強(qiáng)震作用下機(jī)場高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)抗震性能分析

黃 信, 譚成松, 陳 宇, 齊 麟(. 中國民航大學(xué)交通科學(xué)與工程學(xué)院, 天津 300300; 2. 中國民航大學(xué)機(jī)場工程科研基地, 天津 300300)

0 引言

我國機(jī)場建設(shè)進(jìn)入快速發(fā)展時(shí)期[注]中國民用航空局,國家發(fā)展和改革委,交通運(yùn)輸部.中國民用航空發(fā)展第十三個(gè)五年計(jì)劃.2016.,隨著機(jī)場跑道等級(jí)提升及數(shù)量增加,機(jī)場塔臺(tái)高度不斷增加?？展芩_(tái)是確保飛機(jī)安全起落降的重要基礎(chǔ)設(shè)施,由于我國地震頻發(fā),確保并提升高烈度區(qū)高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)抗震性能及安全,是確保重大地震災(zāi)害下機(jī)場安全運(yùn)行并發(fā)揮生命線功能的基礎(chǔ)。根據(jù)塔臺(tái)使用功能要求,塔臺(tái)中下部采用混凝土筒體,頂部管制層無遮擋目視功能及避免目視眩光等要求,多采用鋼框架并設(shè)置斜柱。

國內(nèi)外學(xué)者針對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的抗震性能開展了相關(guān)研究。杜東升等[1]基于振型疊加地震響應(yīng)分析方法分析高階振型對塔臺(tái)地震響應(yīng)的影響,表明高階振型對地震力影響不容忽視。顧云磊等[2]針對某連體塔臺(tái)結(jié)構(gòu)采用彈性時(shí)程和靜力彈塑性推覆分析,研究了塔臺(tái)結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力性能,表明塔臺(tái)結(jié)構(gòu)抗震性能滿足規(guī)范要求。Hossein等[3]對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行推覆分析并比較了不同推覆荷載模式的差異,分析表明由于結(jié)構(gòu)上部剛度突變導(dǎo)致位移效應(yīng)增大。James等[4]采用反應(yīng)譜分析方法對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震分析,并對管制層鋼柱進(jìn)行了加強(qiáng)。Vafaei等[5]研究了反應(yīng)譜法和推覆法對塔臺(tái)抗震分析的差異,結(jié)果表明線性分析會(huì)低估塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的位移和剪力。Moravej等[6]對機(jī)場塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震分析,表明按照常規(guī)建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范設(shè)計(jì)的塔臺(tái)結(jié)構(gòu)并不能滿足強(qiáng)震作用下的抗震性能要求。陳焰周等[7]對Ⅶ度抗震區(qū)高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)采用頻遇地震反應(yīng)譜及等效彈性分析方法進(jìn)行設(shè)計(jì),并通過設(shè)置擴(kuò)大地下室以提高結(jié)構(gòu)抗傾覆能力。目前,高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)采用頻遇地震作用進(jìn)行設(shè)計(jì),僅利用推覆分析對罕遇地震下塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的層間位移角進(jìn)行驗(yàn)算,而對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震作用下的損傷分布機(jī)理及性能化抗震缺少相關(guān)研究。

目前,針對高層結(jié)構(gòu)的強(qiáng)震損傷和性能設(shè)計(jì)開展了系列研究。呂西林等[8]采用彈塑性時(shí)程方法研究了超高層混合結(jié)構(gòu)在不同地震水準(zhǔn)下的地震響應(yīng)和破壞過程。李忠獻(xiàn)等[9]分析表明采用材料損傷本構(gòu)模型加權(quán)組合得到結(jié)構(gòu)損傷準(zhǔn)則的方法是可行的。Huang等[10]采用性能化抗震設(shè)計(jì)方法對設(shè)置伸臂桁架的豎向不對稱收進(jìn)高層結(jié)構(gòu)進(jìn)行性能化抗震設(shè)計(jì),分析了強(qiáng)震下高層結(jié)構(gòu)損傷狀況。王斌等[11]采用試驗(yàn)及非線性分析方法分析了框筒結(jié)構(gòu)的抗震性能,得出型鋼混凝土框架-核心筒具有良好的抗震性能。所以為保證重大地震災(zāi)害下機(jī)場運(yùn)行安全并發(fā)揮應(yīng)急救援和輸送物資的生命線功能,提升高聳塔臺(tái)抗震性能,研究強(qiáng)震下高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)損傷分布機(jī)理,并基于性能化抗震設(shè)計(jì)方法以提升罕遇地震下高聳塔臺(tái)的抗震性能。

本文采用非線性時(shí)程分析方法,對機(jī)場典型高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行罕遇地震彈塑性分析,研究高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)震損傷分布規(guī)律,基于強(qiáng)震損傷分析確定塔臺(tái)關(guān)鍵構(gòu)件的性能水準(zhǔn)并開展性能化抗震設(shè)計(jì),同時(shí)分析豎向地震作用對塔臺(tái)地震效應(yīng)的影響,從而提升高烈度區(qū)高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的抗震性能。

1 結(jié)構(gòu)性能化抗震設(shè)計(jì)方法

1.1 結(jié)構(gòu)性能化抗震設(shè)計(jì)

結(jié)構(gòu)性能化抗震設(shè)計(jì)是根據(jù)預(yù)定的性能目標(biāo)對結(jié)構(gòu)開展不同地震水準(zhǔn)作用下的抗震設(shè)計(jì),從而提高結(jié)構(gòu)的抗震性能[12-13]。首先根據(jù)結(jié)構(gòu)不規(guī)則性程度,確定結(jié)構(gòu)的性能目標(biāo)以及不同地震水準(zhǔn)作用下結(jié)構(gòu)構(gòu)件的性能水準(zhǔn)。構(gòu)件性能水準(zhǔn)設(shè)計(jì)主要包括基于材料設(shè)計(jì)值的構(gòu)件彈性設(shè)計(jì)、基于材料強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的構(gòu)件屈服承載力設(shè)計(jì)和構(gòu)件抗剪截面限值條件復(fù)核;依據(jù)確定的構(gòu)件性能水準(zhǔn),采用等效彈性分析方法對結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震響應(yīng)分析和配筋設(shè)計(jì),確保結(jié)構(gòu)層間位移角及構(gòu)件配筋等指標(biāo)滿足設(shè)計(jì)要求;對采用性能化抗震設(shè)計(jì)確定配筋的結(jié)構(gòu)進(jìn)行罕遇地震彈塑性分析,使罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)抗震性能滿足預(yù)定的性能目標(biāo)要求。

1.2 結(jié)構(gòu)非線性分析方法

強(qiáng)震作用下結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析應(yīng)考慮非線性效應(yīng)。結(jié)構(gòu)動(dòng)力非線性計(jì)算采用顯式算法進(jìn)行分析,顯式算法采用動(dòng)力學(xué)方程的時(shí)間差分格式,其計(jì)算如式(1)所示[14]。

(1)

為考慮混凝土的非線性行為,混凝土采用損傷塑性本構(gòu)模型[15-16],該非線性本構(gòu)模型可以較為合理的考慮混凝土的剛度退化。

通過修正初始彈性剛度考慮材料受力后發(fā)生的損傷,建立應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為

(2)

(3)

混凝土材料在單軸受拉或受壓作用下由于開裂或壓碎產(chǎn)生損傷從而導(dǎo)致剛度下降,此時(shí)通過引入損傷因子考慮剛度下降,損傷因子如式(4)所示。

(4)

式中:t,c分別代表拉伸和壓縮;β為塑性應(yīng)變與非彈性應(yīng)變的比例系數(shù);εin為混凝土拉壓情況下的非彈性階段應(yīng)變;σk為應(yīng)力;E0為初始彈性模量。

鋼材采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型,設(shè)定鋼材塑性應(yīng)變分布為屈服應(yīng)變的2、4、6倍時(shí)分別對應(yīng)輕微損壞、輕度損壞和中度損壞3種程度[17],Q345鋼的屈服應(yīng)變?yōu)?.002。

2 高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)及非線性分析模型

2.1 塔臺(tái)結(jié)構(gòu)方案

機(jī)場高聳塔臺(tái)在外立面造型存在一定的差異,但塔臺(tái)結(jié)構(gòu)均由中下部區(qū)域的筒體和上部框架結(jié)構(gòu)組成。為分析高烈度區(qū)高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)抗震性能,選擇具有代表性的典型塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。高聳塔樓結(jié)構(gòu)高度為84.1 m,抗震設(shè)防烈度為Ⅷ度,共計(jì)16層,塔臺(tái)功能由上至下為管制層、設(shè)備層、休息層、消防雜物層,以及豎向交通(樓梯、電梯和管井)。結(jié)構(gòu)體系采用鋼筋混凝土筒體+鋼框架結(jié)構(gòu)體系。根據(jù)建筑功能及塔臺(tái)管制層眩光設(shè)計(jì)要求,上部功能樓層外框柱采用斜柱。為滿足管制層建筑面積要求,管制層斜柱支撐于下方外框梁。塔臺(tái)筒體墻厚及混凝土標(biāo)號(hào)列于表1。上部懸挑框架梁柱(混凝土梁柱)尺寸分別為350 mm(寬)×700 mm (長)和300 mm(寬)×700 mm(長)，頂部管制層H型鋼梁和鋼柱尺寸分別為350 mm(H型鋼梁翼緣寬)×750 mm(H型鋼梁高)×30 mm(翼緣厚度)×20 mm(腹板厚度)和550 mm(寬)×550 mm(長)×20 mm(長和寬方向的壁厚)。鋼筋采用HRB400；鋼材采用Q345B，上部懸挑框架混凝土等級(jí)為C40。

表1 塔臺(tái)層高、筒體尺寸和混凝土標(biāo)號(hào)

采用反應(yīng)譜法和彈性時(shí)程分析方法對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行多遇地震作用下結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析,其中彈性時(shí)程分析采用5條天然波和2條人工波,地震波信息列于表2,地震波滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范(GB 50011—2010)》的第5.1.2條的選波要求。

表2 地震波信息

結(jié)構(gòu)第1階至第3階周期分別為1.19 s、1.17 s和0.23 s,結(jié)構(gòu)第1和第2階主振型均為平動(dòng)振型,第5階主振型為扭轉(zhuǎn)振型。

多遇地震作用下塔臺(tái)結(jié)構(gòu)層間位移角和基底剪力如表3和圖1所示。

可知,多遇地震作用下高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)頂部鋼框架x向和y向的最大層間位移角分別為1/668和1/608,小于框架位移角1/550限值要求;筒體結(jié)構(gòu)x向和y向的最大層間位移角分別為1/1 022和1/1 023,小于剪力墻位移角1/1 000限值要求,多遇地震作用下結(jié)構(gòu)x向和y向基底剪力分別4 581 kN和4 481 kN,所以多遇地震作用下塔臺(tái)結(jié)構(gòu)層間位移角滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范(GB50011—2010)》第5.5.1條要求。

2.2 非線性分析模型

罕遇地震作用時(shí)采用雙向地震波輸入,主、次方向峰值加速度比為1∶0.85,主方向地震波加速度幅值調(diào)整為400 gal。工程場地為三類場地,特征周期為Tg=0.60。為研究高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)震損傷,選擇的3條地震波頻譜曲線如圖2所示,所選3條地震波的平均地震影響系數(shù)曲線在第1至第3周期點(diǎn)與振型分解反應(yīng)譜法所用的地震影響系數(shù)曲線相差分別為10%、10%和2%,3條地震波頻譜特性符合《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》5.1.2條的規(guī)定。

表3 多遇地震作用下結(jié)構(gòu)層間位移角及基底剪力

圖1 多遇地震作用下結(jié)構(gòu)層間位移角Fig.1 Story drift ratio under frequent earthquakes

圖2 罕遇地震下地震波頻譜圖Fig.2 Seismic wave spectra under rare earthquake

鋼筋混凝土筒體剪力墻采用分層殼單元進(jìn)行模擬,通過設(shè)置分布筋和暗柱鋼筋以考慮剪力墻鋼筋作用,梁柱采用桿系單元,樓板采用四邊形或三角形減縮積分單元模擬。采用ABQUS軟件建立的高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)三維數(shù)值分析模型如圖3所示。

圖3 高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)三維數(shù)值模型Fig.3 Three-dimensional analysis model of high-rising tower structure

3 罕遇地震高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)抗震性能

3.1 結(jié)構(gòu)自振特性分析

采用ABAQUS軟件和YJK軟件分析得到的結(jié)構(gòu)自振頻率列于表4。

表4 結(jié)構(gòu)自振周期(單位:s)

可知,采用ABQUS軟件建立的彈塑性分析模型計(jì)算的自振周期和采用YJK軟件建立的彈性模型分析的結(jié)構(gòu)自重周期較為一致,說明采用ABAQUS軟件建立的彈塑性分析模型合理。

3.2 結(jié)構(gòu)整體受力指標(biāo)

罕遇地震作用下塔臺(tái)結(jié)構(gòu)層間位移角和基底剪力分別如表5和圖4所示。

表5 罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)層間位移角及基底剪力

圖4 罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)各層最大層間位移角Fig.4 Maximum story drift ratio of each floor of structure under rare earthquake

可知,地震沿x主向輸入時(shí),塔臺(tái)筒體最大層間位移角為1/110,框架最大層間位移角為1/98;地震沿y主向輸入時(shí),筒體最大層間位移角為1/138,框架最大層間位移角為1/92,所以塔臺(tái)結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的彈塑性層間位移角均小于規(guī)范1/100(筒體) 和1/50(框架)限值要求。

由表5可知,罕遇地震與頻遇地震作用下結(jié)構(gòu)基底剪力比值在3.5左右,說明罕遇地震作用下高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性受力狀態(tài)。

3.3 高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)構(gòu)件損傷分析

為明確罕遇地震作用下筒體剪力墻的性能狀態(tài),對筒體剪力墻的混凝土受壓損傷和鋼筋塑性應(yīng)變進(jìn)行分析,其中混凝土受壓損傷反映筒體剪力墻的受壓性能,鋼筋塑性應(yīng)變反映剪力墻的受拉性能。由于塔臺(tái)結(jié)構(gòu)布置較為對稱,限于篇幅僅給出地震波沿x主向作用時(shí),筒體剪力墻混凝土受壓損傷和鋼筋塑性應(yīng)變分布如圖5～圖6所示。

由圖5～圖6可知,在罕遇地震作用下,塔臺(tái)筒體大部分區(qū)域的混凝土受壓損傷小于0.1,僅在塔臺(tái)筒體的下部區(qū)域受壓損傷明顯,筒體受壓損傷因子最大值達(dá)到0.65,塔臺(tái)筒體該部分區(qū)域處于嚴(yán)重?fù)p壞狀態(tài)。

圖5 地震波沿x主向作用時(shí)筒體混凝土受壓損傷Fig.5 Concrete compression damage of tube under the action of seismic wave along the x direction

圖6 地震波沿x主向作用時(shí)筒體鋼筋塑性應(yīng)變Fig.6 Reinforcement plastic strain of tube under the action of seismic wave along the x direction

相對塔臺(tái)筒體混凝土受壓損傷明顯區(qū)域位于塔臺(tái)底部而言,塑性應(yīng)變最大區(qū)域位于筒體高度的中部,筒體塑性應(yīng)變最大值為0.014 9,根據(jù)塑性應(yīng)變分布可知筒體中部區(qū)域出現(xiàn)比較嚴(yán)重?fù)p壞狀態(tài),說明強(qiáng)震作用下塔臺(tái)筒體中部區(qū)域的受力效應(yīng)明顯。

同時(shí)可知,相對高層結(jié)構(gòu)損傷嚴(yán)重區(qū)域位于結(jié)構(gòu)底部,對于高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的底部及中部區(qū)域存在比較嚴(yán)重?fù)p壞區(qū)域,尤其塔臺(tái)中部區(qū)域出現(xiàn)明顯的受拉損壞,所以對于高烈度區(qū)高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)應(yīng)重視筒體底部及中部抗震薄弱區(qū),有必要對罕遇地震作用下塔臺(tái)筒體損傷進(jìn)行控制。

進(jìn)一步分析罕遇地震作用下框架梁柱的性能狀態(tài),地震波沿x主向作用時(shí)塔臺(tái)頂部區(qū)域梁柱構(gòu)件的塑性應(yīng)變?nèi)鐖D7所示。

圖7 地震波x主向作用下框架梁柱塑性應(yīng)變Fig.7 Plastic strain of beam and column under the action of seismic wave along the x direction

由圖7可知,罕遇地震下框架梁塑性應(yīng)變最大值為0.137,框架梁處于中度損壞狀態(tài);框架柱塑性應(yīng)變小于0.002,說明框架柱處于彈性狀態(tài)。由分析可知,罕遇地震作用下高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的筒體損傷較框架梁柱構(gòu)件大,說明罕遇地震下筒體是塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的抗震薄弱部位。

3.4 高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)性能設(shè)計(jì)及損傷控制

罕遇地震作用下高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)在底部及中部的局部區(qū)域出現(xiàn)比較嚴(yán)重?fù)p壞,為提升高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震下的抗震性能,基于性能化抗震設(shè)計(jì)方法對高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)抗震薄弱部位進(jìn)行抗震性能設(shè)計(jì),將中下部筒體(第1層至第10層)性能水準(zhǔn)提升為設(shè)防地震下受彎受剪不屈服,并利用等效彈性分析方法確定塔臺(tái)結(jié)構(gòu)構(gòu)件的配筋設(shè)計(jì)。高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗震性能水準(zhǔn)如表6所列,確定塔臺(tái)結(jié)構(gòu)中下部筒體為關(guān)鍵構(gòu)件。

表6 結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗震性能水準(zhǔn)

設(shè)防地震下構(gòu)件不屈服抗震承載力如式(5)所示[12]。

SGE+SEK≤Rk

(5)

式中:SGE為重力荷載代表值效應(yīng);SEK為地震作用標(biāo)準(zhǔn)值的構(gòu)件內(nèi)力;Rk為構(gòu)件承載能力設(shè)計(jì)值,不考慮構(gòu)件承載力抗震調(diào)整系數(shù)。

對分別采用多遇地震設(shè)計(jì)和性能化抗震設(shè)計(jì)確定的塔臺(tái)結(jié)構(gòu)筒體配筋量進(jìn)行對比分析,可知采用表6所示性能水準(zhǔn)進(jìn)行性能設(shè)計(jì)后的塔臺(tái)筒體鋼筋用量增加約27 kg/m2,折合鋼筋造價(jià)增加約17.6萬元,可知對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)采用性能設(shè)計(jì)后結(jié)構(gòu)配筋增加費(fèi)用占工程造價(jià)比重較小。

對采用性能化抗震設(shè)計(jì)后的塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行罕遇地震彈塑性分析,高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)筒體混凝土受壓損傷和塑性應(yīng)變分別如圖8～圖9所示和表7所列。

圖8 考慮性能設(shè)計(jì)后筒體混凝土受壓損傷(x主向)Fig.8 Concrete compression damage of tube considering performance-based seismic design (x main direction)

圖9 考慮性能設(shè)計(jì)后筒體鋼筋塑性應(yīng)變(x主向)Fig.9 Reinforcement plastic strain of tube considering> performance-based seismic design (x main direction)

表7 考慮性能設(shè)計(jì)的筒體受壓損傷和塑性應(yīng)變對比

由分析可知,筒體采用設(shè)防地震不屈服性能化抗震設(shè)計(jì)后,混凝土受壓損傷和塑性應(yīng)變降低,如天然波1沿x主向作用時(shí),考慮性能設(shè)計(jì)時(shí)筒體受壓損傷和塑性應(yīng)變分別由0.49和13.49×10-3降低至0.33和8.92×10-3,混凝土受壓損傷和鋼筋塑性應(yīng)變降幅分別為32.6%和33.8%,此時(shí)塔臺(tái)損傷明顯區(qū)域由嚴(yán)重?fù)p壞降至中度損壞。

綜上所述,采用多遇地震設(shè)計(jì)時(shí),罕遇地震作用下塔臺(tái)筒體部分區(qū)域處于嚴(yán)重?fù)p壞;當(dāng)對塔臺(tái)筒體構(gòu)件采用設(shè)防地震不屈服性能水準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí),罕遇地震下塔臺(tái)筒體損傷由嚴(yán)重?fù)p壞降低為中度損壞,從而有效提升強(qiáng)震下塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的抗震性能,同時(shí)采用性能設(shè)計(jì)而增加的材料成本可控。

3.5 豎向地震對高聳塔臺(tái)抗震性能的影響

考慮塔臺(tái)局部出現(xiàn)明顯受拉損傷,同時(shí)結(jié)構(gòu)頂部存在懸挑構(gòu)件,為明確豎向地震對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)強(qiáng)震損傷的影響,考慮豎向地震作用對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)震損傷分析。地震波水平主、次方向及豎向的峰值加速度比為1∶0.85∶0.65。

考慮豎向地震作用效應(yīng)后高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)筒體混凝土受壓損傷和塑性應(yīng)變分別如圖10、圖11所示,豎向地震作用對塔臺(tái)強(qiáng)震損傷的影響列于表8。

圖10 考慮豎向地震時(shí)筒體混凝土受壓損傷(x主向)Fig.10 Concrete compression damage of tube considering vertical earthquake action (x main direction)

通過圖10～圖11和表8可知,考慮豎向地震作用后,塔臺(tái)筒體剪力墻受壓損傷增大,如天然波1沿y主向作用時(shí)考慮豎向地震作用后筒體混凝土受壓損傷由0.47增加至0.50;相對損傷而言,塔臺(tái)結(jié)構(gòu)筒體的鋼筋塑性應(yīng)變增加較為明顯,如天然波1沿y主向作用時(shí)考慮豎向地震作用后筒體鋼筋塑性應(yīng)變由12.77×10-3增加至15.84×10-3,增幅為24%,說明考慮豎向地震作用增大了塔臺(tái)筒體的受拉效應(yīng),可知高聳塔臺(tái)筒體抗震分析中豎向地震作用效應(yīng)不能忽視;相對豎向地震作用而言,塔臺(tái)結(jié)構(gòu)分析中水平地震仍起控制作用。

圖11 考慮豎向地震時(shí)筒體鋼筋塑性應(yīng)變(x主向)Fig.11 Reinforcement plastic strain of tube considering vertical earthquake action (x main direction)

地震作用方向水平地震受壓損傷塑性應(yīng)變/(×10-3)水平+豎向地震受壓損傷塑性應(yīng)變/(×10-3)T1x0.4913.490.4913.77y0.4712.770.5015.84T2x0.6514.930.6714.11y0.6012.540.6113.33Rx0.5811.590.6315.14y0.5911.220.5915.14

為進(jìn)一步分析豎向地震作用對塔臺(tái)上部懸挑構(gòu)件動(dòng)力響應(yīng)的影響。采用無量綱參數(shù)表示上部懸挑構(gòu)件的豎向振動(dòng)加速度的放大效應(yīng),豎向加速度放大系數(shù)為:

(6)

式中:atmax為桿件節(jié)點(diǎn)豎向加速度峰值;abmax為結(jié)構(gòu)地面輸入豎向地震加速度峰值。

管制層懸挑梁外端豎向加速度放大系數(shù)列于表9,豎向加速度觀測點(diǎn)如圖3(b)所示。

可知,罕遇地震作用下懸挑構(gòu)件外端豎向加速度峰值相對地面豎向加速度輸入峰值的放大系數(shù)在9倍以上,如天然波1沿x主向作用時(shí)懸臂桿件外端豎向加速度放大系數(shù)為11.06,說明豎向地震作用下塔臺(tái)頂部管制層懸挑構(gòu)件的豎向振動(dòng)明顯放大。

表9 管制層懸挑構(gòu)件豎向加速度放大系數(shù)

4 結(jié)論

本文采用非線性時(shí)程分析方法對機(jī)場高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)震損傷進(jìn)行分析,基于性能化抗震分析方法確定塔臺(tái)關(guān)鍵構(gòu)件性能水準(zhǔn)并對塔臺(tái)結(jié)構(gòu)損傷進(jìn)行控制,通過分析得出以下結(jié)論:

(1) 高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)采用多遇地震設(shè)計(jì)時(shí),罕遇地震結(jié)構(gòu)層間位移角滿足規(guī)范限值要求,但筒體局部區(qū)域處于嚴(yán)重?fù)p壞狀態(tài);高聳塔臺(tái)結(jié)構(gòu)損傷較大部位位于筒體底部和中部區(qū)域,頂部管制層框架柱處于彈性狀態(tài);相對上部框架構(gòu)件而言,罕遇地震作用下塔臺(tái)筒體是結(jié)構(gòu)的抗震薄弱部位。

(2) 塔臺(tái)筒體底部區(qū)域混凝土受壓損傷明顯,而在塔臺(tái)筒體中部區(qū)域的鋼筋塑性應(yīng)變最大,說明罕遇地震下塔臺(tái)筒體中部區(qū)域受拉損傷明顯,所以應(yīng)重視高聳塔臺(tái)筒體中部受拉區(qū)域的抗震設(shè)計(jì)。

(3) 對高聳塔臺(tái)筒體底部和中部損傷明顯部位采用設(shè)防地震不屈服性能化抗震設(shè)計(jì),能夠有效降低結(jié)構(gòu)損傷,如天然波1沿x主向作用時(shí)混凝土受壓損傷降幅為32.6%,鋼筋受拉塑性應(yīng)變降幅為33.8%,同時(shí)因性能化抗震設(shè)計(jì)增加的工程材料成本可控。

(4) 考慮豎向地震作用時(shí),塔臺(tái)筒體損傷增大;相對混凝土受壓損傷而言,筒體鋼筋塑性應(yīng)變增加更為明顯,如天然波1沿y向作用時(shí)塑性應(yīng)變增幅達(dá)到24%,罕遇地震作用下頂部懸挑構(gòu)件豎向加速度相對地面輸入加速度的放大在9倍以上。