某高層結(jié)構(gòu)風(fēng)振與地震反應(yīng)控制設(shè)計(jì)方案的對(duì)比分析

陳小兵，陳常清，周 云，汪大洋

(1.廣州大學(xué) 土木工程學(xué)院，廣州 510006;2.廣東省建筑設(shè)計(jì)研究院，廣州 510006)

高層建筑結(jié)構(gòu)高寬比較大，水平方向抗側(cè)剛度較小，屬于柔性結(jié)構(gòu)體系。其對(duì)風(fēng)和地震荷載作用比較敏感，在外界動(dòng)力作用下會(huì)出現(xiàn)結(jié)構(gòu)振動(dòng)舒適度或?qū)娱g位移難以滿足設(shè)計(jì)要求的現(xiàn)象，影響結(jié)構(gòu)的正常使用功能［1，2］。為提高高層結(jié)構(gòu)的安全性和舒適性，滿足人們正常生產(chǎn)生活要求，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)結(jié)構(gòu)在地震和風(fēng)荷載作用下結(jié)構(gòu)的反應(yīng)及其振動(dòng)控制做了很多研究［3－11］，但大部分的研究都只是針對(duì)結(jié)構(gòu)在地震或風(fēng)荷載單獨(dú)作用時(shí)結(jié)構(gòu)的反應(yīng)及振動(dòng)控制來展開，而對(duì)結(jié)構(gòu)在地震和風(fēng)荷載共同作用下的結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制研究的相對(duì)較少，對(duì)平立面不規(guī)則高層結(jié)構(gòu)在地震和風(fēng)荷載下的振動(dòng)控制研究就更少。

本文針對(duì)廣東沿海地區(qū)某98.93 m的高層框架剪力墻結(jié)構(gòu)的風(fēng)振與地震反應(yīng)控制展開研究，設(shè)計(jì)了三種粘滯阻尼控制方案，在所模擬的風(fēng)荷載時(shí)程和所選地震波的作用下，對(duì)各控制方案的減振效果進(jìn)行了對(duì)比分析，研究控制裝置在不同布置位置時(shí)對(duì)結(jié)構(gòu)的風(fēng)振和地震反應(yīng)控制效果的影響。

1 工程概況

該高層結(jié)構(gòu)是集娛樂、商業(yè)、餐飲等為一體的國(guó)際酒店，結(jié)構(gòu)平面由多段曲線連接而成，且立面變化較大，屬平立面不規(guī)則結(jié)構(gòu)。主體結(jié)構(gòu)高98.93 m，共26層，結(jié)構(gòu)形式采用框架剪力墻結(jié)構(gòu)體系，剪力墻厚300mm，底層局部厚400mm，柱和板均為鋼筋混凝土構(gòu)件，為增加結(jié)構(gòu)抗側(cè)力剛度，在局部樓層處加有400mm×800mm或500mm×1200mm少量鋼筋混凝土斜撐。結(jié)構(gòu)X向跨度131.8 m，Y向跨度87.5 m。下部4層為裙樓，上部5層～26層是面積逐層遞減的塔樓形式，建筑效果圖如圖1所示。

圖1 建筑效果圖Fig.1 Architectural rendering

建筑地處廣東沿海，按《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB5009 －2001)［12］，該地區(qū) 10 年、50 年一遇的基本風(fēng)壓分別為 0.35 kN/m2、0.55 kN/m2，但建筑上部為豪華客房，對(duì)風(fēng)振舒適度要求嚴(yán)格。應(yīng)業(yè)主要求采用基本風(fēng)壓為0.65 kN/m2對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行風(fēng)振反應(yīng)分析;建筑抗震設(shè)防烈度為7°，II類場(chǎng)地，場(chǎng)地特征周期0.35 s，地震分組為第一組，依照《廣東省實(shí)施＜高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程＞(JGJ3－2002)補(bǔ)充規(guī)定》［13］的要求及《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011 －2001)［14］規(guī)定，選用三條地震波對(duì)其進(jìn)行地震反應(yīng)分析。經(jīng)初步結(jié)構(gòu)風(fēng)振與地震反應(yīng)分析，其頂層峰值加速度超過規(guī)范限值，為提高結(jié)構(gòu)的舒適性及安全性，擬采用減振裝置對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行振動(dòng)控制，以滿足規(guī)范和業(yè)主要求，確保結(jié)構(gòu)的舒適性及正常使用功能。

2 結(jié)構(gòu)分析模型與減振控制方案

本工程采用ETABS軟件建立結(jié)構(gòu)三維有限元分析模型，剪力墻采用殼單元，樓板采用膜單元，梁和柱采用空間桿單元，圖2為結(jié)構(gòu)三維模型圖及二層平面圖。

圖2 結(jié)構(gòu)三維模型圖及二層平面圖Fig.2 Three-dimensional model diagram and the second story structure plan

目前應(yīng)用于工程結(jié)構(gòu)減振控制的減振裝置依據(jù)其所用耗能材料分主要有金屬耗能器、粘彈性阻尼器、粘滯阻尼器和智能材料阻尼器等［15－17］。對(duì)本工程無控結(jié)構(gòu)(即未安裝控制裝置時(shí)的結(jié)構(gòu))初步分析后，依據(jù)結(jié)構(gòu)層間位移角滿足要求而頂層舒適性不滿足規(guī)范要求的特點(diǎn)，擬選用不提供附加結(jié)構(gòu)剛度的非線性粘滯阻尼器作為本工程的控制裝置，按照經(jīng)濟(jì)、有效、美觀、不影響結(jié)構(gòu)使用的原則，設(shè)計(jì)出下面三種控制方案:

方案1:將21層～26層軸線1上a處六根支撐(Y向布置)替換成具有粘滯阻尼效果的支撐，并在21層～26層軸線2上b處每層設(shè)置一個(gè)粘滯阻尼器(Y向布置);在24層～26層c、d兩位置每層各設(shè)置一個(gè)粘滯阻尼器(X向布置)。

方案2:將12層～14層軸線3上e處和f處的支撐(共6個(gè)，Y向布置)替換成具有粘滯阻尼效果的支撐，并在12～14層軸線2上b處每層各設(shè)置2個(gè)，共6個(gè)粘滯阻尼器(Y向布置);在12層～14層c處和d處每層各設(shè)置一個(gè)粘滯阻尼器(X向布置)。

方案3:在3、4 層 h、i、j、k 和 l處每層各設(shè)置一個(gè)粘滯阻尼器(Y向布置)，在3層、4層d、m、n、和 p處每層各設(shè)置一個(gè)粘滯阻尼器(X向布置)。

上面三種方案中，阻尼器在ETABS中的模擬時(shí)均采用 Max-well模型［18］，每種控制方案的阻尼器(包括有阻尼效果的支撐)個(gè)數(shù)均為18個(gè)，且所有阻尼器均采用單斜撐的安裝形式，粘滯阻尼器在結(jié)構(gòu)中的安裝示意圖如圖3所示。阻尼器參數(shù)采用上海材料研究所給出的建議，具體見表1。

圖3 粘滯阻尼器布置示意圖Fig.3 Installation way of dampers

表1 各方案粘滯阻尼器參數(shù)表Tab.1 Viscous damper parameter table of each case

3 脈動(dòng)風(fēng)時(shí)程的模擬及地震波選取

3.1 脈動(dòng)風(fēng)時(shí)程的模擬

脈動(dòng)風(fēng)荷載時(shí)程的數(shù)值模擬方法大體上可分為兩類:線性濾波法和諧波疊加法［19，20］。本文采用線性濾波法中的自回歸模型(Auto-Regressive，簡(jiǎn)稱 AR)［21］在豎向?qū)⒚繕菍雍?jiǎn)化成一個(gè)質(zhì)點(diǎn)模擬了結(jié)構(gòu)X和Y兩個(gè)方向各樓層的脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程。表2為該工程脈動(dòng)風(fēng)時(shí)程模擬的基本參數(shù)。圖4為結(jié)構(gòu)頂層X向模擬脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程曲線及模擬功率譜與目標(biāo)功率譜(Davenport譜)的對(duì)比圖，圖5為結(jié)構(gòu)頂層Y向模擬脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程曲線及模擬功率譜與目標(biāo)功率譜的對(duì)比圖。從圖中可知，數(shù)值模擬得到的功率譜密度函數(shù)與目標(biāo)譜吻合的很好，故本工程的風(fēng)速時(shí)程模擬結(jié)果具有較高的可信度，從而保證了利用風(fēng)速與風(fēng)壓的關(guān)系式(1)將脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程轉(zhuǎn)化為脈動(dòng)風(fēng)壓后乘上相應(yīng)的作用面積所得的脈動(dòng)風(fēng)荷載時(shí)程的正確性。本文在得到各樓層的總的脈動(dòng)風(fēng)荷載時(shí)程后將它們均分在相應(yīng)樓層迎風(fēng)面上的5個(gè)節(jié)點(diǎn)上，作為動(dòng)力時(shí)程輸入結(jié)構(gòu)。

表2 風(fēng)速時(shí)程模擬的基本參數(shù)Tab.2 Basic parameters of simulating wind speed

圖4 頂層X向脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程和功率譜密度Fig.4 Fluctuating wind time series and power-spectrum function in X direction of the top story

圖5 頂層Y向脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程和功率譜密度Fig.5 Fluctuating wind time series and power-spectrum function in Y direction of top story

3.2 地震波的選取

本工程所處場(chǎng)地類別為II類，地震分組為第一組，設(shè)防烈度7°，場(chǎng)地特征周期為0.35 s。對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析時(shí)得其第一自振周期(沿X-Y軸之間約45°方向平動(dòng))為2.2 s。根據(jù)“按地震加速度記錄反應(yīng)譜特征周期Tg和結(jié)構(gòu)基本自振第一周期T1雙指標(biāo)選波”的原則［22］，選用超越概率為 63% 的 DSP000、CHV-N、ELCENTRO三組地震波對(duì)結(jié)構(gòu)ETABS模型進(jìn)行多遇地震時(shí)程分析，各地震波的反應(yīng)譜與《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011 －2001)［17］所給目標(biāo)譜在 2.2 s附近均吻合的較好。圖6為ELCENTRO波加速度時(shí)程曲線及與標(biāo)準(zhǔn)譜的對(duì)比，從圖6可見，ELCENTRO波譜與標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜在2.2 s鄰域內(nèi)都吻合得很好。

4 結(jié)構(gòu)減振控制分析比較

4.1 結(jié)構(gòu)模態(tài)分析

圖6 ELCENTRO波加速度時(shí)程曲線及與標(biāo)準(zhǔn)譜的對(duì)比Fig.6 ELCENTRO wave acceleration time-history curves and comparison with standard spectra

表3 無控結(jié)構(gòu)前五階振動(dòng)周期Tab.3 Vibration period of five first-order when non-controll

對(duì)無控結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析，扭轉(zhuǎn)第一周期(第三振型)與平動(dòng)第一周期(第一振型)周期比為0.56，前12階振型的振型質(zhì)量參與系數(shù)為93%，結(jié)構(gòu)前五階振動(dòng)周期見表3所示。

4.2 結(jié)構(gòu)風(fēng)振控制分析

分別從X和Y兩個(gè)方向施加風(fēng)荷載，并定義與荷載施加方向相同的方向?yàn)轫橈L(fēng)向，與荷載施加方向垂直的風(fēng)向?yàn)闄M風(fēng)向。圖7和圖8分別為風(fēng)荷載從X向作用時(shí)，順風(fēng)向和橫風(fēng)向下結(jié)構(gòu)各樓層峰值加速度時(shí)程和位移時(shí)程變化曲線;圖9和圖10分別為風(fēng)荷載從Y向作用，順風(fēng)向和橫風(fēng)向結(jié)構(gòu)各樓層峰值加速度時(shí)程和位移時(shí)程變化曲線;圖11為結(jié)構(gòu)在X向風(fēng)荷載下頂層順風(fēng)向峰值加速度時(shí)程;圖12為結(jié)構(gòu)在Y向風(fēng)荷載下頂層橫風(fēng)向峰值加速度時(shí)程;圖13為X向和Y向風(fēng)荷載作用下不同控制方案結(jié)構(gòu)層間位移角對(duì)比;圖14為X向和Y向風(fēng)荷載作用下的層剪力變化圖。表4給出了各種控制方案下的風(fēng)振控制效果對(duì)比。從圖7～圖14及表4可知:

圖7 X向?qū)觽?cè)移和層加速度曲線(順風(fēng)向)Fig.7 Story displacement and acceleration curve in X direction(along-wind direction)

圖8 X向?qū)觽?cè)移和層加速度曲線(橫風(fēng)向)Fig.8 Story displacement and acceleration curve in X direction(across-wind direction)

圖9 Y向?qū)觽?cè)移和層加速度曲線(順風(fēng)向)Fig.9 Story displacement and acceleration curve in Y direction(along-wind direction)

圖10 Y向?qū)觽?cè)移和層加速度曲線(橫風(fēng)向)Fig.10 Story displacement and acceleration curve in Y direction(acrosswind direction)

圖11 X向順風(fēng)結(jié)構(gòu)頂層加速度時(shí)程曲線Fig.11 Acceleration time-history curves of the top story of X along-wind direction

圖12 Y向橫風(fēng)結(jié)構(gòu)頂層加速度時(shí)程曲線Fig.12 Acceleration time-history curves of the top story of Y along-wind direction

圖13 X和Y向風(fēng)荷載下結(jié)構(gòu)層間位移角Fig.13 Story drift angle curves of X and Y along-wind direction

圖14 X和Y向風(fēng)荷載下結(jié)構(gòu)層剪力Fig.14 Story shear curves of X and Y along-wind direction

圖15 X向地震波頂層位移時(shí)程對(duì)比Fig.15 Displacement time-history curves of Top story under X direction seismic wave

(1)無控狀態(tài)下，風(fēng)荷載分別從X和Y兩個(gè)方向單獨(dú)施加時(shí)，由于結(jié)構(gòu)底部平面尺寸Y向與X向相差較大，導(dǎo)致Y向風(fēng)荷載下的層側(cè)移比X向風(fēng)荷載下的層側(cè)移大一倍左右，但總體來說，結(jié)構(gòu)各方向上樓層的側(cè)移均較小，層間位移角的大小均滿足規(guī)范要求。在結(jié)構(gòu)上設(shè)置粘滯阻尼器后，結(jié)構(gòu)的樓層側(cè)移X和Y兩個(gè)方向風(fēng)荷載下，橫風(fēng)向的層側(cè)移減小得相對(duì)較顯著，其中方案2降幅最大，分別達(dá)44%和30%。

(2)無控時(shí)結(jié)構(gòu)X向順風(fēng)與Y向橫風(fēng)作用下頂層的峰值加速度較小，分別為 0.135 m/s2和0.114 m/s2，小于規(guī)范限值0.15 m/s2，但結(jié)構(gòu)X向橫風(fēng)作用下的頂層峰值加速度為0.167 m/s2，超出規(guī)范限值要求 ，Y向順風(fēng)作用下的頂層加速度0.147 m/s2與限值0.15 m/s2僅相差0.003。在結(jié)構(gòu)上設(shè)置粘滯阻尼器后，各加速度均有一定程度的衰減，在X向橫風(fēng)作用下結(jié)構(gòu)頂層加速度從0.167 m/s2降低至最小 0.094 m/s2，減振效果達(dá)44%。表明所設(shè)計(jì)控制方案能有效的耗散風(fēng)振輸入能量，降低結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)，提高結(jié)構(gòu)的安全性和舒適性。

(3)無控時(shí)，結(jié)構(gòu)各樓層框架部分和剪力墻部分的剪力分別約占總剪力的28%和72%，在各設(shè)計(jì)方案下樓層剪力控制效果較小，框架和剪力墻所承擔(dān)的剪力均占總剪力的25%和75%左右。原因是本文將原來支撐替換成具有粘滯阻尼效果的支撐后，結(jié)構(gòu)整體的抗側(cè)剛度并未改變，但由于阻尼器給結(jié)構(gòu)附加了一定的阻尼而耗散了部分振動(dòng)能量，從而對(duì)結(jié)構(gòu)的總剪力起了微小的控制作用。如圖14所示，相對(duì)于無控狀態(tài)，三種方案中控制效果相對(duì)較好的方案二的層剪力控制效果僅為8.4%。

(4)從各分析結(jié)果看，三種控制方案均能降低結(jié)構(gòu)的風(fēng)振反應(yīng)，滿足規(guī)范要求，但相對(duì)于將阻尼器設(shè)置在3，4兩層的方案三，將阻尼器設(shè)置在結(jié)構(gòu)中部和上部的方案二和方案一的效果明顯較好。在風(fēng)荷載作用下本工程三種控制方案中，方案二的控制效果最好，方案二對(duì)結(jié)構(gòu)X向頂層橫風(fēng)向的側(cè)移控制達(dá)44%，順風(fēng)向的頂層加速度亦降低21%，橫風(fēng)向的頂層加速度控制效果則為43%;結(jié)構(gòu)Y方向，方案二的頂層順風(fēng)向和橫風(fēng)向的側(cè)移控制效果分別為11%和30%，頂層順風(fēng)向和橫風(fēng)向的加速度控制效果則分別為25%和26%。因此，對(duì)高層結(jié)構(gòu)，特別是結(jié)構(gòu)平面上兩個(gè)方向尺寸相差較大且樓層間平面面積有較大變化的高層結(jié)構(gòu)，建議將阻尼裝置布置在結(jié)構(gòu)的中部或者上部。

4.3 結(jié)構(gòu)地震控制分析

本文選用DSP000、CHV－N、ELCENTRO三條地震波對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行多遇地震時(shí)程分析，其頂層位移時(shí)程和各樓層層間位移角均較小，但相對(duì)來說在ELCENTRO波的作用下結(jié)構(gòu)反應(yīng)較為強(qiáng)烈，因此為提高結(jié)構(gòu)在地震下的安全性，本文將各控制方案下，結(jié)構(gòu)在ELCENTRO波作用下的結(jié)構(gòu)反應(yīng)進(jìn)行比較分析。

圖15顯示了地震波從X向輸入結(jié)構(gòu)時(shí)結(jié)構(gòu)頂層位移時(shí)程對(duì)比，圖16顯示了地震波從Y向輸入結(jié)構(gòu)時(shí)，結(jié)構(gòu)頂層位移時(shí)程對(duì)比;圖17顯示了地震波分別從X向和Y向輸入結(jié)構(gòu)時(shí)，不同控制方案下各層側(cè)移對(duì)比;圖18顯示了地震波分別從X向和Y向輸入結(jié)構(gòu)時(shí)不同控制方案下層間位移角變化曲線;圖19為地震波從X和Y方向作用時(shí)結(jié)構(gòu)層剪力變化圖。表5給出了各種控制方案下的結(jié)構(gòu)頂層地震控制效果對(duì)比。由圖15～圖19及表5可知:

(1)無控時(shí)，在地震荷載的作用下結(jié)構(gòu)層側(cè)移幅度較風(fēng)荷載作用時(shí)大，頂層側(cè)移峰值為39.71mm，在結(jié)構(gòu)上安裝粘滯阻尼器后，地震波分別從X和Y方向作用時(shí)，方案1與方案2的控制效果相當(dāng)，頂層側(cè)移的控制效果均約為10%，方案3的控制效果最差，為－0.05%(即有微放大現(xiàn)象)。

(2)從圖18可知，地震作用下各方案層間位移角均小于規(guī)范限值1/1000。其中控制方案3對(duì)結(jié)構(gòu)下部樓層層間位移角的控制效果最大達(dá)36%，但在中部部分樓層位移角較無控時(shí)還大3.48%，原因是方案3的阻尼器布置位置雖可以較大的消減結(jié)構(gòu)底部的振動(dòng)，但是卻會(huì)在一定程度上削弱了底部樓層對(duì)上部樓層的嵌固約束，從而導(dǎo)致了上部樓層的位移角呈現(xiàn)微放大現(xiàn)象。

(3)地震對(duì)結(jié)構(gòu)的作用與風(fēng)對(duì)結(jié)構(gòu)的作用不同，風(fēng)是直接作用在整個(gè)迎風(fēng)面上，而地震荷載是從結(jié)構(gòu)底部輸入結(jié)構(gòu)，所以在地震荷載作用下，由于原結(jié)構(gòu)為提高結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度，在結(jié)構(gòu)的7層～9層，12層～14層，21層～26層上設(shè)置了一定量的斜支撐，將部分支撐替換成具有粘滯效果的支撐后，結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度并未改變，從而在9層、13層、22層附近層剪力變化仍存在拐點(diǎn)，但阻尼增加對(duì)結(jié)構(gòu)振動(dòng)起了一定的抑制作用。相對(duì)于無控時(shí)結(jié)構(gòu)各樓層框架和剪力墻所承擔(dān)的剪力分別占總剪力的26%和74%左右，安裝粘滯阻尼器后，各方案下框架和剪力墻所承擔(dān)的剪力均約占總剪力的25%和75%左右。總剪力的控制效果最大為方案二的7.6%。

表4 各控制方案下結(jié)構(gòu)頂層峰值響應(yīng)的風(fēng)振空控制效果對(duì)比(單位:位移—mm，加速度—m/s2)Tab.4 Wind-induced vibration responses of top story for different control cases(unit:Displacement－mm，acceleration-m/s2)

圖16 Y向地震波頂層位移時(shí)程對(duì)比Fig.16 Displacement time-history curves of Top story under Y direction seismic wave

表5 各控制方案下結(jié)構(gòu)頂層峰值響應(yīng)的地震控制效果對(duì)比Tab.5 Comparion of the seismic response of top story for different control cases

圖17 各方案樓層側(cè)移對(duì)比Fig.17 Story displacement contrast of each case

圖18 各方案結(jié)構(gòu)層間位移角對(duì)比Fig.18 Story drift angle contrast of each case

圖19 X和Y向地震波下結(jié)構(gòu)層間剪力Fig.19 Story shear curves under X and Y direction seismic wave

4.4 各方案減振效果對(duì)比分析

表6給出了三種控制方案在地震和風(fēng)振下結(jié)構(gòu)減振效果對(duì)比。由表6可知，X向風(fēng)荷載作用下，方案2的結(jié)構(gòu)頂層順風(fēng)向加速度和位移控制效果分別為21%和8%，大于方案1和方案3的17%、10%和5%、4%;橫風(fēng)向方案1頂層加速度以44%的控制效果大于方案2和方案3的43%和22%的控制效果，但方案2以44%的位移控制效果分別大于方案1和方案3的41%和21%。在Y向風(fēng)荷載作用下，方案2的結(jié)構(gòu)頂層順風(fēng)向加速度和位移控制效果分別為25%和11%，優(yōu)于方案1和方案3的11%、7%和10%、2%;橫風(fēng)向方案2和方案3的頂層加速度控制效果都是26%，而方案1的控制效果為23%，位移控制效果方案2以30%大于方案1的26%和方案3的16%;在地震荷載作用下，結(jié)構(gòu)X向頂層位移控制效果方案1為7%，方案2為10%，方案3為－0.05%;結(jié)構(gòu)Y向頂層位移控制效果方案1為8%，方案2為10%，方案3為4%。

表6 不同控制方案減振效果對(duì)比Tab.6 Contrast of vibration control effect for different cases

綜合比較各方案在風(fēng)和地震作用下的控制效果可知，方案2的減振效果最優(yōu)，其次為方案1，方案3對(duì)結(jié)構(gòu)底部樓層的控制效果最好，本文建議采用方案2作為該高層結(jié)構(gòu)的減振控制方案。

5 結(jié)論

對(duì)比分析各方案風(fēng)振和地震反應(yīng)的減振效果后得出以下幾點(diǎn)結(jié)論和建議:

(1)對(duì)結(jié)構(gòu)的風(fēng)振控制來說，三種控制方案均能減少結(jié)構(gòu)的風(fēng)振反應(yīng)，耗散風(fēng)振輸入能量;但對(duì)結(jié)構(gòu)的地震控制來說三種控制方案中則不是都可以起到有效控制結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的作用，個(gè)別方案在局部樓層存在地震反應(yīng)微放大現(xiàn)象。

(2)為提高結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度而在部分樓層處設(shè)置斜撐時(shí)，結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載作用下層剪力的變化相對(duì)平緩，但在地震荷載作用下，設(shè)置了斜撐的附近樓層剪力變化將出現(xiàn)拐點(diǎn)。采用粘滯阻尼器作為結(jié)構(gòu)的減振控制裝置時(shí)，其對(duì)結(jié)構(gòu)的剪力控制效果較小，但對(duì)結(jié)構(gòu)頂層舒適度的控制效果顯著。

(3)阻尼器的布置位置對(duì)結(jié)構(gòu)的地震和風(fēng)振反應(yīng)控制效果有較大的影響。對(duì)結(jié)構(gòu)的地震控制而言，粘滯阻尼器布置在結(jié)構(gòu)下部時(shí)，對(duì)底部樓層的控制效果最好;對(duì)結(jié)構(gòu)的風(fēng)振控制而言，高層結(jié)構(gòu)，特別是結(jié)構(gòu)平面上兩個(gè)方向尺寸相差較大且樓層間平面面積有較大變化的不規(guī)則高層結(jié)構(gòu)，將阻尼器布置在結(jié)構(gòu)的中部或上部樓層可達(dá)到更好的結(jié)構(gòu)風(fēng)振控制效果;同時(shí)兼顧結(jié)構(gòu)的風(fēng)振和地震反應(yīng)控制時(shí)，可將阻尼器布置在結(jié)構(gòu)的中上部樓層。

［1］Yeung N.Viscous-damping walls for controlling wind-induced vibrations in buildinds［D］.Hong Kong:The University of Hong Kong，2000.

［2］Chang K C，Qu W L.Unified dynamic absorber design formulas for wind-induced vibration control of tall buildings［J］.The Structural Design of Tall Buildings，1988.

［3］楊國(guó)華，李愛群，等.工程結(jié)構(gòu)粘滯流體阻尼器的減振機(jī)制與控振分析［J］.東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2001，31(1):57－61.

［4］周 云，劉 季.粘彈性阻尼器結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)方法［J］.世界地震工程，1996，(1):23 －31.

［5］Qu W L，Chang C C.Practical design method of controlling wind induced vibration responses of tall buildingwith passive dynamic absorbers［D］.In:Proceedings of 2 WCSC，Kyoto，JAPAN，1998.

［6］項(xiàng)海帆，瞿偉廉.高層建筑風(fēng)振控制基于規(guī)范的實(shí)用設(shè)計(jì)方法［J］.振動(dòng)工程學(xué)報(bào)，1999，12(2):151－156.

［7］Xu Y L，kwok K C S，Samali B.Control of wind induced tall building vibration by tuned mass dampers［J］.Journal of Wind Engineering and IndustryAerodynamics，1992，40:1 －32.

［8］汪大洋，周 云.基于瑞雷阻尼算法的高層結(jié)構(gòu)風(fēng)振控制優(yōu)化分析［J］.中國(guó)科技論文在線，2009，(7):498－506.

［9］瞿偉廉，程 懋，等.設(shè)置粘彈性阻尼器鋼結(jié)構(gòu)高層建筑抗震抗風(fēng)設(shè)計(jì)的實(shí)用方法［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，1998，19(3):42－49.

［10］唐 意，顧 明.某超高層建筑TMD風(fēng)振控制分析［J］.振動(dòng)與沖擊，2006，25(2):16 －19.

［11］Psakhie S G，Yu Smolin A，Tatarintsev E M，et al.The effect ofelastic energy accumulation and the possibility of controlling the fracture process in complex structures［J］Technical Physics Letters，2000，26(1):51 －53.

［12］《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB5009－2001)［S］.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2002.

［13］《廣東省實(shí)施〈高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程〉(JGJ3－2002)補(bǔ)充規(guī)定》［S］.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2005.

［14］《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011－2001)［S］.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2002.

［15］周 云.金屬耗能減震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)［M］.武漢:武漢理工大學(xué)出版社，2006.

［16］周 云.粘滯阻尼減震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)［M］.武漢:武漢理工大學(xué)出版社，2006.

［17］周 云.粘彈性阻尼減震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)［M］.武漢:武漢理工大學(xué)出版社，2006.

［18］北京金土木軟件有限公司，等編，ETABS中文版使用指南［M］.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2004.

［19］Li Y，Kareem A.Simulation of multivariate random processes:hybrid DFT and digital filtering approach［J］.Journal of Engineering Mechanics，ASCE，1993，119(5):1078 －1098.

［20］Lannuzzi A， Spinelli P. Artificial wind generation and structural response［J］.Journal of Structural Engineering.ASCE，1987，113(12).

［21］周 云，汪大洋，鄧雪松，等.某超高層結(jié)構(gòu)三種風(fēng)振控制方法的對(duì)比研究［J］.振動(dòng)與沖擊，2009，28(2):16 －21.

［22］楊 溥，李英民，賴 明.結(jié)構(gòu)時(shí)程分析法輸入地震波的選擇控制指標(biāo)［J］.土木工程學(xué)報(bào).2000，33(6):33 －37.