帶抗風支座的組合隔震體系隔震層布置優化及試驗分析

李飛燕, 吳應雄

(1. 廈門大學嘉庚學院 土木工程系, 漳州 363105； 2. 福州大學 土木工程學院， 福州 350116)

風荷載較大地區的隔震結構隔震層布置必須重點解決抗風承載力的要求。若單純增加鉛芯橡膠支座(LRB)的數量來保證抗風要求，將會導致隔震層水平剛度增大、周期減小，隔震效果達不到預期目標。中國擬發布的《建筑隔震設計規范》規定，隔震結構可以設置抗風裝置來抵抗風荷載，抗風裝置可以是隔震支座的組成部分，也可以單獨設置。

文獻[1]提出普通隔震支座(LNR)和鉛棒阻尼器組成的形式用于風荷載或結構高寬比較大的隔震結構中，能獲得較好的隔震效果；文獻[2]表明在隔震層中增設黏滯阻尼器、鉛阻尼器或環狀鋼棒阻尼器形成組合隔震體系，能取得減震效果的同時具有較好的限位、抗風能力。SUMI等[3]提出了一種新型抗風、限位裝置，并成功應用于兩棟隔震建筑，該裝置在風荷載作用下通過插銷連接隔震層，銷插中部削弱且留有一定縫隙，風載下限制隔震層位移且為隔震層提供一定剛度，當遭遇地震時薄弱部位屈服破壞，插銷退出工作，隔震層剛度迅速下降，隔震層吸收地震能量從而保護上部結構。周云等[4]提出了一種由灰鑄鐵與鋼絲繩組成的新型串聯型抗風拉索用于高層隔震結構，實現了風荷載作用下協同LRB抗風，以解決隔震層同時協調抗風性能與隔震性能的問題。周云等[5]還提出了在隔震層中增設變性能黏滯阻尼器形成組合隔震體系，通過設計實現變性能黏滯阻尼器的分段式性能，從而控制風、地震作用下的結構響應。吳應雄等[6-7]提出在隔震層中增設變剛度鋼板抗風支座，同時減少LRB來解決隔震效果和抗風設計的要求。

在抗風支座設計方面，鄭順利等[8]提出一種抗風橡膠隔震支座，該支座中通過鋼板支架的三角形設計提升了支座穩定性，通過真空箱設計提升了支座的防風性，通過橡膠層的設計，提升了支座的減震性。沈朝勇等[9]提出一種隔震橡膠支座新型防火及抗風組合裝置，該裝置由上下兩端連接板、企口鋼板和防火組件組成，平時使用既具有抗風功能又具有防火功能。李恒躍等[10]提出了一種彈性體建筑抗風支座，具有減震性能好、性能穩定的特點，能滿足高層建筑抗風功能要求。

本文提出了一種新型抗風支座Wind-Resistant Support(以下簡稱WRS)的構造，并針對隔震支座與WRS相結合的組合隔震體系進行隔震層布置優化。以某實際工程為背景，根據我國《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[11](以下簡稱《抗規》)將隔震后結構的水平地震作用歸納為比非隔震時降低半度、一度和一度半三個檔次，提出相應的三種隔震層布置方案，建立不同的結構計算模型并進行時程分析，對比不同布置方案下結構的地震響應，重點研究隔震支座和WRS協同工作機理，兩者提供抗風承載力的合理比例。通過對WRS的數值模擬和靜載抗剪試驗，驗證了WRS在不同工況下變剛度工作機理。分析結果為風荷載較大地區隔震結構的設計提供參考。

1 抗風支座的構造及工作機理

1.1 抗風支座的構造

考慮到類似鑄鐵或混凝土這類材料脆性性質明顯，受力較小，質量不穩定且震后維修更換不方便，因此選擇具有較好塑形和韌性的碳素鋼或合金鋼來制作WRS。每個WRS由若干塊抗風鋼板和上下連接板焊接而成，抗風鋼板用于提供水平抗風承載力，上下連接板便于施工中的安裝。抗風鋼板上下兩端寬、中部收進成X形狀，為了實現WRS變剛度工作機理，抗風鋼板的中部收進部位的前后兩側面均設置變截面的圓弧面凹口[12]，用以形成薄弱屈服面。WRS具體尺寸參考相關文獻并由實際工程計算確定。WRS示意圖如圖1所示。

1-上連接板； 2-下連接板； 3-抗風鋼板； 4-圓弧面凹口

1.2 抗風支座工作機理

WRS和隔震支座協同工作，要求WRS在不同的荷載工況下具有變剛度工作機制，即：在風荷載和小震作用下為隔震層提供一定剛度,與隔震支座共同作用，解決抗風承載力要求；中震下破壞退出工作，減小隔震層等效剛度，從而不影響隔震結構隔震效果。

建立帶WRS的隔震結構地震作用下運動微分方程

(1)

質量、剛度和阻尼的矩陣可表達為

其中，抗風支座水平剪力F(t)的取值為：① 正常使用或小震作用下，抗風支座提供水平承載力，F(t) ≠0；② 中震下，抗風支座破壞退出工作，F(t)=0。

2 隔震結構分析模型

2.1 工程概況

為了進行研究，以廈門市某小學教學樓進行計算分析。本工程建筑5層，建筑面積為2 386 m2。平面規則，最大高寬比為2.04。結構形式為框架結構，采用基礎隔震設計。建筑抗震設防烈度為7度(0.15g)，地震分組為第三組，場地類別為Ⅱ類，特征周期為0.45 s，基本風壓為0.80 kN/m2。建筑平面圖如圖2所示，建筑剖面如圖3所示。

2.2 結構分析模型

根據我國現行《抗規》的三個降度檔次采用ETABS軟件分別建立三個隔震結構模型(GZ-1、GZ-2和GZ-3)和對比的抗震模型(KZ-1)。建模時樓板采用分層殼單元模擬，梁、柱采用空間桿系單元模擬，隔震支座采用Isolator2連接單元模擬。LNR的恢復力模型為線性模型，LRB的恢復力模型為空間雙向耦合非線性模型(簡化Bouc-Wen模型)。結構有限元模型如圖4所示。隔震支座型號及力學性能如表1所示。

圖2 建筑平面圖

圖3 建筑剖面圖

2.3 地震波選取

考慮到Ⅱ類場地及其特征周期，選取了7條適用于中短期(0.5～1.5 s)結構的地震波，其中5條實際地震波(EL-Centro波、Taft波、Lanzhou波、Northridge波、Tar-Tarzana-00-w波)和2條人工地震波(廈門同安波)，并且根據《抗規》的要求對選取的地震波峰值進行調幅。計算結果取7條地震波各自峰值的平均值。

圖4 結構有限元模型

Fig.4 Finite element model of structure

3 隔震層布置方案

隔震層布置是隔震結構設計中一個很重要的環節，隔震層的布置需要反復試算才能得到合理的布置方案。廈門地區為7度(0.15g)，水平向減震系數β與隔震后結構水平地震作用對應的烈度分檔如表2所示。

本工程一共18根柱子，考慮到乙類建筑，隔震支座在重力荷載代表值下豎向壓應力不超過12 MPa，8、11、14號柱采用兩個隔震支座并聯，其余柱采用一柱一支座形式，總共21個。隔震層平面布置如圖5所示。三種隔震層布置方案如表3所示。

表1 隔震支座型號及主要性能

表2 7度(0.15g)水平向減震系數β取值分檔

4 計算結果比較分析

關于結構地震響應均不考慮坡屋頂層。本文如無特殊說明，一般僅對結構最不利方向(Y向)進行討論。中震下結構樓層剪力對比如圖6所示，大震下結構層間位移對比如圖7所示。大震下結構樓層加速度對比如圖8所示。地震響應分析結果如表4所示。

圖5 隔震層平面布置(mm)

Fig.5 Layout of isolation story(mm)

表3 隔震層布置方案

圖6 樓層剪力對比

圖7 樓層層間位移對比

圖8 樓層加速度對比

表4 四種結構模型地震響應分析結果

隔震結構隔震層具有較小的等效水平剛度，因此能有效延長結構的基本周期，等效水平剛度越小，隔震效果越好。由圖6～圖8和表4可知：① GZ-1、GZ-2和GZ-3的水平向減震系數β分別等于0.43、0.39和0.27， GZ-1滿足不了β<0.4的設計目標；② GZ-1全部采用鉛芯支座，隔震層水平剛度最大，其自振周期約為KZ-1的2.5倍，樓層加速度減震率最小，隔震效果最差，GZ-2減少了鉛芯支座數量，隔震層水平剛度減小，自振周期進一步增長，隔震效果優于GZ-1，GZ-3進一步減少鉛芯支座，隔震層水平剛度最小，自振周期延長近3倍，樓層加速度減震率最大，隔震效果最優；③ 大震下三個隔震模型隔震層位移均小于隔震支座水平位移限值257 mm。

5 隔震層抗風計算

5.1 抗風支座計算

本工程中WRS設定的承載力為250 kN。WRS采用Q235B鋼材，由3塊抗風鋼板和上、下連接板組成，參考相關文獻，其具體尺寸如下：抗風鋼板縱向間距為70 mm，寬度為250 m，屈服面寬度為90 mm，高度為180 mm，厚度為10 mm。參照以往工程經驗并進行抗彎承載力和抗剪承載力對比計算，最終抗風支座按照剪切件的要求取其中間處變截面最小厚度為7.8 mm，上下連接板長度為300 mm，縱向長度為250 mm，厚度為15 mm。WRS尺寸如圖9所示。

圖9 WRS尺寸

5.2 模型中抗風支座模擬

對GZ-2進行小震分析時，假設WRS阻尼比為0，并選用plastic2單元模擬WRS。通過有限元數值分析得到一個WRS的等效剛度為43.89 kN/mm，即WRS極限水平承載力與極限位移的比值。關于WRS的有限元數值分析將在本文6.1節中進行詳細說明。對GZ-2進行中震和大震分析時，考慮WRS已經破壞退出工作，因此直接刪除plastic2單元。

5.3 抗風承載力驗算

隔震結構隔震層抗風驗算時要求rwVwk≤VRW，其中VRW是抗風裝置水平力設計值；Vwk是風荷載作用下隔震層水平剪力標準值；rw是風荷載分項系數，取1.4。GZ-1、GZ-2和GZ-3抗風承載力驗算(Y向)如表5所示。

由表5可知，為了滿足抗風承載力要求，GZ-1中雖然全部采用LRB，但仍需增設2個WRS，此時鉛芯支座提供水平力設計值為1 490 kN，大于風載下隔震層水平剪力標準值1 306 kN；GZ-2中需增設4個WRS，鉛芯支座提供水平力設計值為1 230 kN，接近1 306 kN；GZ-3中需增設6個WRS，鉛芯支座提供水平力設計值為710 kN，遠小于1 306 kN。

綜合所述，GZ-1隔震效果最差，達不到β<0.4預期設計目標； GZ-3隔震效果最優，然而鉛芯支座提供的水平力設計值遠小于風載下隔震層水平剪力標準值，考慮到中震下WRS已經破壞并退出工作，如果不能及時對WRS進行更換，此時遭遇較大風荷載，隔震層抗風承載力不足。因此，工程最終選擇GZ-2。經計算，GZ-2隔震層位移小震下為8.2 mm，中震下為40.19 mm。此外，小震下GZ-2隔震層最不利剪力值如表6所示。

表5 隔震層抗風驗算

表6 小震下隔震層剪力

由表5和表6可知，風載下隔震層水平剪力設計值為1 829 kN，遠大于小震下隔震層剪力均值584 kN，說明小震下隔震層水平承載力足夠，可以保證結構正常使用。

5.4 抗風支座布置

GZ-2隔震層布置如圖10所示。根據ETABS計算結果，質心和剛心偏心率小于3%。4個WRS沿Y向布置于隔震層外圍，這樣可以保證其承受的水平力與隔震層質心的力矩基本自平衡，且能有效提高結構整體抗扭剛度。

圖10 GZ-2隔震層布置(mm)

Fig.10 Layout of isolation story of GZ-2 (mm)

6 抗風支座工作機理驗證

6.1 抗風支座有限元分析

(1) 計算模型：WRS有限元分析采用ABAQUS6.10軟件進行。組成WRS的上連接板、抗風鋼板、下連接板均采用C3D8R單元進行模擬，一共劃分為16 240個單元。其中上、下連接鋼板分別劃分為3 572個單元，每塊抗風鋼板劃分為3 032個單元。WRS力學參數如表7所示。

表7 抗風支座材料力學參數

(2) 邊界條件模擬和加載：WRS底部采用固定約束，上部采用參考點-剛體約束，在參考點施加X方向水平力Fx=250 kN來模擬支座實際受力情況，如圖11所示。

圖11 抗風支座模型

(3) 分析結果：WRS加載力-位移關系曲線如圖12所示，由圖12可以得到WRS屈服水平荷載為330 kN，屈服位移為1.2 mm。破壞極限荷載為575 kN，極限位移為13.1 mm。WRS水平方向受力達到設計承載力250 kN時的水平剪應力云圖如圖13所示，此時最大剪應力119 MPa，小于容許剪應力設計值125 MPa。由于GZ-2在小震下隔震層位移為8.2 mm，小于WRS極限位移，說明WRS提供剛度，參與工作；而中震下位移為40.19 mm，遠大于WRS極限位移，說明WRS已經破壞。有限元數值分析表明WRS變剛度工作機理清晰。

圖12 WRS力-位移曲線

圖13 抗風支座剪切應力云圖

6.2 抗風支座靜載荷抗剪試驗

通過3個WRS的靜載荷抗剪試驗來驗證數值模擬的準確性。3個WRS分別為試件1、試件2和試件3。先利用反力臺座和橫梁固定WRS，然后在上連接板處通過液壓千斤頂施加水平推力，試驗中通過位移計和油壓力傳感器分別測出WRS的水平位移和受力參數。試驗裝置如圖14所示。試驗結果表明3個WRS均發生剪切破壞，鋼板側向變形較小。WRS破壞形態如圖15所示。

試件1、試件2和試件3力-位移關系曲線和數值模擬對比結果如圖16所示。

由圖16可以得到試件1、試件2和試件3的屈服水平荷載試驗均值為300.7 kN，數值模擬為330 kN；屈服位移試驗均值為1.6 mm，數值模擬為1.2 mm；極限荷載試驗均值為512 kN，數值模擬為575 kN；極限位移試驗均值為16.8 mm，數值模擬為13.1 mm。總體WRS的力—位移關系曲線數值模擬值和試驗值較為吻合，表明數值模擬的準確性。

圖14 WRS試驗裝置

(a) 平面內剪切破壞

(b) 平面外變形

圖15 WRS破壞形態

Fig.15 Failure modes of WRS

圖16 WRS力-位移曲線數值模擬和試驗對比

Fig.16 Numerical simulation and experimental comparison of WRS force-displacement curves

7 結 論

(1) WRS協同隔震支座的組合隔震體系可以同時滿足隔震結構隔震效果、抗風承載力和隔震層位移受控的要求，但是隔震層中WRS和隔震支座需要進行布置優化。

(2) 建議隔震支座水平承載力設計值宜接近風荷載作用下隔震層水平剪力標準值，保證風荷載作用下隔震層不失效，確保結構的正常工作狀態。

(3) WRS應按剪切件的要求進行設計，保證正常工作下不發生剪切破壞。

(4) WRS在正常使用和小震下參與工作，在中震下破壞退出工作，符合變剛度工作機理。