大型輕質屋蓋面內剛度對整體框排架結構的影響分析

魏現昊

(北京市市政工程設計研究總院有限公司 100082)

引言

鼓風機房是再生水廠中常見的建筑物,鼓風機房按功能分區一般由鼓風機間、進風廊道、進風塔構成,由于不同功能分區對空間的需求不同,鼓風機房的各個分區往往采用不同的結構形式組合在一起。鼓風機間跨度較大一般采用排架結構和大型輕質屋面板,進風廊道和進風塔作為附屬結構采用框架結構和現澆屋面板,二者側向連接組合在一起為框排架結構。根據《建筑抗震設計規范(2016年版)》(GB50011 -2010)[1]第3.4.3 節結構規則性分析表明,鼓風機房的結構橫向凹進尺寸大于投影方向總尺寸的30%,屬于平面不規則(凹凸不規則)。結構邊榀為框架結構,中榀為排架結構,且進風塔布置于結構平面縱向兩端,以框架結構形式附著于主體結構邊榀,增加了整體結構兩端的質量和剛度,導致質量和剛度沿結構平面分布不均勻,結構平動-扭轉耦聯效應[2,3]明顯。對此類不規則框排架結構,屋蓋系統是平面內約束協調框架和排架結構的重要構件,其平面內剛度必然對整體結構的動力響應特性產生重要影響。

劉大海等[4]對多層廠房差異平移-扭轉耦聯振動的地震反應進行了分析,得出不同剛度的樓蓋在考慮其水平變形時,中間框架的地震內力約為剛性樓蓋假定計算結果的120% ～190%。王立軍[5]采用空間模型分析了框排架結構的地震反應,認為該類結構的空間作用調整系數較大,不能單純采用平面結構分析。燕建平[6]根據唐山地震中單層廠房的主要震害經驗,認為屋蓋的剛度是提高廠房整體抗震能力的關鍵,在框排架體系中更為明顯。從現有資料看,存在許多問題需進行大量分析研究。

因此,結合工程實例建立多種模型,專門研究采用大型輕質屋蓋的框排架結構的屋蓋面內剛度對整體結構抗震性能的影響具有十分重要的意義。

1 工程概況

以北京地區某再生水廠框排架結構鼓風機房為研究對象,見圖1 所示。其建筑平面尺寸45.5m×17.6m,建筑面積800.80m2,建筑高度13.35m,功能分區由鼓風機間、進風廊道和進風塔組成。安全等級二級,設計使用年限50年,抗震設防烈度8 度(0.2g,第二組),抗震設防類別丙類,場地類別Ⅲ類,結構抗震等級二級。

圖1 首層平面示意Fig.1 First plan layout

鼓風機間由于工藝設備布置要求縱向無法設置柱間支撐,結構形式為橫向邊榀框架+橫向中榀排架+縱向框架結構,屋面為裝配式大型輕質屋面板(無檁屋蓋),柱距7.5m,跨度12m,頂標高10.55m; 進風塔為框架結構,現澆混凝土屋面板,附著于主體結構邊榀,頂標高10.55m;風道為框架結構,現澆混凝土屋面板,屋面梁與排架柱拉結,頂標高4.60m。

2 相關規定

《建筑抗震設計規范(2016年版)》(GB50011 -2010)附錄H.1 對鋼筋混凝土框排架結構廠房的計算、構造作了相應規定。H.1.1 要求“當本節未作規定時,其抗震設計應按本規范第6 章和9.1 節的有關規定執行”,即鋼筋混凝土框排架結構廠房仍應滿足第6 章“多層和高層鋼筋混凝土房屋”和第9.1 節“單層鋼筋混凝土柱廠房”的相關規定。

《建筑抗震設計規范(2016年版)》(GB50011-2010)附錄H.1.8 同時要求“側向框排架結構的結構布置、地震作用效應調整和抗震驗算,以及無檁屋蓋和有檁屋蓋的支撐布置,應分別符合現行國家標準《構筑物抗震設計規范》(GB50191-2012)[7]的有關規定”。《構筑物抗震設計規范》(GB50191 -2012)第6.5.2 條對無檁屋蓋的支撐布置作了詳細要求。

3 模型建立

屋面為裝配式大型輕質屋面板(無檁屋蓋),其面內剛度取決于屋蓋橫向水平支撐的設置。采用PKPM 結構設計軟件(2010 - V4)進行計算分析,按照《構筑物抗震設計規范》(GB50191 -2012)表6.5.2 條對無檁屋蓋的支撐布置要求,屋面構件布置如圖2 所示。將屋面上弦橫向水平支撐布置在縱向兩端第一開間建立模型一,屋面上弦橫向水平支撐布置在中部兩開間建立模型二,全屋面布置上弦橫向水平支撐建立模型三,屋蓋各構件截面尺寸見表1。

圖2 屋蓋構件布置簡圖Fig.2 Roof components layout diagram

表1 構件截面尺寸Tab.1 Section dimensions of components

通過三種模型的對比,分析屋蓋系統面內剛度對整體結構的周期、位移、內力響應特性,探究采用大型輕質屋面的屋蓋系統平面內剛度差異性對整體結構的影響。

4 計算分析

4.1 考慮屋蓋系統結構周期分析

表2 ～表4 為三種模型前12 個振型的周期及振型特征,圖3 為三種模型周期對比。

由表2 ～表4 及圖3 對比分析表明： (1)由于結構的不規則性以及質量、剛度沿平面分布不均勻,結構平動-扭轉耦聯效應明顯,三種模型前12 個振型中扭轉為主的振型數量均占到總振型數量的83%以上。(2)當僅在屋蓋局部布置橫向水平支撐時(模型一、模型二),結構第二振型即出現扭轉振型,周期比分別為0.89、0.88; 當全屋面布置屋蓋橫向水平支撐時(模型三),扭轉振型為第三振型,周期比為0.83。通過全屋面布置屋蓋橫向水平支撐增強屋面平面內剛度,能顯著限制結構的扭轉耦聯效應,保證前2 個主振型為平動振型。

表2 模型一振型及周期Tab.2 Vibration mode and cycle fo model 1

表3 模型二振型及周期Tab.3 Vibration mode and cycle fo model 2

表4 模型三振型及周期Tab.4 Vibration mode and cycle fo model 3

圖3 模型周期對比Fig.3 Cycle contrast of various models

由圖3 可知,通過全屋面布置屋蓋橫向水平支撐增強屋面平面內剛度,能顯著降低結構周期,提高結構整體剛度。但應注意結構整體剛度亦不能過大,保證第一振型周期小于場地特征周期0.55s,使地震影響系數位于曲線下降段,不至于因剛度過大導致地震作用增大。且當全屋面布置屋蓋橫向水平支撐時(模型三),結構前3 振型周期值遠大于后續高階振型周期值,地震作用下有效質量系數集中于低階平動振型,抑制了結構的扭轉效應。

4.2 考慮屋蓋系統位移響應分析

表5 為三種模型A 軸7 根柱在Y向地震工況下的柱頂位移,圖4 為柱頂位移對比。

表5 柱頂位移表Tab.5 Displacement at column top of various models

圖4 柱頂位移對比Fig.5 Contrast of displacement at column top of various models

由表5、圖4 分析表明： (1)當僅屋蓋局部開間布置橫向水平支撐時(模型一、模型二),在多遇地震作用下,柱頂位移數值出現較大離散性,模型一統計數值標準差為9.34,模型二統計數值標準差為9.83。柱頂最大位移位于中柱,最小位于邊柱。結構變形呈現明顯的“邊榀小,中榀大”的特點。(2)當全屋面布置屋蓋橫向水平支撐時(模型三),在多遇地震作用下,柱頂位移數值趨于一致,統計數值標準差為1.66,遠低于前兩種模型。結構變形呈現明顯的整體平動變形,屋蓋的平面內剛度,有效增強了結構的整體性,邊榀與中榀體現出較好的協同工作性。

4.3 考慮屋蓋系統內力響應分析

表6 為三種模型A 軸7 根柱在Y向地震工況下的柱根內力,圖5 為柱根內力對比。

表6 柱根內力表Tab.6 Internal force of column roots of various models

圖5 柱根內力對比Fig.5 Stress contrast of column roots of various models

由表6、圖5 分析表明： (1)當僅在屋蓋局部開間布置屋蓋橫向水平支撐時(模型一、模型二),在多遇地震作用下,柱根內力數值出現較大離散性,柱根最大內力位于中柱,最小內力位于邊柱。結構內力呈現明顯的“邊榀小,中榀大”的特點。(2)當全屋面布置屋蓋橫向水平支撐時(模型三),在多遇地震作用下,柱根內力數值趨于一致,內力統計數值的離散性遠低于模型一。結構內力呈現明顯的整體一致性,屋蓋平面內剛度的增大,有效增強了結構的整體性,邊榀與中榀體現出較好的協同工作性。

5 結論

1.屋蓋系統平面內剛度的增強能降低結構周期,提高結構整體剛度。但應注意結構整體剛度亦不能過大,宜使第一振型周期小于場地特征周期值,使地震影響系數位于曲線下降段,防止剛度過大導致地震作用增強。改善屋蓋系統平面內剛度后,地震作用下振型有效質量系數集中于前3 個低階平動振型,抑制了高階扭轉振型的激勵,降低了結構的扭轉耦聯效應。

2.通過改善屋蓋系統平面內剛度,側向荷載作用下結構變形呈現明顯的整體平動變形,面內各構件水平位移數值趨于一致。

3.通過改善屋蓋系統平面內剛度,結構內力呈現明顯的整體一致性,有效增強了結構的整體性,使框排架結構的邊榀與中榀體現出較好的協同工作性。