特大地震作用下超限高层结构破坏特点分析
焦柯，吴桂广，贾苏，欧旻韬，陈星
（广东省建筑设计研究院，广州510010）
摘要：汶川地震和智利大地震表明，实际发生的大地震可能远大于规范设防要求，造成严重的地震灾害。本文针对7度区7栋超高层框架-核心筒结构，加载8度罕遇地震作用进行分析计算，发现结构的整体破坏主要原因是结构竖向刚度突变部位或底部加强部位的剪力墙发生较大范围的剪切破坏；同时，裙房顶和塔楼顶的框架柱发生严重拉弯破坏，而大部分外框架柱抗剪承载力有较大的富裕。楼层最大位移角越大的结构不一定先倒塌破坏，反而位移角小的结构容易发生脆性剪切破坏。有限元分析表明，当轴向受拉作用下，剪力墙抗剪强度显著下降，在特大震作用下受拉剪力墙的剪切破坏会先于拉弯破坏，仅按规范剪压比限值0.15控制剪力墙的抗剪强度，不能保证结构安全。
关键词：特大地震，超限高层结构，弹塑性时程分析，剪切破坏
1前言
汶川地震中，龙门山断裂带上的映秀、北川、青川、平武等县镇均按7度设防，实际地震强度达到10或11度，高于设防能力8～10倍。实际的最大峰值加速度远大于规范要求，其中四川什邡八角台主震最大水平峰值加速度值为956.7cm/s2, 四川卧龙台主震最大水平峰值加速度值为596.0cm/s2，可见实际发生的大地震远大于建筑物设防要求。2010年2月27日在南美洲智利发生的8.8级大地震，造成了钢筋混凝土高层建筑的严重破坏，这是近年来现代钢筋混凝土高层建筑经历的最大地震。根据文献[1]的研究，智利高层结构剪力墙厚度与中低层结构剪力墙厚度相近，造成剪力墙轴压比过大，在此次地震中发生严重破坏；智利国家规范在钢筋混凝土剪力墙设计中参考美国规范，但允许对边缘约束构件设计予以放松，是造成剪力墙破坏的另一原因。据统计此次震害有数千片剪力墙发生破坏，其破坏模式以拉压破坏为主、剪切破坏为辅。
本文针对7度区7栋按中国规范设计的超高层框筒结构，通过加载8度罕遇地震作用，分析这7栋超高层结构在特大地震下的破坏特点，并与7度罕遇地震作用下损伤进行对比，找出结构的薄弱部位及破坏模式，作为罕遇地震下大震不倒性能补充分析。
27栋超高层结构简述
2.1结构基本信息
表1为7个工程的基本信息，图1和图2分别为7个工程的三维计算模型和平面图。
表1 结构基本信息
作者简介：焦柯（1968--），男，硕士，教授级高工
007地块 005地块港航中心绿地中心城际中心华强1栋华强3栋
图 1 三维计算模型
007地块 005地块港航中心绿地中心
城际中心华强1栋华强3栋
图 2 标准层平面
2.2计算模型及假设
采用PERFORM-3D软件计算。计算模型不考虑楼板对梁的刚度贡献，连梁刚度不折减；暗柱钢筋采用箱型钢柱模拟；无大开洞楼板的楼层采用刚性板假设；出现剪切破坏的剪力墙剪力占本楼层总剪力的20%以上时，认为结构整体出现剪切破坏，剪切破坏强度参考文献[2]取值。
材料弹塑性本构关系以《混凝土结构设计规范》（GB 50010－2010）附录C提供的混凝土和钢筋本构关系为基础。在弹塑性分析中，混凝土材料仅考虑受压状态，不考虑受拉。钢筋和型钢选用三线性本构关系，
加强层腰桁架
斜墙
23层以上墙取消左18层和右30层以上墙取消17层以上墙取消21层以上墙取消
并且不考虑材料的强度损失。图3和图4中Y 表示材料屈服由钢材标准值或混凝土设计值（FY ）控制，U 表示材料达到最大强度由钢材极限值或混凝土标准值（FU ）控制，L 表示材料开始失效，R 表示材料失效达到最低点并进入平台段，X 表示材料完全失效，DY ，DU ，DL ，DR 和DX 分别是控制点Y 、U 、L 、R 和X 的应变。图5为墙单元剪切破坏本构关系，U 表示材料达到极限抗剪强度，R 表示材料失效达到最低点并进入平台端，X 表示材料完全失效，FU 为极限抗剪强度，DU ， DR 和DX 分别是控制点U 、R 和X 的应变。
梁、柱构件根据实际配筋设置弹塑性纤维截面，杆构件端部各设置0.05倍杆件长度的纤维截面单元，其他区域为弹性截面单元。剪力墙单元沿布置方向平均划分纤维并在剪力墙两端设置暗柱。
图 3 钢材本构关系 图4 混凝土材料本构关系 图5 剪应力-剪应变关系
2.3加载和地震波信息
首先施加初始荷载，初始荷载取1.0D （恒载）+0.5L （活载），然后施加地震波。大震作用的峰值加速度取220cm/s 2，特大地震峰值加速度取400cm/s 2。7个工程计算采用的地震波根据规范选取，限于篇幅，这里略去具体波形。
3特大地震下结构破坏特点
表2为7栋超高层结构在大震和特大地震下破坏的特点及破坏程度对比。
（1）大震和特大地震下大部分连梁均发生破坏，大震下部分框架梁发生屈服，特大地震下大部分框架梁发生屈服，部分发生弯曲破坏。
（2）塔楼顶、裙房顶和加强层上下楼层的部分框架柱发生拉弯破坏。特大地震下框架柱的屈服范围和程度更大。
（3）大震下结构个别位置剪力墙出现剪切破坏，破坏范围较小。特大地震作用下，结构出现大范围的剪切破坏，剪力墙剪切破坏主要集中在核心筒刚度突变处、加强层及结构底部。核心筒刚度突变处和加强层出现破坏，主要是由于刚度突变导致剪力集中引起。结构底部剪力墙出现破坏，主要由于底部楼层剪力较大，抗剪承载力达到极限而破坏。
表2 构件破坏情况对比分析
4结构整体破坏时若干指标分析
4.1 基底剪力和位移角
表3为基底最大剪力和结构最大层间位移角与小震下结果比值，以及特大地震破坏前最大层间位移角。表中“7度/小震”表示7度大震与7度小震之比，“8度/小震”表示特大地震破坏前与7度小震之比，“8度/7度”表示特大地震破坏前与7度大震之比。
从表3可知，结构破坏时的层间位移角在1/66至119之间。7栋超高层结构的最大层间位移角平均值为1/90。007地块和005地块的层间位移角最小，由于这两个项目取消上部剪力墙对刚度影响明显，导致应力集中，剪力墙过较出现剪切破坏；其次为绿地中心和华强1栋，由于加强层造成刚度突变，剪力放大，导致最终剪力墙剪切破坏。位移角较大的港航中心、城际中心和华强3栋，8度与7度的位移角比值也较大，说明具有较好的延性。总体来说，刚度突变越大，结构越早出现剪切破坏，破坏时的层间位移角越小，结构的延性越差。由位移角放大系数可知，7度和8度的地震平均位移角放大系数分别为6.11和9.36，位移角越大并不代表结构破坏越早，薄弱部位具有足够的延性很重要。当应力集中导致剪力墙剪切破坏时，位移角不一定很大。
8度与7度的平均剪力放大系数比值为1.34,平均位移角放大系数比值为1.53，当某结构的比值大于平均值时，结构的延性相对较好，结构没有在刚度突变处出现大范围的剪切破坏。
4.2 位移比
表4为7栋超高层结构在小震和特大地震破坏时刻的楼层最大位移比。在结构破坏时刻，有四个结构的位移比增大，有三个减少。结构剪切破坏与扭转大小没有必然关系。其中华强3栋破坏时刻的位移比明显增大，原因是斜墙位于外框，对结构的抗扭贡献很大，斜墙破坏后结构的抗扭刚度削弱。
表4 位移比
007地块，在22.8s破坏时刻，7度地震的位移比为1.21，8度地震的位移比为1.33，由于结构构件破坏，导致楼层位移比增大，图6为23层平面左右两边柱节点的位移时程。
4.3框架柱剪力
表5为7栋超高层结构首层柱剪力占总剪力的百分比。结构破坏前，最大剪力时刻8度地震下的柱分配剪力占总剪力的比值相比7度要大；结构破坏时刻，8度比7度地震下的柱分配剪力进一步增大，说明框架柱二道防线起一定的作用。华强3栋由于部分框架梁和连梁过早破坏，削弱了框架柱作用，导致7度与8度地震下的柱分配剪力相差不大。
经统计，7栋超高层结构在8度地震破坏前框架柱最大剪压比Vmax/f ck bh0为0.098，90%以上框架柱剪压比Vmax/f ck bh0小于0.045；破坏后框架柱最大剪压比Vmax/f ck bh0为0.188，90%以上框架柱剪压比Vmax/f ck bh0小于0.087，远小于0.15，说明大部分框架柱的富裕度较大。
表5 框架柱分配剪力
4.4 结构耗能分析
表6为7栋超高层结构破坏时刻构件的塑性耗能比例。总体而言，8度比7度梁的塑性耗能比例减小，而剪力墙的塑性耗能比例明显增大。华强3栋梁的耗能比例达95.4%，原因是华强3栋的部分框架梁和连梁过早出现了破坏，导致结构变柔，地震力减小，使剪力墙和柱的耗能比例较低。
图 6 007地块节点位移时程曲线图 7 007地块构件塑性耗能图 8 城际中心构件塑性耗能
007地块项目在8度地震作用下，10.0s开始梁构件的塑性耗能明显增大，20.0s开始剪力墙构件的耗能明显增大，剪力墙的损伤和钢筋屈服比较严重，导致结构较早破坏，见图7所示。城际中心项目在8度地震作用下，20.0s开始梁构件的塑性耗能明显增大，剪力墙构件的耗能曲线一直比较平缓，没有突变现象，见图8所示。剪力墙塑性耗能比较平缓的增加，说明结构筒体延性较好，墙肢破坏不严重。
5剪力墙破坏原因分析
表7为7栋超高层结构在大震作用下其中一片主要剪力墙的剪压比，最大剪压比为0.146，剪力墙剪压比均小于规范限值0.15。
表7 大震作用下剪力墙剪压比
取城际中心首层的剪力墙进行精细有限元计算分析，验证弹塑性计算结果的正确性。剪力墙厚度700mm，长度7150mm，混凝土等级为C60，抗压强度标准值38.5 N/mm2，抗拉强度标准值2.85 N/mm2，水平和竖向分布钢筋配筋率0.6%，暗柱配筋为400*10mm方钢管。在剪力墙模型的顶部分别施加0.2fc*A轴压力、无轴力和ft*A轴拉力作用，分三种情况分析剪力墙的抗剪承载力。
在0.2fc*A轴压力作用下，当剪力加载到20250kN，剪力墙突然发生剪切破坏，此时分布钢筋及端部边缘构件的钢筋均屈服，见图9和图10。此时对应的剪压比为0.116，小于规范剪压比限值0.150。在无轴力作用情况下，当剪力加载到9200kN，剪力墙突然发生剪切破坏，此时对应的剪压比为0.053。在ft*A 轴拉力作用下，当剪力加载到2200kN，剪力墙突然发生剪切破坏，此时对应的剪压比为0.012。可见，在
无轴向力或在拉力作用下，剪力墙抗剪承载力显著下降。
取该剪力墙的最不利轴力弯矩组合进行正截面承载力验算，都满足要求（见图11）。而该墙在最小轴压力554kN时的剪力为9865kN，因此计算判断其剪坏。可见要提高该墙抗剪能力，使剪切破坏发生在压弯或拉弯破坏之后。在剪力墙非约束区域的墙身增加型钢、钢板可提高抗剪承载力。
图 9 剪力墙受拉损伤图10 剪力墙钢筋应力图11 墙正截面承载力验算
6总结
本文对7栋超高层结构进行8度罕遇地震作用计算，分析这7栋结构在特大地震下的破坏特点，并与7度罕遇地震作用下结果进行对比，总结如下：
（1）梁柱构件，特大地震与大震的破坏或屈服位置比较接近，范围更大；剪力墙构件，大震下个别位置出现剪切破坏，范围很小，特大地震作用下，剪力墙出现大范围的剪切破坏，主要集中在筒体变刚度处、加强层及结构底部。刚度突变和加强层处出现剪切破坏，主要原因是应力集中导致剪力较大。结构底部剪力墙出现剪切破坏，主要由于底部楼层剪力较大，抗剪承载力达到极限而破坏。
（2）7栋超高层结构出现剪切破坏时的层间位移角在1/66至119之间。当8度与7度的剪力和层间位移角比值较大时，结构的延性相对较好，结构没有在刚度突变处出现大范围的剪切破坏。位移角越大并不代表结构破坏越早，薄弱部位有足够的延性很重要。当应力集中导致剪力墙剪切破坏时，位移角不一定很大。
（3）带腰桁架加强层的钢框架-核心筒结构，由于加强层刚度突变，加强层剪力墙的剪力放大，造成剪力墙出现剪切破坏。
（4）特大地震下框架柱分配剪力占总剪力的比例明显增大，说明框架柱二道防线起一定的作用，但当框架梁和连梁过早破坏，框架柱作用有限。统计7栋结构，90%以上框架柱剪压比小于0.087，远小于0.15，说明大部分框架柱的富裕度较大。
（5）特大地震下，剪力墙的塑性耗能比例明显大于大震下，但墙的塑性耗能增加宜平缓，否则结构整体抗震能力下降较快。
（6）在轴向压力较小或在拉力作用下，剪力墙抗剪承载力显著下降。在大震作用下，部分剪力墙可能处于轴压力较小或受拉状态，仍按规范剪压比限值0.15控制剪力墙的抗剪能力，不能保证结构不发生剪切破坏。
参考文献
[1] 周颖,吕西林.智利地震钢筋混凝土高层建筑震害对我国高层结构设计的启示[J].建筑结构学报,32(5):17-23,2011.
[2] 邵武,钱国芳.童岳生.钢筋混凝土低矮抗震墙试验研究[J].西安冶金建筑学院学报,21(3):15-23,1989 .