屈 濤，衛(wèi) 文，古靜欣

(廣東省建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司深圳分公司， 深圳 518063)

1 工程概況

某學(xué)校項(xiàng)目位于廣東省廣州市南沙區(qū)，項(xiàng)目總建筑面積約80 000m2，其中學(xué)院樓面積約12 000m2，辦公面積約68 000m2[1]。學(xué)院樓結(jié)構(gòu)高度23.5m，下部為階梯教室和教學(xué)輔助用房，上部設(shè)置兩層“玻璃盒子”為專家樓辦公區(qū)。學(xué)院樓首層中軸線位置為大型報(bào)告廳，“玻璃盒子”橫跨兩端教學(xué)區(qū)域坐落在報(bào)告廳上方。呈現(xiàn)出懸浮在下部結(jié)構(gòu)之上的建筑效果，如圖1所示。

本工程設(shè)計(jì)使用年限為50年，結(jié)構(gòu)安全等級(jí)為二級(jí)，抗震設(shè)防烈度為7度，設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.10g，設(shè)計(jì)地震分組為第一組，場(chǎng)地類別為Ⅲ類，特征周期為0.45s，結(jié)構(gòu)阻尼比為0.04[2]。采用廣州地區(qū)50年重現(xiàn)期基本風(fēng)壓為0.60kN/m2，地面粗糙度類別為B類，風(fēng)荷載體型系數(shù)為1.4。辦公標(biāo)準(zhǔn)層樓面恒荷載1.7kN/m2，活荷載3kN/m2。

2 結(jié)構(gòu)體系

為實(shí)現(xiàn)整體建筑效果，整個(gè)學(xué)院樓采用下部混凝土框架結(jié)構(gòu)支撐上部大跨度鋼結(jié)構(gòu)。下部階梯教室、教育輔助用房等功能用房采用混凝土框架結(jié)構(gòu)。

上部專家樓為大跨度鋼桁架結(jié)構(gòu)，外圍的鋼桁架為主要受力構(gòu)件(圖2)，桁架頂?shù)讓釉O(shè)置面內(nèi)支撐，使外圍桁架形成整體，其余樓面鋼梁支撐在外圍鋼桁架上。X向跨度37.2m，Y向跨度19.8m，桁架高度10m，鋼桁架結(jié)構(gòu)模型如圖3所示。

上部鋼桁架結(jié)構(gòu)兩端各設(shè)四個(gè)支座，橫跨兩端教學(xué)樓，支撐在下部混凝土框架上。整體模型如圖4示意。本文后續(xù)將上部的專家樓結(jié)構(gòu)，稱為上部結(jié)構(gòu)。

3 下部混凝土結(jié)構(gòu)與上部鋼結(jié)構(gòu)協(xié)同設(shè)計(jì)

與大跨度鋼屋蓋和下部混凝土結(jié)構(gòu)的整體設(shè)計(jì)類似，此類結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)需考慮上、下部結(jié)構(gòu)的協(xié)同工作，考慮其互相影響。實(shí)際考慮下部結(jié)構(gòu)的協(xié)同作用后，對(duì)上部結(jié)構(gòu)在靜力工況和地震工況下的受力均有較大影響[3]。

現(xiàn)階段的工程設(shè)計(jì)大多是將上部大跨鋼結(jié)構(gòu)與下部混凝土支承結(jié)構(gòu)分開(kāi)進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，可簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)流程適應(yīng)項(xiàng)目的推進(jìn)進(jìn)度。在基本完成各單體的設(shè)計(jì)后，再進(jìn)行整體計(jì)算復(fù)核，取包絡(luò)設(shè)計(jì)。

本項(xiàng)目為更好地實(shí)現(xiàn)建筑效果要求，上部結(jié)構(gòu)通過(guò)支座與下部結(jié)構(gòu)連接，同時(shí)為了減少地震作用、降低溫度應(yīng)力，選用隔震支座方案。設(shè)計(jì)團(tuán)隊(duì)對(duì)本項(xiàng)目提出了三種隔震方案，分別為鉛芯橡膠支座方案、鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器方案、摩擦擺支座方案。本文將對(duì)各方案的隔震設(shè)計(jì)進(jìn)行對(duì)比研究。

4 上部結(jié)構(gòu)地震作用計(jì)算

本項(xiàng)目處于方案階段，采用上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)單獨(dú)設(shè)計(jì)的方法，確認(rèn)各部分的最終方案。如第3節(jié)所述，上部鋼桁架結(jié)構(gòu)地震作用的計(jì)算需考慮下部結(jié)構(gòu)的影響，其底部剪力會(huì)有一定的放大。一般可考慮反應(yīng)譜法、時(shí)程分析法、樓面譜法三種方法計(jì)算放大系數(shù)[4]。本文的研究分析采用反應(yīng)譜法考慮上部結(jié)構(gòu)底部剪力的放大。對(duì)整體結(jié)構(gòu)和單獨(dú)上部結(jié)構(gòu)分別進(jìn)行分析，通過(guò)對(duì)比鋼桁架的底部剪力，得到上部結(jié)構(gòu)的底部剪力放大系數(shù)，見(jiàn)表1。

表1 上部結(jié)構(gòu)的底部剪力放大系數(shù)

5 隔震方案研究

本節(jié)進(jìn)行隔震方案的研究，采用時(shí)程分析的方法進(jìn)行地震作用分析，以非隔震整體模型的底部剪力為基準(zhǔn)進(jìn)行時(shí)程波的選取。最終選取三條時(shí)程波進(jìn)行后續(xù)的研究分析，每條時(shí)程波計(jì)算所得底部剪力不小于振型分解反應(yīng)譜法的65%，平均值不小于反應(yīng)譜法結(jié)果的80%。天然波1、天然波2、人工波的名稱分別為ArtWave-RH2TG045、Big Bear-01_NO_902(0.49)、Big Bear-01_NO_907, Tg(0.43)，以X向?yàn)槔?，三條地震波時(shí)程曲線如圖5所示。

以單獨(dú)上部結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象，對(duì)比各個(gè)隔震方案的不同，分析軟件采用SAP2000。根據(jù)第4節(jié)中得到的放大系數(shù)，峰值加速度取X向100×2.08=208cm/s2，Y向100×2.22=222cm/s2。上部桁架結(jié)構(gòu)支座采用鉸接，得到非隔震模型的底部剪力結(jié)果如表2所示。

表2 上部結(jié)構(gòu)非隔震模型底部剪力/kN

5.1 鉛芯橡膠支座方案

首先考慮鉛芯橡膠支座方案。橡膠支座在重力荷載代表值下的支座壓應(yīng)力需滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)(簡(jiǎn)稱抗規(guī))的限值要求，同時(shí)為避免采用額外的抗風(fēng)措施，要求支座在50年一遇風(fēng)荷載下不屈服。隔震層抗風(fēng)設(shè)計(jì)需滿足以下要求：γwVwk≤VRw，其中γw為風(fēng)荷載分項(xiàng)系數(shù)，Vwk為風(fēng)荷載下總水平剪力標(biāo)準(zhǔn)值，VRw為隔震支座的水平屈服荷載設(shè)計(jì)值[5]。同時(shí)，隔震支座設(shè)防地震下的彈性恢復(fù)力必須大于抗風(fēng)裝置受剪承載力設(shè)計(jì)值的1.4倍，以保證隔震支座在多次地震作用后仍具有良好的復(fù)位功能[6]。即需滿足K100tr≥1.4VRw,其中K100為隔震支座在水平剪切應(yīng)變100%時(shí)的水平有效剛度；tr為橡膠層總厚度。

將以上兩點(diǎn)作為鉛芯橡膠支座選型的標(biāo)準(zhǔn)，最終選取LRB1400型號(hào)的支座，參數(shù)如表3所示。

表3 鉛芯橡膠支座參數(shù)

風(fēng)荷載1 095kN，單個(gè)橡膠支座屈服力420kN，總的水平承載力VRw=3 360kN，大于1.5×1 095=1 642kN，滿足要求。支座橡膠層總厚度240mm，支座恢復(fù)力K100tr=4.1×240mm=984kN，大于1.4×420=588kN。鉛芯橡膠支座的參數(shù)滿足抗風(fēng)設(shè)計(jì)的要求。

采用SAP2000中快速時(shí)程分析算法(FNA)，支座采用Rubber Isolator單元進(jìn)行模擬。各中震時(shí)程波下底部剪力見(jiàn)表4。根據(jù)底部剪力計(jì)算結(jié)果，根據(jù)隔震模型和非隔震模型底部剪力的比值得到減震系數(shù)為X向0.261、Y向0.141。此處參考抗規(guī)第12.2.5條，以各條時(shí)程波中的底部剪力之比的最大值，計(jì)算減震系數(shù)[2]。

表4 鉛芯橡膠支座的中震底部剪力/kN

各支座在三條大震時(shí)程波下的位移包絡(luò)如表5所示，可見(jiàn)支座最大位移553mm小于0.55倍的支座有效直徑，即770mm。

表5 大震下鉛芯橡膠支座的支座位移/mm

5.2 鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器方案

為減小大震下的位移，避免過(guò)大的變形縫，在支座處同時(shí)設(shè)置黏滯阻尼器。每個(gè)支座在X、Y兩個(gè)方向上分別設(shè)置一個(gè)黏滯阻尼器，共8對(duì)、16個(gè)阻尼器，協(xié)助吸收地震能量，減小地震下隔震結(jié)構(gòu)的變形[3]。黏滯阻尼器參數(shù)見(jiàn)表6。

表6 黏滯阻尼器參數(shù)

設(shè)置黏滯阻尼器后，由于增加了結(jié)構(gòu)阻尼，結(jié)構(gòu)抗震性能得到了進(jìn)一步提高，支座位移減小到220mm，減小了變形縫的寬度，對(duì)建筑設(shè)計(jì)有利；但底部剪力相對(duì)無(wú)阻尼器的方案略有增加，減震系數(shù)有所增大。這是因?yàn)轲枘崞骶哂袆?dòng)剛度，增加了整套橡膠支座在地震下的剛度，底部剪力(支座剪力+阻尼力)有所增加，但橡膠支座的受力是有所減少的。設(shè)置阻尼器后可起到保護(hù)支座的作用。

黏滯阻尼器中震下底部剪力及大震下支座位移如表7、8所示。結(jié)果表明，最大內(nèi)力775kN<1 000kN，最大位移204mm<300mm。阻尼器受力及變形均能滿足設(shè)計(jì)要求。

表7 帶阻尼器方案的中震底部剪力/kN

表8 帶阻尼器方案的大震支座位移/mm

從以上結(jié)果可知，支座處X、Y兩個(gè)方向的位移相差不大，X、Y兩個(gè)方向的阻尼器均需要發(fā)揮阻尼作用。而一般黏滯阻尼器是單向受力的，為保證阻尼器在另一方向不至出現(xiàn)剪切破壞，需采用相應(yīng)的構(gòu)造措施。可在阻尼器支撐端設(shè)置萬(wàn)向鉸[7]并且采用斜向布置阻尼器的方式，具體如圖6所示。

5.3 摩擦擺支座方案

本節(jié)研究摩擦擺隔震支座方案。同鉛芯橡膠支座一樣，摩擦擺支座要滿足50年一遇風(fēng)荷載下不滑動(dòng)的要求。根據(jù)此要求，上部結(jié)構(gòu)恒荷載62 380kN，50年一遇風(fēng)荷載為1 095kN，支座的最小摩擦系數(shù)為0.018。摩擦擺隔震支座的隔震效果主要由曲率半徑和摩擦系數(shù)決定[8]。按表9所示的三種摩擦擺參數(shù)進(jìn)行方案比選。

表9 摩擦擺支座方案參數(shù)

以人工波為例，對(duì)比三種方案在中震下的底部剪力和大震下的支座最大位移，見(jiàn)表10。

表10 摩擦擺支座中震下底部剪力及大震下最大位移

由表10可以看出，通過(guò)設(shè)置合適的曲率半徑及摩擦系數(shù)可控制摩擦擺支座在大震下的最大位移。方案1～方案3隨著摩擦系數(shù)的增大，大震最大位移逐步減少，但底部剪力會(huì)相應(yīng)增大[9]。

由于位移越小變形縫的處理越簡(jiǎn)單，同時(shí)摩擦擺支座的造價(jià)與最大允許位移有直接的關(guān)系，所以選擇大震下支座位移最小的方案對(duì)設(shè)計(jì)有利。方案3的位移與鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器方案結(jié)果接近，可以進(jìn)一步比較兩種方案的差別。摩擦擺支座方案最終選取方案3，支座的具體參數(shù)見(jiàn)表11。

表11 摩擦擺支座的參數(shù)

支座的具體參數(shù)確定后，進(jìn)一步分析摩擦擺支座方案在其余兩條時(shí)程波下的響應(yīng)，以得到減震系數(shù)并復(fù)核大震下允許位移。各時(shí)程波下的底部剪力如表12所示。

表12 摩擦擺支座的中震底部剪力/kN

由以上結(jié)果可知，減震系數(shù)為X向0.416，Y向0.199。各支座在三條大震時(shí)程波下的位移包絡(luò)如表13所示，可見(jiàn)支座最大位移339mm小于支座的允許最大位移400mm，滿足設(shè)計(jì)要求。

表13 摩擦擺支座的大震支座位移/mm

5.4 隔震方案比選

5.4.1 減震效果

通過(guò)減震系數(shù)和大震下位移，對(duì)鉛芯橡膠支座、鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器、摩擦擺隔震支座三種減震方案進(jìn)行比較。

表14 摩擦擺支座的大震支座位移/mm

三種方案的減震效果均十分明顯，地震剪力顯著降低。由于鉛芯橡膠支座的阻尼較小，其大震下的變形較大，接近600mm，對(duì)建筑的影響相對(duì)較大。當(dāng)附加阻尼器后，大震下位移明顯減少，底部剪力有所增大。摩擦擺支座方案由于可以通過(guò)增加摩擦系數(shù)靈活地調(diào)整支座的阻尼效應(yīng)，所以在適當(dāng)增加摩擦系數(shù)后可以達(dá)到鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器的效果，既保證隔震效果也能使結(jié)構(gòu)變形不至于過(guò)大。

5.4.2 最終隔震方案優(yōu)勢(shì)

根據(jù)上述方案比較，最終選擇了摩擦擺支座的隔震方案。下部結(jié)構(gòu)除了對(duì)地震作用有放大作用，同時(shí)會(huì)改變地震動(dòng)的頻譜特性，在確定了隔震方案后，進(jìn)一步用整體模型確認(rèn)最終的隔震效果。在整體模型中，采用摩擦擺支座后，專家樓底部剪力結(jié)果如表15所示。

表15 采用摩擦擺支座后專家樓底部剪力/kN

與整體模型中的非隔震模型專家樓底部剪力進(jìn)行對(duì)比，得到減震系數(shù)為X向0.460、Y向0.341。與5.1～5.3節(jié)中僅考慮上部結(jié)構(gòu)的結(jié)果有一些差異，最終需在整體模型中進(jìn)行相應(yīng)的隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

本項(xiàng)目采用摩擦擺隔震支座后，除地震下構(gòu)件內(nèi)力明顯減少外，由于為柔性支座，在溫度作用下構(gòu)件內(nèi)力也大幅降低[10]。采用摩擦擺支座后上部鋼結(jié)構(gòu)的用鋼量也相應(yīng)降低，由1 480t減少到1 280t，可節(jié)省用鋼量約15%。

6 結(jié)論

該項(xiàng)目目前處于方案階段，本文主要對(duì)三種隔震方案進(jìn)行了研究，采用了SAP2000中的快速時(shí)程分析算法(FNA)，該方法僅考慮了支座的非線性，在后續(xù)設(shè)計(jì)階段，需用完整的非線性時(shí)程方法進(jìn)行大震下的支座性能的詳細(xì)復(fù)核。本文對(duì)比了鉛芯橡膠支座、鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器、摩擦擺支座三種隔震方案，結(jié)論如下：

(1) 在下部混凝土、上部鋼結(jié)構(gòu)且相互相對(duì)獨(dú)立的結(jié)構(gòu)中，應(yīng)在上部結(jié)構(gòu)的支座處采取措施減少其相互影響。采用隔震支座既可釋放溫度應(yīng)力同時(shí)也可減少地震作用，具有較好的應(yīng)用優(yōu)勢(shì)。

(2)三種隔震方案均可取得良好的隔震效果。采用鉛芯橡膠支座方案，由于位移較大，需要設(shè)置較寬的變形縫，影響構(gòu)造措施，同時(shí)也會(huì)造成下部支撐構(gòu)件的附加彎矩較大。

(3)在鉛芯橡膠支座方案的基礎(chǔ)上加設(shè)黏滯阻尼器后，結(jié)構(gòu)耗能能力提高，可明顯減小罕遇地震下的變形；由于結(jié)構(gòu)兩個(gè)方向變形均較大，阻尼器的安裝需采用措施保證阻尼器在橫向變形作用下不發(fā)生剪切破壞。

(4)摩擦擺隔震支座的耗能作用和摩擦系數(shù)相關(guān)，通過(guò)調(diào)整摩擦系數(shù)，即可取得良好的隔震效果同時(shí)也能使變形在可控范圍內(nèi)；且摩擦擺支座的耐久性更好。

(5)對(duì)于此類高位隔震結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)分析，除需要考慮下部結(jié)構(gòu)對(duì)地震的放大作用外，還需考慮對(duì)地震動(dòng)頻譜特性的影響，必須對(duì)整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行隔震分析，確定最終的設(shè)計(jì)。