含初始轉角的隔震支座在雙層柱面網(wǎng)殼結構中的隔震性能

徐忠根, 趙亞濤, 張杰, 李文杰

(1.廣州大學土木工程學院, 廣州 510006; 2. 廣東省模塊化建筑產業(yè)工程技術研究中心, 廣州 510006)

隔震作為一種很好的結構設計技術,推動了建筑行業(yè)的發(fā)展,隔震建筑在國內廣泛應用并取得較好效果[1-4]。大跨度結構近些年得到了廣泛的應用,研究人員做了大量研究[5-7]。丁潔民等[8]研究了隔震技術在大跨度結構中的應用現(xiàn)狀以及關鍵問題,指出溫度效應是影響大跨度結構的因素之一。在安全性能要求嚴格的大跨空間結構中,隔震技術更是一種不可替代的結構設計解決方案,而大跨空間結構中的隔震支座由于溫差、應力損失等原因而導致隔震支座轉動,從而對支座的水平力學性能產生直接影響,進而降低了隔震支座使用期間的力學性能。因此對具有初始轉角的隔震支座在大跨空間結構中的性能進行研究,可為隔震支座在大跨空間結構的設計及應用提供參考。

Haringx[9]首次提出了在壓剪狀態(tài)下支座的水平剛度計算公式。在中剪應變下,Haringx的理論計算與實際實驗結果吻合度高[10]。劉文光等[11]基于非線性回轉剛度與Haringx彈性體計算模型,采用天然橡膠和鉛芯橡膠對原型試件進行了回轉剛度試驗以及變動回轉、變動壓力等狀態(tài)的剪切試驗,實驗結果與理論計算比較貼近。Koh等[12]針對Haringx理論考慮了大剪切應變下的“硬化”效應,提出大剪應變下的橡膠支座力學模型。高杰等[13]提出組合橡膠支座模型,用Haringx彈性體計算模型推導水平剛度系數(shù)公式,得到橡膠支座與鋼筋混凝土柱串聯(lián)隔震體系的整體水平剛度的理論公式,同時也推導出柱頂轉角的計算公式。吳忠鐵等[14]、杜永峰等[15]研究了固定轉角對隔震支座與鋼筋混凝土柱組合的串聯(lián)隔震體系水平剛度的影響。丁浩民等[16]對北京大學體育館進行研究,得出抗震球鉸支座和滑動支座可以有效減弱屋蓋受到的水平推力。陸偉東等[17]對昆明國際機場進行研究,隔震支座和黏滯阻尼器共同作用降低結構頂端40%的水平加速度峰值,降低網(wǎng)架豎向振動。

采用隔震支座的大跨空間結構中,環(huán)境溫度對網(wǎng)殼結構會產生較大的影響,特別是顯著的季節(jié)性溫差環(huán)境條件,會引起隔震支座剛度的轉角變化,導致隔震支座水平剛度的變化。再加之大跨度空間結構,結構形式各異,受力較為復雜,結構水平力大。這些原因都會導致大跨度空間隔震結構的隔震支座上下表面會產生相對轉動。而目前,國內學者對于大跨空間結構的隔震支座研究中往往忽略了支座轉角對于支座水平性能的影響,且對含初始轉角的隔震支座研究多為對單個支座的水平力學性能研究,含初始轉角的支座在工程上的運用分析較少。因此現(xiàn)運用SAP2000,以支座轉角為研究對象,設置不同跨高比的雙層柱面網(wǎng)殼結構,研究初始轉角對此類空間結構形式的影響。

1 支座性能試驗

試驗通過電液伺服壓剪試驗機完成(圖1),其額定正壓力為20 000 kN,額定靜載水平剪力為4 000 kN,

圖1 試件裝置圖Fig.1 Test device diagram

額定動載水平剪力為3 000 kN,水平最大行程為200 mm。

實驗在恒定豎向壓力下,通過與轉角平行和垂直方向的水平力作用所產生的100%剪應變,研究橡膠支座的水平力學性能并得出與支座本身形狀系數(shù)相關的經(jīng)驗公式[18]。

與轉角同向時:

(1)

與轉角垂直時:

(2)

式中:S1、S2分別為支座的第一、第二形狀系數(shù);φ為初始轉角;Kh為含初始轉角的支座的水平剛度;Kh(φ=0)為支座正常水平剛度。

研究結果表明,公式計算結果與實驗結果吻合度高,誤差小,結果表明公式適用于研究支座實際使用情況。因此,研究初始轉角對大跨空間結構的影響,為滿足橡膠支座在結構中的使用接近實際情況,現(xiàn)利用經(jīng)驗公式對支座水平性能進行調整。

2 工程概況

研究工程為廣州國際會展中心標準展廳,設計為雙層網(wǎng)殼空間鋼結構,柱高12.4 m,平面布置如圖2所示,平面尺寸為 35 m×54.5 m,網(wǎng)殼結構的桿件鋼材均取Q235B,結構柱鋼材取Q390。大跨度空間結構中常用的隔震形式為層間隔震,采用柱頂隔震結構,在柱頂布置0.3 m高的隔震層,并遵循平面布置規(guī)則,支座布置在結構柱上,保證隔震層形心與整體結構重心盡量貼近,詳細布置如圖3所示。工程地震設防烈度為8度(0.2g,g為重力加速度);場地類別為Ⅱ類,設計地震分組為第一組,場地特征周期Tg=0.35 s,結構阻尼比為ζ=0.05。

1～14為結構中隔震支座編號圖2 網(wǎng)殼結構平面圖Fig.2 Plan of reticulated shell structure

1～14為結構中隔震支座編號;數(shù)值7 500、9 750為隔震支座的間距,單位為mm圖3 隔震支座布置圖Fig.3 Layout of isolation bearings

工程所使用的隔震裝置是圓形疊層支座,包括天然橡膠隔震支座和鉛芯隔震支座。

3 模型建立

工程使用有限元軟件SAP2000進行建模,根據(jù)實際結構尺寸進行建模。雙層網(wǎng)殼桿構件采用桿系單元模擬,節(jié)點約束均采用剛結,頂部棚板采用膜單元模擬;隔震層設置于下部支承結構與上部網(wǎng)殼結構之間,柱頂采用固定支座。隔震支座分兩種方式進行模擬,天然橡膠隔震支座按等效線性計算,隔震支座基本力學性能如表1所示。100%剪切變形時,對橡膠隔震支座LNR500的X、Y兩個方向的水平剛度,按照考慮初始角度的調整如表2所示。結構施加溫度荷載后取橡膠支座轉角均值作為初始轉角。

表1 試件參數(shù)表Table 1 Parameters of the specimens

表2 調整后水平剛度表Table 2 Horizontal stiffness table with adjustment

對于結構中的樓板與墻,其重量以及分布于之上的荷載等效為樓面相應節(jié)點的節(jié)點荷載以及相應梁的線荷載。根據(jù)《建筑結構荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)規(guī)定選取結構荷載,其中屋面恒荷載分別選取1.0 kN/m2,活荷載為0.5 kN/m2,恒荷載與活荷載只考慮上弦加載,荷載等效加載于節(jié)點處。對于樓梯對主體結構的影響暫不研究。

4 地震波的選擇

根據(jù)《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)5.1.2[19],時程分析法應按場地類別和設計地震分組需要來選擇實際地震波,故分析選用了2條適用于Ⅱ類場地的地震波,分別是1940年南北向EL-CENTRO地震波和遷安波,以EL-CENTRO波為例,其加速度數(shù)據(jù)如圖4和圖5所示,時程反應譜與規(guī)范反應譜對比如圖6所示,X方向為短邊方向,Y方向為長邊方向(支座分布方向)。按地震波峰值和設計基本地震加速度0.2g對地震波取系數(shù)。

Gal為重力加速度的單位,1g=1 000 Gal,其中g為國際通用加速度單位(g一般取為10 m/s2)圖4 EL-CENTRO SN方向Fig.4 EL-CENTRO SN direction

Gal是重力加速度的單位,1g=1 000 Gal,其中g為國際通用加速度單,g一般取為10 m/s2圖5 EL-CENTRO EW方向Fig.5 EL-CENTRO EW-direction

圖6 時程反應譜與規(guī)范反應譜對比Fig.6 Comparison of time history response spectrum and standard response spectrum

5 地震響應分析

5.1 計算周期與振型

取不同跨高比的網(wǎng)殼結構,在靜力作用下取所有橡膠支座的初始轉角平均值,得出在不同跨高比下的各初始轉角,如圖7所示,但跨高比所引起的初始轉角對結構整體的周期影響不大,周期變化率小于5%,故對其他跨高比結果不進行討論。取跨高比4∶1的隔震與非隔震結構前24階頻率和變化,如圖8所示,隔震措施將建筑的周期延長至1.131～2.124倍,顯著高于非隔震結構的自振周期,此類布置顯著減弱地震下的結構響應。

圖7 隔震支座初始轉角Fig.7 Initial rotation angle of isolation bearing

圖8 結構自振頻率Fig.8 Natural vibration frequency of structure

5.2 隔震支座底部剪力

EL-CENTRO波結果如圖9與圖10所示。結果展示是在地震波作用下的結構隔震支座底部剪力峰值百分比(有轉角相對無轉角的比值)。轉角為小角度(約0.002 rad)時,隔震支座底部剪力峰值會出現(xiàn)較小的減幅,X、Y方向隔震支座底部剪力峰值最大減幅為0.030 5%和0.012 7%,可能是因為支座水平剛度的變化使得建筑周期發(fā)生變化而對地震響應減弱。隨初始角度增大,X方向上的隔震支座底部剪力峰值增速明顯大于Y方向,X、Y方向的增長百分比比值最大為5.581%,且X方向增長明顯,為Y方向的2.68～3.31倍?？绺弑葘Ω粽鹬ё撞考袅Φ挠绊懖淮?影響的幅度在3%以下。

圖9 X方向隔震支座底部剪力峰值增長百分比Fig.9 Percentage increase in peak shear force at the bottom of the isolation bearing in the X direction

圖10 Y方向隔震支座底部剪力峰值增長百分比Fig.10 Percentage increase in peak shear force at the bottom of the isolation bearing in the Y direction

5.3 加速度

采用柱頂隔震的建筑地震過程中,考慮下部支承時,因隔震支座位于柱頂部,隔震支座隨柱變形而整體發(fā)生運動,故柱頂存在放大效應,且支座上層的加速度明顯小于柱頂加速度。支座在地震過程中頂?shù)组g加速度峰值差值的增大,等同于網(wǎng)殼結構受到較大的傾覆力矩,使支座在地震過程中易產生拉力,破壞支座。故考慮下部支承時,隔震支座的隔震效果要弱于不考慮下部支承時的隔震效果。

圖11～圖14所示為不同跨高比下的網(wǎng)殼結構柱頂加速度峰值和網(wǎng)殼加速度峰值各轉角相對無轉角的增長百分比。轉角為小角度(約0.002 rad)時,加速度峰值會出現(xiàn)較小的減幅,X方向柱頂加速度峰值最大減幅為0.012%,Y方向為0.008%。X方向網(wǎng)殼加速度峰值最大減幅為0.112%,Y方向為0.022%。轉角較大時,不同方向下的網(wǎng)殼結構的加速度峰值增長率都大于柱頂?shù)募铀俣确逯怠?/p>

圖11 X方向網(wǎng)殼加速度峰值增長百分比Fig.11 Percentage increase of peak acceleration of reticulated shell structure in X direction

圖12 X方向柱頂加速度峰值增長百分比Fig.12 Percentage increase of peak acceleration of column top in X direction

圖13 Y方向網(wǎng)殼加速度峰值增長百分比Fig.13 Percentage increase of peak acceleration of reticulated shell structure in Y direction

圖14 Y方向柱頂加速度峰值增長百分比Fig.14 Percentage increase of peak acceleration of column top in Y direction

X方向的加速度峰值在角度增大時,加速度峰值逐漸增大,且增長趨勢也有著較為明顯的增大;Y方向柱頂加速度同樣呈增長趨勢,但相對于X方向增長速率較慢,網(wǎng)殼加速度基本呈線性增加趨勢,且兩個方向隔震率逐步降低。

初始角度的增長,對不同跨高比結構的加速度峰值影響差異較大,且X方向上跨高比對于加速度峰值的影響較Y方向更明顯,在0.005 rad時就存在明顯差異,且隨著角度增長差異逐漸變大。可看出跨高比較大的結構對于初始角度的變化反應較大,雖然柱頂加速度峰值受跨高比的影響較小,但網(wǎng)殼結構與柱頂在跨高比為3∶1～5∶1的情況下,結構加速度峰值較其他跨高比都要大。因此,考慮隔震支座初始轉角的情況下,隨著初始轉角的增加,較大跨高比的結構不利于結構隔震。

5.4 位移

圖15～圖18為結構柱頂位移峰值和網(wǎng)殼位移峰值各轉角相對無轉角的增長百分比。兩個方向柱頂位移峰值隨著角度增加呈線性增加,且X方向比Y方向的增幅更大;X方向上的網(wǎng)殼位移峰值隨角度增加呈增長趨勢,而Y方向上的網(wǎng)殼位移峰值遠大于X方向的網(wǎng)殼位移,由于網(wǎng)殼結構的位移峰值在無初始轉角時基數(shù)較大,所以較另一方向增幅較小。

圖15 X方向網(wǎng)殼位移峰值增長百分比Fig.15 Percentage increase of peak displacement of reticulated shell structure in X direction

圖16 X方向柱頂位移峰值增長百分比Fig.16 Percentage increase of peak displacement of column top in X direction

圖17 Y方向網(wǎng)殼位移峰值增長百分比Fig.17 Percentage increase of peak displacement of reticulated shell structure in Y direction

圖18 Y方向柱頂位移峰值增長百分比Fig.18 Percentage increase of peak displacement of column top in Y direction

需要注意的是X方向上的柱頂位移峰值增長幅度遠大于其他位移峰值,因柱結構的剛度較大,若地震時轉角的增大使支承結構產生較大的位移,不利于結構安全。

可以看出,跨高比較小時,網(wǎng)殼結構位移峰值相對較高,而柱頂加速度峰值的位移峰值相對較低,且X方向上的柱頂位移峰值,與跨高比呈低相關性。因此跨高比的降低會放大網(wǎng)殼結構的位移,減小柱頂?shù)奈灰?。在考慮初始轉角的情況下,若需要限制網(wǎng)殼結構位移時,設計時需要將網(wǎng)殼結構跨高比納入考慮范圍。

5.5 隔震層驗算

對于丙類建筑,橡膠隔震支座在重力荷載代表值的豎向壓應力不應超過15 MPa。通過計算,隔震建筑的各個隔震支座在重力荷載作用下的壓應力均小于15 MPa,滿足規(guī)范的規(guī)定。同時,對于該隔震樓,根據(jù)罕遇地震下的X和Y方向的不同荷載組合進行時程分析時,滿足《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)要求[19],即在考慮隔震支座的扭轉影響系數(shù)情況下,罕遇地震作用下隔震層的各支座水平變形均未超過150%。

6 結論

通過有限元軟件SAP2000對具有初始轉角隔震支座的雙層柱面網(wǎng)殼結構的地震響應進行了動力時程分析,得到以下結論。

(1) 網(wǎng)殼結構的跨高比直接影響橡膠隔震支座的初始轉角,且隨跨高比的降低,初始轉角呈現(xiàn)下降的趨勢。

(2) 轉角偏小時,隔震支座底部剪力峰值、加速度峰值都會出現(xiàn)較小的減幅,這種情況可能是支座水平剛度的變化使得建筑周期發(fā)生變化,從而減弱了結構對地震的響應。

(3)X方向上的隔震支座底部剪力峰值增速明顯大于Y方向,X方向上的加速度增長高于Y方向的加速度,但網(wǎng)殼結構的跨高比與隔震支座底部剪力峰值無相關性。故初始角度的增長更不利于X方向的隔震效果。

(4) 考慮下部支承結構時,隨初始轉角增長,X方向加速度峰值增加且大于Y方向的加速度峰值,且X方向上跨高比對于加速度峰值的影響較Y方向更明顯。考慮隔震支座初始轉角的情況下,隨著初始轉角的增加,越大跨高比的結構越不利于結構隔震。

(5) 初始轉角與各結構位移峰值呈正相關關系,且柱頂位移峰值增長幅度大于網(wǎng)殼結構峰值。而數(shù)據(jù)表明跨高比較小時,網(wǎng)殼結構位移峰值相對較高,而柱頂加速度峰值時的位移峰值相對較低,且X方向上的柱頂位移峰值,與跨高比呈低相關性。由于過大的柱結構位移不利于結構安全。因此在考慮初始轉角的情況下,需要限制網(wǎng)殼結構或柱結構位移,設計時需要將網(wǎng)殼結構跨高比納入考慮范圍。