任重翠，李建輝，唐 意，劉軍進(jìn)，嚴(yán)亞林，郝 瑋，孫 超

(1. 建研科技股份有限公司，北京 100013；2. 建筑安全與環(huán)境國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013；3. 國家建筑工程技術(shù)研究中心，北京 100013)

《關(guān)于加強(qiáng)超高層建筑規(guī)劃建設(shè)管理的通知》[1]是住建部為了推進(jìn)城市發(fā)展而頒布的，該通知使我國超高層建筑建設(shè)日趨下降，因此，普通高層成為城市主流的建筑形式。一棟普通高層建筑既包含內(nèi)部主體結(jié)構(gòu)，又包含外部圍護(hù)結(jié)構(gòu)。其中，起美觀和圍護(hù)作用的玻璃幕墻在高層建筑中作為附屬結(jié)構(gòu)，對主體結(jié)構(gòu)的影響較弱[2]，在設(shè)計(jì)中常以等效荷載的方式進(jìn)行施加[3]，不作為實(shí)際構(gòu)件進(jìn)行建立。然而，在地震或風(fēng)等災(zāi)害荷載作用下，主體結(jié)構(gòu)雖然具有一定的安全性[4?5]，但玻璃幕墻等非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的破壞常會產(chǎn)生更為嚴(yán)重的次生災(zāi)害，并對災(zāi)后救援產(chǎn)生重要影響。如1994年1月17日的美國加州北嶺地震[6]，造成大量結(jié)構(gòu)和非結(jié)構(gòu)構(gòu)件破壞，上千人受災(zāi)，經(jīng)濟(jì)損失達(dá)300多億美元；2017年8月23日從廣東省珠海市登陸的臺風(fēng)“天鴿”，致使受傷和死亡人數(shù)過百，經(jīng)濟(jì)損失高達(dá)83.1億元。

因此，有必要開展考慮玻璃幕墻等非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的總體結(jié)構(gòu)分析。而目前有關(guān)主體結(jié)構(gòu)與玻璃幕墻的非線性分析及兩者的相互影響研究較少，多為幕墻構(gòu)件[7?8]、局部單元的線彈性分析[9?10]及相關(guān)試驗(yàn)研究[11]。

內(nèi)部結(jié)構(gòu)作為高層建筑的主體在地震作用下的響應(yīng)較大；而玻璃幕墻作為附屬結(jié)構(gòu)，主要受風(fēng)荷載影響。當(dāng)兩者聯(lián)合建模計(jì)算時，需進(jìn)行風(fēng)、地震荷載作用下的全面分析。因此，可在風(fēng)、地震單獨(dú)作用的情況下，進(jìn)一步進(jìn)行風(fēng)震聯(lián)合作用研究。目前，關(guān)于風(fēng)震聯(lián)合作用的研究已成為土木工程領(lǐng)域的熱點(diǎn)，如2019年劉楊等[12]采用地震需求分析法研究了一棟鋼管混凝土框架-防屈曲支撐結(jié)構(gòu)的易損性；2020年周穎等[13]以一棟580 m高的超高層建筑為例，分析了風(fēng)震耦合作用下的結(jié)構(gòu)抗振可靠度；2022年任重翠等[14]對一棟300.5 m高的超高層建筑進(jìn)行了風(fēng)震耦合作用分析?？梢?，對普通高層的主體結(jié)構(gòu)與玻璃幕墻在風(fēng)震聯(lián)合作用下的研究分析仍較為匱乏。因此，對普通高層建筑開展風(fēng)、地震單獨(dú)及聯(lián)合作用下的主體結(jié)構(gòu)與玻璃幕墻非線性響應(yīng)分析，會對高層建筑結(jié)構(gòu)的抗災(zāi)設(shè)計(jì)和研究分析提供一點(diǎn)新思路。

本文依據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)抗倒塌設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]對非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的建模要求，將玻璃幕墻建入一個98 m高的高烈度區(qū)框架-核心筒結(jié)構(gòu)，形成總體有限元分析模型。基于場地條件選取三組地震波，并通過1∶440縮尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)獲得不同重現(xiàn)期、持時約600 s的風(fēng)壓荷載值。采用能夠反映結(jié)構(gòu)受力過程的動力彈塑性分析方法，研究主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻的相互影響及兩者在風(fēng)、震單獨(dú)和聯(lián)合作用下的性能變化，從而為高層建筑主體結(jié)構(gòu)與玻璃幕墻的抗震、抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供一點(diǎn)參考。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)信息

1.1 框筒結(jié)構(gòu)

框筒結(jié)構(gòu)[16]的高度為98 m，共24層，層高為：F1層6 m，F(xiàn)2層～F24層4 m。結(jié)構(gòu)平面為44 m×44 m的正方形(圖1)，對應(yīng)高寬比為2.2；核心筒是一個矩形平面，大小為21.8 m×20 m，高寬比4.5。外框柱子之間及與筒外墻的距離分別為8.8 m和12 m。

圖1 標(biāo)準(zhǔn)層平面圖Fig. 1 Structure typical plan

抗震設(shè)計(jì)參數(shù)：8度(0.2 g)設(shè)防、丙類，地震分組為第一組，III類場地，Tg為0.45 s。

設(shè)計(jì)風(fēng)荷載：地面粗糙度為B類，重現(xiàn)期10年、50年、100年及1.1倍100年的風(fēng)壓值分別為0.4 kPa、0.65 kPa、0.75 kPa及0.825 kPa。

采用SATWE軟件設(shè)計(jì)得到的墻、柱構(gòu)件截面尺寸及混凝土強(qiáng)度等級列于表1。

表1 墻柱構(gòu)件設(shè)計(jì)信息Table 1 Design information of structure members

結(jié)構(gòu)梁板為現(xiàn)澆體系，混凝土為C30。樓板厚度：核心筒外110 mm，核心筒內(nèi)110 mm 、130 mm。

小震下結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)基本信息列于表2，可見結(jié)構(gòu)層間位移角小震下為1/864，遠(yuǎn)大于風(fēng)荷載下的1/4344，表明本結(jié)構(gòu)為地震荷載作用控制。結(jié)構(gòu)整體計(jì)算指標(biāo)均能滿足現(xiàn)行規(guī)范的設(shè)計(jì)要求。

表2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)基本信息Table 2 Basic information of structural design

1.2 玻璃幕墻

玻璃幕墻的橫梁、立柱為鋁制框材，截面為管材□300 mm×120 mm×10 mm；玻璃單元為單片厚度為8 mm的雙層中空玻璃。玻璃幕墻單元的平面長度尺寸約為3 m。鋁材和玻璃對應(yīng)的強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值[2]分別為172 MPa、50 MPa。

2 損傷與墜落分析方法

2.1 結(jié)構(gòu)材料屬性

鋼筋和鋁材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖2所示，可見剛度在應(yīng)力應(yīng)變循環(huán)過程中無退化。材料極限應(yīng)變和強(qiáng)屈比為0.025、1.2。

圖2 鋼筋和鋁材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系圖Fig. 2 Stress-strain relationship of steel and aluminum

混凝土模型見圖3，其中梁柱混凝土自行編寫，材料軸心抗壓、抗拉強(qiáng)度按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010?2010)[17]表4.1.3確定。

圖3 混凝土彈塑性損傷模型Fig. 3 Elastoplastic damage model of concrete

玻璃[18]采用圖4所示的脆性斷裂模型[19]，該模型采用最大主拉應(yīng)力破壞準(zhǔn)則。

圖4 玻璃應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig. 4 Stress-strain relationship of glass

2.2 構(gòu)件有限元單元

在分析中主體結(jié)構(gòu)梁、柱、幕墻橫梁、立柱采用鐵木辛柯梁單元模擬(圖5(a))；剪力墻、連梁、樓板和玻璃采用減縮積分分層殼單元模擬(圖5(b))。

圖5 相關(guān)構(gòu)件有限元單元Fig. 5 Finite element of components

玻璃單元與橫梁、立柱之間的連接關(guān)系較為復(fù)雜，如玻璃邊緣和鑲嵌槽之間存在間隙，結(jié)構(gòu)膠具有一定的厚度和變形能力等。以往研究，常將玻璃單元與支撐構(gòu)件間簡單設(shè)置為固接或鉸接關(guān)系，這很難準(zhǔn)確反映它們之間的相互作用。因此，基于受力和設(shè)計(jì)需求，專門研究了可指定多方向剛度和阻尼比的多自由度連接單元，來模擬玻璃與橫梁、立柱之間的復(fù)雜連接關(guān)系[15](圖5(c))。

2.3 非線性因素的考慮

分析過程考慮了施工模擬，通過設(shè)置單元生死的方法，按照建造過程先施工主體，再施工橫梁、立柱，最后施工玻璃幕墻和連接單元，如圖6所示。同時考慮了幾何“ P-Δ ”非線性、大變形等非線性效應(yīng)。

圖6 結(jié)構(gòu)總體有限元分析模型Fig. 6 Total finite element model of structure

3 損傷與墜落分析研究

3.1 模型校核

主體結(jié)構(gòu)及加設(shè)玻璃幕墻單元后的模型校核根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)抗倒塌設(shè)計(jì)規(guī)范》(CECS392：2014)[15]第5.1.4條進(jìn)行。

首先，進(jìn)行了結(jié)構(gòu)質(zhì)量、周期和振型對比，如表3和圖7所示?？梢?，加設(shè)幕墻單元后結(jié)構(gòu)的質(zhì)量略增、周期略小、振型不變，表明玻璃幕墻對主體結(jié)構(gòu)質(zhì)量、周期和振型影響較小。

圖7 結(jié)構(gòu)前3階周期及振型Fig. 7 The first three vibration periods and modes of structure

表3 結(jié)構(gòu)質(zhì)量、周期對比Table 3 Comparison of structural mass and periods

然后，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]的要求，選擇一組人工波(圖8)。按三向(主向∶次向∶豎向=1∶0.85∶0.65)輸入到結(jié)構(gòu)模型中進(jìn)行大震彈塑性分析，其中峰值加速度為400 Gal。

圖8 人工波信息Fig. 8 Artificial wave information

計(jì)算得到的結(jié)果列于表4和圖9，可見，考慮玻璃幕墻的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移有所減小，結(jié)構(gòu)基底剪力和最大層間位移角的變化較小。

圖9 大震彈塑性計(jì)算結(jié)果對比Fig. 9 Comparison of elastoplastic analysis results under rare earthquake

表4 大震彈塑性分析計(jì)算結(jié)果對比Table 4 Comparison of elastoplastic analysis results under rare earthquake

本節(jié)分析表明：作為圍護(hù)結(jié)構(gòu)的玻璃幕墻，對主體結(jié)構(gòu)在地震下的反應(yīng)和屈服情況影響較小，可以達(dá)到規(guī)范的設(shè)計(jì)要求。因此，在后續(xù)分析中主體結(jié)構(gòu)的基底剪力和變形等指標(biāo)可基于主體結(jié)構(gòu)構(gòu)件給出。

3.2 地震作用下計(jì)算結(jié)果

為研究主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻在地震作用下，非線性響應(yīng)隨地震強(qiáng)度增大的變化情況，根據(jù)規(guī)范[20]選波要求，在圖8所選人工波基礎(chǔ)上，如圖10所示選擇了兩組40 s的天然波，以峰值加速度400 Gal、510 Gal進(jìn)行大震和超大震彈塑性時程分析。

圖10 兩組天然波反應(yīng)譜曲線Fig. 10 Response spectrum curves of two natural waves

計(jì)算結(jié)果由表5、圖11給出，可見，隨地震動強(qiáng)度的增大，主體結(jié)構(gòu)的非線性響應(yīng)和玻璃幕墻的破壞情況均增大。

表5 地震下主體結(jié)構(gòu)整體指標(biāo)計(jì)算結(jié)果Table 5 Main structure index results under earthquake

因核心筒剪力墻出現(xiàn)一定塑性損傷，結(jié)構(gòu)基底剪力的增長低于加速度之比(如b1/a1列中的105%、102%、121%低于127.5%)；反映結(jié)構(gòu)變形的頂點(diǎn)位移和最大層間位移角增幅高于加速度增幅，如b2/a2和b3/a3列，尤其是人工波作用下最大層間位移角由1/125增至1/33，表明結(jié)構(gòu)出現(xiàn)不可恢復(fù)的變形，面臨倒塌。

因峰值加速度為400 Gal時，三組地震波中僅人工波作用下玻璃幕墻發(fā)生了大面積脫落，其他兩組天然波作用下玻璃幕墻未發(fā)生破壞，因此，后續(xù)以人工波的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行說明。

圖11(a)～圖11(c)玻璃幕墻的破壞位置表明：平行地震作用主向的玻璃單元容易發(fā)生破壞，垂直地震作用主向的玻璃單元較為安全。

3.1節(jié)的分析已表明：主體結(jié)構(gòu)受玻璃幕墻的影響很小，而玻璃幕墻受主體結(jié)構(gòu)的影響及兩者的變形關(guān)系有待進(jìn)一步研究。因此，參考文獻(xiàn)[14]中的方法，按圖12變形關(guān)系圖，進(jìn)行總體模型中主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻的層間變形及對應(yīng)的層間位移角關(guān)系求解。

圖12 主體與幕墻的變形關(guān)系分解圖Fig. 12 Deformation relation decomposition diagram of main structure and glass curtain wall

按式(1)和式(2)可計(jì)算得到總體和主體結(jié)構(gòu)的層間變形：

式中：Δi、Δsi為第i層總體、主體結(jié)構(gòu)層間變形；t、Δt為作用時刻、時間間隔；n為正整數(shù)；T為結(jié)束時刻；0,nΔt,T為第i層的變形時程。

然后，根據(jù)式(3)和式(4)可計(jì)算得到第i及i?1層玻璃幕墻自身的變形時程：

進(jìn)而將相鄰樓層的時程做差，按式(5)獲得玻璃幕墻的層間變形：

最后，按式(6)所示的層間位移角θi與層間變形Δi、層高h(yuǎn)i關(guān)系，可求解得到總體、主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻的層間位移角：

圖11(a)～圖11(c)表明：玻璃幕墻的破壞位置較為離散，因此為便于對比，后續(xù)變形分析以四個外框角柱(圖1所示)作為參考點(diǎn)。結(jié)果由圖13給出，可見，大震作用下主體結(jié)構(gòu)的層間變形，在玻璃幕墻未墜落前大于玻璃幕墻的自身變形。對應(yīng)400 Gal、510 Gal地震強(qiáng)度，有代表性的中部F12層～F14層玻璃變形占總體層間位移角的比例為30%～32%、20%～22%，對應(yīng)主體結(jié)構(gòu)層間變形為玻璃幕墻自身變形的3.0倍～3.4倍、4.1倍～4.7倍。玻璃墜落后，因脫離主體結(jié)構(gòu)的程度不同，部分樓層會出現(xiàn)層間位移角突增的情況。

圖11 人工波作用下計(jì)算結(jié)果Fig. 11 Results under the action of artificial wave

圖13 人工波作用下結(jié)構(gòu)層間位移角Fig. 13 Story drifts of structure under the artificial wave

為觀察各部分層間位移角的變化情況，圖14給出兩個樓層在不同地震強(qiáng)度作用下的時程曲線。

圖14(a)～圖14(b)的對比表明：玻璃墜落前，主體結(jié)構(gòu)的層間變形與總體變形相當(dāng)，即大于玻璃幕墻的；玻璃墜落后，主體結(jié)構(gòu)的變形曲線受玻璃幕墻的影響較小，發(fā)展較為平穩(wěn)。圖14(b)～圖14(c)的對比表明：在設(shè)防烈度大震作用下，主體結(jié)構(gòu)變形小于規(guī)范限值1/100，未倒塌，曲線在0軸附近往復(fù)波動；當(dāng)?shù)卣饛?qiáng)度增至超烈度大震時，主體結(jié)構(gòu)的層間位移角突增至1/35，且偏離0軸發(fā)展，表明主體結(jié)構(gòu)呈倒塌狀態(tài)。

圖14 人工波下層間位移角時程曲線Fig. 14 Time history of story drift under artificial wave

3.3 風(fēng)壓作用下計(jì)算結(jié)果

為研究在風(fēng)載作用下玻璃幕墻的性能變化，基于風(fēng)洞試驗(yàn)(1∶440縮尺模型)[21]獲得了全樓4896塊玻璃單元、持續(xù)時間約為600 s的風(fēng)壓時程數(shù)據(jù)，進(jìn)行風(fēng)壓作用下的非線性時程分析。

因本結(jié)構(gòu)高度僅為98 m，結(jié)合表2的設(shè)計(jì)結(jié)果可以看出，風(fēng)荷載不控制，在10年、50年重現(xiàn)期風(fēng)壓作用下，玻璃幕墻反應(yīng)不明顯。因此本節(jié)主要進(jìn)行100年重現(xiàn)期風(fēng)壓0.75 kPa、及放大1.1倍后風(fēng)壓為0.825 kPa的時程分析。

圖15給出結(jié)構(gòu)上部高度位置，位于不同側(cè)面的四個玻璃單元的風(fēng)壓時程曲線，可見迎風(fēng)的正面風(fēng)壓值基本為正，側(cè)面及負(fù)面為吸風(fēng)、風(fēng)壓值為負(fù)。

圖15 風(fēng)壓時程曲線(四個玻璃單元）Fig. 15 Wind pressure time history (four glasses)

計(jì)算基本風(fēng)壓0.75 kPa、0.825 kPa得到的風(fēng)速分別為34.6 m/s、36.3 m/s(《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009?2012)[22]公式E.2.4-1)，對應(yīng)12級風(fēng)[23](13級臺風(fēng))、12級風(fēng)(14級強(qiáng)臺風(fēng)[24?25])。

表6給出不同風(fēng)壓作用下主體結(jié)構(gòu)的計(jì)算結(jié)果，可見結(jié)構(gòu)基底剪力和變形隨風(fēng)壓增大呈線性增長，與圖16中核心筒未出現(xiàn)損傷的結(jié)果一致。

圖16 風(fēng)壓作用下核心筒受壓損傷Fig. 16 Frame-core wall damage under wind pressure

表6 風(fēng)壓作用下主體結(jié)構(gòu)整體指標(biāo)計(jì)算結(jié)果Table 6 Main structure index results under wind pressure

圖17給出玻璃幕墻的破壞情況，可見，隨風(fēng)壓從0.75 kPa增至0.825 kPa，玻璃幕墻未發(fā)生破壞，僅側(cè)吸風(fēng)、正吸風(fēng)面玻璃應(yīng)力接近標(biāo)準(zhǔn)值的單元數(shù)由1個增至4個。

圖17 風(fēng)壓作用下玻璃幕墻計(jì)算結(jié)果Fig. 17 Glass curtain results under wind pressure

圖18給出根據(jù)式(1)～式(6)計(jì)算得到的層間位移角分布曲線，可見與地震作用結(jié)果相似，玻璃幕墻未發(fā)生破壞時主體結(jié)構(gòu)的層間變形遠(yuǎn)大于玻璃幕墻自身，對應(yīng)F12層～F14層主體結(jié)構(gòu)層間位移角為玻璃的4.1倍～5.2倍；玻璃幕墻層間變形占總體變形的比例較小，其中F12層～F14層為19%～23%。增大，地震作用結(jié)束后結(jié)構(gòu)響應(yīng)隨風(fēng)載作用小幅波動，并趨于穩(wěn)定。

圖18 風(fēng)壓作用下層間位移角分布(0.825 kPa)Fig. 18 Story drifts under wind pressure (0.825 kPa)

圖19(c)～圖19(d)對比表明：地震單獨(dú)作用下，四個外框角柱(圖1中C1～C4)的層間位移角分布曲線基本一致，表明結(jié)構(gòu)共同受力、整體變形；

3.4 風(fēng)震聯(lián)合作用下計(jì)算結(jié)果

為深入研究主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻在風(fēng)震聯(lián)合作用下的性能，本節(jié)根據(jù)3.2節(jié)、3.3節(jié)風(fēng)震單獨(dú)作用的計(jì)算結(jié)果做進(jìn)一步分析。因地震波作用時間短，而風(fēng)荷載作用的時間則較長，因此進(jìn)行總時長為60 s的風(fēng)震聯(lián)合作用分析，可滿足結(jié)構(gòu)(基本周期2.35 s)的計(jì)算需求。在整個風(fēng)荷載作用過程中，地震波在第20 s～50 s進(jìn)行聯(lián)合作用，對應(yīng)的荷載強(qiáng)度為設(shè)防烈度大震(400 Gal)和1.1倍100年重現(xiàn)期風(fēng)壓(0.825 kPa)。

主體結(jié)構(gòu)的對比結(jié)果由表7、圖19給出?？梢?，表7中C與W+E項(xiàng)不等效，表明結(jié)構(gòu)進(jìn)入非線性狀態(tài)后，風(fēng)震聯(lián)合作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)并非兩種荷載單獨(dú)作用的直接疊加。在聯(lián)合作用下，結(jié)構(gòu)基底剪力低于風(fēng)震作用的簡單疊加、高于地震單獨(dú)作用；頂點(diǎn)位移和層間位移角增長較大，為風(fēng)震簡單疊加的121%、106%，為地震單獨(dú)作用的130%、114%。

表7 風(fēng)震聯(lián)合作用下主體結(jié)構(gòu)整體指標(biāo)計(jì)算結(jié)果Table 7 Main structure index results under the combined action of wind and earthquake

圖19(a)～圖19(b)表明：在地震單獨(dú)作用下結(jié)構(gòu)基底剪力和頂點(diǎn)位移的時程曲線在0基線附近往復(fù)振蕩，當(dāng)?shù)卣鹱饔媒Y(jié)束時趨于0；當(dāng)考慮風(fēng)震聯(lián)合作用時，在初始風(fēng)壓作用下時程曲線略微偏離0軸、作小幅振動，聯(lián)合地震作用后結(jié)構(gòu)響應(yīng)當(dāng)風(fēng)震聯(lián)合作用時，四條曲線出現(xiàn)明顯差異，比值由1.0增至1.3，表明結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了非常不利的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，需要采取措施進(jìn)行加強(qiáng)。

圖19 風(fēng)震聯(lián)合作用下主體結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果Fig. 19 Structure results under the combined action of wind and earthquake

圖19(f)～圖19(g)表明：與單獨(dú)地震作用相比，風(fēng)震聯(lián)合作用下底部剪力墻的損傷加重。

圖20給出玻璃幕墻的破壞對比結(jié)果，可見風(fēng)震聯(lián)合作用下玻璃幕墻的破壞范圍增大，由單獨(dú)地震作用的中部樓層分別向上、向下延伸至全部樓層。因地震荷載控制，玻璃破壞范圍集中于平行地震作用主向的側(cè)面。

圖20 風(fēng)震聯(lián)合作用下玻璃幕墻計(jì)算結(jié)果對比Fig. 20 Glass curtain results under the combined action of wind and earthquake

圖21給出總體、主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻的層間位移角的分布曲線?？梢?，在玻璃幕墻未墜落的樓層，玻璃自身的層間變形小于主體結(jié)構(gòu)，主體結(jié)構(gòu)變形起控制作用，為玻璃幕墻自身變形的1.3倍；對應(yīng)玻璃單元發(fā)生破壞的樓層，玻璃脫離主體結(jié)構(gòu)進(jìn)行變形，與圖14的結(jié)果相似。

圖21 風(fēng)震聯(lián)合作用下結(jié)構(gòu)層間位移角曲線Fig. 21 Time history of story drift under the combined action of wind and earthquake

本節(jié)分析表明：風(fēng)震聯(lián)合作用會增大主體結(jié)構(gòu)的非線性響應(yīng)和玻璃幕墻的破壞范圍，使主體結(jié)構(gòu)的變形呈非線性增長、扭轉(zhuǎn)效應(yīng)增大、平行地震作用主向的玻璃單元破壞范圍增大。

4 結(jié)論

本文以98 m高的框筒結(jié)構(gòu)為例，采用動力彈塑性分析方法，研究風(fēng)、地震單獨(dú)及聯(lián)合作用下，主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻的性能變化，主要結(jié)論如下：

(1)實(shí)現(xiàn)了同時考慮主體結(jié)構(gòu)與玻璃幕墻結(jié)構(gòu)的總體有限元分析模型構(gòu)建，通過分析得到玻璃幕墻作為圍護(hù)結(jié)構(gòu)對主體結(jié)構(gòu)影響不大。在風(fēng)、地震單獨(dú)和聯(lián)合作用下，通過總體、主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻三部分的層間位移角分解得到，主體結(jié)構(gòu)的層間變形大于玻璃幕墻自身的，在結(jié)構(gòu)中部樓層為玻璃幕墻層間變形的3.0倍～5.2倍。

(2)在設(shè)防烈度和超烈度大震作用下，隨地震強(qiáng)度增大，主體結(jié)構(gòu)的非線性響應(yīng)和玻璃幕墻的墜落范圍增大，其中基底剪力的增長小于頂點(diǎn)位移和最大層間位移角的。風(fēng)荷載對普通高層建筑結(jié)構(gòu)的影響較小，在100年重現(xiàn)期及放大1.1倍風(fēng)壓作用下，結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)，基底剪力、頂點(diǎn)位移和最大層間位移角呈線性變化，玻璃幕墻未發(fā)生墜落破壞。

(3)風(fēng)震聯(lián)合作用下，主體結(jié)構(gòu)出現(xiàn)不利的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，并且主體結(jié)構(gòu)和玻璃幕墻的非線性響應(yīng)，大于風(fēng)震單獨(dú)作用的直接求和。如設(shè)防大震與1.1倍100年重現(xiàn)期風(fēng)壓聯(lián)合作用時，主體結(jié)構(gòu)的頂點(diǎn)位移和最大層間位移角為風(fēng)震單獨(dú)作用求和后的121%、106%，外框角柱的層間位移角之比由1.0增至1.3；玻璃幕墻的墜落面積大于風(fēng)震單獨(dú)作用的疊加。

(4)在地震單獨(dú)和風(fēng)震聯(lián)合作用下，平行受力主向的玻璃幕墻受力較大，容易發(fā)生破壞。