帶抗風支座的組合隔震體系隔震層布置優(yōu)化及試驗分析

李飛燕, 吳應(yīng)雄

(1. 廈門大學(xué)嘉庚學(xué)院 土木工程系, 漳州 363105； 2. 福州大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福州 350116)

風荷載較大地區(qū)的隔震結(jié)構(gòu)隔震層布置必須重點解決抗風承載力的要求。若單純增加鉛芯橡膠支座(LRB)的數(shù)量來保證抗風要求，將會導(dǎo)致隔震層水平剛度增大、周期減小，隔震效果達不到預(yù)期目標。中國擬發(fā)布的《建筑隔震設(shè)計規(guī)范》規(guī)定，隔震結(jié)構(gòu)可以設(shè)置抗風裝置來抵抗風荷載，抗風裝置可以是隔震支座的組成部分，也可以單獨設(shè)置。

文獻[1]提出普通隔震支座(LNR)和鉛棒阻尼器組成的形式用于風荷載或結(jié)構(gòu)高寬比較大的隔震結(jié)構(gòu)中，能獲得較好的隔震效果；文獻[2]表明在隔震層中增設(shè)黏滯阻尼器、鉛阻尼器或環(huán)狀鋼棒阻尼器形成組合隔震體系，能取得減震效果的同時具有較好的限位、抗風能力。SUMI等[3]提出了一種新型抗風、限位裝置，并成功應(yīng)用于兩棟隔震建筑，該裝置在風荷載作用下通過插銷連接隔震層，銷插中部削弱且留有一定縫隙，風載下限制隔震層位移且為隔震層提供一定剛度，當遭遇地震時薄弱部位屈服破壞，插銷退出工作，隔震層剛度迅速下降，隔震層吸收地震能量從而保護上部結(jié)構(gòu)。周云等[4]提出了一種由灰鑄鐵與鋼絲繩組成的新型串聯(lián)型抗風拉索用于高層隔震結(jié)構(gòu)，實現(xiàn)了風荷載作用下協(xié)同LRB抗風，以解決隔震層同時協(xié)調(diào)抗風性能與隔震性能的問題。周云等[5]還提出了在隔震層中增設(shè)變性能黏滯阻尼器形成組合隔震體系，通過設(shè)計實現(xiàn)變性能黏滯阻尼器的分段式性能，從而控制風、地震作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。吳應(yīng)雄等[6-7]提出在隔震層中增設(shè)變剛度鋼板抗風支座，同時減少LRB來解決隔震效果和抗風設(shè)計的要求。

在抗風支座設(shè)計方面，鄭順利等[8]提出一種抗風橡膠隔震支座，該支座中通過鋼板支架的三角形設(shè)計提升了支座穩(wěn)定性，通過真空箱設(shè)計提升了支座的防風性，通過橡膠層的設(shè)計，提升了支座的減震性。沈朝勇等[9]提出一種隔震橡膠支座新型防火及抗風組合裝置，該裝置由上下兩端連接板、企口鋼板和防火組件組成，平時使用既具有抗風功能又具有防火功能。李恒躍等[10]提出了一種彈性體建筑抗風支座，具有減震性能好、性能穩(wěn)定的特點，能滿足高層建筑抗風功能要求。

本文提出了一種新型抗風支座Wind-Resistant Support(以下簡稱WRS)的構(gòu)造，并針對隔震支座與WRS相結(jié)合的組合隔震體系進行隔震層布置優(yōu)化。以某實際工程為背景，根據(jù)我國《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)[11](以下簡稱《抗規(guī)》)將隔震后結(jié)構(gòu)的水平地震作用歸納為比非隔震時降低半度、一度和一度半三個檔次，提出相應(yīng)的三種隔震層布置方案，建立不同的結(jié)構(gòu)計算模型并進行時程分析，對比不同布置方案下結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，重點研究隔震支座和WRS協(xié)同工作機理，兩者提供抗風承載力的合理比例。通過對WRS的數(shù)值模擬和靜載抗剪試驗，驗證了WRS在不同工況下變剛度工作機理。分析結(jié)果為風荷載較大地區(qū)隔震結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供參考。

1 抗風支座的構(gòu)造及工作機理

1.1 抗風支座的構(gòu)造

考慮到類似鑄鐵或混凝土這類材料脆性性質(zhì)明顯，受力較小，質(zhì)量不穩(wěn)定且震后維修更換不方便，因此選擇具有較好塑形和韌性的碳素鋼或合金鋼來制作WRS。每個WRS由若干塊抗風鋼板和上下連接板焊接而成，抗風鋼板用于提供水平抗風承載力，上下連接板便于施工中的安裝?？癸L鋼板上下兩端寬、中部收進成X形狀，為了實現(xiàn)WRS變剛度工作機理，抗風鋼板的中部收進部位的前后兩側(cè)面均設(shè)置變截面的圓弧面凹口[12]，用以形成薄弱屈服面。WRS具體尺寸參考相關(guān)文獻并由實際工程計算確定。WRS示意圖如圖1所示。

1-上連接板； 2-下連接板； 3-抗風鋼板； 4-圓弧面凹口

1.2 抗風支座工作機理

WRS和隔震支座協(xié)同工作，要求WRS在不同的荷載工況下具有變剛度工作機制，即：在風荷載和小震作用下為隔震層提供一定剛度,與隔震支座共同作用，解決抗風承載力要求；中震下破壞退出工作，減小隔震層等效剛度，從而不影響隔震結(jié)構(gòu)隔震效果。

建立帶WRS的隔震結(jié)構(gòu)地震作用下運動微分方程

(1)

質(zhì)量、剛度和阻尼的矩陣可表達為

其中，抗風支座水平剪力F(t)的取值為：① 正常使用或小震作用下，抗風支座提供水平承載力，F(xiàn)(t) ≠0；② 中震下，抗風支座破壞退出工作，F(xiàn)(t)=0。

2 隔震結(jié)構(gòu)分析模型

2.1 工程概況

為了進行研究，以廈門市某小學(xué)教學(xué)樓進行計算分析。本工程建筑5層，建筑面積為2 386 m2。平面規(guī)則，最大高寬比為2.04。結(jié)構(gòu)形式為框架結(jié)構(gòu)，采用基礎(chǔ)隔震設(shè)計。建筑抗震設(shè)防烈度為7度(0.15g)，地震分組為第三組，場地類別為Ⅱ類，特征周期為0.45 s，基本風壓為0.80 kN/m2。建筑平面圖如圖2所示，建筑剖面如圖3所示。

2.2 結(jié)構(gòu)分析模型

根據(jù)我國現(xiàn)行《抗規(guī)》的三個降度檔次采用ETABS軟件分別建立三個隔震結(jié)構(gòu)模型(GZ-1、GZ-2和GZ-3)和對比的抗震模型(KZ-1)。建模時樓板采用分層殼單元模擬，梁、柱采用空間桿系單元模擬，隔震支座采用Isolator2連接單元模擬。LNR的恢復(fù)力模型為線性模型，LRB的恢復(fù)力模型為空間雙向耦合非線性模型(簡化Bouc-Wen模型)。結(jié)構(gòu)有限元模型如圖4所示。隔震支座型號及力學(xué)性能如表1所示。

圖2 建筑平面圖

圖3 建筑剖面圖

2.3 地震波選取

考慮到Ⅱ類場地及其特征周期，選取了7條適用于中短期(0.5～1.5 s)結(jié)構(gòu)的地震波，其中5條實際地震波(EL-Centro波、Taft波、Lanzhou波、Northridge波、Tar-Tarzana-00-w波)和2條人工地震波(廈門同安波)，并且根據(jù)《抗規(guī)》的要求對選取的地震波峰值進行調(diào)幅。計算結(jié)果取7條地震波各自峰值的平均值。

圖4 結(jié)構(gòu)有限元模型

Fig.4 Finite element model of structure

3 隔震層布置方案

隔震層布置是隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計中一個很重要的環(huán)節(jié)，隔震層的布置需要反復(fù)試算才能得到合理的布置方案。廈門地區(qū)為7度(0.15g)，水平向減震系數(shù)β與隔震后結(jié)構(gòu)水平地震作用對應(yīng)的烈度分檔如表2所示。

本工程一共18根柱子，考慮到乙類建筑，隔震支座在重力荷載代表值下豎向壓應(yīng)力不超過12 MPa，8、11、14號柱采用兩個隔震支座并聯(lián)，其余柱采用一柱一支座形式，總共21個。隔震層平面布置如圖5所示。三種隔震層布置方案如表3所示。

表1 隔震支座型號及主要性能

表2 7度(0.15g)水平向減震系數(shù)β取值分檔

4 計算結(jié)果比較分析

關(guān)于結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)均不考慮坡屋頂層。本文如無特殊說明，一般僅對結(jié)構(gòu)最不利方向(Y向)進行討論。中震下結(jié)構(gòu)樓層剪力對比如圖6所示，大震下結(jié)構(gòu)層間位移對比如圖7所示。大震下結(jié)構(gòu)樓層加速度對比如圖8所示。地震響應(yīng)分析結(jié)果如表4所示。

圖5 隔震層平面布置(mm)

Fig.5 Layout of isolation story(mm)

表3 隔震層布置方案

圖6 樓層剪力對比

圖7 樓層層間位移對比

圖8 樓層加速度對比

表4 四種結(jié)構(gòu)模型地震響應(yīng)分析結(jié)果

隔震結(jié)構(gòu)隔震層具有較小的等效水平剛度，因此能有效延長結(jié)構(gòu)的基本周期，等效水平剛度越小，隔震效果越好。由圖6～圖8和表4可知：① GZ-1、GZ-2和GZ-3的水平向減震系數(shù)β分別等于0.43、0.39和0.27， GZ-1滿足不了β<0.4的設(shè)計目標；② GZ-1全部采用鉛芯支座，隔震層水平剛度最大，其自振周期約為KZ-1的2.5倍，樓層加速度減震率最小，隔震效果最差，GZ-2減少了鉛芯支座數(shù)量，隔震層水平剛度減小，自振周期進一步增長，隔震效果優(yōu)于GZ-1，GZ-3進一步減少鉛芯支座，隔震層水平剛度最小，自振周期延長近3倍，樓層加速度減震率最大，隔震效果最優(yōu)；③ 大震下三個隔震模型隔震層位移均小于隔震支座水平位移限值257 mm。

5 隔震層抗風計算

5.1 抗風支座計算

本工程中WRS設(shè)定的承載力為250 kN。WRS采用Q235B鋼材，由3塊抗風鋼板和上、下連接板組成，參考相關(guān)文獻，其具體尺寸如下：抗風鋼板縱向間距為70 mm，寬度為250 m，屈服面寬度為90 mm，高度為180 mm，厚度為10 mm。參照以往工程經(jīng)驗并進行抗彎承載力和抗剪承載力對比計算，最終抗風支座按照剪切件的要求取其中間處變截面最小厚度為7.8 mm，上下連接板長度為300 mm，縱向長度為250 mm，厚度為15 mm。WRS尺寸如圖9所示。

圖9 WRS尺寸

5.2 模型中抗風支座模擬

對GZ-2進行小震分析時，假設(shè)WRS阻尼比為0，并選用plastic2單元模擬WRS。通過有限元數(shù)值分析得到一個WRS的等效剛度為43.89 kN/mm，即WRS極限水平承載力與極限位移的比值。關(guān)于WRS的有限元數(shù)值分析將在本文6.1節(jié)中進行詳細說明。對GZ-2進行中震和大震分析時，考慮WRS已經(jīng)破壞退出工作，因此直接刪除plastic2單元。

5.3 抗風承載力驗算

隔震結(jié)構(gòu)隔震層抗風驗算時要求rwVwk≤VRW，其中VRW是抗風裝置水平力設(shè)計值；Vwk是風荷載作用下隔震層水平剪力標準值；rw是風荷載分項系數(shù)，取1.4。GZ-1、GZ-2和GZ-3抗風承載力驗算(Y向)如表5所示。

由表5可知，為了滿足抗風承載力要求，GZ-1中雖然全部采用LRB，但仍需增設(shè)2個WRS，此時鉛芯支座提供水平力設(shè)計值為1 490 kN，大于風載下隔震層水平剪力標準值1 306 kN；GZ-2中需增設(shè)4個WRS，鉛芯支座提供水平力設(shè)計值為1 230 kN，接近1 306 kN；GZ-3中需增設(shè)6個WRS，鉛芯支座提供水平力設(shè)計值為710 kN，遠小于1 306 kN。

綜合所述，GZ-1隔震效果最差，達不到β<0.4預(yù)期設(shè)計目標； GZ-3隔震效果最優(yōu)，然而鉛芯支座提供的水平力設(shè)計值遠小于風載下隔震層水平剪力標準值，考慮到中震下WRS已經(jīng)破壞并退出工作，如果不能及時對WRS進行更換，此時遭遇較大風荷載，隔震層抗風承載力不足。因此，工程最終選擇GZ-2。經(jīng)計算，GZ-2隔震層位移小震下為8.2 mm，中震下為40.19 mm。此外，小震下GZ-2隔震層最不利剪力值如表6所示。

表5 隔震層抗風驗算

表6 小震下隔震層剪力

由表5和表6可知，風載下隔震層水平剪力設(shè)計值為1 829 kN，遠大于小震下隔震層剪力均值584 kN，說明小震下隔震層水平承載力足夠，可以保證結(jié)構(gòu)正常使用。

5.4 抗風支座布置

GZ-2隔震層布置如圖10所示。根據(jù)ETABS計算結(jié)果，質(zhì)心和剛心偏心率小于3%。4個WRS沿Y向布置于隔震層外圍，這樣可以保證其承受的水平力與隔震層質(zhì)心的力矩基本自平衡，且能有效提高結(jié)構(gòu)整體抗扭剛度。

圖10 GZ-2隔震層布置(mm)

Fig.10 Layout of isolation story of GZ-2 (mm)

6 抗風支座工作機理驗證

6.1 抗風支座有限元分析

(1) 計算模型：WRS有限元分析采用ABAQUS6.10軟件進行。組成WRS的上連接板、抗風鋼板、下連接板均采用C3D8R單元進行模擬，一共劃分為16 240個單元。其中上、下連接鋼板分別劃分為3 572個單元，每塊抗風鋼板劃分為3 032個單元。WRS力學(xué)參數(shù)如表7所示。

表7 抗風支座材料力學(xué)參數(shù)

(2) 邊界條件模擬和加載：WRS底部采用固定約束，上部采用參考點-剛體約束，在參考點施加X方向水平力Fx=250 kN來模擬支座實際受力情況，如圖11所示。

圖11 抗風支座模型

(3) 分析結(jié)果：WRS加載力-位移關(guān)系曲線如圖12所示，由圖12可以得到WRS屈服水平荷載為330 kN，屈服位移為1.2 mm。破壞極限荷載為575 kN，極限位移為13.1 mm。WRS水平方向受力達到設(shè)計承載力250 kN時的水平剪應(yīng)力云圖如圖13所示，此時最大剪應(yīng)力119 MPa，小于容許剪應(yīng)力設(shè)計值125 MPa。由于GZ-2在小震下隔震層位移為8.2 mm，小于WRS極限位移，說明WRS提供剛度，參與工作；而中震下位移為40.19 mm，遠大于WRS極限位移，說明WRS已經(jīng)破壞。有限元數(shù)值分析表明WRS變剛度工作機理清晰。

圖12 WRS力-位移曲線

圖13 抗風支座剪切應(yīng)力云圖

6.2 抗風支座靜載荷抗剪試驗

通過3個WRS的靜載荷抗剪試驗來驗證數(shù)值模擬的準確性。3個WRS分別為試件1、試件2和試件3。先利用反力臺座和橫梁固定WRS，然后在上連接板處通過液壓千斤頂施加水平推力，試驗中通過位移計和油壓力傳感器分別測出WRS的水平位移和受力參數(shù)。試驗裝置如圖14所示。試驗結(jié)果表明3個WRS均發(fā)生剪切破壞，鋼板側(cè)向變形較小。WRS破壞形態(tài)如圖15所示。

試件1、試件2和試件3力-位移關(guān)系曲線和數(shù)值模擬對比結(jié)果如圖16所示。

由圖16可以得到試件1、試件2和試件3的屈服水平荷載試驗均值為300.7 kN，數(shù)值模擬為330 kN；屈服位移試驗均值為1.6 mm，數(shù)值模擬為1.2 mm；極限荷載試驗均值為512 kN，數(shù)值模擬為575 kN；極限位移試驗均值為16.8 mm，數(shù)值模擬為13.1 mm?？傮wWRS的力—位移關(guān)系曲線數(shù)值模擬值和試驗值較為吻合，表明數(shù)值模擬的準確性。

圖14 WRS試驗裝置

(a) 平面內(nèi)剪切破壞

(b) 平面外變形

圖15 WRS破壞形態(tài)

Fig.15 Failure modes of WRS

圖16 WRS力-位移曲線數(shù)值模擬和試驗對比

Fig.16 Numerical simulation and experimental comparison of WRS force-displacement curves

7 結(jié) 論

(1) WRS協(xié)同隔震支座的組合隔震體系可以同時滿足隔震結(jié)構(gòu)隔震效果、抗風承載力和隔震層位移受控的要求，但是隔震層中WRS和隔震支座需要進行布置優(yōu)化。

(2) 建議隔震支座水平承載力設(shè)計值宜接近風荷載作用下隔震層水平剪力標準值，保證風荷載作用下隔震層不失效，確保結(jié)構(gòu)的正常工作狀態(tài)。

(3) WRS應(yīng)按剪切件的要求進行設(shè)計，保證正常工作下不發(fā)生剪切破壞。

(4) WRS在正常使用和小震下參與工作，在中震下破壞退出工作，符合變剛度工作機理。