抗風(fēng)支座在高風(fēng)壓地區(qū)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用研究

何雁斌

(福州市建筑設(shè)計院有限責(zé)任公司 福建福州 350011)

0 引言

福建省地處中國東南沿海，臺風(fēng)襲擾頻繁，沿海地區(qū)基本風(fēng)壓較大[1]。為了控制風(fēng)荷作用下隔震層的層間位移，確保隔震層總屈服剪力大于風(fēng)荷載產(chǎn)生的水平剪力設(shè)計值，工程設(shè)計常用方法是增加LRB鉛芯支座的數(shù)量，或者加大支座直徑。但采取上述措施后，隔震層的水平剛度增大，隔震效果降低[2]。故在隔震結(jié)構(gòu)的設(shè)計過程中，需要在抗風(fēng)設(shè)計和隔震效果二者間尋求平衡點。文獻(xiàn)[3]通過在隔震層中設(shè)置阻尼器，如鉛阻尼器、黏滯阻尼器等裝置，與橡膠隔震支座一起組成隔震體系，使整體隔震結(jié)構(gòu)具有較好的抗風(fēng)能力和良好的隔震效果。文獻(xiàn)[4-5]的做法是，通過增加LRB鉛芯橡膠支座數(shù)量，提高隔震層的水平剛度，實現(xiàn)結(jié)構(gòu)抵抗風(fēng)荷載的目標(biāo)。周云等[6]發(fā)明了一種新型抗風(fēng)裝置，由抗拉強度較低的灰鑄鐵和抗拉強度較高鋼絲繩串聯(lián)而成，可以用于高層隔震結(jié)構(gòu)。在風(fēng)荷載作用下，鋼絲繩協(xié)同LRB鉛芯橡膠支座，提供抵抗風(fēng)荷載的承載力。在多遇地震作用下，抗拉強度較低的灰鑄鐵被拉斷，串聯(lián)體系斷開，充分發(fā)揮隔震支座的隔震性能。周云等[7]還在隔震層中采用隔震支座和阻尼器形成的聯(lián)合隔震體系，解決隔震層抗風(fēng)與減震協(xié)調(diào)的問題。李永雙等[8]采用“X”形抗風(fēng)拉桿裝置來抵抗微震動與風(fēng)荷載，解決迎風(fēng)面較大的隔震結(jié)構(gòu)的風(fēng)要求。吳應(yīng)雄、李飛燕等[9-11]提出，在隔震層中增設(shè)變剛度鋼板抗風(fēng)支座，在保證樓層總屈服力度前提下，減少鉛芯橡膠支座數(shù)量，解決了隔震效果和抗風(fēng)設(shè)計的問題。

本文以某采用基礎(chǔ)隔震的框架結(jié)構(gòu)教學(xué)樓隔震工程為背景，建立兩個隔震結(jié)構(gòu)模型，一個模型僅設(shè)置橡膠隔震支座，另一個模型根據(jù)抗風(fēng)計算的要求，設(shè)置了橡膠隔震支座和抗風(fēng)支座。其中，抗風(fēng)支座采用福建省標(biāo)規(guī)程[12]中推薦的鋼板抗風(fēng)支座，該裝置由若干塊細(xì)腰型抗風(fēng)鋼板及上下連接板焊接而成。鋼板抗風(fēng)支座工作設(shè)定條件：

(1)在正常使用工況或多遇地震作用工況下，抗風(fēng)支座給隔震層提供水平抗側(cè)承載力。

(2)在設(shè)防地震或罕遇地震作用工況下，抗風(fēng)支座細(xì)腰型鋼板屈服或破壞并退出工作，不影響隔震層的自由變形和充分發(fā)揮隔震支座的性能。

計算結(jié)果表明，相對于抗震結(jié)構(gòu)體系，兩種模型的地震響應(yīng)均能顯著降低。采用隔震支座和抗風(fēng)支座相結(jié)合的組合隔震體系，可減少LRB鉛芯支座的直徑和數(shù)量，在實現(xiàn)抗風(fēng)目標(biāo)的同時，降低地震響應(yīng)和工程造價，提高隔震效果，可供同類工程設(shè)計時參考。

1 工程概況

該工程為一座五層教學(xué)樓建筑，一層～五層為普通教室，六層為屋面層。建筑檐口標(biāo)高19.800 m。圖1為建筑平面圖，教學(xué)樓建筑總平尺寸為47.38 m(開間)×11.00 m(進(jìn)深)。擬建建筑所處地區(qū)為沿海地區(qū)，基本風(fēng)壓為0.80 kN/m2(50年一遇)，地面粗糙度類別A類；抗震設(shè)防烈度為7度，地震基本加速度0.15 g，設(shè)計地震分組第二組；場地卓越周期為Tg=0.35 s；Ⅱ類場地。

圖1 建筑平面圖(單位：mm)

教學(xué)樓采用鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)體系，隔震層設(shè)置于基礎(chǔ)頂面。教學(xué)樓結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件布置如圖2所示。教學(xué)樓各層使用恒活荷載按《荷載規(guī)范》取值。結(jié)構(gòu)各層構(gòu)件截面尺寸等設(shè)計信息如表1所示。

圖2 結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件布置(單位：mm)

表1 結(jié)構(gòu)構(gòu)件設(shè)計信息

2 結(jié)構(gòu)模型

2.1 有限元模型建立

結(jié)構(gòu)有限元的三維分析模型如圖3所示，空間桿系單元模擬框架梁、柱，膜單元模擬結(jié)構(gòu)樓板；鉛芯支座用考慮非線性的Isolator1單元模擬，普通橡膠支座僅考慮線性屬性，采用plastic1單元模擬抗風(fēng)支座。在分析過程中，用3個模型進(jìn)行對比分析：抗震模型(KZFA-1)和2個隔震模型(GZFA-1、GZFA-2),其中GZFA-1僅設(shè)置橡膠隔震支座，GZFA-2設(shè)置橡膠支座和鋼板抗風(fēng)支座。

圖3 結(jié)構(gòu)三維分析模型

2.2 地震波選取

按照《抗震規(guī)范》[13]的相關(guān)要求，選用三組地震波(EI Centro、Taft、人工波)，如圖4所示，分別計算非隔震模型(KZFA-1)在各條地震波作用下產(chǎn)生的基底剪力對比，如表2所示。

(a)El Centro(NS)波加速度時程曲線

表2 非隔震結(jié)構(gòu)底部剪力比較

從分析表2數(shù)據(jù)可知，基于非隔震結(jié)構(gòu)模型，所選地震波滿足《抗震規(guī)范》的要求。

3 隔震層布置方案

3.1 隔震層方案建立

建立隔震結(jié)構(gòu)模型一(GZFA-1，不設(shè)抗風(fēng)支座)和結(jié)構(gòu)模型二(GZFA-2，設(shè)有抗風(fēng)支座)，GZFA-1全部水平風(fēng)荷載均有鉛芯支座提供，隔震支座性能指標(biāo)如表3所示。GZFA-2水平風(fēng)荷載，由鉛芯隔震支座和鋼板抗風(fēng)支座共同承擔(dān)，支座布置如圖5～圖6所示。

圖5 GZFA-1支座平面布置

圖6 GZFA-2支座平面布置

表3 隔震支座力學(xué)性能參數(shù)

3.2 隔震層抗風(fēng)驗算及抗風(fēng)支座設(shè)計

根據(jù)文獻(xiàn)[14]的相關(guān)規(guī)定，應(yīng)按下式驗算抗風(fēng)裝置的水平承載力：

γwVwk≤VRw

(1)

式(1)中：γw風(fēng)荷載分項系數(shù)；Vwk隔震層承受的風(fēng)荷載剪力標(biāo)準(zhǔn)值。VRW抗風(fēng)裝置承載力設(shè)計值。隔震層Y向風(fēng)抗風(fēng)驗算如表4所示。

表4 隔震層Y向抗風(fēng)驗算

按照GZFA-2布置情況，每個抗風(fēng)支座水平方向水平屈服力250 kN?？癸L(fēng)支座截面尺寸如圖7所示，有限元模型如圖8所示。當(dāng)水平力達(dá)到250 kN時鋼板屈服，鋼板支座的位移如圖9所示，此時支座最大水平位移約為5.26 mm。

圖7 抗風(fēng)支座截面尺寸

圖8 抗風(fēng)支座有限元模型

圖9 抗風(fēng)支座位移

4 計算分析

隔震支座與鋼板抗風(fēng)支座位移協(xié)同的運動微分方程為：

(2)

(3)

式(3)[V]為抗風(fēng)支座最大屈服力，當(dāng)結(jié)構(gòu)在正常使用和多遇地震作用下，水平力小于[V]，抗風(fēng)支座提供水平承載力；設(shè)防地震作用下，水平力大于[V]，抗風(fēng)支座鋼板屈服破壞退出工作。

4.1 抗風(fēng)支座在軟件中數(shù)值模擬

在Etabs軟件中用plastic1單元模擬抗風(fēng)支座，阻尼比為0。多遇地震作用下GZFA-2隔震層的底部剪力如表5所示。多遇地震作用及設(shè)防地震作用下，GZFA-2隔震層Y向位移值，如表6所示。

表5 多遇震作用下隔震層的剪力 kN

表6 隔震層Y向位移 mm

由表5得，在多遇地震作用下，GZFA-2隔震層最大樓層剪力值為1869 kN，小于隔震層屈服力設(shè)計值2845 kN，抗風(fēng)支座鋼板沒有屈服破壞。

由表6得，設(shè)置抗風(fēng)支座的模型GZFA-2在多遇地震作用下，Y向位移值最大值3.39 mm。設(shè)防地震作用下，隔震層的Y向位移最大值34.57 mm。由有限元計算分析可得，鋼板抗風(fēng)支座屈服時最大位移值為5.26 mm。由此表明，在多遇地震作用下，隔震層的位移值3.39 mm<5.26 mm，抗風(fēng)支座的鋼板沒有屈服，此工況下，抗風(fēng)支座能提供抗側(cè)承載力。在設(shè)防地震作用下，隔震層位移值34.57 mm遠(yuǎn)大于抗風(fēng)支座屈服破壞時的位移值，故在此工況下，抗風(fēng)支座鋼板已經(jīng)屈服破壞退出工作，不會影響隔震層在設(shè)防地震或罕遇地震下的自由變形。

4.2 隔震結(jié)構(gòu)動力特性對比

在7度(0.15 g)在設(shè)防(罕遇)地震(地震動加速度PGA=150(310)cm/s2)作用下，對GZFA-1和GZFA-2進(jìn)行動力特性分析，表7給出了分析結(jié)果。

表7 結(jié)構(gòu)基本周期對比 s

由表7可見，在設(shè)防地震作用下，與抗震模型KZFA-1相比，GZFA-1、GZFA-2的第一振型基本周期分別為2.178s和2.339s，分別是非隔震模型KZFA-1第一振型基本周期0.926s的2.352倍和2.526倍。在罕遇地震作用下，與抗震模型KZFA-1相比，GZFA-1、GZFA-2的第一振型基本周期分別為2.958s和3.050s，分別是非隔震模型KZFA-1第一振型基本周期0.926s的3.194倍和9.294倍。隔震模型的減震效果明顯，其中GZFA-2的隔震效果更勝一籌。

4.3 上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析

抗震模型KZFA-1和隔震結(jié)構(gòu)模型(GZFA-1、GZFA-2)，在地震作用下的響應(yīng)分析結(jié)果如表8所示：

(1)在設(shè)防地震作用下，GZFA-1和GZFA-2水平向減震系數(shù)分別為0.43和0.38,依據(jù)《抗震規(guī)范》，上部結(jié)構(gòu)設(shè)計時，可以降半度計算地震作用。

(2)在罕遇地震作用下，GZFA-1和GZFA-2隔震層的位移分別為121.65 mm及135.37 mm，小于隔震支座的水平位移限值[Ud]=257 mm，隔震結(jié)構(gòu)的層間位移在允許值之內(nèi)。KZFA-1、GZFA-1和GZFA-2上部結(jié)構(gòu)最大位移角分別為1/115、1/318和1/350,隔震結(jié)構(gòu)GZFA-1和GZFA-2安全性能更高。

(3)在罕遇地震作用下，各個模型的樓層加速度減震率如表8所示，其中GZFA-2的效果最佳。

表8 結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析結(jié)果

由圖10可知，在上述結(jié)構(gòu)模型中，抗震結(jié)構(gòu)KZFA-1樓層剪力最大，GZFA-2樓層剪力最小。隔震結(jié)構(gòu)樓層剪力都有大幅度降低。

圖10 設(shè)防地震作用下樓層剪力

由圖11～圖12可得，對于隔震層上部結(jié)構(gòu)的位移值都在規(guī)范允許值范圍內(nèi)，且遠(yuǎn)小于抗震結(jié)構(gòu)的層間位移值，隔震結(jié)構(gòu)具備較大安全度。從各個指標(biāo)綜合分析，GZFA-2結(jié)構(gòu)減震效果較GZFA-1結(jié)構(gòu)略好。

圖11 樓層層間位移(罕遇地震)

圖12 樓層加速度(罕遇地震)

5 結(jié)論

(1)通過隔震方案對比沿海高風(fēng)壓地區(qū)的隔震結(jié)構(gòu)，不論是純鉛芯支座或是鉛芯支座與鋼板抗風(fēng)支座的組合隔震體系，皆可實現(xiàn)降低結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的設(shè)計目標(biāo)。

(2)采用隔震支座和抗風(fēng)支座相結(jié)合的組合隔震體系，可減少LRB鉛芯支座的直徑和數(shù)量，節(jié)約工程造價，并提高隔震效果。

(3)通過合理選擇抗風(fēng)支座的鋼板數(shù)量和厚度，使其在正常使用和多遇地震工況下，隔震層的整體位移值小于抗風(fēng)支座極限破壞時代變形值，抗風(fēng)支座的鋼板未屈服，提供結(jié)構(gòu)水平抗側(cè)承載力滿足隔震結(jié)構(gòu)整體變形協(xié)調(diào)條件；在設(shè)防地震工況下，鋼板屈服破壞退出工作，不會限制隔震層的位移，能充分發(fā)揮隔震結(jié)構(gòu)的耗能作用。

(4)相對于僅采用純鉛LRB芯支座的抗風(fēng)設(shè)計方案，采用鋼板抗風(fēng)支座與隔震支座的組合隔震抗風(fēng)體系，能更好地降低建筑結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)、提高隔震效果，同時也能實現(xiàn)抗風(fēng)設(shè)計的目標(biāo)。