劉書賢， 魏曉剛， 劉魁星， 譚廣柱， 張慧瑩

(1．遼寧工程技術(shù)大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 遼寧 阜新 123000；2．天津大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院， 天津 30072；3.遼寧石油化工大學(xué) 石油天然氣工程學(xué)院， 遼寧 撫順 113001)

我國是一個地震多發(fā)國家，而且80%以上的礦區(qū)位于地震區(qū)。采動區(qū)地下的有用礦物(如煤炭、金屬礦石等)被開采出來后，采出空間周圍的巖層失去支撐而向采空區(qū)內(nèi)逐漸移動，其上覆巖體失去支撐而導(dǎo)致原來的巖層應(yīng)力平衡狀態(tài)破壞。為達到新的應(yīng)力平衡狀態(tài)，采動區(qū)附近的巖層進行應(yīng)力重分布，在此過程中，采動區(qū)周圍的巖體向采空區(qū)逐漸移動、彎曲變形和破壞，此時巖體的移動和變形會向外、向上擴展移動，直至波及采動區(qū)上方的地表，進而導(dǎo)致地表發(fā)生塌陷、產(chǎn)生裂縫等多種形式的破壞變形。所以采動區(qū)建筑物的變形損壞是由于采空區(qū)上的土層變形與建筑的基礎(chǔ)變形不協(xié)調(diào)，產(chǎn)生附加應(yīng)力而引起的，主要表現(xiàn)為建筑物傾斜、出現(xiàn)裂縫等一系列問題[1]。

建筑物的抗采動保護與抗地震保護是對立統(tǒng)一的，抗震設(shè)計和抗開采沉陷變形設(shè)計的共同點是提高建筑結(jié)構(gòu)的抗變形能力，把既能抵抗地表移動變形又能抗地震動的措施稱為“雙重保護”[2]。

1 基于隔震技術(shù)的雙重保護支座

建筑隔震是通過在建筑的底部設(shè)置由橡膠支座或阻尼器等部件組成的隔震層，來延長建筑結(jié)構(gòu)體系的自振周期，減少輸入到上部結(jié)構(gòu)的水平地震作用。國內(nèi)外大量試驗以及工程經(jīng)驗表明：隔震結(jié)構(gòu)一般可使結(jié)構(gòu)的水平地震加速度反應(yīng)降低60%左右，但不能降低地表變形對結(jié)構(gòu)的豎向作用[3]。

采動區(qū)屬于對抗震不利的場地，在地震時極有可能加劇原有的地表變形，甚至產(chǎn)生較大的震陷[4，5]，使得地面運動具有比較復(fù)雜的空間特性，這就導(dǎo)致傳統(tǒng)的隔震技術(shù)在采動區(qū)的建筑物保護方面具有一定的局限性?；诖?，本文研發(fā)了半主動雙重保護裝置，此裝置主要用于煤礦沉陷區(qū)的建筑保護，以實現(xiàn)抵抗開采沉陷變形所引起的地表不均勻沉陷和隔震作用。

目前國內(nèi)外專家學(xué)者對采動區(qū)建筑物抗震性能、變形特性分析的研究多是將二者分開進行分析研究，將抗震性能和抗變形特性分析結(jié)合起來進行分析的較少，本文將采動區(qū)建筑物的抗開采沉陷變形和抗震性能設(shè)計結(jié)合起來進行分析，利用碟形彈簧較好的豎向隔震性能、形狀記憶合金SMA的超彈性性能、橡膠支座和粘滯阻尼器的抗震特性設(shè)計了一種新型的采動區(qū)半主動雙重保護裝置，系統(tǒng)分析了在強震下該裝置的力學(xué)參數(shù)、性能、構(gòu)造和工作原理，并通過數(shù)值模擬分析了該雙重保護裝置的抗震抗變形性能。

2 半主動雙重保護裝置構(gòu)造的設(shè)計及其力學(xué)模型

2.1 構(gòu)造組成

半主動雙重保護裝置主要由雙重保護支座和外接計算機組成，通過信號采集器調(diào)節(jié)粘滯性阻尼器來壓縮或釋放蝶形彈簧，從而實現(xiàn)采動區(qū)建筑物的雙重保護作用。

其中雙重保護支座(圖1)主要由豎向隔振的碟形彈簧、豎向的筒式粘滯阻尼器、鉛芯橡膠隔震支座(內(nèi)含SMA絲，主要是為了防止傾覆和支座的復(fù)位)以及導(dǎo)向套筒等部分組成。導(dǎo)向套筒內(nèi)的粘滯阻尼器和碟形彈簧通過并聯(lián)來提供合適的豎向阻尼和剛度，主要用于抵抗開采沉陷所引起的地表變形和豎向隔震，調(diào)節(jié)地表不均勻沉陷和豎向地震作用對建筑的損害和破壞；鉛芯橡膠隔震支座則能提供較為適宜的阻尼和水平剛度，主要用于抵抗水平方向的地震作用；導(dǎo)向套筒的主要作用則是傳遞水平力以及保護其內(nèi)部的碟形彈簧和粘滯阻尼器不受水平力的作用。

圖1 抗震抗變形雙重保護支座

雙重保護支座不僅構(gòu)造相對簡單，受力很明確，而且能夠同時在豎向和水平方向提供較為適宜的阻尼和剛度。

2.2 工作原理

豎向抵抗開采沉陷變形的筒式粘滯阻尼器和碟形彈簧并聯(lián)組成的支座主要通過碟形彈簧的串并聯(lián)組合，然后在組合支座的中心孔的中間裝上筒式粘滯阻尼器導(dǎo)向套筒。此時的導(dǎo)向套筒能夠限制碟形彈簧的水平位移，使其只能在豎向上產(chǎn)生位移。筒式粘滯阻尼器-碟形彈簧組合支座具有較為適宜的阻尼性能和豎向剛度，并且豎向剛度相對于水平剛度要小得多。這一性質(zhì)正好能對抵抗開采沉陷變形和豎向地震起到較好的效果，并且容易通過調(diào)整碟形彈簧的型號以及組合方式獲得所需要的合適剛度，利用筒式粘滯阻尼器導(dǎo)向套筒則可以保證阻尼比滿足需要。

通過鉛芯疊層橡膠支座(內(nèi)含SMA)、筒式粘滯阻尼器和碟形彈簧支座的串聯(lián)組合，然后對此裝置進行焊接拼裝，形成了一個三向都具有適宜的阻尼性能和剛度的三維環(huán)形基礎(chǔ)隔震抗變形半主動雙重保護裝置。

半主動雙重保護裝置主要利用主動變剛度裝置(AVS)來實現(xiàn)在保護支座不同的工作環(huán)境和工作狀態(tài)間進行合理切換。在工作狀態(tài)切換的過程中，其內(nèi)部的物理參數(shù)及其向建筑物提供的等效控制力是不連續(xù)的。

雙重保護支座實現(xiàn)其雙重保護功能的過程如下：在地下煤炭開采過程中，半主動雙重保護裝置根據(jù)其地表的移動變形情況，通過自動調(diào)節(jié)粘滯阻尼器來壓縮或釋放蝶形彈簧，保證建筑的基礎(chǔ)始終處于同一高度，來抵抗地基的不均勻沉降，改善整個建筑結(jié)構(gòu)體系的力學(xué)性能和傳力路徑，使建筑物始終處于正常安全使用狀態(tài)，避免因采動區(qū)的開采沉陷所引起的地表移動變形，改變地面建筑物的重心，而使建筑物產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，從而可以有效緩解開采沉陷變形對建筑物的危害；地震發(fā)生時，根據(jù)支座的結(jié)構(gòu)構(gòu)造和受力情況產(chǎn)生機械鎖死，使豎向隔振體不參與工作，豎向剛度由水平隔震支座提供，這時的豎向剛度大，可抑制隔震結(jié)構(gòu)的搖擺。還提供了必須的柔度和耗能能力，減小了地震作用下建筑結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)，最后達到保護建筑主體結(jié)構(gòu)的目的。

半主動雙重保護裝置不僅能有效降低水平地震動對上部建筑結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，同時也能緩解地下煤炭開采引起的地表不均勻沉陷對建筑的損害破壞，還能有效降低豎向地震作用對建筑結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，并且構(gòu)造簡單，功能易于實現(xiàn)。

2.3 主要組成部分的力學(xué)性能參數(shù)

雙重保護支座碟形彈簧的力學(xué)性能參數(shù)的選取，主要是根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)碟形彈簧(GB/T 1972-2005)[6]，采動區(qū)建筑物的豎向荷載、剛度、變形量的要求，以及實際設(shè)計的半主動雙重保護支座的尺寸進行選擇碟簧。單片碟簧的主要參數(shù)為D=180 mm，H0=14 mm，d=92 mm，h0=4 mm，t=10 mm，h/t=0.4<0.5，此時蝶形彈簧的特征曲線近似線性變化，其彈性模量為E=2.06×104N/mm2，泊松比μ=0.3。碟形彈簧的負荷、剛度和變形能的計算公式[6～9]為

(1)

(2)

(3)

其中：

(4)

(5)

(6)

C1=

(7)

(8)

一般地，C=1.7～2.5，對吸振、緩沖的碟形彈簧，可取C=1.7～2。如果C過大，則導(dǎo)致外徑D過大，此時空間利用不理想；若C過小，內(nèi)外直徑的尺寸過于接近，給實際設(shè)計帶來難度。根據(jù)實際計算：單片碟形彈簧的負荷F=2.31×105N，剛度F′=5.28×104N/mm。

由公式

Fz=F

(9)

fz=i·f

(10)

Hz=i·H0

(11)

經(jīng)計算得出豎向承載力Fz=2.31×105N，豎向總壓縮量fz=12 mm，碟形彈簧的總高度Hz=56 mm，串聯(lián)的碟形彈簧組豎向阻尼比為0.20，總豎向剛度F′/4=1.32×104N/mm。

經(jīng)過設(shè)計計算，形狀記憶合金SMA和橡膠支座的力學(xué)性能參數(shù)詳見表1，表2和表3。

表1 形狀記憶合金SMA主要力學(xué)參數(shù)

表2 疊層橡膠支座的幾何參數(shù)

表3 橡膠支座中橡膠和鋼板材料力學(xué)參數(shù)

3 半主動雙重保護體系動力學(xué)方程

圖2 多質(zhì)點平擺動體系基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)動力分析模型

由圖2可知，上部結(jié)構(gòu)第i層的地震反應(yīng)為xi=xg+xb+xθ+xsi;可表達為：

xi=xg+xb+Hiθb+xsi

(12)

上部結(jié)構(gòu)的運動方程為：

(13)

把式(13)代入式(12)得

(14)

式中[H]=diag{H1，H2， …，Hi， …，Hn}，由達朗貝爾原理，可列出隔震結(jié)構(gòu)體系運動方程：

(15)

(16)

式中，M為開采沉陷變形所引起隔震結(jié)構(gòu)擺動對底層產(chǎn)生的彎矩。

4 雙重保護計算模型及數(shù)值模擬

4.1 數(shù)值計算分析模型

某礦區(qū)有現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的辦公樓(圖3)，底層層高為4.2 m，其余各層層高為3.3 m，縱向4跨，跨度為6 m。橫向2跨，跨度為4.2 m，礦區(qū)設(shè)防烈度為7度，混凝土強度等級為C25，彈性模量為E=2.8×104N/mm2，泊松比為0.2，地基土采用Drucker-Parger彈塑性本構(gòu)模型?；A(chǔ)采用筏板基礎(chǔ)，厚度為1 m，采用C30混凝土，彈性模量為E=3.0×104N/mm2。因為涉及到由于地下煤炭開采所造成的地表不均勻沉降，建立了考慮土-結(jié)構(gòu)相互作用的采動土-基礎(chǔ)-上部結(jié)構(gòu)的整體模型(圖4)。

圖3 框架結(jié)構(gòu)有限元模型

圖4 采動區(qū)整體結(jié)構(gòu)有限元模型

在ANSYS有限元數(shù)值計算中，梁、柱采用BEAM188單元；樓板采用SHELL63單元；雙重保護支座采用COMBIN40和COMBIN14單元進行模擬；普通支座采用COMBIN40單元進行模擬，用D-P材料模擬土的材料非線性；用接觸單元模擬采動土與筏板基礎(chǔ)的接觸[3]，其中地表的不均勻沉降主要通過ANSYS的單元生死功能來實現(xiàn)。

輸入地震波為加速度峰值較大的日本阪神地震波，其震級為6.9級，地震波的記錄時長為48 s，時間間隔為0.02 s。日本阪神地震波最大加速度：東西向為0.821g，南北向0.599g；最大速度：東西向為81.3 cm/s，南北向為74.3 cm/s；最大位移：東西向為17.68 cm，南北向為19.95 cm。

考慮到阪神地震波的低頻成分較大，以及礦區(qū)的抗震設(shè)防烈度，截取了阪神地震波加速度較大的5～25 s之間的20 s記錄做為時程分析的地震波輸入，如圖5所示。

圖5 日本阪神地震波

4.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

在數(shù)值計算分析過程中，主要通過對比普通橡膠支座和雙重保護支座的隔震效應(yīng)來對建筑結(jié)構(gòu)進行地震響應(yīng)分析。

圖6為采動區(qū)建筑物在阪神地震波激勵作用下的位移響應(yīng)時程曲線，雙重保護支座的土-結(jié)構(gòu)相互作用的整體系統(tǒng)的最大位移為24.33 mm，普通橡膠隔震支座的土結(jié)構(gòu)相互作用的整體系統(tǒng)的最大位移為38.59 mm，雙重保護支座的土-結(jié)構(gòu)相互作用的整體系統(tǒng)的峰值位移減小36.95%，較為合理地減小普通隔震支座的相對位移，彌補了普通橡膠支座水平剛度相對過小，而支座位移相對過大的缺陷。

圖6 位移響應(yīng)時程曲線

圖7 速度響應(yīng)時程曲線

圖7為采動區(qū)建筑物在阪神地震波激勵作用下速度響應(yīng)時程曲線，雙重保護支座的土-結(jié)構(gòu)相互作用的整體系統(tǒng)的最大速度為0.276 m/s，普通橡膠支座雙重保護支座的土-結(jié)構(gòu)相互作用的整體系統(tǒng)的的最大速度為0.398 m/s，雙重保護支座的土-結(jié)構(gòu)相互作用的整體系統(tǒng)的峰值速度減小30.65%。

圖8 加速度響應(yīng)時程曲線

圖8為采動區(qū)建筑物在阪神地震波激勵作用下加速度響應(yīng)時程曲線，雙重保護支座的土-結(jié)構(gòu)相互作用的整體系統(tǒng)的最大加速度為2.26 m/s2，普通橡膠支座系統(tǒng)的最大加速度為3.38 m/s2，雙重保護支座的土-結(jié)構(gòu)相互作用的整體系統(tǒng)的加速度峰值減小33.13%。

綜上可知：雙重保護支座跟普通橡膠支座相比，其水平剛度相對適中、位移反應(yīng)更加合理、隔震耗能效果相對更好。

5 結(jié) 語

采動區(qū)半主動雙重保護裝置的數(shù)值模擬分析表明，該雙重保護裝置能夠有效地控制采動區(qū)建筑物的地震響應(yīng)，抵抗開采沉陷變形，較好地保證了采動區(qū)建筑結(jié)構(gòu)的安全性和耐久性，具有很好的減震耗能效果。

[1] 余學(xué)義，張恩強．開采損害學(xué)[M]．北京：煤炭工業(yè)出版社，2004.

[2] 劉書賢, 魏曉剛, 魏亞強. 采動區(qū)建筑物抗震、抗變形雙重保護作用機理分析[J]. 防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報,2010,30(s1):305-308.

[3] 周福霖. 工程結(jié)構(gòu)減震控制[M]. 北京：地震出版社，1997.

[4] 趙德森，范學(xué)理．礦區(qū)地面塌陷控制技術(shù)研究現(xiàn)狀與發(fā)展方向[J]．中國地質(zhì)災(zāi)害與防治學(xué)報，2001,12(2):86-89.

[5] 張玉卓，徐乃忠.地表沉陷控制新技術(shù)[M].徐州：中國礦業(yè)大學(xué)出版社，1998.

[6] GB/T 1972-2005，碟形彈簧[S].

[7] 聞邦椿.機械設(shè)計手冊[M]. 北京：機械工業(yè)出版社，2002.

[8] 孟慶利.基底隔震混合控制和三維隔震系統(tǒng)研究[D]. 哈爾濱：中國地震局工程力學(xué)研究所，2006.

[9] 張玉敏. 碟形彈簧豎向隔震裝置的試驗研究[D]. 唐山：河北理工大學(xué)，2005.