薛偉偉

（太原重型機械集團有限公司，山西 太原　030024）

生態(tài)復合墻結構在土-樁-結構相互作用下隔震設計研究分析

薛偉偉

（太原重型機械集團有限公司，山西 太原030024）

利用時程分析法對天然地基上帶群樁基礎的生態(tài)復合墻結構進行隔震設計研究分析。建立彈簧單元模擬群樁基礎，采用Davies方法確定樁的剛度；利用SAP2000建立生態(tài)復合板隔震模型。用時程分析法進行地震反應分析，比較隔震結構和非隔震結構時程反應分析結果，并找到其中規(guī)律，為隔震設計提供設計依據(jù)。

生態(tài)復合墻結構；隔震基礎；土-樁-結構相互作用；時程分析法

0　引言

地震作用的問題一直受國內(nèi)外許多學者的強烈關注，而且就這方面問題進行了大量的研究，其研究的上部結構型式主要包括框架結構、框剪結構、剪力墻結構、筒體結構等［1-3］。西安建筑科技大學建筑結構新技術研究所提出了一種節(jié)能保溫、耗能減震、快速建造、經(jīng)濟實用的住宅結構新體系——生態(tài)復合墻結構體系［4-5］（見圖1）。

圖1　生態(tài)復合墻結構體系示意

生態(tài)復合墻結構作為一種新型的結構體系，其中的肋格與填充塊共同工作，同時又相互作用，充分發(fā)揮各自性能。在地震反復作用下，填充塊受到框格約束，裂縫被控制在一定范圍內(nèi)，填充塊可以有效地參與抗震，此時填充塊類似于一個耗能裝置，有效提高結構抗震能力。在前期研究中，課題組利用時程分析方法對生態(tài)復合墻結構抗震設計方法研究雖已有一些成果，但考慮土-樁-生態(tài)復合墻體系相互作用下的隔震設計分析未有相關研究成果。

本文根據(jù)子結構原理，將群樁基礎用一組彈簧來模擬，利用彈簧單元模擬群樁基礎，采用Davies方法確定樁的剛度；建立隔震結構計算模型，提出考慮土-樁-生態(tài)復合墻結構共同作用的整體分析模型，并對比分析隔震結構和非隔震結構在土-樁-結構的共同工作問題。

1　土-樁-生態(tài)復合墻結構相互作用隔震結構設計分析模型

1.1隔震結構計算模型

對于基礎隔震結構來說，合理的計算模型要能夠反應隔震結構實際的受力情況，上部結構不同應選取不同的分析模型。一般常用的計算模型有以下幾種［6］：

（1）單質(zhì)點模型

對于隔震結構特別是層數(shù)不多、上部結構剛度大的結構，結構體系位移集中在基底隔震裝置，上部結構在地震作用下整體平動，可以通過單質(zhì)點隔震模型來分析結構的反應情況，見圖2。

圖2　單質(zhì)點模型

（2）多質(zhì)點剪切模型

時程分析一般采用剪切型多質(zhì)點模型。某些隔震結構上部層間剛度相對較小或上部結構質(zhì)心與隔震層剛度中心不重合時應計入扭轉。將隔震層作為一個質(zhì)點，同時將上部結構質(zhì)點化，其水平剛度即為隔震層的等效水平剛度。該模型計算精度可以滿足工程要求，而且簡單實用，見圖3。

圖3　多質(zhì)點剪切模型

（3）扭轉振動模型

這種模型假定各層在平面內(nèi)剛度無限大，在水平地震作用下只進行平面內(nèi)運動，其運動分量是X、Y向水平位移和一個角位移。用X、Y向水平位移和角位移3個矩陣就可以描述結構運動矩陣，模型見圖4。

圖4　扭轉振動模型

以上分析模型可同時考慮隔震層、下部結構和上部結構的非線性特性。實際使用的一些隔震系統(tǒng)是有自阻尼的線性系統(tǒng)，但為了使隔振器有高柔性和大阻尼，一種替代方法是采用非線性滯變隔震系統(tǒng)。當隔震墊為普通疊層橡膠墊且不設置阻尼時，可采用線彈性模型，見圖5；當隔震墊為鉛芯疊層橡膠墊時，隔震層可采用雙性模型，見圖6。

圖5　普通疊層橡膠支座的滯回曲線

圖6　鉛芯疊層橡膠支座的滯回曲線

從圖5可以看出，普通橡膠支座的滯回特性與剪應變的大小無關，支座從大變形到小變形都具有穩(wěn)定的彈性性能，滯回曲線所包含的面積很小，說明普通疊層橡膠支座幾乎不能耗散能量，要達到耗散能量的目的，必須與其它阻尼器配合使用。從圖6可以看出，鉛芯疊層橡膠支座實際的滯回曲線可近似為一個雙線性模型，若對該模型進行等效線性化，將雙線性模型的對角線用斜線相連，則斜線的斜率為支座的等效水平剛度，計算式為：

式中：Keq——等效水平剛度；

Xmax——最大水平位移；

Xmin——最大水平負位移；

Qmax——與Xmax對應的水平剪力；

Qmin——與Xmin對應的水平剪力。

1.2基礎簡化模型

土-樁-生態(tài)復合墻結構相互作用結構模型如圖7（a）所示。用一組彈簧模擬群樁基礎，本文根據(jù)子結構原理，建立如圖7（b）所示的土-樁-生態(tài)復合墻體系相互作用體系Pushover分析模型，其中群樁剛度按Davies（1986）［7］的經(jīng)驗公式確定。

圖7　土-樁-結構相互作用體系Pushover計算模型

1.3時程分析所選取的地震波

本工程所選用的是國內(nèi)外抗震設計最常用的2個典型地震波EL-CENTRO、遷安波和1組人工波，如圖8所示。

圖8　地震波EL-CENTRO、遷安波和人工波圖譜

2　實例分析

圖9為生態(tài)復合墻住宅平面示意，地上8層，層高2.8 m，總高22.4 m，8度抗震設防，設計基本地震加速度0.20 g，橫向9.0 m，縱向長42.0m，最大房間為9.0m×6.0m，橫向一榀框架各根柱下各布置1根樁，樁尺寸相同，樁徑為0.60m，樁長20m。

圖9　隔震密肋復合墻平面示意

該建筑比較規(guī)則，安裝隔震支座后，自振周期控制在2.5 s左右，避開了特征周期，大大減小了地震力。在8度多遇地震作用下，基礎固定的生態(tài)復合墻結構無法正常工作。為了實現(xiàn)在高地震烈度區(qū)建立生態(tài)復合墻結構，在結構的底部安裝了自阻尼橡膠支座，隔震層設在±0.000與基礎之間，采用30個直徑為500 mm的GZY500型自阻尼疊層橡膠隔震支座，規(guī)格相同，其支座有關技術參數(shù)及力學性能如表1所示。對高烈度區(qū)隔震生態(tài)復合墻結構的地震反應進行研究，分別采用基礎固定與基礎隔震2種形式進行地震反應對比分析［8-9］。

表1　自阻尼疊層橡膠隔震支座設計參數(shù)

自阻尼疊層橡膠隔震支座的其它參數(shù)為：有效直徑500 mm，鉛芯直徑120 mm，橡膠硬度50，橡膠層總厚度105 mm，鋼板層厚度20 mm，一次形狀系數(shù)31.6，二次形狀系數(shù)5.7。

2.1隔震與非隔震結構周期比較

由GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》中圖5.1.5可知，自振周期大小直接影響水平地震作用，因此要將結構自振周期控制在合理范圍內(nèi)。墻板結構與有限元分析模型見圖10，隔震結構和非隔震結構周期對比結果見表2。

圖10　墻板結構簡圖與有限元分析模型

表2　隔震結構和非隔震結構周期對比

由表2可見：

（1）結構加隔震裝置以后前3個振型周期變化較大，由GB 50011—2010中圖5.1.5初步估計地震力可減小50%，這對結構抗震是非常有利的。

（2）前3個周期高階振型影響較小，變形集中在隔震層。對于后7個振型隔震結構周期僅比非隔震結構周期稍大，說明此時高階振型影響較大，隔震效果不明顯，此時隔震層位移在總位移中的比例較前3階振型有所減小。

2.2隔震結構與非隔震結構在8度多遇地震作用

下的時程分析對比

圖11為在EL-CENTRO時程曲線作用下頂層X方向加速度時程曲線。地震波調(diào)幅系數(shù)為2.05。

圖11　頂層加速度時程曲線

從圖11可以看出，在8度多遇（amax=70 gal）地震作用下，基礎固定結構頂層最大加速度181.4 gal，而基礎隔震結構頂層加速度最大值約為59.1 gal，僅為基礎固定結構的32.4%；隔震結構時程曲線較固定結構加速度時程曲線頻率低，減輕地震時振動的強烈感［10］。

表3為隔震結構與非隔震結構在8度多遇地震作用下最大層間剪力。

由表3可知：在8度多遇地震作用下，隔震與非隔震2種情況下各層層間剪力的最大比值為0.35，根據(jù)GB 50011—2010規(guī)定，隔震層以上結構的水平減震系數(shù)為0.5時，可降低1度來設防，并且有較好的安全儲備。

表3　隔震結構與非隔震結構隔震前后的層間剪力比較

2.3隔震結構在8度罕遇地震作用下的時程分析

圖12為地震時程曲線作用下頂層X方向加速度時程曲線（以EL-CENTRO波為例）。地震波調(diào)幅系數(shù)為11.7。表4為隔震結構在8度罕遇地震作用下各層層間位移。

圖12　頂層加速度時程曲線

從圖12可以看出，在8度罕遇地震作用下（amax=400 gal），基礎固定結構頂層最大加速度1716 gal，而基礎隔震結構頂層加速度最大值約為408 gal，僅為基礎固定結構的23.8%。2個時程曲線形狀基本相同，不同處是固定結構的加速度曲線振幅較大，此時支座進入塑性狀態(tài)。

表4　隔震結構在8度罕遇地震作用下的層間位移

從表4可以看出，隔震層在8度罕遇地震作用下的最大位移為190.2 mm。符合JG 118—2000《建筑隔震橡膠支座》對最小直徑為500 mm的隔震支座其位移限值為275 mm的要求，并且在地震荷載作用下基本是平動，位移集中在隔震層。

3　結語

（1）利用SAP2000分析軟件對比分析了隔震結構與非隔震結構的層間剪力和層間位移，驗證了生態(tài)復合板結構在高烈度區(qū)的可行性。隔震結構底層剛度較小，這樣延長結構自振周期，同時隔震層的阻尼器有效消耗地震能量有效的隔離地震波上傳，隔震結構基底剪力是非隔震結構的34.7%，頂層加速度是非隔震結構的21.6%；隔震結構位移集中在隔震層，上部結構基本是平動，隔震結構層間位移減小，在多遇地震作用下上部結構處于彈性狀態(tài)。

（2）在設計隔震結構時，隔震結構的構造對隔震效果影響很大。若隔震節(jié)點設計或施工不當，則不能滿足“小震不壞”的設防目標：要發(fā)揮隔震效果，就要保證隔震裝置可以自由移動，因此，隔震層以上結構應采取不阻隔隔震層在罕遇地震作用下發(fā)生大變形的措施。因此本文提出生態(tài)復合板結構部分連接構造。

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Isolation design analysis of soil-pile-eco-composite walls interaction system

XUE Weiwei
（Taiyuan Heavy Machinery Group Co.Ltd.，Taiyuan 030024，Shanxi，China）

Time-history method was adopted to perform Isolation Design analysis for eco-composite wall structure with grouped pile foundation resting on natural foundation soil.The substructure technique was adopted to simulate pile group with a group of springs，the grouped pile stiffness was determined with Davies method.Using SAP2000 establish an eco-composite wall isolation model.This paper uses time-history method to analysis earthquake response and compares the results of time-response analysis of the isolated structure with non-isolated structure's；contrast the effect of isolation of different damping ratio and find the rules to provide the basis for isolation's design.

eco-composite wall structure，base isolation，soil-pile-structure interactions，time-history analysis

TU352.1

A

1001-702X（2015）11-0074-05

國家自然科學基金項目（50908188、50878021）；國家“十一五”科技支撐項目（2006BAJ04A02-5、2008BAJ08B011-03）

2015-08-28

薛偉偉，男，1985年生，山西襄汾人，工程師，主要從事新型建筑結構體系及結構抗震研究。