高烈度區(qū)近斷層RC框架-核心筒高層結構隔震設計關鍵參數(shù)取值

李愛群　劉立德　曾德民　楊參天　解琳琳

(1北京建筑大學北京未來城市設計高精尖創(chuàng)新中心, 北京 100044)(2北京建筑大學土木與交通工程學院, 北京 100044)(3東南大學土木工程學院, 南京 210096)

近年來,功能可恢復已逐漸成為地震工程領域的研究熱點．作為未來城市的一個重要組成部分,高層結構的地震功能可恢復日益得到諸多學者的廣泛關注．對于處于高烈度近斷層區(qū)域的RC框架-核心筒高層結構,由于設計時需對各地震水準的地震峰值加速度乘以一個不小于1.25的近場影響系數(shù)來放大地震作用[1],使得傳統(tǒng)的抗震設計面臨了極大的挑戰(zhàn),并且結構的抗震性能較難滿足功能可恢復需求．理論上而言,隔震技術的引入可以有效降低上部結構的地震作用,在降低上部結構的設計難度的同時可以顯著減小結構/非結構構件的損傷,有效提高該類高層結構的震后可恢復能力[2]．

無論是多層隔震結構還是高層隔震結構,其設計方法和設計流程存在一定的相似性．對于高烈度近斷層區(qū)域的RC框架-核心筒高層結構,其設計需要明確:① 結構所承受的地震作用,在設防烈度和場地類別確定的前提下,地震作用僅取決于考慮近場效應的近場影響系數(shù);② 結構的抗震能力,已有研究表明屈重比(隔震層鉛芯支座總屈服力與上部結構重力比值[3-7])是決定隔震層力學性能、整體減震效果和結構抗震能力的重要參數(shù)．

對于屈重比這一關鍵設計參數(shù),王曙光等[3]對某一外套加層隔震體系進行了研究,對于位于7度區(qū)的該類結構建議合理屈重比取值為2.5%～4%. 李冰[4]對8層混凝土結構進行研究,建議了該結構在7～9度設防時屈重比的合理取值. Providakis[5]和Mollaioli等[7]分別對不同屈重比下多層隔震結構的響應特征進行了研究,初步探索了屈重比對該類結構響應的影響．然而,上述研究多集中于多層結構屈重比的研究,目前對于高烈度近斷層區(qū)RC框架-核心筒高層隔震結構屈重比的研究還相對較少．此外,結構高度和隔震設計方案對適用于該類結構的屈重比可能存在影響,相關研究還未見報道．

對于近場影響系數(shù)這一隔震結構關鍵設計參數(shù),《建筑抗震設計規(guī)范》[1]對其做出了相關規(guī)定．楊迪雄等[8]和殷偉希等[9]研究了近斷層RC隔震框架結構的地震響應特征,結果表明設計時應充分考慮近斷層效應對于隔震結構的影響．韓淼等[10-12]系統(tǒng)研究了近斷層地震動對2種典型多層隔震結構(包括層間隔震結構和基礎隔震結構)動力響應的影響;劉文光等[13-14]基于1個典型鋼框架-RC核心筒高層隔震結構,對比了高層隔震結構在近、遠場地震動作用下的損傷特征,但并未考慮各影響因素的影響,也未針對近場影響系數(shù)的取值進行討論．總的說來,綜合考慮不同高度和隔震設計方案的影響,在合理的屈重比范圍內揭示RC框架-核心筒高層隔震結構在近斷層地震動作用下的響應特性以及近場影響系數(shù)取值的相關研究還相對較少.因此,本文以2棟設防烈度為8.5度、近斷層且高度不同的RC框架-核心筒高層隔震工程案例為原型,考慮不同隔震設計方案(核心筒下沉隔震方案和±0隔震方案)的影響,基于精細有限元模型,研究了屈重比對該類結構減震系數(shù)和隔震層位移的影響規(guī)律,建議了適用于RC框架-核心筒高層隔震結構的合理屈重比取值范圍．在此基礎之上,本文綜合考慮不同的結構高度、隔震設計方案和合理范圍內的不同屈重比,研究了近斷層RC框架-核心筒高層隔震結構的響應特征,初步探討并建議了適用于該類結構的近場影響系數(shù)．

1　合理屈重比取值分析

1.1　原型結構簡介

本研究選取了2棟(C1和C4)具有不同高度的RC框架-核心筒高層隔震工程案例作為原型結構,其抗震設防烈度均為8度(0.30g),場地類別為Ⅲ類場地,設計地震分組為第2組．2棟結構均近斷層,專家委員會建議考慮近斷層影響,相應的近場影響系數(shù)取為1.25．C1上部結構共22層79.2 m,地下4層16.05 m;C4上部結構共17層65.8 m,地下4層14.15 m．結構高寬比分別為2.30和1.91．核心筒剪力墻厚均為300～600 mm．結構三維示意圖和平面布置圖分別如圖1和圖2所示．

(a) C1

(b) C4

圖1原型結構三維示意圖

C1和C4的隔震層設置如圖2所示．隔震層設置于地下室頂板和上部框架結構之間以及核心筒底部,相應的隔震支座主要參數(shù)如表1所示．為滿足工程設計中對隔震層位移響應的要求(隔震溝寬度600 mm),上述結構在工程設計的過程中均采用了16個黏滯阻尼器．本研究團隊設計了位于該場地的29棟不同的高層隔震結構,均采用16個阻尼器和相近的阻尼器參數(shù),阻尼器的最大出力均在2 000 kN左右,因此在本研究中阻尼器不作為變量．C1和C4關鍵設計指標見表2．

(a) C1隔震方案

(b) C4隔震方案

支座型號LNR900LNR1100LRB900LRB1000LRB1100LRB1200支座符號N9N11R9R10R11R12100%等效水平剛度/(kN·m-1)111013582070230024502600屈服后剛度/(kN·m-1)1070119013101470屈服力/kN238294355410橡膠剪切模量/(N·mm-2)0．320．320．320．320．320．32

1.2　案例設計

根據(jù)該類結構建筑使用功能的不同要求，選擇不同的隔震設計方案．原型結構在設計過程中采用了局部地下室下沉隔震方案(核心筒部分下沉至地下室底部隔震,框架在整體±0處隔震),為了研究不同隔震設計方案的影響,本文采用了C1和C4的上部結構,設計了相應的整體±0隔震結構案例．

表2　結構參數(shù)及相應地震響應

為了研究合理屈重比取值,通過調整隔震支座的數(shù)量和位置來獲得不同的屈重比,設計了一系列具有不同屈重比的高層隔震結構分析案例．通過對設計完成的29棟高層隔震結構中的10棟RC框架-核心筒高層隔震結構的屈重比統(tǒng)計分析可知,屈重比的變化范圍為2.06%～3.43%．因此,本文屈重比上、下限值分別取為3.5%和1.5%,或盡量接近該值．28個案例的屈重比和相應周期如表3所示．

大震作用下隔震結構的上部結構損傷程度通常較輕,且該類結構的塑性行為主要集中在隔震層,因此采用單質點模型或彈性剪切層模型模擬上部結構,采用彈塑性模型模擬隔震層[15-16]．對于上部結構,本研究也采用彈性模型模擬[17-19],然而不同于多層框架結構,框架-核心筒呈現(xiàn)出明顯的彎剪耦合特性[20],而傳統(tǒng)的剪切層模型無法反映這一特性對結構響應的影響．因此,本文基于ETABS建立各隔震結構的精細模型,其中上部結構為彈性模型,隔震層為彈塑性模型．隔震支座采用Rubber Isolator單元與Gap單元模擬,黏滯阻尼器、梁柱和剪力墻分別采用Damper-Exponential單元、Frame單元和殼單元模擬．

表3　分析案例基本信息

本文采用了實際工程中使用的2條天然地震動和1條人工地震動,上述地震動的加速度反應譜與規(guī)范譜的對比如圖3所示．從圖中可以看出,在1.31～1.59 s(非隔震結構周期段)和3.90～4.95 s(隔震結構周期段)內各地震動加速度反應譜值與規(guī)范反應譜值最大誤差不超過35%,平均誤差不超過20%,滿足規(guī)范要求,表明上述地震動可用于設計具有不同屈重比和不同隔震方案的RC框架-核心筒高層隔震結構．

圖3　設計地震動反應譜與規(guī)范反應譜對比

考慮近斷層影響,采用3條設計地震動對上述28個高層隔震結構進行隔震設計．將上述地震動分別調幅至375和637.5 cm/s2，進行中震和大震下的動力時程分析．

1.3　合理屈重比取值

減震系數(shù)是評價隔震效率的重要指標,當隔震層設置了阻尼器時,減震系數(shù)不應超過0.38．隔震溝尺寸是影響結構使用功能的重要參數(shù),在隔震設計中,需首先確定大震下1.15倍隔震層質心位移和角點位移的較大值,即大震隔震層位移(maximum bearing displacement, MBD),在此基礎上乘以1.2的放大系數(shù)用于確定隔震溝尺寸．本研究考慮各棟結構的設計難度,將隔震溝的尺寸限值放寬至650 mm,即MBD放寬至540 mm．因此,本研究將以減震系數(shù)不超過0.38和MBD不超過540 mm作為控制指標,確定適用于RC框架-核心筒高層隔震結構的合理屈重比取值范圍．

各案例的減震系數(shù)和MBD在3條地震動作用下的包絡值如圖4～圖7所示．從圖中可以看出,屈重比的取值對隔震結構關鍵響應(減震系數(shù)和MBD)具有顯著的影響,即

1) 當屈重比不超過3%時,減震系數(shù)均不超過0.38,可滿足規(guī)范要求,因此可將3%作為該類結構屈重比的上限值．整體來說,隨著屈重比的減小減震系數(shù)有所減小,表明較小的屈重比可以獲得更理想的減震效果．然而當屈重比減小至2%后,減震系數(shù)趨于一穩(wěn)定值,這表明繼續(xù)減小屈重比已無法獲得更好的減震效果．此外,對于高度為65.8 m的C4結構,該上限值為3.5%,這表明隨著結構高度的減小,屈重比上限值有增大的趨勢．因此,對于高度小于80 m的RC框架-核心筒高層隔震結構,隨著結構高度的減小可適當提高屈重比上限值．

(a) 減震系數(shù)

(b) 大震位移

圖4C1,下沉隔震方案

(a) 減震系數(shù)

(b) 大震位移

圖5C1,整體±0隔震方案

(a) 減震系數(shù)

(b) 大震位移

圖6C4,下沉隔震方案

(a) 減震系數(shù)

(b) 大震位移

圖7C4,整體±0隔震方案

2) 當屈重比不小于2%時,大震隔震層最大位移MBD均不超過540 mm,可滿足本研究預設的隔震溝尺寸要求,因此可將2%作為該類結構屈重比的下限值．整體來說,隨著屈重比的增大，MBD有所減小,表明較大的屈重比可以更好地滿足隔震溝的尺寸要求以及建筑使用功能要求．此外,對于高度為79.2 m的C1,該下限值最大為1.8%．當屈重比降低至2%后對于減震效率的提升相對不明顯,而隔震層位移會有所增大,因此對于該類結構屈重比下限值均可取為2%．

綜上所述,減震系數(shù)和隔震溝尺寸限值要求決定了RC框架-核心筒高層隔震結構屈重比的上限值和下限值,基于上述研究,對于高度不超過80 m的結構相應的屈重比的合理取值范圍為2%～3%．

2　近場影響系數(shù)取值

2.1　基本案例及地震動選取

文獻[13-14]基于個別案例研究了近斷層地震動作用下高層框架-核心筒結構的響應特征．然而,綜合考慮多種因素對該類結構在近場和遠場地震動作用下的響應特征的研究還相對較少．近場影響系數(shù)的取值對該類結構的設計影響較大,1.25的取值能否較好反映近斷層影響并保證結構的安全性有待進一步確認．

本文在獲得了該類高層隔震結構的合理屈重比范圍的基礎上,選取了上文28個案例中的12個典型案例,考慮了:① 79.2 m(C1)和65.8 m(C4)2種結構高度;② 核心筒下沉隔震方案和±0隔震方案2種隔震設計方案;③ 2%,2.6%或接近2.6%和3%的不同屈重比．基于上述案例,研究近場和遠場地震動下該類結構的響應特征，初步探索適用于該類結構的近場影響系數(shù)．

不同于隔震結構的分步設計,近場地震動作用下隔震結構的響應特征研究所關注的是結構整體的受力行為．因此本文在選取近場和遠場地震動時根據(jù)隔震后的結構基本周期選取相應的地震動．為了考慮地震動的離散性,對于遠場和近場地震動均選取了7條天然地震動．建筑抗震設計規(guī)范對于斷層距在5 km以內的結構建議了更嚴格的近場影響系數(shù),本文在選取近場地震動集時均將斷層距限制在5 km內．基于上述原則,選取了7條近場和遠場地震動,相應的地震動信息如表4所示,其加速度反應譜與規(guī)范譜對比如圖8所示．

表4　選取的遠場和近場地震動信息

(a) 遠場地震動

(b) 近場地震動

圖8選取的遠場和近場地震動反應譜與規(guī)范反應譜對比

2.2　遠場和近場地震動下結構響應特性

將上述14條天然地震動分別調幅至300和510 cm/s2,分別對應于結構的設計地震和罕遇地震峰值加速度,沿結構的一階周期方向對上述12個模型進行輸入,進行中震和大震下的動力時程分析,獲取各結構在不同地震動作用下的中震樓層剪力包絡分布、大震樓層層間側移角包絡分布、大震樓面加速度包絡分布和最大隔震層位移．

不同結構在近場和遠場地震動下的樓層響應分布呈現(xiàn)出相似的規(guī)律．本文以屈重比為2.7%的C1核心筒下沉結構設計案例為例,詳細闡述遠場和近場地震動作用下結構的響應特性．核心筒下沉隔震方案在遠場和近場地震動作用下的響應如圖9所示．對于2種不同的隔震設計方案,在近場和遠場地震動作用下剪力、層間側移角和樓面加速度的分布基本相似．樓面加速度呈現(xiàn)出明顯的K形分布特征,這與傳統(tǒng)的多層隔震結構的樓面加速度分布相近[8,21];近場地震動作用下的關鍵結構響應均顯著大于遠場地震動作用下的關鍵結構響應．

(a) 遠場中震剪力

(b) 遠場大震層間側移角

(c) 遠場大震樓面加速度

(d) 近場中震剪力

(e) 近場大震層間側移角

(f) 近場大震樓面加速度

圖9C1下沉隔震方案2.7%屈重比結構關鍵響應

為了進一步量化近場地震動作用下結構響應的放大效應,本文分別計算各案例結構在7條遠場和近場地震動下的4種關鍵結構響應的平均值,包括結構中震基底剪力最大值(maximum base shear force, MBS)、大震最大層間側移角(maximum inter-story drift ratio, MIDR)、大震最大樓面加速度(maximum floor acceleration, MFA)和大震最大隔震層位移(MBD)．相應的結果對比如表5～表8所示．從表中可以看出,近場地震作用下結構的MBS,MIDR,MFA和MBD分別是遠場地震下的1.10～1.12倍、1.09～1.19倍、1.08～1.21倍和1.26～1.42倍．

表5　各隔震案例遠場和近場地震動作用下中震基底剪力最大值(MBS)　kN

表6　隔震各案例遠場和近場地震動作用下大震最大層間側移角(MIDR)　%

表7　隔震各案例遠場和近場地震動作用下大震最大樓面加速度(MFA)　m/s2

表8　隔震各案例遠場和近場地震動作用下大震最大隔震層位移(MBD)　mm

2.3　近場影響系數(shù)取值分析

由上節(jié)分析可知,對于RC框架-核心筒高層結構,近場和遠場地震作用下隔震層位移的比值介于1.26～1.42之間,其他響應的比值介于1.1～1.2之間．在設計時如何選取合適的近場影響系數(shù),提升設計地震峰值加速度以考慮近場放大效應成為該類結構設計中的關鍵問題．

為了明確1.25的近場影響系數(shù)對近斷層效應且保證結構的地震安全性,本研究對上述12個案例結構進行7條遠場地震動下考慮近場效應的動力時程分析,即將相應的中震峰值加速度和大震加速度分別調幅至375和637.5 cm/s2．若其平均響應最大值均大于未調幅近場地震動下的相應值,則表明1.25的近場影響系數(shù)可較好地反映近場效應影響并基本保證結構安全．

7條遠場地震動作用下各分析案例結構的關鍵結構響應(MBS,MIDR,MFA和MBD)最大值的平均值如表5～表8所示．從表中可以看出,近場地震作用下結構的MBS,MIDR,MFA和MBD分別是1.25倍遠場地震下的0.95～0.96倍、0.91～0.97倍、0.96～1.03倍和0.85～0.98倍．近場地震動作用下結構的關鍵響應均小于采用1.25作為近場影響系數(shù)放大后的遠場地震動下的相應響應,僅樓面最大加速度超出了3%,可以忽略不計．這表明對于近斷層的RC框架-核心筒高層隔震結構,在本文建議的屈重比范圍內,近場影響系數(shù)可適當放寬至1.25．

3　結論

1) 減震系數(shù)和隔震溝尺寸要求分別決定了該類隔震結構屈重比的上限值和下限值,對于高度不超過80 m的結構,屈重比的合理取值范圍為2%～3%．

2) 近場和遠場地震動作用下的結構響應分布特征一致,但近場下的結構響應明顯強于遠場下的結構響應．近場地震作用下結構的大震最大隔震層位移是遠場地震下的1.26～1.42倍,結構的中震基底剪力最大值、大震最大層間側移角和大震最大樓面加速度是遠場地震下的1.1～1.2倍左右．

3) 對于高度小于80 m的RC框架-核心筒高層隔震結構,即使采用不同隔震設計方案,在本文建議的合理屈重比范圍內,當斷層距小于5 km時,近場影響系數(shù)可適當放寬至1.25．

本文的相關研究成果可為近斷層RC框架-核心筒高層結構隔震設計中的關鍵參數(shù)(屈重比和近場影響系數(shù))取值提供參考,可為該類結構隔震設計方法的完善提供支撐．

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