近场高烈度区某高层筒体结构组合隔震设计的分析

戴君武,庞 辉,姜 涛,杨永强,柏 文

(1. 中国地震局工程力学研究所 地震工程与工程振动重点实验室,黑龙江 哈尔滨 150080;2. 地震灾害防治应急管理部重点实验室,黑龙江 哈尔滨 150080)

0 引言

隔震技术作为一种有效阻止地震能量向上部结构传递,缓解上部结构负担,降低结构地震响应的方法已被广泛应用与推广[1-5]。然而,位于高烈度区且靠近断层的高层建筑结构,其相关抗震设计需要考虑较大的水平和竖向地震荷载,使得传统单一的隔震方案难以满足规范的要求。为此,设计人员提出了叠层橡胶支座加黏滞阻尼器的组合隔震设计,既在充分利用叠层橡胶支座屈服刚度与恢复力的同时,又可依靠黏滞阻尼器提供的附加阻尼比有效控制隔震层的位移[6]。国内外对组合隔震设计都做了一些相关的研究[7-9],相关研究主要有两方面:一方面是试验研究;另一方面是数值模拟,验证了组合隔震设计是一种较好的隔震设计方法[10-11]。

针对处于近断层的钢筋混凝土结构,PROVIDAKIS[12]采用组合隔震设计,确定此组合隔震的优化设计方案,并明确表示黏滞阻尼器的布置能有效控制隔震层的位移和结构基底剪力,使其处于规范限值范围内。龚微等[13]以8层钢框架结构为例,建立了3种不同组合隔震的模型,分析对比了它们在近断层地震作用下的动力响应,得出了组合隔震系统能进一步提高结构的抗震安全性。王栋等[14]对高烈度区且复杂结构采用叠层橡胶支座加阻尼器的组合隔震系统配合使用,结果表明,组合隔震系统可以有效减小隔震支座水平弹塑性变形,进而减小上部结构扭转效应。吴小宾等[15]提出发挥不同隔震器件或装置性能特点的组合隔震技术方法,可减小隔震橡胶支座面压和水平变形。基于以上学者对组合隔震的研究,可以发现采用黏滞阻尼器的组合隔震技术对于高烈度区的复杂结构有着良好的适用性,是提高隔震效率、增加复杂结构抗震性能的有效方式。

事实上,在高烈度靠近断层区域采用叠层橡胶支座加黏滞阻尼器的组合隔震技术不仅能够起到较好的隔震和消能效果,而且可以降低构件截面尺寸和配筋量,带来可观的经济效益[16]。近些年,国内研究人员对高烈度区框筒结构采用组合隔震体系的抗震性能进行了大量的研究工作[17]。相关研究发现:对于高层框筒结构中电梯等设备,为了确保此类设备能够满足正常使用功能要求,隔震设计过程目前已经很少采用常规做法在±0标高处的隔震方案,而是采用将框筒结构整体在地下室基础底部进行隔震设计,然而因设计地震力较大,隔震支座拉应力容易超过1 MPa限值。为克服上述难题,李爱群等[18]提出了“局部地下室下沉”的隔震设计方案,即将隔震支座布置于框架柱与地下室顶板之间和核心筒底部。然而,对于地下室层高较高且核心筒与外部框架之间跨度较大的框筒结构,“局部地下室下沉”隔震方案需要在核心筒周围布置一圈支柱以承担地下室楼板荷载,这无疑会对地下室的布局造成很大影响。

鉴于此,本文针对位于西昌市靠近断层的某高层框筒商场结构提出了一种新型隔震方案,即外部框架与内部核心筒(除去电梯井)在±0标高处进行隔震,而电梯井则下沉至基础底部加以隔震。为了验证该隔震方案的合理性与有效性,本文通过时程分析对非隔震结构和隔震结构在强地震动输入下的层间位移角、层间剪力、以及组合隔震系统的耗能情况进行对比分析,阐述了组合隔震设计的方法与流程,探讨了组合隔震设计对结构抗震能力的影响,并为后续类似结构的隔震设计提供了参考依据。

1 工程概况

某高层商场位于西昌市三岔口东路二段南侧,抗震设防烈度为9度(0.4g),设计地震分组为第三组, 场地类别为Ⅲ类,特征周期为Tg=0.65 s,属于标准设防类。该结构由地上15层,地下2层组成,房屋建筑总高度为54.8 m,结构平面尺寸为40.5 m×25.95 m,结构形式为框架核心筒体系,建筑效果如图1所示。因裙房与主体之间有600 mm的抗震缝,在平面上两者处于断开状态,所以本次抗震分析不考虑裙房的影响。

图1 建筑效果图

2 组合隔震方案设计

2.1 隔震方案的确定

本文提出一种新型的隔震设计方案,即将该结构的隔震层布置在外部框架与内部核心筒(除去电梯井)±0标高处,而电梯井则下沉至基础底部加以隔震。该隔震方案有效地解决了建筑抗震需求与功能使用之间的矛盾问题,满足了地下室的空间使用要求。依据GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[19](以下简称《抗规》)第12.2.7条可知,当水平减震系数不大于0.38(包含黏滞阻尼器)时,可降低上部结构抗震构造措施。与此同时,综合考虑隔震系统中控制参数如扭转偏心、抗风刚度、隔震支座位移、面压等因素来进行隔震支座方案布置。

本文根据《抗规》和CECS 126—2001《叠层橡胶支座隔震技术规程》[20]进行隔震支座的选择,因天然橡胶支座具有良好的稳定水平变形能力,且可以自复位的特性,可延长结构的自振周期,故隔震层需要布置天然橡胶支座;同时为了满足隔震层外围提供侧向刚度及恢复力的要求,需要布置铅芯橡胶支座。以下为隔震支座的布置流程:

步骤1:依据实际结构的荷载工况,初步布置隔震支座的位置,进而确定上部结构的重心;

步骤2:依据《抗规》针对隔震支座相关面压限值的要求,以及结合厂家提供的隔震支座产品的规格,进行选定隔震支座,并将规格接近的隔震支座归并,目的是为了隔震后期的现场施工;

步骤3:依据剪重比的要求,确定铅芯隔震支座和橡胶隔震支座数据;

步骤4:确定隔震层的刚心,进而代入偏心率公式,确保X、Y方向的偏心率小于3%;

步骤5:依据初步确定的隔震支座布置方案,进行多重里兹向量法计算,确保隔震层的水平力小于上部结构总重力的10%,同时满足隔震层抗风验算、屈重比以及弹性恢复力验算。如果方案不满足要求,则回到步骤2重新进行隔震支座布置;

由于农业生产作业项目繁多、不同农业项目之间作业差异较大和相同项目间各地区生产环境差异较大等原因，导致很多专项农业生产的农具设计严重滞后。在很多农业生产环节，农民或纯手工作业或自制工具作业，由于专业工具的缺乏，使农民在此类生产作业中，劳动强度提高、劳动效率降低、劳动伤害风险加大。例如，在板栗收获的专项作业中，现在国内农具市场没有专用的板栗收获机械。板栗种植户在收获板栗时，为了保证果实的完整和手部不被板栗刺伤，大多使用自制的木制或铁质的夹子进行逐个捡拾。其不仅生产效率较低，而且劳动强度较大；长时间弯腰作业，手部不断反复地进行夹握，肌肉极易疲劳，长时间工作甚至会引发肌腱炎。

步骤6:若选定的隔震支座布置方案满足步骤5的要求,则开展大震弹塑性分析,确保大震作用下隔震支座的位移以及拉压应力均在规范规定限值以内。若不满足,则重回步骤2进行布置方案的调整或者增加黏滞阻尼器进行处理。

通过以上步骤和计算,最终确定天然橡胶支座(LNR)共计37套,铅芯橡胶支座(LRB)共计18套。叠层橡胶支座力学性能如表1所示。该结构因靠近断层的影响,需要考虑1.5倍的地震力放大系数,此时隔震层在罕遇地震作用下的位移基本在1.3 m以上。此时,隔震支座的位移远超《抗规》所要求的限值。因此,本文在配置叠层橡胶支座的基础上,附加黏滞阻尼器。黏滞阻尼器[21]具有提供结构附加阻尼,但不增加结构刚度的特点,能够很好地控制结构层间侧移,大量耗散地震输人的能量,阻断地震能量向上传递,减小结构的地震响应。经反复试算可知,需在隔震层外围对称布置27套黏滞阻尼器, 其力学性能参数如表2所示。此时组合隔震设计方案由叠层橡胶支座与黏滞阻尼器组合而成。隔震层支座布置情况如图2所示,其中:N7为天然橡胶支座直径为700 mm;R7为铅芯橡胶支座直径为700 mm;N9为铅芯橡胶支座直径为900 mm;R9为铅芯橡胶支座直径为900 mm,隔震层的质心与刚心在X,Y向的偏心率分别为0.14%和1.34%,结构质心和刚心几乎重合均小于3%,满足相关规范要求。

表1 叠层橡胶支座力学性能参数

表2 阻尼器参数

图2 支座布置图

2.2 隔震计算模型的选取

1)铅芯橡胶隔震支座(LRB)水平本构关系如图3所示。

2)天然橡胶隔震支座(LNR)水平方向采用线弹性的本构关系。

3)橡胶隔震支座在轴向拉压方向均采用线弹性的力学本构,为了体现拉压异性,其抗拉刚度取抗压刚度的0.1。

4)阻尼器模型

阻尼器主要用于模拟速度相关型消能器,程序采用Maxwell模型如图4所示,弹簧与黏壶串联。

图4 隔震层黏滞阻尼器

3 结构分析模型的建立

3.1 模型建立

本项目采用ETABS[22]建立隔震设计实例的精细化有限元模型,其中隔震支座在轴向上的拉压异性行为采用Rubber-Isolator单元与Gap单元并联加以模拟,黏滞阻尼器的轴向力学行为则采用Damper-Exponential单元加以模拟,梁柱采用Frame单元模拟,剪力墙采用壳单元模拟。

3.2 地震波选取

针对非隔震结构与隔震结构的主要周期点如表3和表4所示,共选取3条时程曲线如图5所示,其中2条强震记录(T-1,T-2)和1条人工模拟加速度时程(R-1)[23]。

表3 非隔震结构设防地震影响系数曲线对比

表4 隔震结构设防地震影响系数曲线对比

图5 地震波时程曲线

考虑近断层影响,地震力放大系数取1.5,并对各条时程曲线的加速度峰值加以调整,其中多遇地震下为210 cm/s2,设防地震为600 cm/s2,罕遇地震为930 cm/s2,地震波采用三向输入且X、Y、Z三向输入比例为1∶0.85∶0.65[24]。3条时程反应谱和规范反应谱曲线如图6所示。

图6 设防地震主方向时程反应谱与规范反应谱曲线

表3和表4的计算结果表明:3条时程曲线的平均地震影响系数在结构主要周期点上与规范谱地震影响系数相差均不超过20%,满足《抗规》的相关要求。

此时对该结构进行多遇地震作用下的基底剪力计算,目的是验证地震波选取是否合理,其结果如表5所示。

表5 多遇地震作用下基底剪力

由表5可知,通过阵型分解反应谱法分析可得X与Y向的基底剪力分别为26028.42 kN 和27196.76 kN,结构的基底剪力均满足《抗规》单条波时程分析的选波要求以及3条波平均值的选波要求,故隔震结构在进行弹性时程分析时所选的地震波的选取是合理的。

4 时程反应分析与评价

4.1 层间位移角分析

对该结构进行模态分析可知,本隔震结构的自振周期由非隔震结构的1.010 s延长到3.523 s,扩大了3.49倍,远离了建筑场地的卓越周期,成功地克服了结构本身刚度大,自振周期小的缺点。

隔震结构与非隔震结构层间位移角包络值对比如图7所示,在罕遇地震作用下,隔震结构的层间位移角在X、Y向的峰值分别为1/491和1/508,非隔震结构的层间位移角在在X、Y向的峰值分别为1/93和1/120,2个方向分别减小了81.06%和76.38%。同时,罕遇地震作用时隔震结构在上部结构的位移很小,上部结构近似于平动,且层间位移角远低于规范限值1/200,由此可见,该组合隔震设计方案可以有效地减小结构的层间位移。

图7 层间位移角

4.2 层间剪力分析

在设防地震作用下,隔震与非隔震结构在X、Y向最大层间剪力比值为0.35,最大层间倾覆力矩比值为0.34(因篇幅有限,相关数据暂未列出),最终该组合隔震设计方案的水平向减震系数取两者较大值即0.35。根据《抗规》第12.2.5条,确定隔震后水平地震影响系数最大值αmax1=βαmax/ψ=0.35×0.48/0.8=0.21,其中β为水平向减震系数;αmax为非隔震的水平地震影响系数最大值;ψ为调整系数,层间剪力比最大值小于0.38(包含黏滞阻尼器),满足抗震措施降低一度要求,此时上部结构可由9度(0.4g)降为8度(0.2g)进行设计。

层间剪力隔震与非隔震结构的层间剪力对比如图8所示,层间剪力包络值均出现在结构底层,隔震结构各层所受的地震水平荷载明显低于非隔震结构的剪力值。在设防地震作用下,结构X、Y向的最大层间剪力比在不同地震激励作用下减少72.37%和79.63%。显然,该结构采用组合隔震设计有效降低了结构的层间剪力。

4.3 阻尼器出力与变形

在罕遇地震作用下,隔震层设置阻尼器与未设置阻尼器的最大弹塑性位移如表6所示。

表6 隔震支座弹塑性位移

由表6可知,隔震支座在罕遇地震作用下的最大位移为539 mm。若未设置黏滞阻尼器,隔震支座的最大位移为1 516 mm,超过隔震层各个支座的最大位移限值,由此可见,将阻尼器与隔震支座系统配合使用,可以有效地减小隔震支座水平弹塑性变形,保证隔震支座在地震作用下结构的安全。

此外,黏滞阻尼器的最大出力为2 456.26 kN,最大位移为516 mm,均满足阻尼器最大出力3 000 kN以及变形600 mm的要求。为体现隔震橡胶支座与黏滞阻尼器在罕遇地震作用下的耗能能力及协同工作性能,本文选出几组具有代表性的隔震橡胶支座和黏滞阻尼器的滞回曲线,如图9所示。

由图9可知:铅芯橡胶支座进入塑性耗能阶段,黏滞阻尼器的滞回曲线相对较为饱满,两者的有机组合,呈现出隔震结构具有良好的耗能能力,更加有力地验证了组合隔震设计的优越性。

4.4 支座拉压应力验算

在罕遇地震作用下,分别对隔震层的叠层橡胶支座进行拉压应力校核,叠层橡胶隔震支座编号为1～55,面压如图10所示。由图10可知,在进行压应力验算时,叠层橡胶支座在地震作用下产生的最大轴向压应力均为正值,表示支座处于受压状态,且最大压应力为28.91 MPa,满足规范要求。在支座进行拉应力校核时,部分支座出现拉应力,最大拉应力为0.86 MPa,小于1 MPa,满足规范限值要求。

图10 隔震支座面压

4.5 电梯井抗震分析

针对本文提出了外部框架与内部核心筒(除去电梯井)在±0标高处进行隔震,而电梯井则下沉至基础底部加以隔震,因电梯井隔震层下沉时会在电梯井底部挖出一个放置隔震支座的空间,其长宽满足隔震支座在罕遇地震下的自由运动,所以不需要单独设置竖向隔离缝。电梯井位置的隔震支座均为LNR900,通过对电梯井进行变形验算可知,电梯井处的平均位移453 mm,均大于0标高处同类型支座的平均位移442 mm。由此可见,电梯井处的隔震支座变形是大于同类型支座的变形。

电梯井受力云图如图11所示,从图中可知,电梯井穿越零标高地方的应力高于其它部位,因此需要对电梯井进行加强处理,加强处理方法:可采取在电梯井穿越零标高处增加电梯井四周的板厚,来减小电梯井处的高应力状态,或是增设一圈由双拼角钢构成的槽钢,然而从工艺角度考虑,增加板厚的方案实施起来更加简便。

图11 电梯井受力云图

5 结论

本文对9度设防近场的某高层筒体结构采用叠层橡胶支座和黏滞阻尼器的组合隔震设计,并对结构隔震前后的层间位移角、层间剪力,隔震橡胶支座与黏滞阻尼器的耗能情况进行分析,得出以下主要结论:

1)本文提出一种新型隔震设计方案即±0标高处将外部框架与内部核心筒(除去电梯井)进行隔震,电梯井则下沉至基础底部进行隔震。此隔震设计方案成功解决了隔震层与地下室之间的空间使用难题。

2)采用组合隔震系统的水平向减震系数为0.35,小于规范限值0.38(包含黏滞阻尼器)要求,满足上部结构抗震措施降低一度要求,此时上部结构可由9度(0.4g)降为8度(0.2g)进行结构设计。

3)隔震与非隔震结构的层间位移角包络值均在底部出现,且隔震结构的层间位移角由下至上快速减小。在罕遇地震作用下,2个方向的最大层间位移角分别减小了81.06%和76.38%,表明组合隔震设计可以有效地控制上部结构的层间位移。

4)在设防地震作用下,隔震结构与非隔震结构层间剪力相比,隔震结构各层层间剪力均明显低于非隔震结构的层间剪力。其中X,Y向的最大层间剪力分别降低72.37%和79.63%,表明组合隔震结构有效地降低了高烈度靠近断层地震作用力大的影响。

5)在罕遇地震下,隔震层设置黏滞阻尼器的最大位移为539 mm,其中隔震支座局部有拉应力出现,其最大值为0.86 MPa,小于1 MPa,最大压应力为28.91 MPa,小于30 MPa,均满足规范要求。此外,叠层橡胶支座和黏滞阻尼器的滞回曲线饱满,均进入耗能阶段,具有良好的耗能能力,达到了良好的隔震效果。