强震作用下机场高耸塔台结构抗震性能分析

黄 信, 谭成松, 陈 宇, 齐 麟(. 中国民航大学交通科学与工程学院, 天津 300300; 2. 中国民航大学机场工程科研基地, 天津 300300)

0 引言

我国机场建设进入快速发展时期[注]中国民用航空局,国家发展和改革委,交通运输部.中国民用航空发展第十三个五年计划.2016.,随着机场跑道等级提升及数量增加,机场塔台高度不断增加。空管塔台是确保飞机安全起落降的重要基础设施,由于我国地震频发,确保并提升高烈度区高耸塔台结构抗震性能及安全,是确保重大地震灾害下机场安全运行并发挥生命线功能的基础。根据塔台使用功能要求,塔台中下部采用混凝土筒体,顶部管制层无遮挡目视功能及避免目视眩光等要求,多采用钢框架并设置斜柱。

国内外学者针对塔台结构的抗震性能开展了相关研究。杜东升等[1]基于振型叠加地震响应分析方法分析高阶振型对塔台地震响应的影响,表明高阶振型对地震力影响不容忽视。顾云磊等[2]针对某连体塔台结构采用弹性时程和静力弹塑性推覆分析,研究了塔台结构在地震作用下的受力性能,表明塔台结构抗震性能满足规范要求。Hossein等[3]对塔台结构进行推覆分析并比较了不同推覆荷载模式的差异,分析表明由于结构上部刚度突变导致位移效应增大。James等[4]采用反应谱分析方法对塔台结构进行地震分析,并对管制层钢柱进行了加强。Vafaei等[5]研究了反应谱法和推覆法对塔台抗震分析的差异,结果表明线性分析会低估塔台结构的位移和剪力。Moravej等[6]对机场塔台结构进行抗震分析,表明按照常规建筑结构设计规范设计的塔台结构并不能满足强震作用下的抗震性能要求。陈焰周等[7]对Ⅶ度抗震区高耸塔台结构采用频遇地震反应谱及等效弹性分析方法进行设计,并通过设置扩大地下室以提高结构抗倾覆能力。目前,高耸塔台结构采用频遇地震作用进行设计,仅利用推覆分析对罕遇地震下塔台结构的层间位移角进行验算,而对塔台结构在强震作用下的损伤分布机理及性能化抗震缺少相关研究。

目前,针对高层结构的强震损伤和性能设计开展了系列研究。吕西林等[8]采用弹塑性时程方法研究了超高层混合结构在不同地震水准下的地震响应和破坏过程。李忠献等[9]分析表明采用材料损伤本构模型加权组合得到结构损伤准则的方法是可行的。Huang等[10]采用性能化抗震设计方法对设置伸臂桁架的竖向不对称收进高层结构进行性能化抗震设计,分析了强震下高层结构损伤状况。王斌等[11]采用试验及非线性分析方法分析了框筒结构的抗震性能,得出型钢混凝土框架-核心筒具有良好的抗震性能。所以为保证重大地震灾害下机场运行安全并发挥应急救援和输送物资的生命线功能,提升高耸塔台抗震性能,研究强震下高耸塔台结构损伤分布机理,并基于性能化抗震设计方法以提升罕遇地震下高耸塔台的抗震性能。

本文采用非线性时程分析方法,对机场典型高耸塔台结构进行罕遇地震弹塑性分析,研究高耸塔台结构的强震损伤分布规律,基于强震损伤分析确定塔台关键构件的性能水准并开展性能化抗震设计,同时分析竖向地震作用对塔台地震效应的影响,从而提升高烈度区高耸塔台结构的抗震性能。

1 结构性能化抗震设计方法

1.1 结构性能化抗震设计

结构性能化抗震设计是根据预定的性能目标对结构开展不同地震水准作用下的抗震设计,从而提高结构的抗震性能[12-13]。首先根据结构不规则性程度,确定结构的性能目标以及不同地震水准作用下结构构件的性能水准。构件性能水准设计主要包括基于材料设计值的构件弹性设计、基于材料强度标准值的构件屈服承载力设计和构件抗剪截面限值条件复核;依据确定的构件性能水准,采用等效弹性分析方法对结构进行地震响应分析和配筋设计,确保结构层间位移角及构件配筋等指标满足设计要求;对采用性能化抗震设计确定配筋的结构进行罕遇地震弹塑性分析,使罕遇地震作用下结构抗震性能满足预定的性能目标要求。

1.2 结构非线性分析方法

强震作用下结构动力响应分析应考虑非线性效应。结构动力非线性计算采用显式算法进行分析,显式算法采用动力学方程的时间差分格式,其计算如式(1)所示[14]。

(1)

为考虑混凝土的非线性行为,混凝土采用损伤塑性本构模型[15-16],该非线性本构模型可以较为合理的考虑混凝土的刚度退化。

通过修正初始弹性刚度考虑材料受力后发生的损伤,建立应力-应变关系为

(2)

(3)

混凝土材料在单轴受拉或受压作用下由于开裂或压碎产生损伤从而导致刚度下降,此时通过引入损伤因子考虑刚度下降,损伤因子如式(4)所示。

(4)

式中:t,c分别代表拉伸和压缩;β为塑性应变与非弹性应变的比例系数;εin为混凝土拉压情况下的非弹性阶段应变;σk为应力;E0为初始弹性模量。

钢材采用双线性随动强化模型,设定钢材塑性应变分布为屈服应变的2、4、6倍时分别对应轻微损坏、轻度损坏和中度损坏3种程度[17],Q345钢的屈服应变为0.002。

2 高耸塔台结构及非线性分析模型

2.1 塔台结构方案

机场高耸塔台在外立面造型存在一定的差异,但塔台结构均由中下部区域的筒体和上部框架结构组成。为分析高烈度区高耸塔台结构抗震性能,选择具有代表性的典型塔台结构进行分析。高耸塔楼结构高度为84.1 m,抗震设防烈度为Ⅷ度,共计16层,塔台功能由上至下为管制层、设备层、休息层、消防杂物层,以及竖向交通(楼梯、电梯和管井)。结构体系采用钢筋混凝土筒体+钢框架结构体系。根据建筑功能及塔台管制层眩光设计要求,上部功能楼层外框柱采用斜柱。为满足管制层建筑面积要求,管制层斜柱支撑于下方外框梁。塔台筒体墙厚及混凝土标号列于表1。上部悬挑框架梁柱(混凝土梁柱)尺寸分别为350 mm(宽)×700 mm (长)和300 mm(宽)×700 mm(长)，顶部管制层H型钢梁和钢柱尺寸分别为350 mm(H型钢梁翼缘宽)×750 mm(H型钢梁高)×30 mm(翼缘厚度)×20 mm(腹板厚度)和550 mm(宽)×550 mm(长)×20 mm(长和宽方向的壁厚)。钢筋采用HRB400；钢材采用Q345B，上部悬挑框架混凝土等级为C40。

表1 塔台层高、筒体尺寸和混凝土标号

采用反应谱法和弹性时程分析方法对塔台结构进行多遇地震作用下结构动力响应分析,其中弹性时程分析采用5条天然波和2条人工波,地震波信息列于表2,地震波满足《建筑抗震设计规范(GB 50011—2010)》的第5.1.2条的选波要求。

表2 地震波信息

结构第1阶至第3阶周期分别为1.19 s、1.17 s和0.23 s,结构第1和第2阶主振型均为平动振型,第5阶主振型为扭转振型。

多遇地震作用下塔台结构层间位移角和基底剪力如表3和图1所示。

可知,多遇地震作用下高耸塔台结构顶部钢框架x向和y向的最大层间位移角分别为1/668和1/608,小于框架位移角1/550限值要求;筒体结构x向和y向的最大层间位移角分别为1/1 022和1/1 023,小于剪力墙位移角1/1 000限值要求,多遇地震作用下结构x向和y向基底剪力分别4 581 kN和4 481 kN,所以多遇地震作用下塔台结构层间位移角满足《建筑抗震设计规范(GB50011—2010)》第5.5.1条要求。

2.2 非线性分析模型

罕遇地震作用时采用双向地震波输入,主、次方向峰值加速度比为1∶0.85,主方向地震波加速度幅值调整为400 gal。工程场地为三类场地,特征周期为Tg=0.60。为研究高耸塔台结构的强震损伤,选择的3条地震波频谱曲线如图2所示,所选3条地震波的平均地震影响系数曲线在第1至第3周期点与振型分解反应谱法所用的地震影响系数曲线相差分别为10%、10%和2%,3条地震波频谱特性符合《建筑抗震设计规范》5.1.2条的规定。

表3 多遇地震作用下结构层间位移角及基底剪力

图1 多遇地震作用下结构层间位移角Fig.1 Story drift ratio under frequent earthquakes

图2 罕遇地震下地震波频谱图Fig.2 Seismic wave spectra under rare earthquake

钢筋混凝土筒体剪力墙采用分层壳单元进行模拟,通过设置分布筋和暗柱钢筋以考虑剪力墙钢筋作用,梁柱采用杆系单元,楼板采用四边形或三角形减缩积分单元模拟。采用ABQUS软件建立的高耸塔台结构三维数值分析模型如图3所示。

图3 高耸塔台结构三维数值模型Fig.3 Three-dimensional analysis model of high-rising tower structure

3 罕遇地震高耸塔台结构抗震性能

3.1 结构自振特性分析

采用ABAQUS软件和YJK软件分析得到的结构自振频率列于表4。

表4 结构自振周期(单位:s)

可知,采用ABQUS软件建立的弹塑性分析模型计算的自振周期和采用YJK软件建立的弹性模型分析的结构自重周期较为一致,说明采用ABAQUS软件建立的弹塑性分析模型合理。

3.2 结构整体受力指标

罕遇地震作用下塔台结构层间位移角和基底剪力分别如表5和图4所示。

表5 罕遇地震作用下结构层间位移角及基底剪力

图4 罕遇地震作用下结构各层最大层间位移角Fig.4 Maximum story drift ratio of each floor of structure under rare earthquake

可知,地震沿x主向输入时,塔台筒体最大层间位移角为1/110,框架最大层间位移角为1/98;地震沿y主向输入时,筒体最大层间位移角为1/138,框架最大层间位移角为1/92,所以塔台结构在罕遇地震作用下的弹塑性层间位移角均小于规范1/100(筒体) 和1/50(框架)限值要求。

由表5可知,罕遇地震与频遇地震作用下结构基底剪力比值在3.5左右,说明罕遇地震作用下高耸塔台结构进入塑性受力状态。

3.3 高耸塔台结构构件损伤分析

为明确罕遇地震作用下筒体剪力墙的性能状态,对筒体剪力墙的混凝土受压损伤和钢筋塑性应变进行分析,其中混凝土受压损伤反映筒体剪力墙的受压性能,钢筋塑性应变反映剪力墙的受拉性能。由于塔台结构布置较为对称,限于篇幅仅给出地震波沿x主向作用时,筒体剪力墙混凝土受压损伤和钢筋塑性应变分布如图5～图6所示。

由图5～图6可知,在罕遇地震作用下,塔台筒体大部分区域的混凝土受压损伤小于0.1,仅在塔台筒体的下部区域受压损伤明显,筒体受压损伤因子最大值达到0.65,塔台筒体该部分区域处于严重损坏状态。

图5 地震波沿x主向作用时筒体混凝土受压损伤Fig.5 Concrete compression damage of tube under the action of seismic wave along the x direction

图6 地震波沿x主向作用时筒体钢筋塑性应变Fig.6 Reinforcement plastic strain of tube under the action of seismic wave along the x direction

相对塔台筒体混凝土受压损伤明显区域位于塔台底部而言,塑性应变最大区域位于筒体高度的中部,筒体塑性应变最大值为0.014 9,根据塑性应变分布可知筒体中部区域出现比较严重损坏状态,说明强震作用下塔台筒体中部区域的受力效应明显。

同时可知,相对高层结构损伤严重区域位于结构底部,对于高耸塔台结构的底部及中部区域存在比较严重损坏区域,尤其塔台中部区域出现明显的受拉损坏,所以对于高烈度区高耸塔台结构抗震设计应重视筒体底部及中部抗震薄弱区,有必要对罕遇地震作用下塔台筒体损伤进行控制。

进一步分析罕遇地震作用下框架梁柱的性能状态,地震波沿x主向作用时塔台顶部区域梁柱构件的塑性应变如图7所示。

图7 地震波x主向作用下框架梁柱塑性应变Fig.7 Plastic strain of beam and column under the action of seismic wave along the x direction

由图7可知,罕遇地震下框架梁塑性应变最大值为0.137,框架梁处于中度损坏状态;框架柱塑性应变小于0.002,说明框架柱处于弹性状态。由分析可知,罕遇地震作用下高耸塔台结构的筒体损伤较框架梁柱构件大,说明罕遇地震下筒体是塔台结构的抗震薄弱部位。

3.4 高耸塔台结构性能设计及损伤控制

罕遇地震作用下高耸塔台结构在底部及中部的局部区域出现比较严重损坏,为提升高耸塔台结构在强震下的抗震性能,基于性能化抗震设计方法对高耸塔台结构抗震薄弱部位进行抗震性能设计,将中下部筒体(第1层至第10层)性能水准提升为设防地震下受弯受剪不屈服,并利用等效弹性分析方法确定塔台结构构件的配筋设计。高耸塔台结构构件抗震性能水准如表6所列,确定塔台结构中下部筒体为关键构件。

表6 结构构件抗震性能水准

设防地震下构件不屈服抗震承载力如式(5)所示[12]。

SGE+SEK≤Rk

(5)

式中:SGE为重力荷载代表值效应;SEK为地震作用标准值的构件内力;Rk为构件承载能力设计值,不考虑构件承载力抗震调整系数。

对分别采用多遇地震设计和性能化抗震设计确定的塔台结构筒体配筋量进行对比分析,可知采用表6所示性能水准进行性能设计后的塔台筒体钢筋用量增加约27 kg/m2,折合钢筋造价增加约17.6万元,可知对塔台结构采用性能设计后结构配筋增加费用占工程造价比重较小。

对采用性能化抗震设计后的塔台结构进行罕遇地震弹塑性分析,高耸塔台结构筒体混凝土受压损伤和塑性应变分别如图8～图9所示和表7所列。

图8 考虑性能设计后筒体混凝土受压损伤(x主向)Fig.8 Concrete compression damage of tube considering performance-based seismic design (x main direction)

图9 考虑性能设计后筒体钢筋塑性应变(x主向)Fig.9 Reinforcement plastic strain of tube considering> performance-based seismic design (x main direction)

表7 考虑性能设计的筒体受压损伤和塑性应变对比

由分析可知,筒体采用设防地震不屈服性能化抗震设计后,混凝土受压损伤和塑性应变降低,如天然波1沿x主向作用时,考虑性能设计时筒体受压损伤和塑性应变分别由0.49和13.49×10-3降低至0.33和8.92×10-3,混凝土受压损伤和钢筋塑性应变降幅分别为32.6%和33.8%,此时塔台损伤明显区域由严重损坏降至中度损坏。

综上所述,采用多遇地震设计时,罕遇地震作用下塔台筒体部分区域处于严重损坏;当对塔台筒体构件采用设防地震不屈服性能水准进行设计时,罕遇地震下塔台筒体损伤由严重损坏降低为中度损坏,从而有效提升强震下塔台结构的抗震性能,同时采用性能设计而增加的材料成本可控。

3.5 竖向地震对高耸塔台抗震性能的影响

考虑塔台局部出现明显受拉损伤,同时结构顶部存在悬挑构件,为明确竖向地震对塔台结构强震损伤的影响,考虑竖向地震作用对塔台结构进行强震损伤分析。地震波水平主、次方向及竖向的峰值加速度比为1∶0.85∶0.65。

考虑竖向地震作用效应后高耸塔台结构筒体混凝土受压损伤和塑性应变分别如图10、图11所示,竖向地震作用对塔台强震损伤的影响列于表8。

图10 考虑竖向地震时筒体混凝土受压损伤(x主向)Fig.10 Concrete compression damage of tube considering vertical earthquake action (x main direction)

通过图10～图11和表8可知,考虑竖向地震作用后,塔台筒体剪力墙受压损伤增大,如天然波1沿y主向作用时考虑竖向地震作用后筒体混凝土受压损伤由0.47增加至0.50;相对损伤而言,塔台结构筒体的钢筋塑性应变增加较为明显,如天然波1沿y主向作用时考虑竖向地震作用后筒体钢筋塑性应变由12.77×10-3增加至15.84×10-3,增幅为24%,说明考虑竖向地震作用增大了塔台筒体的受拉效应,可知高耸塔台筒体抗震分析中竖向地震作用效应不能忽视;相对竖向地震作用而言,塔台结构分析中水平地震仍起控制作用。

图11 考虑竖向地震时筒体钢筋塑性应变(x主向)Fig.11 Reinforcement plastic strain of tube considering vertical earthquake action (x main direction)

地震作用方向水平地震受压损伤塑性应变/(×10-3)水平+竖向地震受压损伤塑性应变/(×10-3)T1x0.4913.490.4913.77y0.4712.770.5015.84T2x0.6514.930.6714.11y0.6012.540.6113.33Rx0.5811.590.6315.14y0.5911.220.5915.14

为进一步分析竖向地震作用对塔台上部悬挑构件动力响应的影响。采用无量纲参数表示上部悬挑构件的竖向振动加速度的放大效应,竖向加速度放大系数为:

(6)

式中:atmax为杆件节点竖向加速度峰值;abmax为结构地面输入竖向地震加速度峰值。

管制层悬挑梁外端竖向加速度放大系数列于表9,竖向加速度观测点如图3(b)所示。

可知,罕遇地震作用下悬挑构件外端竖向加速度峰值相对地面竖向加速度输入峰值的放大系数在9倍以上,如天然波1沿x主向作用时悬臂杆件外端竖向加速度放大系数为11.06,说明竖向地震作用下塔台顶部管制层悬挑构件的竖向振动明显放大。

表9 管制层悬挑构件竖向加速度放大系数

4 结论

本文采用非线性时程分析方法对机场高耸塔台结构的强震损伤进行分析,基于性能化抗震分析方法确定塔台关键构件性能水准并对塔台结构损伤进行控制,通过分析得出以下结论:

(1) 高耸塔台结构采用多遇地震设计时,罕遇地震结构层间位移角满足规范限值要求,但筒体局部区域处于严重损坏状态;高耸塔台结构损伤较大部位位于筒体底部和中部区域,顶部管制层框架柱处于弹性状态;相对上部框架构件而言,罕遇地震作用下塔台筒体是结构的抗震薄弱部位。

(2) 塔台筒体底部区域混凝土受压损伤明显,而在塔台筒体中部区域的钢筋塑性应变最大,说明罕遇地震下塔台筒体中部区域受拉损伤明显,所以应重视高耸塔台筒体中部受拉区域的抗震设计。

(3) 对高耸塔台筒体底部和中部损伤明显部位采用设防地震不屈服性能化抗震设计,能够有效降低结构损伤,如天然波1沿x主向作用时混凝土受压损伤降幅为32.6%,钢筋受拉塑性应变降幅为33.8%,同时因性能化抗震设计增加的工程材料成本可控。

(4) 考虑竖向地震作用时,塔台筒体损伤增大;相对混凝土受压损伤而言,筒体钢筋塑性应变增加更为明显,如天然波1沿y向作用时塑性应变增幅达到24%,罕遇地震作用下顶部悬挑构件竖向加速度相对地面输入加速度的放大在9倍以上。