帶抗風支座的基礎隔震結構減震分析

李飛燕,黃丹青

(廈門大學嘉庚學院土木工程學院,福建 漳州 363105)

強風地區的隔震結構一般可以通過增加鉛芯橡膠支座(LRB)的數量來滿足抗風承載力的要求，但LRB數量的增加會導致隔震層水平剛度增大、周期減小，降低減震效果.部分學者提出在隔震層中單獨增設抗風裝置，通過設計實現抗風裝置分階段的工作機制，即在正常使用和小震階段協同橡膠支座共同工作，解決抗風承載力要求；中震階段破壞失效，不影響隔震結構減震效果.震后通過更換抗風裝置，保證建筑物后續的抗風性能.

日本工程界在隔震層中設置黏滯阻尼器、鉛阻尼器或環狀鋼棒阻尼器起到良好的減震、限位和抗風效果[1].Sumi等[2]在兩棟隔震結構中應用一種新型抗風、限位裝置，該裝置在風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]在高層隔震結構中采用由灰鑄鐵和鋼絲繩組成的新型串聯型抗風拉索，解決了減震效果和抗風承載力的問題.吳應雄等[4-6]提出增設抗風支座協同隔震支座的組合隔震體系，并對隔震層的布置優化進行研究.在抗風支座設計方面，曾傳旺等[7]提出一種可用于強風強震地區的抗風裝置，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棒組成，具有性能穩定等特點.李劍[8]提出一種具有抗風功能的彈性滑移支座，該支座結構設計簡單，使用效果良好，具有很好的抗風性能，且安全可靠，制作成本低.

本文提出了一種新型鋼板抗風支座wind-resistant support(以下簡稱WRS)，并對其構造和現場安裝進行設計.以廈門某教學樓為背景工程，結合《建筑抗震設計規范》[9](簡稱《10抗規》)，利用有限元軟件ETABS建模并進行非線性時程分析，重點研究帶WRS的基礎隔震結構減震效果，并且對WRS分階段工作機制應用有限元分析和靜載荷抗剪試驗進行了驗證.研究結果可為其他類似工程的建設提供有益的實例參考.

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樓，采用框架結構，包含坡屋頂，建筑總共5層.建筑X方向長度42.05 m，Y方向寬度11 m.建筑平面較為規則.建筑平面圖如圖1所示，建筑剖面圖如圖2所示.結構采用現澆鋼筋混凝土框架結構，建筑抗震設防類別為乙類，抗震設防烈度為7度(0.15g，g為重力加速度)，地震設計分組為第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) 建筑及結構布置規整；2) 上部結構最大高寬比為2.04；3) 場地類別為Ⅱ類，場地的地質條件良好；4) 經初算，風荷載標準值產生的水平力不超過結構總重的10%，其余各項條件均符合《10抗規》對隔震建筑的要求，并且參照美國和日本的設計經驗，結構基本周期小于1.0 s時采用隔震技術效果最好[9]，本工程在非隔震時經有限元軟件SATWE計算，其基本周期為1.06 s，因此最終選擇基礎隔震方案.隔震設計目標定為：將上部結構的地震作用降低半度以改善結構的抗震性能.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，最終下部結構采用基礎短柱方案.

1.2 結構設計信息

結構構件設計信息如表1所示.鋼筋級別為HRB400.設計荷載標準值：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 結構信息Tab.1 Information of structure

2 結構隔震設計

2.1 隔震支座布置及隔震參數確定

根據《10抗規》中乙類建筑的隔震支座在重力荷載代表值下豎向壓應力不超過12 MPa的要求，經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，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構的質心兩者偏心率小于3%[10].兩種隔震支座的型號及力學性能參數如表2所示.初步確定隔震支座的型號及參數后，計算出隔震層的水平剛度及阻尼比等參數，代入計算模型進行動力計算，當滿足預期減震目標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 結構分析軟件及結構模型

本工程采用大型三維結構分析軟件ETABS進行隔震結構的動力分析，采用國內應用較為普遍的結構計算軟件PKPM的SATWE模塊進行施工圖設計.為了驗證SATWE模型和ETABS模型的一致性，分別對兩個模型的自振周期進行對比分析，結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.

為了驗證減震效果分別建立隔震和非隔震模型，采用ETABS進行三維非線性時程分析.其中梁、柱采用空間桿系單元模擬，樓板采用膜單元進行模擬，隔震橡膠支座采用Isolator1連接單元進行模擬.LNR采用線性恢復力模型，LRB采用空間雙向耦合的非線性恢復力模型.結構模型見圖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 隔震結構的有限元模型Fig.4 Finite element model of isolated structure

2.3 地震波選取及有效性驗證

考慮建筑場地為Ⅱ類場地及其特征周期，選用5條實測地震波和2條人工地震波對結構進行雙向輸入.5條實測地震波分別為：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行調整，以滿足《10抗規》的要求.計算結果取7條地震波各自峰值的平均值.

3 隔震結構減震分析

3.1 結構動力特性

本工程對隔震和非隔震結構模型進行模態分析，自振周期計算結果如表3所示.計算結果表明隔震結構的自振周期顯著變長，約為非隔震結構的3倍，因此能有效避開場地的特征周期，降低上部結構的地震反應，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 兩種結構模型基本周期Tab.3 Basic periods of two structure models s

3.2 水平向減震系數

《10抗規》采用水平向減震系數定量衡量上部結構的減震效果.水平向減震系數采用時程分析法并按設計基本地震加速度輸入進行計算.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).計算結果表明上部結構層間剪力比最大值為0.39，即減震系數為0.39，符合上部結構降低半度的設計目標，減震效果顯著.

表4 隔震結構與非隔震結構層間剪力比值Tab.4 Story shear force ratios of isolated and non-isolated structures

3.3 7度(0.15g)罕遇地震下結構響應分析

為了驗證7度(0.15g)罕遇地震下上部結構的減震效果，分別進行隔震和非隔震結構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，計算結果表明：7度(0.15g)罕遇地震下，隔震結構最大層間位移角為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.基礎短柱因為截面尺寸較大，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].而非隔震結構層間位移角為1/778 rad，與層1的位移角1/90 rad相差很大，說明在層1產生剛度突變.經計算，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%.以上分析結果表明，罕遇地震下結構整體減震效果良好，說明了隔震結構的優越性.

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

表6 7度(0.15g)罕遇地震作用下結構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 隔震層抗風設計

4.1 抗風支座的設計

考慮到WRS應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塊用于提供抗風承載力的抗風鋼板和上、下兩塊用于安裝的連接板焊接而成.抗風鋼板上下兩端寬，中部收進成X形狀，中部收進部位的前后兩側面均設置變截面的圓弧面凹口，用以形成薄弱屈服面，保證一定強度地震下從該薄弱面發生剪切破壞.本工程中WRS設定的承載力為250 kN，參考相關文獻[4-6]，其具體尺寸如圖5所示.

圖5 WRS構造(單位：mm)Fig.5 The structure of WRS (unit:mm)

WRS現場安裝時在上、下連接板間增設X形臨時支撐架，用于提供臨時豎向和側向承載力;WRS和預埋板之間采用螺栓進行連接，方便震后快速更換；充分利用預埋螺栓套筒接長錨筋，減少預埋鋼板與上、下部結構的梁(柱)連接錨筋的數量.通過以上創新改進技術實現較好的施工質量，從而保證WRS在工程中實際效果的實現.WRS和預埋件的連接如圖6所示.安裝后的WRS如圖7所示.

1.混凝土；2.錨筋(2)；3.預埋螺套；4.錨筋(1)；5.上預埋板；

圖7 安裝后的WRS

4.2 抗風承載力驗算

隔震結構隔震層抗風驗算要求rwVwk≤VRW，其中：VRW是抗風裝置水平力設計值；Vwk是風荷載作用下隔震層的水平剪力標準值；rw是風荷載分項系數，取1.4.經過計算，鉛芯支座的水平承載力為1 230 kN，風荷載作用下隔震層的水平剪力標準值為1 306 kN，因此增設4個WRS,WRS提供的水平承載力為1 000 kN.經過驗算最終抗風承載力滿足要求.4個WRS沿Y向布置于隔震層外圍，盡量減少扭轉效應的產生，WRS布置如圖3所示.

5 WRS有限元分析和試驗研究

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，屈服強度為260 MPa，極限強度為385 MPa，剪應力設計值為125 MPa.利用有限元分析軟件ABAQUS對WRS進行模擬，上、下連接板和抗風鋼板均采用C3D8R單元進行模擬.WRS底部采用固端約束，上部采用參考點-剛體約束，在X方向施加250 kN的水平力來模擬實際受力情況，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水平方向受力達到設計承載力250 kN時，圓弧面凹口薄弱處最大剪應力為119 MPa，小于容許剪切應力125 MPa.WRS極限位移是13.1 mm.經計算，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

為了驗證WRS有限元分析的準確性，對3個WRS進行靜載荷水平抗剪試驗，如圖9所示.WRS破壞形態如圖10所示.

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

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

3個試件的力-位移關系曲線和有限元分析對比結果如圖11所示.

圖11 數值模擬和試驗的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值較為吻合，表明有限元分析的準確性.

6 結 論

本文提出一種鋼板WRS協同LRB的組合隔震體系應用于強風地區的隔震結構中，以某教學樓為背景工程進行隔震設計分析，得到以下結論：

1) 增設抗風支座可以減少LRB數量，有利于延長隔震結構自振周期，水平向減震系數符合設計目標，整體減震效果顯著.

2) 有限元分析和靜載荷抗剪試驗表明：WRS在正常使用和小震階段協同LRB參與工作，中震階段破壞退出工作，實現了分階段的工作機制.

3) WRS協同LRB可以解決強風地區隔震結構抗風承載力和減震效果難協調的問題，該組合隔震體系在強風地區的隔震結構中具有較好的適用性.

4) WRS安裝方便，成本不高，工作機理清晰，具有較好的工程應用價值.