高位層間隔震結構電梯井核心筒剪力墻處理方法研究

吳從曉， 周 云， 吳從永， 鄧雪松

(1.廣州大學 土木工程學院，廣州 510006;2.廣州大學 建筑設計研究院，廣州 510405)

層間隔震是將隔震層的位置布置在結構樓層中間，突破了基礎隔震結構隔震層只能布置在結構底層的限制，使得隔震層位置布置更為靈活，可滿足特殊結構采用隔震技術的需求。層間隔震結構周期延長可能不是十分明顯，但結構中布置隔震裝置后，改變上部結構的自振頻率，當上部結構的主頻率接近于主結構的基本頻率或激振頻率，由調諧吸振原理，將結構的振動反應衰減并受到控制［1]。

國內外層間隔震技術方面的研究與應用，主要集中在日本和中國，并且已將該技術應用于實際工程中［2－8]，如日本 25 層的 Shiodome sumitomo 建筑，其隔震層設置在11層12層之間，結構分析結果表明，采用該種結果形式可有效地減小結構的地震反應，并使結構設計更加合理。我國采用層間隔震技術基本上都是將隔震層設置在結構一層柱頂，而對于高位隔震技術的應用還比較少［1]。當采用高位層間隔震結構體系時，結構中出現了較難處理的部位——電梯井核心筒剪力墻，為了滿足消防和建筑使用功能的需求，使得電梯井剪力墻在隔震層位置不能斷開，當隔震層設置于結構一層柱頂時，電梯井可采用文獻［9] 中給出的懸掛式處理方法，但對于隔震層位于較高位置時，電梯井剪力墻筒體的質量較大，采用懸掛方法時，周邊的梁柱的截面尺寸較大。其次，將電梯井剪力墻筒體懸掛后隔震層下部結構的剛度會明顯減小，不利于下部結構抗震。為了使隔震技術能在高位層間隔震中得到應用，也可在隔震層以上每一樓層梁與剪力墻電梯井連接處，布置牛腿并采用橡膠隔震支座隔開或在隔振層以上的樓層增加一套電梯，但采用上述方法可能會帶來以下問題:① 增加一套電梯系統，影響了建筑使用功能和增加房屋造價;② 橡膠隔震支座布置不同標高位置，施工困難、安裝時質量及精度不易控制;③ 不同豎向位置安裝橡膠隔震支座會延長結構施工周期等。針對上述問題，本文提出一種高位層間隔震結構中電梯井核心筒剪力墻處理方法，對采用該種處理方法的結構進行分析，驗證其可行性，為同類結構設計提供參考依據。

1 高位隔震結構電梯井處理方法提出

圖1 高位層間隔震結構電梯井處理方法Fig.1 The processing method of core shear wall with high-level story isolation technology

本文提出一種高位層間隔震結構中電梯井核心筒剪力墻處理方法(PMIT)，該 種處理方法是將隔震支座和柱(墻)用轉換梁托起，同時將隔震層上部結構與電梯井筒體剪力墻相連的梁斷開，在核心筒四周布置新增柱或墻(與電梯井核心筒之間預留足夠寬度縫隙)，將斷開的梁與新增柱相連，同時在預留縫隙間布置幾道剛度較小的彈簧或者粘滯阻尼器，保證橡膠隔震支座的正常滑移又可減小上部外圍結構與筒體間的相對位移，避免其發生相互碰撞，(如圖1所示)。采用PMIT的層間隔震結構，結構中布置的粘滯阻尼器和彈簧構件將電梯井核心筒剪力墻和外圍結構聯系起來，在地震作用時彈簧和粘滯阻尼器能施加給外圍結構運動方向相反的水平力作用，相當于電梯井核心筒結構給外圍結構附加反方向的力矩，減小隔震層上部外圍結構最外層隔震支座由于地震作用引起的拉力和壓力，也可以減小隔震層層間位移，從而提高結構抗傾覆性能，同時也可以減小電梯井核心筒在轉換層位置的彎矩值。PMIT結構中不會減少隔震層下部樓層落地剪力墻數量，對隔震層下部結構抗側剛度不會產生影響(無需新增剪力墻提高隔震下部結構的抗側剛度)，避免結構在隔震層下部因抗側剛度減小和隔震層位置承受彎矩值過大而出現新的薄弱部位。

基于以上分析，該種高位層間隔震結構電梯井處理方法具有構造相對簡單、制作安裝與檢修方便、經濟與實用性較強，并且通過采用梁式轉換技術，可以避免每層剪力墻電梯井都伸出牛腿布置橡膠隔震支座(不能保證橡膠隔震支座位于同一標高處)或多一道電梯系統等問題。

2 算例

本文采用的分析模型為22層框支剪力墻結構，結構總高度為77m，長40m，寬24m，1層－6層層高為4.5m、7層層高為5m(轉換層)、8層－22層層高為3m，模型的平面如圖2所示，結構構件參數和抗震參數如表1所示［11，12]。結構隔震層的設計是根據《疊層橡膠支座隔震技術規程》(CECS126:2001)要求，確保橡膠隔震支座的壓應力在無地震時能正常使用，同時兼顧不同直徑橡膠隔震支座在地震作用時其力學性能。考慮上述二個因素，在隔震層設計時采用永久荷載和可變荷載作用下組合的豎向平均壓應力設計值，并進行罕遇地震作用下的拉應力驗算，同時考慮風荷載作用時隔震層的水平剪力從而確定鉛芯橡膠隔震支座的數量。

圖2 平面圖Fig.2 Plan drawings

表1 模型參數Tab.1 model parameters

采用PMIT時，將算例轉換層上部剪力墻結構中與電梯井相連的梁斷開，在電梯井外側500 mm位置增加8根700×700 mm柱，將斷開的梁與新增柱相連，將第7層層高減小為4.2m，增加0.8m高隔震層(結構總高度不變);隔震層隔震支座布置于轉換梁的上部，并在8層剪力墻下部增加300×700 m暗梁，通過分析，隔震支座選用LNR800、LRB800、LNR600(框支柱頂部位置采用LNR800和LRB800橡膠隔震支座，結構最左邊軸線和最右邊軸線上布置8個LRB800鉛芯橡膠隔震支座，其它布置12個LNR800普通橡膠隔震支座，隔震層上部剪力墻墻肢端和新增柱底布置LNR600普通橡膠隔震支座)。

PMIT模型中包括在外圍結構與電梯井核心筒結構布置彈簧、粘滯阻尼器和不布置彈簧和粘滯阻尼器工況。其中連接彈簧剛度為10 kN/mm，粘滯阻尼器的阻尼系數為50 kN/mm.s，阻尼指數為0.2，彈簧和粘滯阻尼器布置于結構12層、17層和22層電梯井剪力墻與新增柱之間，每層布置4個(X向)。

文獻［9] 中給出的懸掛法模型，是在結構1層－7層電梯井核心筒剪力墻外側增加8根1 200×1 200 mm柱，將斷開的框架梁與新增柱相連，隔震層位于轉換梁底，層高為0.8 m，通過分析，隔震支座選用LNR1000、LRB1000(隔震支座只布置于框支柱頂部，結構最左邊軸線和最右邊軸線上布置8個LRB1000鉛芯橡膠隔震支座，其它柱頂位置布置20個LNR1000普通橡膠隔震支座)。

PMIT和懸掛法中選用不同型號隔震支座參數如表2所示。分析時選用EL-Centro波和KOBE波，采用多遇地震峰值加速度輸入，PGA=70 cm/s2。

表2 隔震支座參數Tab.2 Parameters of isolation rubber

對框支剪力墻結構、PMIT結構(縫隙中不布置彈簧和阻尼器、僅布置彈簧和僅布置粘滯阻尼器)和懸掛法結構模型進行時程分析，分析得出不同結構層間位移角分析結果如圖3(圖中沒有給出隔震層層間位移角)，從中可以看出:采用本文提出的方法隔震層下部結構層間位移相比于原結構都有減小，在電梯井與外圍結構縫隙中布置彈簧時下部結構層間位移角減小了約20%，布置粘滯阻尼器時減小了約35%;而懸掛法隔震層下部結構層間位移角相比于框支剪力墻結構放大了約150%，說明本文提出的處理方法對隔震層下部樓層抗側剛度不會產生影響，而懸掛法會明顯減小隔震下部樓層的抗側剛度，為了使結構滿足抗震要求，還需在隔震層下部樓層中新增剪力墻以提高結構整體抗震性能。

PMIT結構中電梯井核心筒和外圍結構頂層位移時程曲線如圖4和圖5所示，從中可以看出:外圍結構和電梯井核心筒結構在地震作用下，位移時程曲線基本沒有出現錯峰的現象，特別是外圍結構和電梯井核心筒縫隙中布置粘滯阻尼器后隔震層上部的外圍結構與電梯井核心筒運動趨勢基本保持一致，同時頂點位移值也明顯小于布置彈簧PMIT結構。當結構中縫隙中布置彈簧時，外圍結構的頂層位移平均值約為29 mm，布置粘滯阻尼器時約20 mm，外圍結構和電梯井核心筒結構的相對位移約15 mm;布置粘滯阻尼器時約為5 mm，其明顯小于布置彈簧的處理方法，為此，采用在處理方法中布置粘滯阻尼器可減小電梯井核心筒與外圍結構之間的預留縫隙。

PMIT結構和懸掛法結構在水平地震作用下隔震層最左軸線上隔震支座的豎向力軸力如表3所示，框支剪力墻結構和PMIT結構隔震層位置電梯井核心筒剪力墻彎矩如表4所示，從中可以看出:懸掛法結構中左邊最外側軸線上隔震支座最大豎向拉力平均值(僅輸入水平地震波，沒有考慮荷載組合，下同)為416 kN，壓力為464.5 kN;外圍結構和電梯井核心筒縫隙中布置彈簧的PMIT結構中其拉力平均值為410.5 kN，壓力為311 kN，壓力減小了約30%;布置粘滯阻尼器的PMIT結構中其拉力平均值為190 kN，壓力為170 kN，拉力和壓力都減小了約50%。

圖5 頂點位移時程曲線(粘滯阻尼器)Fig.5 History time curve of the top displacement(viscous damper)

在水平地震作用下，框支剪力墻結構在隔震層位置電梯井核心筒剪力墻彎矩正向平均值為48 849 kN·m，負向平均值為59 342 kN·m;外圍結構和電梯井核心筒縫隙中布置粘滯阻尼器的PMIT結構正向平均值為46 226 kN·m，負向平均值為48 310 kN·m，減小了約為10%，而縫隙中布置彈簧與無布置彈簧和阻尼器的PMIT結構的隔震層位置電梯井核心筒剪力墻彎矩值相比于框支剪力墻結構增加了15%～20%。

表3 隔震支座豎向力(左邊最外側軸線位置)Tab.3 Vertical force of isolation rubber(The lateral location of left axis)

表4 隔震層位置電梯井彎矩Tab.4 The moment of the shear wall in isolation story

3 結論

本文提出了高位層間隔震結構電梯井處理方法，對其進行了分析研究，得出以下結論:

(1)本文提出的高位層間隔震結構電梯井處理方法(PMIT)是可行的;

(2)PMIT結構隔震層下部結構層間位移角和隔震位置電梯井剪力墻彎矩相比于框支剪力墻結構都有減小，而懸掛法隔震層下部層間位移相比于框支剪力墻結構存在明顯的放大現象，PMIT結構對隔震層下部結構剛度不會產生影響，避免隔震層下部結構出現薄弱層

(3)相比于懸掛法結構，布置粘滯阻尼器PMIT結構隔震層最外側隔震支座壓力和拉力都有明顯減小(僅水平地震作用)，提高結構的整體抗傾覆性能;

(4)結構中采用PMIT時，宜在電梯井核心筒剪力墻結構與外圍結構之間布置粘滯阻尼器。

［1] 黃襄云.層間隔震減震結構的理論分析和振動臺試驗研究［D] .西安:西安建筑科技大學，2008.

［2] 徐忠根，胡敏茵，周福霖.房屋建筑中間層隔震研究［J] .工程抗震與加固改造，2004(5):23－28.

［3] 徐忠根，周福霖.底部二層框架上部多塔樓底隔震數值模擬與試驗研究［J] .地震工程與工程振動，2005，25(l):126－132.

［4] 祁 皚.層間隔震結構工作機理研究［J] .地震工程與工程振動，2006，26(4):239 －243.

［5] 李向真，歐海龍，林 舒.層間隔震結構計算模型的簡化分析［J] .地震工程與工程振動，2002，22(l):121 －125.

［6] 趙 昕，李 杰.層間隔震結構隔震墊的有限元分析［J] .建筑結構，2001，31(11):66 －68.

［7] Masanori T K，Nobuyuki M，Hiroshi Y，et al.Applying seismic isolation to buildings in Japan-Retrofitting and middle-story isolation［C] //18thAnalysis and Computation Specialty Conference.ASCE，Canana，2008.

［8] Toshiyuki S，Shingo T，Tsune K.The application of response control design using middle-story isolation system to high-rise building［C] //Proceedings of the 13th WCEE，Canana，2001，3457.

［9] 建筑結構隔震構造詳圖［S] .中國建筑科學研究院，2003.

［10] 吳從曉，戴納新，周 云，等.某高位層間隔震加固結構分析研究［J] .建筑結構，2010，40(2):63 －66.

［11] Wu C X，Zhou Y，Deng X S，et al.Analytical study on seismic performance of the structure of high-level transfer with energy dissipation devices［C] //International Symposium on Innovation ＆ Sustainability of Structures in Civil Engineering，Guangzhou，2009:1650－1655.

［12] 吳從曉.高位轉換減震框剪結構分析與設計方法研究［D] .廣州:廣州大學，2010.