李飞燕, 吴应雄

(1. 厦门大学嘉庚学院 土木工程系, 漳州 363105； 2. 福州大学 土木工程学院， 福州 350116)

风荷载较大地区的隔震结构隔震层布置必须重点解决抗风承载力的要求。若单纯增加铅芯橡胶支座(LRB)的数量来保证抗风要求，将会导致隔震层水平刚度增大、周期减小，隔震效果达不到预期目标。中国拟发布的《建筑隔震设计规范》规定，隔震结构可以设置抗风装置来抵抗风荷载，抗风装置可以是隔震支座的组成部分，也可以单独设置。

文献[1]提出普通隔震支座(LNR)和铅棒阻尼器组成的形式用于风荷载或结构高宽比较大的隔震结构中，能获得较好的隔震效果；文献[2]表明在隔震层中增设黏滞阻尼器、铅阻尼器或环状钢棒阻尼器形成组合隔震体系，能取得减震效果的同时具有较好的限位、抗风能力。SUMI等[3]提出了一种新型抗风、限位装置，并成功应用于两栋隔震建筑，该装置在风荷载作用下通过插销连接隔震层，销插中部削弱且留有一定缝隙，风载下限制隔震层位移且为隔震层提供一定刚度，当遭遇地震时薄弱部位屈服破坏，插销退出工作，隔震层刚度迅速下降，隔震层吸收地震能量从而保护上部结构。周云等[4]提出了一种由灰铸铁与钢丝绳组成的新型串联型抗风拉索用于高层隔震结构，实现了风荷载作用下协同LRB抗风，以解决隔震层同时协调抗风性能与隔震性能的问题。周云等[5]还提出了在隔震层中增设变性能黏滞阻尼器形成组合隔震体系，通过设计实现变性能黏滞阻尼器的分段式性能，从而控制风、地震作用下的结构响应。吴应雄等[6-7]提出在隔震层中增设变刚度钢板抗风支座，同时减少LRB来解决隔震效果和抗风设计的要求。

在抗风支座设计方面，郑顺利等[8]提出一种抗风橡胶隔震支座，该支座中通过钢板支架的三角形设计提升了支座稳定性，通过真空箱设计提升了支座的防风性，通过橡胶层的设计，提升了支座的减震性。沈朝勇等[9]提出一种隔震橡胶支座新型防火及抗风组合装置，该装置由上下两端连接板、企口钢板和防火组件组成，平时使用既具有抗风功能又具有防火功能。李恒跃等[10]提出了一种弹性体建筑抗风支座，具有减震性能好、性能稳定的特点，能满足高层建筑抗风功能要求。

本文提出了一种新型抗风支座Wind-Resistant Support(以下简称WRS)的构造，并针对隔震支座与WRS相结合的组合隔震体系进行隔震层布置优化。以某实际工程为背景，根据我国《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[11](以下简称《抗规》)将隔震后结构的水平地震作用归纳为比非隔震时降低半度、一度和一度半三个档次，提出相应的三种隔震层布置方案，建立不同的结构计算模型并进行时程分析，对比不同布置方案下结构的地震响应，重点研究隔震支座和WRS协同工作机理，两者提供抗风承载力的合理比例。通过对WRS的数值模拟和静载抗剪试验，验证了WRS在不同工况下变刚度工作机理。分析结果为风荷载较大地区隔震结构的设计提供参考。

1 抗风支座的构造及工作机理

1.1 抗风支座的构造

考虑到类似铸铁或混凝土这类材料脆性性质明显，受力较小，质量不稳定且震后维修更换不方便，因此选择具有较好塑形和韧性的碳素钢或合金钢来制作WRS。每个WRS由若干块抗风钢板和上下连接板焊接而成，抗风钢板用于提供水平抗风承载力，上下连接板便于施工中的安装。抗风钢板上下两端宽、中部收进成X形状，为了实现WRS变刚度工作机理，抗风钢板的中部收进部位的前后两侧面均设置变截面的圆弧面凹口[12]，用以形成薄弱屈服面。WRS具体尺寸参考相关文献并由实际工程计算确定。WRS示意图如图1所示。

1-上连接板； 2-下连接板； 3-抗风钢板； 4-圆弧面凹口

1.2 抗风支座工作机理

WRS和隔震支座协同工作，要求WRS在不同的荷载工况下具有变刚度工作机制，即：在风荷载和小震作用下为隔震层提供一定刚度,与隔震支座共同作用，解决抗风承载力要求；中震下破坏退出工作，减小隔震层等效刚度，从而不影响隔震结构隔震效果。

建立带WRS的隔震结构地震作用下运动微分方程

(1)

质量、刚度和阻尼的矩阵可表达为

其中，抗风支座水平剪力F(t)的取值为：① 正常使用或小震作用下，抗风支座提供水平承载力，F(t) ≠0；② 中震下，抗风支座破坏退出工作，F(t)=0。

2 隔震结构分析模型

2.1 工程概况

为了进行研究，以厦门市某小学教学楼进行计算分析。本工程建筑5层，建筑面积为2 386 m2。平面规则，最大高宽比为2.04。结构形式为框架结构，采用基础隔震设计。建筑抗震设防烈度为7度(0.15g)，地震分组为第三组，场地类别为Ⅱ类，特征周期为0.45 s，基本风压为0.80 kN/m2。建筑平面图如图2所示，建筑剖面如图3所示。

2.2 结构分析模型

根据我国现行《抗规》的三个降度档次采用ETABS软件分别建立三个隔震结构模型(GZ-1、GZ-2和GZ-3)和对比的抗震模型(KZ-1)。建模时楼板采用分层壳单元模拟，梁、柱采用空间杆系单元模拟，隔震支座采用Isolator2连接单元模拟。LNR的恢复力模型为线性模型，LRB的恢复力模型为空间双向耦合非线性模型(简化Bouc-Wen模型)。结构有限元模型如图4所示。隔震支座型号及力学性能如表1所示。

图2 建筑平面图

图3 建筑剖面图

2.3 地震波选取

考虑到Ⅱ类场地及其特征周期，选取了7条适用于中短期(0.5～1.5 s)结构的地震波，其中5条实际地震波(EL-Centro波、Taft波、Lanzhou波、Northridge波、Tar-Tarzana-00-w波)和2条人工地震波(厦门同安波)，并且根据《抗规》的要求对选取的地震波峰值进行调幅。计算结果取7条地震波各自峰值的平均值。

图4 结构有限元模型

Fig.4 Finite element model of structure

3 隔震层布置方案

隔震层布置是隔震结构设计中一个很重要的环节，隔震层的布置需要反复试算才能得到合理的布置方案。厦门地区为7度(0.15g)，水平向减震系数β与隔震后结构水平地震作用对应的烈度分档如表2所示。

本工程一共18根柱子，考虑到乙类建筑，隔震支座在重力荷载代表值下竖向压应力不超过12 MPa，8、11、14号柱采用两个隔震支座并联，其余柱采用一柱一支座形式，总共21个。隔震层平面布置如图5所示。三种隔震层布置方案如表3所示。

表1 隔震支座型号及主要性能

表2 7度(0.15g)水平向减震系数β取值分档

4 计算结果比较分析

关于结构地震响应均不考虑坡屋顶层。本文如无特殊说明，一般仅对结构最不利方向(Y向)进行讨论。中震下结构楼层剪力对比如图6所示，大震下结构层间位移对比如图7所示。大震下结构楼层加速度对比如图8所示。地震响应分析结果如表4所示。

图5 隔震层平面布置(mm)

Fig.5 Layout of isolation story(mm)

表3 隔震层布置方案

图6 楼层剪力对比

图7 楼层层间位移对比

图8 楼层加速度对比

表4 四种结构模型地震响应分析结果

隔震结构隔震层具有较小的等效水平刚度，因此能有效延长结构的基本周期，等效水平刚度越小，隔震效果越好。由图6～图8和表4可知：① GZ-1、GZ-2和GZ-3的水平向减震系数β分别等于0.43、0.39和0.27， GZ-1满足不了β<0.4的设计目标；② GZ-1全部采用铅芯支座，隔震层水平刚度最大，其自振周期约为KZ-1的2.5倍，楼层加速度减震率最小，隔震效果最差，GZ-2减少了铅芯支座数量，隔震层水平刚度减小，自振周期进一步增长，隔震效果优于GZ-1，GZ-3进一步减少铅芯支座，隔震层水平刚度最小，自振周期延长近3倍，楼层加速度减震率最大，隔震效果最优；③ 大震下三个隔震模型隔震层位移均小于隔震支座水平位移限值257 mm。

5 隔震层抗风计算

5.1 抗风支座计算

本工程中WRS设定的承载力为250 kN。WRS采用Q235B钢材，由3块抗风钢板和上、下连接板组成，参考相关文献，其具体尺寸如下：抗风钢板纵向间距为70 mm，宽度为250 m，屈服面宽度为90 mm，高度为180 mm，厚度为10 mm。参照以往工程经验并进行抗弯承载力和抗剪承载力对比计算，最终抗风支座按照剪切件的要求取其中间处变截面最小厚度为7.8 mm，上下连接板长度为300 mm，纵向长度为250 mm，厚度为15 mm。WRS尺寸如图9所示。

图9 WRS尺寸

5.2 模型中抗风支座模拟

对GZ-2进行小震分析时，假设WRS阻尼比为0，并选用plastic2单元模拟WRS。通过有限元数值分析得到一个WRS的等效刚度为43.89 kN/mm，即WRS极限水平承载力与极限位移的比值。关于WRS的有限元数值分析将在本文6.1节中进行详细说明。对GZ-2进行中震和大震分析时，考虑WRS已经破坏退出工作，因此直接删除plastic2单元。

5.3 抗风承载力验算

隔震结构隔震层抗风验算时要求rwVwk≤VRW，其中VRW是抗风装置水平力设计值；Vwk是风荷载作用下隔震层水平剪力标准值；rw是风荷载分项系数，取1.4。GZ-1、GZ-2和GZ-3抗风承载力验算(Y向)如表5所示。

由表5可知，为了满足抗风承载力要求，GZ-1中虽然全部采用LRB，但仍需增设2个WRS，此时铅芯支座提供水平力设计值为1 490 kN，大于风载下隔震层水平剪力标准值1 306 kN；GZ-2中需增设4个WRS，铅芯支座提供水平力设计值为1 230 kN，接近1 306 kN；GZ-3中需增设6个WRS，铅芯支座提供水平力设计值为710 kN，远小于1 306 kN。

综合所述，GZ-1隔震效果最差，达不到β<0.4预期设计目标； GZ-3隔震效果最优，然而铅芯支座提供的水平力设计值远小于风载下隔震层水平剪力标准值，考虑到中震下WRS已经破坏并退出工作，如果不能及时对WRS进行更换，此时遭遇较大风荷载，隔震层抗风承载力不足。因此，工程最终选择GZ-2。经计算，GZ-2隔震层位移小震下为8.2 mm，中震下为40.19 mm。此外，小震下GZ-2隔震层最不利剪力值如表6所示。

表5 隔震层抗风验算

表6 小震下隔震层剪力

由表5和表6可知，风载下隔震层水平剪力设计值为1 829 kN，远大于小震下隔震层剪力均值584 kN，说明小震下隔震层水平承载力足够，可以保证结构正常使用。

5.4 抗风支座布置

GZ-2隔震层布置如图10所示。根据ETABS计算结果，质心和刚心偏心率小于3%。4个WRS沿Y向布置于隔震层外围，这样可以保证其承受的水平力与隔震层质心的力矩基本自平衡，且能有效提高结构整体抗扭刚度。

图10 GZ-2隔震层布置(mm)

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

6 抗风支座工作机理验证

6.1 抗风支座有限元分析

(1) 计算模型：WRS有限元分析采用ABAQUS6.10软件进行。组成WRS的上连接板、抗风钢板、下连接板均采用C3D8R单元进行模拟，一共划分为16 240个单元。其中上、下连接钢板分别划分为3 572个单元，每块抗风钢板划分为3 032个单元。WRS力学参数如表7所示。

表7 抗风支座材料力学参数

(2) 边界条件模拟和加载：WRS底部采用固定约束，上部采用参考点-刚体约束，在参考点施加X方向水平力Fx=250 kN来模拟支座实际受力情况，如图11所示。

图11 抗风支座模型

(3) 分析结果：WRS加载力-位移关系曲线如图12所示，由图12可以得到WRS屈服水平荷载为330 kN，屈服位移为1.2 mm。破坏极限荷载为575 kN，极限位移为13.1 mm。WRS水平方向受力达到设计承载力250 kN时的水平剪应力云图如图13所示，此时最大剪应力119 MPa，小于容许剪应力设计值125 MPa。由于GZ-2在小震下隔震层位移为8.2 mm，小于WRS极限位移，说明WRS提供刚度，参与工作；而中震下位移为40.19 mm，远大于WRS极限位移，说明WRS已经破坏。有限元数值分析表明WRS变刚度工作机理清晰。

图12 WRS力-位移曲线

图13 抗风支座剪切应力云图

6.2 抗风支座静载荷抗剪试验

通过3个WRS的静载荷抗剪试验来验证数值模拟的准确性。3个WRS分别为试件1、试件2和试件3。先利用反力台座和横梁固定WRS，然后在上连接板处通过液压千斤顶施加水平推力，试验中通过位移计和油压力传感器分别测出WRS的水平位移和受力参数。试验装置如图14所示。试验结果表明3个WRS均发生剪切破坏，钢板侧向变形较小。WRS破坏形态如图15所示。

试件1、试件2和试件3力-位移关系曲线和数值模拟对比结果如图16所示。

由图16可以得到试件1、试件2和试件3的屈服水平荷载试验均值为300.7 kN，数值模拟为330 kN；屈服位移试验均值为1.6 mm，数值模拟为1.2 mm；极限荷载试验均值为512 kN，数值模拟为575 kN；极限位移试验均值为16.8 mm，数值模拟为13.1 mm。总体WRS的力—位移关系曲线数值模拟值和试验值较为吻合，表明数值模拟的准确性。

图14 WRS试验装置

(a) 平面内剪切破坏

(b) 平面外变形

图15 WRS破坏形态

Fig.15 Failure modes of WRS

图16 WRS力-位移曲线数值模拟和试验对比

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

7 结 论

(1) WRS协同隔震支座的组合隔震体系可以同时满足隔震结构隔震效果、抗风承载力和隔震层位移受控的要求，但是隔震层中WRS和隔震支座需要进行布置优化。

(2) 建议隔震支座水平承载力设计值宜接近风荷载作用下隔震层水平剪力标准值，保证风荷载作用下隔震层不失效，确保结构的正常工作状态。

(3) WRS应按剪切件的要求进行设计，保证正常工作下不发生剪切破坏。

(4) WRS在正常使用和小震下参与工作，在中震下破坏退出工作，符合变刚度工作机理。