基于减隔震联用能为结构提供多道抗震设防的思想,提出了一种适合高烈度地区建造高层结构的应用技术,对比了减隔震联用结构、单纯层间隔震结构及传统抗震结构的动力响应。分析表明减隔震联用结构具有优良的减震性能,在罕遇地震作用下,减隔震联用结构的层间位移、楼层加速度和层间剪力均有明显减小,其中隔震层以下楼层剪力和加速度降幅更显著。更高烈度地震作用时,减隔震联用结构的整体减震效果进一步增大,证明了LRB 与 BRB 联合应用具有一定的互补效果,能为结构提供更多的安全储备。
基于减隔震联用能为结构提供多道抗震设防的思想,提出了一种适合高烈度地区建造高层结构的应用技术,对比了减隔震联用结构、单纯层间隔震结构及传统抗震结构的动力响应。分析表明减隔震联用结构具有优良的减震性能,在罕遇地震作用下,减隔震联用结构的层间位移、楼层加速度和层间剪力均有明显减小,其中隔震层以下楼层剪力和加速度降幅更显著。更高烈度地震作用时,减隔震联用结构的整体减震效果进一步增大,证明了LRB 与 BRB 联合应用具有一定的互补效果,能为结构提供更多的安全储备。
地震的突发性与毁灭性,给人类生命和财产安全带来了巨大损失,尤其在高烈度地区地震破坏面积广且持续时间长。近年来全球范围地震发生频率在不断增加,城市建筑又朝着规模化和复杂化的方向发展,使得结构在地震作用时发生破坏的可能性增大,而减震技术和隔震技术作为结构被动控制的有效措施,能显著提高结构的抗震能力,降低结构构件失效破坏的概率。
随着减震和隔震技术的快速发展,橡胶隔震和耗能支撑作为一种新的抗震思路越来越受到人们青睐。目前国外应用减隔震技术较为成熟的日本多将橡胶隔震与减震装置混合应用,如中之岛音乐厅和东京日本桥大楼。在国内主要减震和隔震技术在混凝土结构中的应用,研究涵盖了减隔震组合设计方法、振动台试验研究以及结构改造加固等方面,但关于钢结构应用隔震技术及减隔震联用的工程案例较少,也缺乏钢结构隔震与减震混合应用的相关研究。
因此以一栋高层钢框架-支撑结构为研究对象,通过有限元分析软件建立三维空间模型,分别对传统抗震结构(模型Ⅰ)、层间隔震结构(模型Ⅱ)及减隔震联用结构(模型Ⅲ)进行动力时程分析,分析对比各结构的动力响应以及减隔震效果,以期为高烈度区建筑的减隔震联合应用提供一些参考。
1 工程概况及建模
1.1 案例概况
某 13 层钢框架-支撑结构,在 8 度设防地区,基本地震加速度 0.20 g,抗震设防类别丙类,场地类型Ⅱ类,地震设计分组第三组。图 1 所示为结构平面施工图,其首层高 5.0 m,2 ~ 4 层高 4.2 m,其余楼层高均为 3.6 m,总楼高 49. 6 m,楼板由钢筋混凝土和压型钢板组合而成。1 ~ 4 层楼面均布恒载取3.5 kN/m2,屋面均布恒载取 5.0 kN/m2;其余楼面均布活载取 2.5 kN/m2, 屋面均布活载取0.5 kN/m2;主梁上线荷载取 3.0 kN/m 和 6.0 kN/m,地震作用时应考虑 1.0 恒载 + 0.5 活载作用。原设计上支撑采用箱型 260 × 260 × 14 × 14 的传统钢支撑、倒 V 字形布置,钢材为 Q235 热轧低碳钢,弹性模量 E 为 210 GPa。结构部分构件截面尺寸及材料属性见表 1。
a—标准层平面; b—底层平面。
图 1 结构平面
表 1 构件截面及材料属性
1.2 计算模型及对比
案例使用有限元软件 SAP2000 建立了三维分析模型(模型Ⅰ)。为了校核所建立模型的准确性,利用结构设计软件 PKPM 进行该结构静力分析,对比二者的计算结果。表 2、3 分别为 SAP2000 和 PKPM 建立传统抗震结构模型周期、总质量和多遇地震层间剪力对比,其中差值 = (PKPM - SAP2000)/PKPM × 100%。可知:SAP2000 和 PKPM 模型在振型周期、总质量以及层间剪力上均基本吻合,SAP2000 模型能真实地反映该结构的动力特性。
表 2 结构自振周期和总质量对比
表 3 结构层间剪力值对比
1.3 地震波的选择
表 4 为时程分析采用的 3 组地震记录(2 条天然波和 1 条人工合成波),分别是Kobe 波、LWD_DELAMOBLVD 波(简称 LWD 波)和人工波。表 5为 3 条地震波的线性时程分析与反应谱分析所得的基底剪力值对比,每条地震波均符合规范选波要求,能为后续的动力时程分析结果提供必要保证。
表 4 地震波参数
表 5 结构基底剪力对比
2 LRB 与 BRB 联合布置
2.1 隔震支座层间布置
对于隔震来说,常见的基础隔震能有效阻隔地震作用向上部楼层传播,但实际工程中受场地环境、周边地形等外在因素限制,导致隔震支座无法布置在基础部分,再者隔震支座在建筑中既承担竖向荷载 又发挥隔震作用, 其维护和检修会有诸多不便。所以层间隔震是在前者基础上发展而来的新隔震技术,不受位置和地形条件的限制,实现了隔震支座布置的灵活性和多样性,也拓展了隔震技术的应用范围。
为探讨该案例层间隔震位置的布置规律,在SAP2000 程序中分别建立:传统抗震结构模型(模型Ⅰ:不设置隔震装置)、底部层间隔震模型(将LRB 布置在 1 层柱顶)、中部层间隔震模型(模型Ⅱ:将 LRB 布置在结构竖向刚度突变处,即第 4 层柱顶)、顶部层间隔震模型(将 LRB 布置在结构上部,即第 11 层柱顶)。采用铅芯橡胶支座(LRB)作为层间隔震装置,各结构保持相同结构布局和构件尺寸。
a—模型Ⅰ; b—模型Ⅱ。
图 2 传统抗震结构和层间隔震结构
由于篇幅有限,在此仅列出各结构在 Kobe 波(200 cm/s2)下层间剪力和加速度反应,如图 3 所示。经对比发现隔震层位置越低,楼层加速度和层间剪力减小幅度越大,整体隔震效果越明显,但隔震层以下楼层剪力和加速度降幅远小于隔震上部楼层,说明层间隔震无法对隔震层以下楼层起到很好地减震作用,因此高烈度区需增强隔震层下部结构的抗震性能。结合案例结构类型,拟将隔震层设置在第 4 层柱顶(刚度突变处),不仅提高建筑经济效益,而且能增强结构整体抗震性能,还相应地改善隔震层以下楼层受力情况。
图 3 Kobe 波作用下结构层间剪力和加速度反应
2.2 联合 LRB 和 BRB 的布置方案
基于高烈度区地震作用对不同结构形式建筑均有巨大的破坏力,且下部楼层承受层间剪力和层间位移很大,层间隔震不能有效减小隔震层以下楼层地震作用,因此在隔震层以下适当的布置减震装置,达到良好的减震效果。同时关于防屈曲支撑代替普通支撑,优先进行结构底部布置,因此在结构第 4 层柱顶布置铅芯隔震支座,隔震层以下楼层代替布置防屈曲支撑(BRB),图 4 为隔震支座和防屈曲支撑联用的具体布置形式,即为模型Ⅲ。
图 4 减隔震联用结构(模型Ⅲ)
2.2.1 LRB 参数设置
隔震支座采用 LINK 单元中 Rubber Isolator 单元模拟计算,由《抗规》可知,丙类建筑隔震支座竖向压应力限值不应超过 15 MPa。选取隔震支座类型时,确定相关参数需要初步计算每根柱子的柱底反力 F,假定在结构隔震水平减震系数为 0.5 进行分析算出 F 后,再根据其竖向压应力 σ, 可由式(1) 求得柱下支座面积 A。计算出每根柱下支座最小直径 D,但由于水平地震下结构扭转效应会增大,在角柱和边柱下设置隔震支座还需满足式(3);隔震支座选取结束后,为确保隔震层能够承受总的竖向承载力,应取安全系数为 1.1,需满足式(4)。
式中:Gbi、G 分别为第 i 个支座和上部结构的重力荷载代表值;Nbi、Ni 分别为第 i 个边角处隔震支座、隔震层可承担的上部结构柱底反力; [σ] 为支座竖向压应力限值。
综合上述公式计算,可初步得到每根柱下选择的隔震支座直径及相关参数,通过反复验算后,本文所选用的铅芯橡胶支座的具体参数见表 6。
表 6 LRB700(G6.0)隔震支座力学参数
2.2.2 BRB 参数设置
防屈曲支撑采用 LINK 单元中的塑性单元(Plastic1)模拟计算,通过结构原设计支撑轴向刚度,按等刚度替换原则,得到防屈曲支撑的弹性轴向刚度,再由式(5)得出防屈曲支撑截面面积和屈服力 Fy 。
式中:E 为芯材弹性模量;Al为芯材截面面积;fy 为芯材屈服强度标准值; η 为芯板钢材超强系数。
防屈曲支撑采用与普通支撑相同的等效截面面积和材料,具体的防屈曲支撑力学参数见表 7。
表 7 防屈曲支撑力学参数
3 结构动力分析
3.1 结构动力特性
各结构模型的前 6 阶振型周期具体数据见表 8。
表 8 各结构模型自振周期 s
从前三阶振型周期来看,模型Ⅱ和模型Ⅲ较模型Ⅰ都有很大延长,结合图 5 可知,当结构自振周期大于特征周期时,地震影响系数随着自振周期的增大而减小,且地震作用也逐渐减小,说明结构设置隔震层,可以有效降低所受地震作用的影响。另外,模型Ⅲ与模型Ⅱ的相比,前三阶自振周期变化很小,由于防屈曲支撑等刚度替换普通支撑,并未改变多遇地震下的结构动力特性。
图 5 地震影响系数曲线
3.2 动力时程结果
采用非线性时程分析时,选取罕遇地震下 8 度(400 cm/s2)和 8.5 度(510 cm/s2)的地震动进行计算分析。
3.2.1 层间位移对比
表 9 对比分析了模型Ⅰ、模型Ⅱ和模型Ⅲ在罕遇地震下 X、Y 方向的层间位移反应。由表可知,模型Ⅱ和模型Ⅲ在 X、Y 方向层间位移较模型Ⅰ均有显著减小,隔震结构变形主要集中在隔震层,且隔震层以上楼层降幅比以下楼层大,表明减隔震装置具有良好的减震效果,能有效抑制地震作用向上部结构传递。将模型Ⅲ与模型Ⅱ对比,X、Y 方向的层间位移均有一定程度的减小,尤其隔震层位移有明显减小,说明隔震层以下楼层布置防屈曲支撑消耗了部分地震能量,从而不同程度地减小结构各楼层的层间位移。
表 9 罕遇地震下结构层间位移反应对比 mm
对罕遇地震下结构薄弱层(部位)层间位移验算,得出模型Ⅰ在 X、Y 方向最大层间位移角分别为1/92、1/101,由《抗规》可知此时该结构已接近倒塌状态;再算出模型Ⅱ在 X、Y 方向层间最大位移角分别为 1/175、1/196,模型Ⅲ在 X、Y 方向层间最大位移角分别为 1/185、1/205,远小于 1/100 限值,说明层间隔震消耗了地震能量,提高了结构的抗震能力。
在 400 cm/s2 作用下,模型Ⅱ在 X、Y 方向降幅分别为 47.62%、48.63%,模型Ⅲ在 X、Y 方向降幅分别为 50.45%、51.03%;在 510 cm/s2 作用下,模型Ⅲ的减震效果有所增大。其中模型Ⅱ在 X、Y 方向降幅分别为 47.22%、48.35%,模型Ⅲ在 X、Y 方向降幅分别为 52.28%、52.97%,表明更高烈度地震作用下减隔震装置起到更好的减震效果,也更有效地发挥了其减震性能。对比 8 度(400 cm/s2)与 8 度半(510 cm/s2)模型Ⅲ隔震层位移降幅,分别为 10.5%与 14.8%,说明更高烈度地震作用下减隔震联用相比单纯层间隔震结构减震性能更优。
3.2.2 楼层加速度对比
楼层加速度响应能体现地震波输入能量的增大或减小。图 6、7 为模型Ⅰ、模型Ⅱ和模型Ⅲ在罕遇地震作用下,结构最不利方向(X 向) 楼层相对加速度及顶层加速度反应。
从图 6 可以看出,在 400 cm/s2 与 510 cm/s2 地震作用下,模型Ⅰ楼层加速度峰值逐渐变大,模型Ⅱ、模型Ⅲ较模型Ⅰ在隔震层以上楼层相对加速度峰值显著减少,且楼层间变化幅度不大。模型Ⅲ相比模型Ⅱ隔震层以下楼层加速度更低,表明 LRB 与BRB 联合应用产生了互补效果,防屈曲支撑起到了耗能减震作用, 弥补层间隔震结构的不足。510 cm/s2 作用下楼层加速度值增大,模型 Ⅲ 各楼层加速度降幅要明显高于模型Ⅱ,说明减隔震联用在更高设防烈度下能产生更好的减震效果。
a—400 cm/s2 作用; b—510 cm/s2 作用。
图 6 罕遇地震下结构层间加速度反应
由图 7 可知,模型Ⅱ、模型Ⅲ与模型Ⅰ相比,结构顶层相对加速度减少 50% 左右。通过对比不同地震加速度下结构顶层加速度曲线,400 cm/s2 作用时模型Ⅰ顶层加速度最大值为 13.709 m/s2,模型Ⅱ为 6.325 m/s2,顶层相对加速度减少了 53.68%,而模型 Ⅲ 为 6.137 m/s2, 顶层相对加速度减少了55.23%;在 510 cm/s2 作用下模型Ⅰ顶层加速度最大值为 17.479 m/s2,模型Ⅱ为 7.334 m/s2,顶层相对加速度减少了 58.04%,而模型Ⅲ为 6.482 m/s2,顶层相对加速度减少了 62.92%。通过顶层加速度峰值降幅看出,更高烈度地震作用下减隔震联用能发挥更优的减震性能。
a—400 cm/s2 作用; b—510 cm/s2 作用。
图 7 各结构顶层加速度曲线对比
3.2.3 层间剪力对比
图 8、9 分别为罕遇地震作用下结构(X 向)各楼层的层间剪力和剪力比。
从图 8 可以看出,在 400 cm/s2 作用下,各结构楼层剪力值变化和 510 cm/s2 作用下基本相似,其中隔震层以上楼层剪力值变化较为均匀,表明布置减隔震装置后,各层承担地震作用有很大程度减小且均匀化。另外,模型Ⅲ隔震层以下层剪力值降幅更大,减震效果更明显,说明减隔震联用结构对整个结构的减震效果更好。在 510 cm/s2 作用下,相比于模型Ⅰ,模型Ⅲ各楼层剪力值降幅较模型Ⅱ大,这表明更高烈度地震作用下减隔震联用比单纯层间隔震具有更佳的减震性能,也说明减隔震联用能更好地保证整体结构的安全与舒适。
a—400 cm/s2 作用; b—510 cm/s2 作用。
图 8 罕遇地震下结构层间剪力反应
通过对比隔震结构与传统抗震结构层间剪力,得到隔震结构水平向减震系数(即剪力比)。由图 9可知,400 cm/s2 作用时模型Ⅱ和模型Ⅲ隔震层以下楼层剪力比最大值分别为 0.710 和 0.613,而隔震层以上楼层的分别为 0.449 和 0.427,表明结构布置减隔震装置对上部楼层减震效果更显著,而且从整个结构来看,减隔震联用结构比层间隔震结构的减震效果更优。与此同时 510 cm/s2 作用下,模型Ⅱ、模型Ⅲ 隔震层以下楼层剪力比最大值分别为0.741 和 0.602, 而隔震层以上分别为 0.421 和0.389,说明 LRB 与 BRB 联合应用具有更好的减震效果且在更高烈度地震作用下更突出。
a—400 cm/s2 作用; b—510 cm/s2 作用。
图 9 结构各楼层的剪力比
3.2.4 滞回曲线对比
图 10、11 分别为罕遇地震作用下结构铅芯隔震支座和防屈曲支撑的滞回曲线。
由图 10 可知,罕遇地震下铅芯隔震支座的滞回曲线饱满,最大位移达到 161.6 mm (510 cm/s2)、124.5 mm (400 cm/s2),消耗了大部分地震作用。模型Ⅲ铅芯隔震支座的滞回环较模型Ⅱ的有所减小,说明底部布置 BRB 分担了部分的地震作用,与LRB 联用产生互补效果。由图 11 可知,500 cm/s2 下滞回环较 400 cm/s2 的明显增大,说明在更高烈度地震作用下减隔震联用表现出更佳的减震性能,更能为结构提供安全保障。
a—模型Ⅱ; b—模型Ⅲ。
图 10 罕遇地震下铅芯隔震支座滞回曲线
图 11 罕遇地震下模型Ⅲ防屈曲支撑滞回曲线
4 结 论
本文介绍了层间隔震与底部布置防屈曲支撑联用的结构减震方案,然后进行罕遇地震作用下三种结构模型的非线性时程分析,对比分析得出如下结论:
1) 减隔震联用与单纯层间隔震结构相比,层间位移与楼层剪力均有显著减小,说明减隔震联用的结构整体抗震性能有所提升,能抵御更高烈度地震作用。
2) 减隔震联用对隔震层以下楼层加速度降幅显著,表明布置防屈曲支撑可有效降低楼层加速度响应,弥补了结构层间隔震的不足,LRB 与 BRB 联合应用产生了一定的互补效果。
3) 在更高烈度地震作用下,减隔震联用结构的LRB 和 BRB 滞回曲线更饱满,相比于传统抗震结构的减震效果进一步增大,说明减隔震联用结构具有更优越的减震性能,且能提供更多安全储备,保证了结构整体的安全与舒适。
知识点：基于减、隔震联用的钢结构动力响应分析
