低懸挑部分自重， 減小懸挑結構對整體結構的影響，懸挑部分結構采用鋼結構。梁、柱采用H型鋼，樓板采用壓型鋼板混凝土樓板。.懸挑部分增設斜撐，塔樓增設斜撐和十字型剪力墻如圖26-2所示，為承受懸挑部分重力荷載產生

26、的傾覆力矩，在懸挑部分增設鋼斜撐， 將傾覆力矩傳遞到塔樓上；在塔樓相應的部位也增設型鋼混凝土斜撐，使塔樓整體承受傾覆力矩。在塔樓內除設置核心筒外，還設置了十字型剪力墻，提高塔樓整體的剛度和抗傾覆能 力。.進行豎向地震驗算根據規(guī)范規(guī)定，對8度區(qū)的長懸臂結構要進行豎向地震的驗算。本工程進行了豎向反應譜和豎向地震時程分析，豎向地震峰值取水平地震的0.65倍，并考慮了豎向地震與水平地震的組合（包括水平地震為主的組合和豎向地震為主的組合）。c E口 口CP 口口 nr一口口【 口口一混能士里悄泡曲土相架T9南立面1圖26-2懸挑結構及體型收進（T9） 布置示息nnnrn n-二 m m 口 n n rM

27、Hm nLJ懸挑：鑰結構J.提高懸挑部分和支撐懸挑結構的構件抗震設防標準考慮到懸挑結構的冗余度低， 在設計過程中提高了懸挑結構的抗震設防標準。懸挑部分的結構按中震彈性計算，即懸挑部分的構件驗算時，按中震彈性地震力（水平地震和豎向地 震）與豎向荷載進行組合，考慮荷載分項系數，材料強度取設計值。直接支撐懸挑結構的構 件按中震不屈服設計，即按中震彈性地震力與豎向荷載進行組合，不考慮荷載分項系數， 材料強度取標準值。.體型收進處結構加強根據以往的研究成果和本工程的彈塑性分析結果，高位、大比例的體型收進對結構的抗震性能是不利的，要保證結構在收進處剛度的延續(xù)，并保證收進處構件的延性和承載力。對體型收進位置

28、高，而且是偏心的收進，在結構設計過程中在收進位置的上下設置了額外的斜 撐，盡量避免收進處結構剛度的突變。同時在結構計算時，也將收進的樓層指定為薄弱層， 進行地震剪力的放大，提高構件的承載力。連體部分的設計萬國城北區(qū)工程 9個塔樓通過連廊連為整體，成為一個非常復雜的連體結構如圖26-3所示。連廊 B12、B23、B35、B56、B78、B89、B69 跨度依次約為 40.4m、33.9m、34.2m、 24.8m、33.9m、44.4m、54.5m ,設置高度在距地面 35.05m 58.05m 范圍內。設計中采取了以下措施：.設置隔震支座在連廊的兩端都設置隔震支座，將連廊與塔樓隔開，塔樓只承受

29、連廊的豎向荷載和隔震 后很小的地震作用。通過設置摩擦擺式隔震支座（ FPB, Friction Pendulum Bearings ）,有效 地減小了各個塔樓的相互影響，并且有效地減小了連廊造成的整體結構的質量偏心和扭轉作用。其中隔震支座的曲面半徑為2.24m,支座周期為3s,動摩擦系數為4%,支座最大變形能力為 500mm。為確定連廊隔震后的性能，建立了包括8個塔樓（T1T9 ）及七個連廊（B12B89）的整體計算模型，進行了地震作用下的時程分析。同時將時程分析中連廊和塔樓的相互作用分別施加到連廊和塔樓上作為地震作用進行構件設計。圖26-3萬國城工程連體結構平面布置圖.進行地震驗算隔震支座只

30、能減小水平地震的作用，對豎向地震的影響沒有效果， 所以進行連廊設計時，進行了豎向地震的時程分析和反應譜計算，豎向地震的峰值取水平地震峰值的0.65倍。同時，為了確定隔震支座地震下的最大變形，防止大震作用下連廊不會發(fā)生跌落，也不會與主體結構發(fā)生碰撞，還進行了水平地震作用下的時程分析。如圖26-4為八個塔樓及7個連廊的SAP2000整體模型。圖26-4連體結構整體分析模型在計算模型中，結構的梁、柱及斜撐等采用梁單元模擬，剪力墻采用殼單元模擬，連接體（空中連廊）與主體結構之間的隔震支座則采用雙線性的非線性隔震支座（ ISOLATOR1 ） 模型進行模擬；結構阻尼采用振型比例阻尼形式，阻尼比根據結構類

31、型的不同分別采用： 主體鋼筋混凝土結構 5%,懸挑及連廊的鋼結構2%。參照建筑抗震設計規(guī)范（GB50011-2001）的相關規(guī)定，根據本工程建筑場地類別和設計地震分組選用El-Centro波（E-W分量）、Olympia波以及一條人工波作為水平地震輸入，選用曰-Centro波（豎向分量）、Petrolia波（豎向分量）及人工波作為豎向地震輸入，進行整體結構在X、Y及豎向多遇地震（水平地震峰值縮放為 0.07g,豎向地震峰值縮放為0.0455g）與罕遇地震（水平地震峰值縮放為0.4g,豎向地震峰值縮放為 0.26g）作用下的動力響應時程分析，時程積分方法采用FNA,該方法為SAP2000專為隔震

32、支座、非線性阻尼支撐等局部非線性構件提供的快速、高效分 析功能。計算分析結果的討論.隔震支座位移量分析0.1 El-CentroO Olympia 上人工波B12B23B35B56B69B78_平均值B89T2ST2NT5N T5ST5N T5ST8N t*I8ST1N T1s ! T2N T2ST3N T3S .A. _,T3N T3S j,.i TT6SN T6NT9ST6N T6S T9NT8NT7N T7S . T8S.T9N T9S57.r- 1V H 14 8 6 4 o o O形變大最座支),02O圖26-5 X方向多遇地震作用下各連廊隔震支座最大變形0.1 Olympia人工波

33、:平均值B12B23B35B56B69B78B89T2N T2ST3N T3ST9S.T6N T6S T9NT8N T8ST1N T1ST2N T2Sr 4 *T T T3N T3S . I5N l5SXT6N T6ST7NT7S* * T8NT8ST9N T9SI I T5N T5SIf*J 08 6 4 2 o o o O形變大最座支圖26-6 Y方向多遇地震作用下各連廊隔震支座最大變形如圖26-5、圖26-6所示，在X及Y方向多遇地震作用下，所有連廊隔震支座的最大變 形分別為 3.6cm （連廊 B56 支座 T5S,El-Centro 波）及 4.2cm （連廊 B35 支座 T3N,

34、El-Centro 波），三條波的平均值為 2.9cm及3.2cm （位置同上）。如圖26-7、圖26-8所示，在X及Y方向罕遇地震作用下，所有連廊隔震支座的最大變 形分別為39.5cm （連廊B35支座T3S,人工波）及 40.6cm （連廊B69支座T9S,人工波），三 條波的平均值為 32.4cm及31.2cm （位置同上）。圖26-9、圖26-10為豎向地震作用下各支座軸力與其重力荷載代表值之比，其中：多遇地震作用下，隔震支座的最大豎向地震效應為重力荷載代表值的22.2% （T2N , Petrolia波），最大平均值為16.2% （T2N）;罕遇地震作用下，隔震支座的最大豎向地震效應

35、為重力荷載 代表值的126.7% （T2N, Petrolia波），最大平均值為92.3% （T2N）。可見，隔震支座有可 能進入受拉狀況，因此，需要選擇均有一定抗拉能力的FPB支座。E El-CentroO Olympia人工波平均值T3NT3ST3NT5N T5ST1N T1ST2N T2ST2ST2N * , T6N T6ST6N T6S T9N T9S工工T8NT8NT9N T9ST8S飛*T7N T7S . T8S1 * B12B23B35B56B69B78B890.6圖26-7 X萬向罕遇地震作用下各連廊隔震支座最大變形0.6ml形變大最座支. El-Centro. Olympia, 人工波_：, 平均值T2N T2ST5N T5ST3N T3ST5NT5ST9Sa.T1N T1ST3N T3ST2N T2SJk T4 &二二* T6NT6ST6N T6S T9NT7N T7S T8N T8SI8ST8N T8ST T T9N T9S- 1 A A * -1 : B12B23B35B56B69B78B895/ o O圖26