抗风支座在高风压地区基础隔震结构中的应用研究

2021-09-18何雁斌

福建建筑 2021年8期

何雁斌

(福州市建筑设计院有限责任公司福建福州 350011)

0 引言

福建省地处中国东南沿海，台风袭扰频繁，沿海地区基本风压较大[1]。为了控制风荷作用下隔震层的层间位移，确保隔震层总屈服剪力大于风荷载产生的水平剪力设计值，工程设计常用方法是增加LRB铅芯支座的数量，或者加大支座直径。但采取上述措施后，隔震层的水平刚度增大，隔震效果降低[2]。故在隔震结构的设计过程中，需要在抗风设计和隔震效果二者间寻求平衡点。文献[3]通过在隔震层中设置阻尼器，如铅阻尼器、黏滞阻尼器等装置，与橡胶隔震支座一起组成隔震体系，使整体隔震结构具有较好的抗风能力和良好的隔震效果。文献[4-5]的做法是，通过增加LRB铅芯橡胶支座数量，提高隔震层的水平刚度，实现结构抵抗风荷载的目标。周云等[6]发明了一种新型抗风装置，由抗拉强度较低的灰铸铁和抗拉强度较高钢丝绳串联而成，可以用于高层隔震结构。在风荷载作用下，钢丝绳协同LRB铅芯橡胶支座，提供抵抗风荷载的承载力。在多遇地震作用下，抗拉强度较低的灰铸铁被拉断，串联体系断开，充分发挥隔震支座的隔震性能。周云等[7]还在隔震层中采用隔震支座和阻尼器形成的联合隔震体系，解决隔震层抗风与减震协调的问题。李永双等[8]采用“X”形抗风拉杆装置来抵抗微震动与风荷载，解决迎风面较大的隔震结构的风要求。吴应雄、李飞燕等[9-11]提出，在隔震层中增设变刚度钢板抗风支座，在保证楼层总屈服力度前提下，减少铅芯橡胶支座数量，解决了隔震效果和抗风设计的问题。

本文以某采用基础隔震的框架结构教学楼隔震工程为背景，建立两个隔震结构模型，一个模型仅设置橡胶隔震支座，另一个模型根据抗风计算的要求，设置了橡胶隔震支座和抗风支座。其中，抗风支座采用福建省标规程[12]中推荐的钢板抗风支座，该装置由若干块细腰型抗风钢板及上下连接板焊接而成。钢板抗风支座工作设定条件：

(1)在正常使用工况或多遇地震作用工况下，抗风支座给隔震层提供水平抗侧承载力。

(2)在设防地震或罕遇地震作用工况下，抗风支座细腰型钢板屈服或破坏并退出工作，不影响隔震层的自由变形和充分发挥隔震支座的性能。

计算结果表明，相对于抗震结构体系，两种模型的地震响应均能显著降低。采用隔震支座和抗风支座相结合的组合隔震体系，可减少LRB铅芯支座的直径和数量，在实现抗风目标的同时，降低地震响应和工程造价，提高隔震效果，可供同类工程设计时参考。

1 工程概况

该工程为一座五层教学楼建筑，一层～五层为普通教室，六层为屋面层。建筑檐口标高19.800 m。图1为建筑平面图，教学楼建筑总平尺寸为47.38 m(开间)×11.00 m(进深)。拟建建筑所处地区为沿海地区，基本风压为0.80 kN/m2(50年一遇)，地面粗糙度类别A类；抗震设防烈度为7度，地震基本加速度0.15 g，设计地震分组第二组；场地卓越周期为Tg=0.35 s；Ⅱ类场地。

图1 建筑平面图(单位：mm)

教学楼采用钢筋混凝土框架结构体系，隔震层设置于基础顶面。教学楼结构竖向构件布置如图2所示。教学楼各层使用恒活荷载按《荷载规范》取值。结构各层构件截面尺寸等设计信息如表1所示。

图2 结构竖向构件布置(单位：mm)

表1 结构构件设计信息

2 结构模型

2.1 有限元模型建立

结构有限元的三维分析模型如图3所示，空间杆系单元模拟框架梁、柱，膜单元模拟结构楼板；铅芯支座用考虑非线性的Isolator1单元模拟，普通橡胶支座仅考虑线性属性，采用plastic1单元模拟抗风支座。在分析过程中，用3个模型进行对比分析：抗震模型(KZFA-1)和2个隔震模型(GZFA-1、GZFA-2),其中GZFA-1仅设置橡胶隔震支座，GZFA-2设置橡胶支座和钢板抗风支座。

图3 结构三维分析模型

2.2 地震波选取

按照《抗震规范》[13]的相关要求，选用三组地震波(EI Centro、Taft、人工波)，如图4所示，分别计算非隔震模型(KZFA-1)在各条地震波作用下产生的基底剪力对比，如表2所示。

(a)El Centro(NS)波加速度时程曲线

表2 非隔震结构底部剪力比较

从分析表2数据可知，基于非隔震结构模型，所选地震波满足《抗震规范》的要求。

3 隔震层布置方案

3.1 隔震层方案建立

建立隔震结构模型一(GZFA-1，不设抗风支座)和结构模型二(GZFA-2，设有抗风支座)，GZFA-1全部水平风荷载均有铅芯支座提供，隔震支座性能指标如表3所示。GZFA-2水平风荷载，由铅芯隔震支座和钢板抗风支座共同承担，支座布置如图5～图6所示。

图5 GZFA-1支座平面布置

图6 GZFA-2支座平面布置

表3 隔震支座力学性能参数

3.2 隔震层抗风验算及抗风支座设计

根据文献[14]的相关规定，应按下式验算抗风装置的水平承载力：

γwVwk≤VRw

(1)

式(1)中：γw风荷载分项系数；Vwk隔震层承受的风荷载剪力标准值。VRW抗风装置承载力设计值。隔震层Y向风抗风验算如表4所示。

表4 隔震层Y向抗风验算

按照GZFA-2布置情况，每个抗风支座水平方向水平屈服力250 kN。抗风支座截面尺寸如图7所示，有限元模型如图8所示。当水平力达到250 kN时钢板屈服，钢板支座的位移如图9所示，此时支座最大水平位移约为5.26 mm。

图7 抗风支座截面尺寸

图8 抗风支座有限元模型

图9 抗风支座位移

4 计算分析

隔震支座与钢板抗风支座位移协同的运动微分方程为：

(2)

(3)

式(3)[V]为抗风支座最大屈服力，当结构在正常使用和多遇地震作用下，水平力小于[V]，抗风支座提供水平承载力；设防地震作用下，水平力大于[V]，抗风支座钢板屈服破坏退出工作。

4.1 抗风支座在软件中数值模拟

在Etabs软件中用plastic1单元模拟抗风支座，阻尼比为0。多遇地震作用下GZFA-2隔震层的底部剪力如表5所示。多遇地震作用及设防地震作用下，GZFA-2隔震层Y向位移值，如表6所示。

表5 多遇震作用下隔震层的剪力 kN

表6 隔震层Y向位移 mm

由表5得，在多遇地震作用下，GZFA-2隔震层最大楼层剪力值为1869 kN，小于隔震层屈服力设计值2845 kN，抗风支座钢板没有屈服破坏。

由表6得，设置抗风支座的模型GZFA-2在多遇地震作用下，Y向位移值最大值3.39 mm。设防地震作用下，隔震层的Y向位移最大值34.57 mm。由有限元计算分析可得，钢板抗风支座屈服时最大位移值为5.26 mm。由此表明，在多遇地震作用下，隔震层的位移值3.39 mm<5.26 mm，抗风支座的钢板没有屈服，此工况下，抗风支座能提供抗侧承载力。在设防地震作用下，隔震层位移值34.57 mm远大于抗风支座屈服破坏时的位移值，故在此工况下，抗风支座钢板已经屈服破坏退出工作，不会影响隔震层在设防地震或罕遇地震下的自由变形。

4.2 隔震结构动力特性对比

在7度(0.15 g)在设防(罕遇)地震(地震动加速度PGA=150(310)cm/s2)作用下，对GZFA-1和GZFA-2进行动力特性分析，表7给出了分析结果。

表7 结构基本周期对比 s

由表7可见，在设防地震作用下，与抗震模型KZFA-1相比，GZFA-1、GZFA-2的第一振型基本周期分别为2.178s和2.339s，分别是非隔震模型KZFA-1第一振型基本周期0.926s的2.352倍和2.526倍。在罕遇地震作用下，与抗震模型KZFA-1相比，GZFA-1、GZFA-2的第一振型基本周期分别为2.958s和3.050s，分别是非隔震模型KZFA-1第一振型基本周期0.926s的3.194倍和9.294倍。隔震模型的减震效果明显，其中GZFA-2的隔震效果更胜一筹。

4.3 上部结构地震响应分析

抗震模型KZFA-1和隔震结构模型(GZFA-1、GZFA-2)，在地震作用下的响应分析结果如表8所示：

(1)在设防地震作用下，GZFA-1和GZFA-2水平向减震系数分别为0.43和0.38,依据《抗震规范》，上部结构设计时，可以降半度计算地震作用。

(2)在罕遇地震作用下，GZFA-1和GZFA-2隔震层的位移分别为121.65 mm及135.37 mm，小于隔震支座的水平位移限值[Ud]=257 mm，隔震结构的层间位移在允许值之内。KZFA-1、GZFA-1和GZFA-2上部结构最大位移角分别为1/115、1/318和1/350,隔震结构GZFA-1和GZFA-2安全性能更高。

(3)在罕遇地震作用下，各个模型的楼层加速度减震率如表8所示，其中GZFA-2的效果最佳。