带抗风支座的基础隔震结构减震分析

李飞燕,黄丹青

(厦门大学嘉庚学院土木工程学院,福建 漳州 363105)

强风地区的隔震结构一般可以通过增加铅芯橡胶支座(LRB)的数量来满足抗风承载力的要求，但LRB数量的增加会导致隔震层水平刚度增大、周期减小，降低减震效果.部分学者提出在隔震层中单独增设抗风装置，通过设计实现抗风装置分阶段的工作机制，即在正常使用和小震阶段协同橡胶支座共同工作，解决抗风承载力要求；中震阶段破坏失效，不影响隔震结构减震效果.震后通过更换抗风装置，保证建筑物后续的抗风性能.

日本工程界在隔震层中设置黏滞阻尼器、铅阻尼器或环状钢棒阻尼器起到良好的减震、限位和抗风效果[1].Sumi等[2]在两栋隔震结构中应用一种新型抗风、限位装置，该装置在风载下能为隔震层提供一定刚度且能限制隔震层位移，可在地震作用下破坏退出工作但不影响减震效果.周云等[3]在高层隔震结构中采用由灰铸铁和钢丝绳组成的新型串联型抗风拉索，解决了减震效果和抗风承载力的问题.吴应雄等[4-6]提出增设抗风支座协同隔震支座的组合隔震体系，并对隔震层的布置优化进行研究.在抗风支座设计方面，曾传旺等[7]提出一种可用于强风强震地区的抗风装置，该装置采用HT250灰铸铁材料制作，由上下连接装置和锥形抗风棒组成，具有性能稳定等特点.李剑[8]提出一种具有抗风功能的弹性滑移支座，该支座结构设计简单，使用效果良好，具有很好的抗风性能，且安全可靠，制作成本低.

本文提出了一种新型钢板抗风支座wind-resistant support(以下简称WRS)，并对其构造和现场安装进行设计.以厦门某教学楼为背景工程，结合《建筑抗震设计规范》[9](简称《10抗规》)，利用有限元软件ETABS建模并进行非线性时程分析，重点研究带WRS的基础隔震结构减震效果，并且对WRS分阶段工作机制应用有限元分析和静载荷抗剪试验进行了验证.研究结果可为其他类似工程的建设提供有益的实例参考.

1 背景工程

1.1 工程概况及隔震方案确定

本工程为厦门某教学楼，采用框架结构，包含坡屋顶，建筑总共5层.建筑X方向长度42.05 m，Y方向宽度11 m.建筑平面较为规则.建筑平面图如图1所示，建筑剖面图如图2所示.结构采用现浇钢筋混凝土框架结构，建筑抗震设防类别为乙类，抗震设防烈度为7度(0.15g，g为重力加速度)，地震设计分组为第3组，场地类别为Ⅱ类.特征周期为0.45 s，基本风压为0.80 kN/m2，场地粗糙度为B类.

图1 建筑平面(单位：mm)Fig.1 Architectural plan (unit:mm)

图2 建筑剖面(单位：mm)Fig.2 Architectural section (unit:mm)

考虑到：1) 建筑及结构布置规整；2) 上部结构最大高宽比为2.04；3) 场地类别为Ⅱ类，场地的地质条件良好；4) 经初算，风荷载标准值产生的水平力不超过结构总重的10%，其余各项条件均符合《10抗规》对隔震建筑的要求，并且参照美国和日本的设计经验，结构基本周期小于1.0 s时采用隔震技术效果最好[9]，本工程在非隔震时经有限元软件SATWE计算，其基本周期为1.06 s，因此最终选择基础隔震方案.隔震设计目标定为：将上部结构的地震作用降低半度以改善结构的抗震性能.为了便于今后检修和地震后隔震支座的更换，设置隔震检修层(CR)，高度为1 600 mm.考虑到隔震检修层高度较矮，最终下部结构采用基础短柱方案.

1.2 结构设计信息

结构构件设计信息如表1所示.钢筋级别为HRB400.设计荷载标准值：恒载层1 ～4为5.1 kN/m2，层CR和层5为7.0 kN/m2.楼面活载为2.5 kN/m2.

表1 结构信息Tab.1 Information of structure

2 结构隔震设计

2.1 隔震支座布置及隔震参数确定

根据《10抗规》中乙类建筑的隔震支座在重力荷载代表值下竖向压应力不超过12 MPa的要求，经过初算确定支座直径为∅500 mm和∅600 mm两种，支座种类为天然橡胶支座(LNR)和LRB两种.8、11、14号柱采用两个隔震支座并联，其余柱采用一柱一支座形式，共21个.隔震支座布置如图3所示.同时控制隔震层刚心与上部结构的质心两者偏心率小于3%[10].两种隔震支座的型号及力学性能参数如表2所示.初步确定隔震支座的型号及参数后，计算出隔震层的水平刚度及阻尼比等参数，代入计算模型进行动力计算，当满足预期减震目标且各支座位移小于水平位移限值时，隔震支座的布置才确定.

图3 WRS布置图Fig.3 Arrangement diagram of WRS

2.2 结构分析软件及结构模型

本工程采用大型三维结构分析软件ETABS进行隔震结构的动力分析，采用国内应用较为普遍的结构计算软件PKPM的SATWE模块进行施工图设计.为了验证SATWE模型和ETABS模型的一致性，分别对两个模型的自振周期进行对比分析，结果表明两种软件分析的最大相对误差仅为1.91%，具有很好的一致性.

为了验证减震效果分别建立隔震和非隔震模型，采用ETABS进行三维非线性时程分析.其中梁、柱采用空间杆系单元模拟，楼板采用膜单元进行模拟，隔震橡胶支座采用Isolator1连接单元进行模拟.LNR采用线性恢复力模型，LRB采用空间双向耦合的非线性恢复力模型.结构模型见图4.

型号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

图4 隔震结构的有限元模型Fig.4 Finite element model of isolated structure

2.3 地震波选取及有效性验证

考虑建筑场地为Ⅱ类场地及其特征周期，选用5条实测地震波和2条人工地震波对结构进行双向输入.5条实测地震波分别为：EL-Centro波和Taft波、Lanzhou波、Northridge波和Tar-Tarzana-00-w波.输入前对每条地震波的幅值进行调整，以满足《10抗规》的要求.计算结果取7条地震波各自峰值的平均值.

3 隔震结构减震分析

3.1 结构动力特性

本工程对隔震和非隔震结构模型进行模态分析，自振周期计算结果如表3所示.计算结果表明隔震结构的自振周期显著变长，约为非隔震结构的3倍，因此能有效避开场地的特征周期，降低上部结构的地震反应，且两个方向的基本周期大致相同，说明两个方向的减震效果差别不大.

表3 两种结构模型基本周期Tab.3 Basic periods of two structure models s

3.2 水平向减震系数

《10抗规》采用水平向减震系数定量衡量上部结构的减震效果.水平向减震系数采用时程分析法并按设计基本地震加速度输入进行计算.由于篇幅有限，表4仅列出中震下人工波计算得到的层间剪力比(7条地震波中最大，不考虑坡屋顶层).计算结果表明上部结构层间剪力比最大值为0.39，即减震系数为0.39，符合上部结构降低半度的设计目标，减震效果显著.

表4 隔震结构与非隔震结构层间剪力比值Tab.4 Story shear force ratios of isolated and non-isolated structures

3.3 7度(0.15g)罕遇地震下结构响应分析

为了验证7度(0.15g)罕遇地震下上部结构的减震效果，分别进行隔震和非隔震结构在罕遇地震下的时程分析，各楼层层间位移角、各楼层绝对加速度a(不考虑坡屋顶层)如表5和6所示，计算结果表明：7度(0.15g)罕遇地震下，隔震结构最大层间位移角为1/408 rad，弹塑性变形小，且各层层间位移角相差不大，基本为平动.基础短柱因为截面尺寸较大，计算高度较小，层间位移角最大值为1/2 320 rad，满足小于1/100 rad的要求[1].而非隔震结构层间位移角为1/778 rad，与层1的位移角1/90 rad相差很大，说明在层1产生刚度突变.经计算，隔震层Y向最大水平位移为96.61 mm，小于隔震支座水平位移限值257 mm.此外，1～4层减震率在61.98%～79.00%.以上分析结果表明，罕遇地震下结构整体减震效果良好，说明了隔震结构的优越性.

表5 7度(0.15g)罕遇地震作用下结构的层间位移角Tab.5 Interlayer displacement angle of the structure under a rare earthquake of 7 degree (0.15g)

表6 7度(0.15g)罕遇地震作用下结构Y向楼层绝对加速度Tab.6 Absolute acceleration of the Y-direction floor of the structure under a rare earthquake of 7 degree (0.15g)

4 隔震层抗风设计

4.1 抗风支座的设计

考虑到WRS应具有较好的塑性和韧性，因此采用碳素钢或合金钢.每个WRS由3块用于提供抗风承载力的抗风钢板和上、下两块用于安装的连接板焊接而成.抗风钢板上下两端宽，中部收进成X形状，中部收进部位的前后两侧面均设置变截面的圆弧面凹口，用以形成薄弱屈服面，保证一定强度地震下从该薄弱面发生剪切破坏.本工程中WRS设定的承载力为250 kN，参考相关文献[4-6]，其具体尺寸如图5所示.

图5 WRS构造(单位：mm)Fig.5 The structure of WRS (unit:mm)

WRS现场安装时在上、下连接板间增设X形临时支撑架，用于提供临时竖向和侧向承载力;WRS和预埋板之间采用螺栓进行连接，方便震后快速更换；充分利用预埋螺栓套筒接长锚筋，减少预埋钢板与上、下部结构的梁(柱)连接锚筋的数量.通过以上创新改进技术实现较好的施工质量，从而保证WRS在工程中实际效果的实现.WRS和预埋件的连接如图6所示.安装后的WRS如图7所示.

1.混凝土；2.锚筋(2)；3.预埋螺套；4.锚筋(1)；5.上预埋板；

图7 安装后的WRS

4.2 抗风承载力验算

隔震结构隔震层抗风验算要求rwVwk≤VRW，其中：VRW是抗风装置水平力设计值；Vwk是风荷载作用下隔震层的水平剪力标准值；rw是风荷载分项系数，取1.4.经过计算，铅芯支座的水平承载力为1 230 kN，风荷载作用下隔震层的水平剪力标准值为1 306 kN，因此增设4个WRS,WRS提供的水平承载力为1 000 kN.经过验算最终抗风承载力满足要求.4个WRS沿Y向布置于隔震层外围，尽量减少扭转效应的产生，WRS布置如图3所示.

5 WRS有限元分析和试验研究

5.1 WRS有限元分析

WRS采用Q235B钢材，其弹性模量为206 GPa，泊松比为0.25，屈服强度为260 MPa，极限强度为385 MPa，剪应力设计值为125 MPa.利用有限元分析软件ABAQUS对WRS进行模拟，上、下连接板和抗风钢板均采用C3D8R单元进行模拟.WRS底部采用固端约束，上部采用参考点-刚体约束，在X方向施加250 kN的水平力来模拟实际受力情况，如图8所示.

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

有限元分析表明，WRS水平方向受力达到设计承载力250 kN时，圆弧面凹口薄弱处最大剪应力为119 MPa，小于容许剪切应力125 MPa.WRS极限位移是13.1 mm.经计算，小震下隔震层位移为8.2 mm，小于WRS的极限位移，中震下隔震层位移为40.19 mm，大于WRS的极限位移，因此表明小震下WRS参与工作，中震下破坏退出工作.

5.2 WRS静载荷抗剪试验

为了验证WRS有限元分析的准确性，对3个WRS进行静载荷水平抗剪试验，如图9所示.WRS破坏形态如图10所示.

图9 WRS静荷载抗剪试验Fig.9 Static load shear test of WRS

图10 WRS破坏形态Fig.10 The destruction pattern of WRS

3个试件的力-位移关系曲线和有限元分析对比结果如图11所示.

图11 数值模拟和试验的WRS力-位移曲线对比Fig.11 Comparison of force-displacement curves of WRS obtained by numerical simulation and experiments

由图11可以得到3个试件的屈服荷载、屈服位移、极限荷载和极限位移的试验值分别为300.7 kN、1.6 mm、512 kN和16.8 mm，而有限元值分别为330 kN、1.2 mm、575 kN和13.1 mm.总体有限元分析和试验值较为吻合，表明有限元分析的准确性.

6 结 论

本文提出一种钢板WRS协同LRB的组合隔震体系应用于强风地区的隔震结构中，以某教学楼为背景工程进行隔震设计分析，得到以下结论：

1) 增设抗风支座可以减少LRB数量，有利于延长隔震结构自振周期，水平向减震系数符合设计目标，整体减震效果显著.

2) 有限元分析和静载荷抗剪试验表明：WRS在正常使用和小震阶段协同LRB参与工作，中震阶段破坏退出工作，实现了分阶段的工作机制.

3) WRS协同LRB可以解决强风地区隔震结构抗风承载力和减震效果难协调的问题，该组合隔震体系在强风地区的隔震结构中具有较好的适用性.

4) WRS安装方便，成本不高，工作机理清晰，具有较好的工程应用价值.