帶抗風(fēng)支座的基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)減震分析

李飛燕,黃丹青

(廈門大學(xué)嘉庚學(xué)院土木工程學(xué)院,福建 漳州 363105)

強(qiáng)風(fēng)地區(qū)的隔震結(jié)構(gòu)一般可以通過增加鉛芯橡膠支座(LRB)的數(shù)量來滿足抗風(fēng)承載力的要求，但LRB數(shù)量的增加會導(dǎo)致隔震層水平剛度增大、周期減小，降低減震效果.部分學(xué)者提出在隔震層中單獨(dú)增設(shè)抗風(fēng)裝置，通過設(shè)計實(shí)現(xiàn)抗風(fēng)裝置分階段的工作機(jī)制，即在正常使用和小震階段協(xié)同橡膠支座共同工作，解決抗風(fēng)承載力要求；中震階段破壞失效，不影響隔震結(jié)構(gòu)減震效果.震后通過更換抗風(fēng)裝置，保證建筑物后續(xù)的抗風(fēng)性能.

日本工程界在隔震層中設(shè)置黏滯阻尼器、鉛阻尼器或環(huán)狀鋼棒阻尼器起到良好的減震、限位和抗風(fēng)效果[1].Sumi等[2]在兩棟隔震結(jié)構(gòu)中應(yīng)用一種新型抗風(fēng)、限位裝置，該裝置在風(fēng)載下能為隔震層提供一定剛度且能限制隔震層位移，可在地震作用下破壞退出工作但不影響減震效果.周云等[3]在高層隔震結(jié)構(gòu)中采用由灰鑄鐵和鋼絲繩組成的新型串聯(lián)型抗風(fēng)拉索，解決了減震效果和抗風(fēng)承載力的問題.吳應(yīng)雄等[4-6]提出增設(shè)抗風(fēng)支座協(xié)同隔震支座的組合隔震體系，并對隔震層的布置優(yōu)化進(jìn)行研究.在抗風(fēng)支座設(shè)計方面，曾傳旺等[7]提出一種可用于強(qiáng)風(fēng)強(qiáng)震地區(qū)的抗風(fēng)裝置，該裝置采用HT250灰鑄鐵材料制作，由上下連接裝置和錐形抗風(fēng)棒組成，具有性能穩(wěn)定等特點(diǎn).李劍[8]提出一種具有抗風(fēng)功能的彈性滑移支座，該支座結(jié)構(gòu)設(shè)計簡單，使用效果良好，具有很好的抗風(fēng)性能，且安全可靠，制作成本低.

本文提出了一種新型鋼板抗風(fēng)支座wind-resistant support(以下簡稱WRS)，并對其構(gòu)造和現(xiàn)場安裝進(jìn)行設(shè)計.以廈門某教學(xué)樓為背景工程，結(jié)合《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[9](簡稱《10抗規(guī)》)，利用有限元軟件ETABS建模并進(jìn)行非線性時程分析，重點(diǎn)研究帶WRS的基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)減震效果，并且對WRS分階段工作機(jī)制應(yīng)用有限元分析和靜載荷抗剪試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證.研究結(jié)果可為其他類似工程的建設(shè)提供有益的實(shí)例參考.

1 背景工程

1.1 工程概況及隔震方案確定

本工程為廈門某教學(xué)樓，采用框架結(jié)構(gòu)，包含坡屋頂，建筑總共5層.建筑X方向長度42.05 m，Y方向?qū)挾?1 m.建筑平面較為規(guī)則.建筑平面圖如圖1所示，建筑剖面圖如圖2所示.結(jié)構(gòu)采用現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，建筑抗震設(shè)防類別為乙類，抗震設(shè)防烈度為7度(0.15g，g為重力加速度)，地震設(shè)計分組為第3組，場地類別為Ⅱ類.特征周期為0.45 s，基本風(fēng)壓為0.80 kN/m2，場地粗糙度為B類.

圖1 建筑平面(單位：mm)Fig.1 Architectural plan (unit:mm)

圖2 建筑剖面(單位：mm)Fig.2 Architectural section (unit:mm)

考慮到：1) 建筑及結(jié)構(gòu)布置規(guī)整；2) 上部結(jié)構(gòu)最大高寬比為2.04；3) 場地類別為Ⅱ類，場地的地質(zhì)條件良好；4) 經(jīng)初算，風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值產(chǎn)生的水平力不超過結(jié)構(gòu)總重的10%，其余各項(xiàng)條件均符合《10抗規(guī)》對隔震建筑的要求，并且參照美國和日本的設(shè)計經(jīng)驗(yàn)，結(jié)構(gòu)基本周期小于1.0 s時采用隔震技術(shù)效果最好[9]，本工程在非隔震時經(jīng)有限元軟件SATWE計算，其基本周期為1.06 s，因此最終選擇基礎(chǔ)隔震方案.隔震設(shè)計目標(biāo)定為：將上部結(jié)構(gòu)的地震作用降低半度以改善結(jié)構(gòu)的抗震性能.為了便于今后檢修和地震后隔震支座的更換，設(shè)置隔震檢修層(CR)，高度為1 600 mm.考慮到隔震檢修層高度較矮，最終下部結(jié)構(gòu)采用基礎(chǔ)短柱方案.

1.2 結(jié)構(gòu)設(shè)計信息

結(jié)構(gòu)構(gòu)件設(shè)計信息如表1所示.鋼筋級別為HRB400.設(shè)計荷載標(biāo)準(zhǔn)值：恒載層1 ～4為5.1 kN/m2，層CR和層5為7.0 kN/m2.樓面活載為2.5 kN/m2.

表1 結(jié)構(gòu)信息Tab.1 Information of structure

2 結(jié)構(gòu)隔震設(shè)計

2.1 隔震支座布置及隔震參數(shù)確定

根據(jù)《10抗規(guī)》中乙類建筑的隔震支座在重力荷載代表值下豎向壓應(yīng)力不超過12 MPa的要求，經(jīng)過初算確定支座直徑為?500 mm和?600 mm兩種，支座種類為天然橡膠支座(LNR)和LRB兩種.8、11、14號柱采用兩個隔震支座并聯(lián)，其余柱采用一柱一支座形式，共21個.隔震支座布置如圖3所示.同時控制隔震層剛心與上部結(jié)構(gòu)的質(zhì)心兩者偏心率小于3%[10].兩種隔震支座的型號及力學(xué)性能參數(shù)如表2所示.初步確定隔震支座的型號及參數(shù)后，計算出隔震層的水平剛度及阻尼比等參數(shù)，代入計算模型進(jìn)行動力計算，當(dāng)滿足預(yù)期減震目標(biāo)且各支座位移小于水平位移限值時，隔震支座的布置才確定.

圖3 WRS布置圖Fig.3 Arrangement diagram of WRS

2.2 結(jié)構(gòu)分析軟件及結(jié)構(gòu)模型

本工程采用大型三維結(jié)構(gòu)分析軟件ETABS進(jìn)行隔震結(jié)構(gòu)的動力分析，采用國內(nèi)應(yīng)用較為普遍的結(jié)構(gòu)計算軟件PKPM的SATWE模塊進(jìn)行施工圖設(shè)計.為了驗(yàn)證SATWE模型和ETABS模型的一致性，分別對兩個模型的自振周期進(jìn)行對比分析，結(jié)果表明兩種軟件分析的最大相對誤差僅為1.91%，具有很好的一致性.

為了驗(yàn)證減震效果分別建立隔震和非隔震模型，采用ETABS進(jìn)行三維非線性時程分析.其中梁、柱采用空間桿系單元模擬，樓板采用膜單元進(jìn)行模擬，隔震橡膠支座采用Isolator1連接單元進(jìn)行模擬.LNR采用線性恢復(fù)力模型，LRB采用空間雙向耦合的非線性恢復(fù)力模型.結(jié)構(gòu)模型見圖4.

型號G/(N·mm-2)kv/(kN·mm-1)ko/(kN·mm-1)kd/(kN·mm-1)kh/(kN·mm-1)γ=50γ=100γ=250heqγ=50γ=100γ=250Qd/kNud/mmLNR5000.391 8670.880.880.880.050.050.05257LRB5000.392 2089.900.902.401.641.050.340.280.1865257LRB6000.392 87311.501.052.801.911.230.340.280.1890317

圖4 隔震結(jié)構(gòu)的有限元模型Fig.4 Finite element model of isolated structure

2.3 地震波選取及有效性驗(yàn)證

考慮建筑場地為Ⅱ類場地及其特征周期，選用5條實(shí)測地震波和2條人工地震波對結(jié)構(gòu)進(jìn)行雙向輸入.5條實(shí)測地震波分別為：EL-Centro波和Taft波、Lanzhou波、Northridge波和Tar-Tarzana-00-w波.輸入前對每條地震波的幅值進(jìn)行調(diào)整，以滿足《10抗規(guī)》的要求.計算結(jié)果取7條地震波各自峰值的平均值.

3 隔震結(jié)構(gòu)減震分析

3.1 結(jié)構(gòu)動力特性

本工程對隔震和非隔震結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行模態(tài)分析，自振周期計算結(jié)果如表3所示.計算結(jié)果表明隔震結(jié)構(gòu)的自振周期顯著變長，約為非隔震結(jié)構(gòu)的3倍，因此能有效避開場地的特征周期，降低上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，且兩個方向的基本周期大致相同，說明兩個方向的減震效果差別不大.

表3 兩種結(jié)構(gòu)模型基本周期Tab.3 Basic periods of two structure models s

3.2 水平向減震系數(shù)

《10抗規(guī)》采用水平向減震系數(shù)定量衡量上部結(jié)構(gòu)的減震效果.水平向減震系數(shù)采用時程分析法并按設(shè)計基本地震加速度輸入進(jìn)行計算.由于篇幅有限，表4僅列出中震下人工波計算得到的層間剪力比(7條地震波中最大，不考慮坡屋頂層).計算結(jié)果表明上部結(jié)構(gòu)層間剪力比最大值為0.39，即減震系數(shù)為0.39，符合上部結(jié)構(gòu)降低半度的設(shè)計目標(biāo)，減震效果顯著.

表4 隔震結(jié)構(gòu)與非隔震結(jié)構(gòu)層間剪力比值Tab.4 Story shear force ratios of isolated and non-isolated structures

3.3 7度(0.15g)罕遇地震下結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析

為了驗(yàn)證7度(0.15g)罕遇地震下上部結(jié)構(gòu)的減震效果，分別進(jìn)行隔震和非隔震結(jié)構(gòu)在罕遇地震下的時程分析，各樓層層間位移角、各樓層絕對加速度a(不考慮坡屋頂層)如表5和6所示，計算結(jié)果表明：7度(0.15g)罕遇地震下，隔震結(jié)構(gòu)最大層間位移角為1/408 rad，彈塑性變形小，且各層層間位移角相差不大，基本為平動.基礎(chǔ)短柱因?yàn)榻孛娉叽巛^大，計算高度較小，層間位移角最大值為1/2 320 rad，滿足小于1/100 rad的要求[1].而非隔震結(jié)構(gòu)層間位移角為1/778 rad，與層1的位移角1/90 rad相差很大，說明在層1產(chǎn)生剛度突變.經(jīng)計算，隔震層Y向最大水平位移為96.61 mm，小于隔震支座水平位移限值257 mm.此外，1～4層減震率在61.98%～79.00%.以上分析結(jié)果表明，罕遇地震下結(jié)構(gòu)整體減震效果良好，說明了隔震結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性.

表5 7度(0.15g)罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)的層間位移角Tab.5 Interlayer displacement angle of the structure under a rare earthquake of 7 degree (0.15g)

表6 7度(0.15g)罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)Y向樓層絕對加速度Tab.6 Absolute acceleration of the Y-direction floor of the structure under a rare earthquake of 7 degree (0.15g)

4 隔震層抗風(fēng)設(shè)計

4.1 抗風(fēng)支座的設(shè)計

考慮到WRS應(yīng)具有較好的塑性和韌性，因此采用碳素鋼或合金鋼.每個WRS由3塊用于提供抗風(fēng)承載力的抗風(fēng)鋼板和上、下兩塊用于安裝的連接板焊接而成.抗風(fēng)鋼板上下兩端寬，中部收進(jìn)成X形狀，中部收進(jìn)部位的前后兩側(cè)面均設(shè)置變截面的圓弧面凹口，用以形成薄弱屈服面，保證一定強(qiáng)度地震下從該薄弱面發(fā)生剪切破壞.本工程中WRS設(shè)定的承載力為250 kN，參考相關(guān)文獻(xiàn)[4-6]，其具體尺寸如圖5所示.

圖5 WRS構(gòu)造(單位：mm)Fig.5 The structure of WRS (unit:mm)

WRS現(xiàn)場安裝時在上、下連接板間增設(shè)X形臨時支撐架，用于提供臨時豎向和側(cè)向承載力;WRS和預(yù)埋板之間采用螺栓進(jìn)行連接，方便震后快速更換；充分利用預(yù)埋螺栓套筒接長錨筋，減少預(yù)埋鋼板與上、下部結(jié)構(gòu)的梁(柱)連接錨筋的數(shù)量.通過以上創(chuàng)新改進(jìn)技術(shù)實(shí)現(xiàn)較好的施工質(zhì)量，從而保證WRS在工程中實(shí)際效果的實(shí)現(xiàn).WRS和預(yù)埋件的連接如圖6所示.安裝后的WRS如圖7所示.

1.混凝土；2.錨筋(2)；3.預(yù)埋螺套；4.錨筋(1)；5.上預(yù)埋板；

圖7 安裝后的WRS

4.2 抗風(fēng)承載力驗(yàn)算

隔震結(jié)構(gòu)隔震層抗風(fēng)驗(yàn)算要求rwVwk≤VRW，其中：VRW是抗風(fēng)裝置水平力設(shè)計值；Vwk是風(fēng)荷載作用下隔震層的水平剪力標(biāo)準(zhǔn)值；rw是風(fēng)荷載分項(xiàng)系數(shù)，取1.4.經(jīng)過計算，鉛芯支座的水平承載力為1 230 kN，風(fēng)荷載作用下隔震層的水平剪力標(biāo)準(zhǔn)值為1 306 kN，因此增設(shè)4個WRS,WRS提供的水平承載力為1 000 kN.經(jīng)過驗(yàn)算最終抗風(fēng)承載力滿足要求.4個WRS沿Y向布置于隔震層外圍，盡量減少扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的產(chǎn)生，WRS布置如圖3所示.

5 WRS有限元分析和試驗(yàn)研究

5.1 WRS有限元分析

WRS采用Q235B鋼材，其彈性模量為206 GPa，泊松比為0.25，屈服強(qiáng)度為260 MPa，極限強(qiáng)度為385 MPa，剪應(yīng)力設(shè)計值為125 MPa.利用有限元分析軟件ABAQUS對WRS進(jìn)行模擬，上、下連接板和抗風(fēng)鋼板均采用C3D8R單元進(jìn)行模擬.WRS底部采用固端約束，上部采用參考點(diǎn)-剛體約束，在X方向施加250 kN的水平力來模擬實(shí)際受力情況，如圖8所示.

圖8 WRS有限元模型Fig.8 Finite element model of WRS

有限元分析表明，WRS水平方向受力達(dá)到設(shè)計承載力250 kN時，圓弧面凹口薄弱處最大剪應(yīng)力為119 MPa，小于容許剪切應(yīng)力125 MPa.WRS極限位移是13.1 mm.經(jīng)計算，小震下隔震層位移為8.2 mm，小于WRS的極限位移，中震下隔震層位移為40.19 mm，大于WRS的極限位移，因此表明小震下WRS參與工作，中震下破壞退出工作.

5.2 WRS靜載荷抗剪試驗(yàn)

為了驗(yàn)證WRS有限元分析的準(zhǔn)確性，對3個WRS進(jìn)行靜載荷水平抗剪試驗(yàn)，如圖9所示.WRS破壞形態(tài)如圖10所示.

圖9 WRS靜荷載抗剪試驗(yàn)Fig.9 Static load shear test of WRS

圖10 WRS破壞形態(tài)Fig.10 The destruction pattern of WRS

3個試件的力-位移關(guān)系曲線和有限元分析對比結(jié)果如圖11所示.

圖11 數(shù)值模擬和試驗(yàn)的WRS力-位移曲線對比Fig.11 Comparison of force-displacement curves of WRS obtained by numerical simulation and experiments

由圖11可以得到3個試件的屈服荷載、屈服位移、極限荷載和極限位移的試驗(yàn)值分別為300.7 kN、1.6 mm、512 kN和16.8 mm，而有限元值分別為330 kN、1.2 mm、575 kN和13.1 mm.總體有限元分析和試驗(yàn)值較為吻合，表明有限元分析的準(zhǔn)確性.

6 結(jié) 論

本文提出一種鋼板WRS協(xié)同LRB的組合隔震體系應(yīng)用于強(qiáng)風(fēng)地區(qū)的隔震結(jié)構(gòu)中，以某教學(xué)樓為背景工程進(jìn)行隔震設(shè)計分析，得到以下結(jié)論：

1) 增設(shè)抗風(fēng)支座可以減少LRB數(shù)量，有利于延長隔震結(jié)構(gòu)自振周期，水平向減震系數(shù)符合設(shè)計目標(biāo)，整體減震效果顯著.

2) 有限元分析和靜載荷抗剪試驗(yàn)表明：WRS在正常使用和小震階段協(xié)同LRB參與工作，中震階段破壞退出工作，實(shí)現(xiàn)了分階段的工作機(jī)制.

3) WRS協(xié)同LRB可以解決強(qiáng)風(fēng)地區(qū)隔震結(jié)構(gòu)抗風(fēng)承載力和減震效果難協(xié)調(diào)的問題，該組合隔震體系在強(qiáng)風(fēng)地區(qū)的隔震結(jié)構(gòu)中具有較好的適用性.

4) WRS安裝方便，成本不高，工作機(jī)理清晰，具有較好的工程應(yīng)用價值.