安東亞，王瑞峰，陳 怡，周 健，潘鈞俊，楊 欽

(1 華東建筑設計研究院有限公司， 上海 200002； 2 杭州蕭山國際機場有限公司， 杭州 311209；3 中國建筑第八工程局有限公司， 上海 200135)

0 概述

由于傳播路徑、介質(zhì)構成、局部場地等因素, 地震動時空分布并非一致。對于展布尺寸較小的結構，地震動的空間變化可以認為很小，可采取一致激勵模式；然而對于那些展布尺寸較大的結構，或其他無法忽略地震動空間變化影響的結構，有必要采取多點激勵的激勵模式。歐洲規(guī)范EN 1998.2[1]首先考慮了地震動空間變化性，且規(guī)定：當橋長大于200m且存在地質(zhì)不連續(xù)或明顯的不同地貌或當橋梁總長大于600m時，無論地質(zhì)情況如何，均應該考慮地震動的空間變化對結構的影響。我國《公路橋梁抗震設計細則》(JTG/T B02-01—2008)[2]也對多點激勵問題給出了規(guī)定：當橋址地質(zhì)不連續(xù)或地形特征可能對地震動分布造成顯著不同以及橋梁一聯(lián)總長超過600m時，應考慮地震動激勵的非一致性。我國《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)規(guī)定：平面投影尺度很大的空間結構，應根據(jù)結構形式和支撐條件，分別按照單點一致、多點、多向單點和多向多點激勵進行抗震計算。其中平面投影尺度很大是指跨度大于120m、或長度大于300m、或懸臂大于40m的結構。

從震源釋放出來的能量以地震波的形式傳至地表，其非一致性主要表現(xiàn)為[3]：行波效應、相干效應與衰減效應與局部場地效應。以往的研究成果[4-5]表明：相對于一致地面運動而言，考慮行波效應產(chǎn)生的計算修正量占主導地位，而考慮激勵點間相干性部分損失(非均一性效應，局部場地效應)產(chǎn)生的計算修正量則小得多，而且多半是略微縮小行波效應的修正量。而地震波的視波速是研究地震波行波效應的一個重要參數(shù)。行波法通常采用常量視波速，但較復雜。因地震波具有頻散性，不同的頻率成分傳播速度不同，不同的入射角度對視波速也有影響。有關視波速的研究很多，但并沒有定論，林家浩[5]指出：當視波速難以確定時，可以取若干個可能值分別進行計算，取最不利情況作為設計參考值。目前在實際工程中的做法仍是在一定波速范圍內(nèi)取常量視波速進行試算，采用包絡的方法確定多點激勵的影響。范重[6]研究了視波速的影響因素，推導了其表達式，在經(jīng)數(shù)字化分析后，指出視波速主要與基巖剪切波速、震源深度和震中距三個因素有關，且震中距越小視波速越大(當震中距超過50km后，視波速基本保持不變)，當震中距較小時，視波速隨震源深度的增加而迅速增大，其數(shù)值可能大于基巖的剪切波速。而在實際工程中若采取的視波速過大，多點激勵分析的影響將趨于微弱，可能產(chǎn)生偏于不保守的結果，如表1所列工程均未采用超過基巖的視波速。

地震臺站的強震記錄[7]表明，地面運動方向與震中位置的相關性較弱，地面運動分量之間具有較強的隨機性，地震激勵方向與地震傳播方向可能并不一致。因此，在進行超長結構行波效應分析時，通常假定地震作用方向與傳播方向無關，采用雙向或三向地震激勵[8-9]。當前多維多點激勵下大跨度空間鋼結構地震反應的分析方法主要有3種：時程分析法、隨機振動法和反應譜法，其中時程分析法應用最為廣泛，具體應用中又分為以下3種方法[10]：1)施加加速度歷程法，該法優(yōu)點是比較簡單，只需為每一荷載步指定相應的時間和加速度值即可；2)施加位移時程法，將時間-加速度關系在頻域上積分，得到時間-位移關系，然后施加位移時程即可；3)大質(zhì)量法。

典型機場建筑多點地震分析基本參數(shù)及規(guī)律匯總 表1

近年來我國機場建設發(fā)展很快，航站樓規(guī)模不斷增大，單體結構總長度已經(jīng)突破400m，行波效應的影響不能忽略，多點激勵分析在我國多個機場航站樓建筑中得到應用，典型工程應用情況見表1。表1中從各典型工程得出的主要結論如下：

(1)成都雙流國際機場工程

考慮行波效應后, 鋼結構部分多數(shù)桿件內(nèi)力小于一致激勵，且行波效應影響系數(shù)多數(shù)小于1.2；沿地震波傳播方向上的底層框架柱內(nèi)力多數(shù)增大，而垂直于地震波傳播方向上的柱內(nèi)力多數(shù)減??；支承鋼拱的鋼柱軸力行波效應影響系數(shù)基本上小于1.0；支承鋼拱的框架柱列行波效應影響系數(shù)呈現(xiàn)出兩端大、中間小的規(guī)律；多點激勵下的基底剪力小于一致激勵結果。

(2)昆明新機場航站樓工程

考慮多點激勵時，整體扭轉(zhuǎn)效應顯著增加，放大程度可達5倍以上，但隔震層以上各層扭轉(zhuǎn)位移差別不大；多數(shù)柱剪力有所降低，個別柱剪力相當。

(3)浦東機場(二期)候機樓

多點地震激勵所得的結構位移反應約為一致激勵下的結構位移反應的1.1～1.5倍；桿件軸力比值為1.6左右。

(4)首都機場T3航站樓

多點激勵條件下扭轉(zhuǎn)作用顯著提高；隨波速減小地震反應增大，多點激勵影響隨樓層升高而減?。欢帱c激勵影響較大構件一般為邊柱、角柱；建議本工程多點激勵地震作用效應調(diào)整系數(shù)在1.00～ 2.20 之間。

(5)青島膠東國際機場航站樓

網(wǎng)架桿件的軸力行波效應較小；底層框架柱內(nèi)力行波效應最大；行波效應系數(shù)的分布范圍較廣，隨著樓層增加逐漸減小；大多數(shù)柱的內(nèi)力均小于一致激勵的結果，超載柱的行波效應系數(shù)多集中于1.0～1.25區(qū)間；結構盡端、分縫處、平面開大洞區(qū)域邊界的行波效應顯著；結構平面變窄的區(qū)域，其盡端框架柱行波效應顯著。

(6)合肥新橋國際機場

多點激勵的影響和上部鋼結構分區(qū)之間的連接方式密切相關；釋放約束不一定就會使結構的地震響應有所降低，反而有可能使結構響應增大，對抗震不利；剛接模型對于多點地震激勵較其他兩種模型更為敏感。

行波效應影響特征可大致總結如下：考慮行波效應后總地震剪力通常有所減小，整體扭轉(zhuǎn)效應增加，構件內(nèi)力可能增大也可能減小，一般邊部和端部構件內(nèi)力更多呈增大趨勢，且隨樓層增高逐漸降低。由于機場建筑的復雜性和特殊性，從以往工程的分析結果中較難得到有關行波效應影響的完全一致的規(guī)律和結論。杭州蕭山國際機場T4航站樓主樓面寬約440m，進深約205m，并且由于考慮溫度效應，下部混凝土結構被劃分為三塊，鋼屋蓋連為一體，在以往的多點激勵分析中未見具有該特征的航站樓結構的專門研究，本文對其進行考慮行波效應的多點激勵地震分析，重點研究罕遇地震下，非一致激勵與一致激勵帶來的差異性，最終將可能的不利影響反映到抗震設計中。

1 工程簡介

杭州蕭山國際機場三期新建T4航站樓及陸側交通中心工程，建筑面積約150萬m2[11]。主體結構采用鋼筋混凝土結構，共劃分為39個單元，如圖1所示。其中T4航站樓主樓屋蓋為完整的自由曲面，且為一個獨立的整體，最大長度466m(定義為Y向)，最大寬度291m(定義為X向)，中軸線寬度260m；對應的下部混凝土結構的單元分段為B1～B3三個混凝土結構單元。因此，航站樓主樓為三個混凝土結構單元支承一個鋼結構屋蓋的屋頂連體結構。屋蓋鋼結構采用空間曲面網(wǎng)架+封邊桁架+分叉鋼柱結構體系，主樓屋蓋標準空間網(wǎng)架的網(wǎng)格平面投影尺寸為3.6m×3.6m。支撐屋蓋的鋼管混凝土柱，采用下小上大的變截面直柱與分叉柱結合的形式。結構三維模型見圖2。

圖1 航站樓平面分區(qū)示意圖

圖2 航站樓主樓結構三維模型

2 計算說明

本文利用ABAQUS軟件，采用底部直接激勵的加速度法對該結構進行非一致激勵與一致激勵的分析。由于下部結構在X軸方向分為三個區(qū)段，單區(qū)段的最大長度小于200m，本文重點研究多點激勵對于上方鋼結構屋蓋的影響。

分析中僅考慮水平方向地震的行波效應，豎向不考慮行波效應。采用三向地震激勵，主、次和豎向的加速度峰值比例為1.0∶0.85∶0.65。最大峰值加速度為125cm/s2。地震波的傳播速度根據(jù)地勘報告取平均值為250m/s。通過編制程序?qū)τ嬎慵钸M行控制，每個支座處的激勵根據(jù)支座所在的空間位置通過計算后確定，保證相鄰支座的激勵連續(xù)變化。

選擇罕遇地震彈塑性分析中采用的兩組波，一組天然波和一組人工波(表2、圖3、圖4)，分別計算X向主激勵和Y主激勵共計4個工況，表2中地震波的峰值加速度均為125 cm/s2。將計算結果與一致激勵罕遇地震的結果進行對比。

圖3 地震波時程曲線

圖4 地震波反應譜與規(guī)范譜的對比

3 計算結果分析

3.1 總剪力對比

提取大跨度屋蓋的總地震剪力，見表3、圖5和圖6。由表3、圖5和圖6可以看出，非一致激勵的總地震剪力比一致激勵明顯降低，這是由于下部結構不同區(qū)段地震動不一致，導致的地震力疊加放大效應減弱，非一致激勵總地震剪力最低降為一致激勵的40%，發(fā)生在天然波的Y向，其他工況基本在60%～80%之間。人工波的Y向非一致激勵地震動響應略有增大，增大比例小于5%。

圖5 天然波X向剪力對比曲線

圖6 天然波Y向剪力對比曲線

地震波分組 表2

總地震剪力對比 表3

3.2 典型位置位移對比

在考察結構的頂部位移時，重點關注屋蓋角部和邊跨中部位移較大位置的數(shù)據(jù)，所取代表柱位置見圖7。由于非一致激勵時，基礎累積變形將導致整體結構發(fā)生偏移，因此柱頂?shù)奈灰凭∠鄬τ谥椎南鄬ψ冃危瑫r給出兩根柱所在位置的層間位移角。兩個位置柱頂?shù)南鄬ξ灰坪椭斔谖恢玫膶娱g位移角對比分別見表4，5。由表4，5可知，非一致激勵下結構的變形普遍減小，基本在一致激勵結果的50%～103%之間，層間位移角滿足《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)對框架結構1/50的限值要求。圖8給出了不同工況下位移對比時程曲線。

柱頂相對位移對比 表4

圖7 位移參考點柱位置

圖8 不同工況下柱頂相對位移時程對比曲線

層間位移角對比 表5

3.3 關鍵柱底剪力對比

選取與屋蓋相連的邊跨8根柱，柱位如圖9所示，對比非一致激勵和一致激勵兩種工況下柱的柱底剪力(表6)。非一致激勵和一致激勵相比，部分柱底剪力出現(xiàn)增大現(xiàn)象，增大比例在135%以內(nèi)。總體而言，Y向地震(沿T4航站樓長向)柱底剪力呈增大趨勢，X向地震(沿航站樓短向)柱底剪力呈減小趨勢；且靠近端部和結構分縫附近的柱底剪力增大相對更為明顯。以上結果一方面由非一致激勵引起，另一方面下部不同單元之間的相對運動和扭轉(zhuǎn)效應也會導致區(qū)塊邊緣柱內(nèi)力增大，這與通常無縫結構的行波影響略有不同。

圖9 柱位置示意圖

3.4 非一致激勵罕遇地震構件性能

在非一致激勵下，支撐屋蓋的鋼管混凝土柱中，僅有一根在角部的柱鋼管剛剛進入輕微屈服，其他柱鋼管保持彈性(圖10)，柱混凝土未出現(xiàn)受壓損傷(圖11)?；ㄐ沃沃３謴椥?。屋蓋鋼構件僅局部幾根進入輕度塑性(圖12)。整體屋蓋抗震性能良好。

圖10 支撐柱鋼管塑性發(fā)展

圖11 柱混凝土受壓損傷

4 下部結構分縫的影響

本節(jié)討論下部混凝土結構分縫對結構多點激勵響應的影響。從概念判斷，沿結構的Y向混凝土部分劃分為多塊以后，各段的最大長度剛超過200m，非一致地震動的影響應有所降低，但屋蓋仍連為一體，形成連體結構。這種復雜受力形式將導致非一致激勵的影響規(guī)律較難直接判斷。仍以第2節(jié)所給人工波為例，對比混凝土結構是否分縫對結構和構件內(nèi)力的影響，結構不同分縫工況下的總地震剪力和柱底剪力對比分別見表7，8。結構分縫以后沿結構X向的總地震剪力有所降低，而Y向總地震剪力反而增加，關鍵柱的地震剪力以增加為主。說明分縫后各區(qū)塊之間獨立運動趨勢增加，使得位于縫隙附近和端部的構件內(nèi)力出現(xiàn)明顯增大，但兩個方向的總地震剪力變化規(guī)律并不一致。圖13為下部結構不分縫時，屋蓋鋼結構的塑性發(fā)展情況。對比圖13和圖12可知，下部結構分縫后屋蓋出現(xiàn)塑性的區(qū)域和程度均有所降低。由此說明，下部混凝土結構的分縫帶來的影響呈現(xiàn)多樣性，對屋蓋支撐結構和屋蓋自身帶來的影響不同，需要在設計中充分估計結構分縫的不利影響。

柱底剪力對比 表6

不同下部結構分縫情況總地震剪力對比 表7

不同下部結構分縫情況柱底剪力對比 表8

圖12 屋蓋鋼構件塑性發(fā)展

圖13 屋蓋鋼構件塑性發(fā)展(下部不分縫)

5 結論

(1)非一致激勵的總地震剪力比一致激勵的總地震剪力小，約為一致激勵的60%～80%。

(2)非一致激勵的關鍵柱頂所在位置層間位移角比一致激勵的層間位移角小，滿足規(guī)范限值1/50的要求。

(3)非一致激勵下，部分關鍵構件的剪力出現(xiàn)增大現(xiàn)象，主要位于分縫附近和平面端部，增大后的內(nèi)力與原內(nèi)力比值的最大值在135%以內(nèi)。

(4)非一致激勵罕遇地震下屋蓋總體基本保持在彈性范圍內(nèi)，滿足整體抗震安全性要求。

(5)下部結構分縫對總地震剪力、支撐構件地震剪力以及對屋蓋桿件的影響呈現(xiàn)多樣性，部分抗側力構件內(nèi)力存在進一步增大的風險，設計中按照實際分析結果對反應譜結果適當放大。