近断层地震作用下软限位对层间隔震结构动力响应影响分析

2019-08-19孟令帅杜红凯

振动与冲击 2019年15期

韩淼, 韩蓉, 孟令帅, 杜红凯

(北京建筑大学北京未来城市设计高精尖创新中心北京节能减排关键技术协同创新中心,北京 100044)

隔震技术主要依靠结构隔震层变形来减小上部结构的地震响应，但当遭遇远场大震，或者含有长周期速度大脉冲的近断层地震动[1]作用时，隔震层的变形过大，将导致上部结构与相邻结构发生碰撞或隔震支座发生损坏，造成结构失稳破坏。

韩淼等[2-4]对基础隔震结构隔震层位移过大提出软限位保护隔震支座方案，即在隔震层设置缓冲限位保护机构。并进行了远场大震作用下的基础隔震限位振动台模型实验，对缓冲限位保护机构设计参数的选取原则和方法进行研究提出:①限位预留距离应以在发生多遇小震时，缓冲限位器与结构不发生软碰撞为下限初始值；②限位刚度以将基础隔震层变形限制在规范允许值最大值的限位刚度为下限初始值；③以基础隔震层限位与上部结构减震需求为目标，对预留距离和限位刚度设计参数进行优化组合。

樊剑等[5]对近断层地震动作用下摩擦型隔震结构与限位装置的碰撞响应进行了研究，结果表明限位装置在达到限位效果的同时，也增加了上部结构的层间剪力和加速度响应。赵桂峰等[6-7]对村镇建筑带限位装置摩擦隔震体系的参数影响进行研究，给出了参数选取的合理取值范围；对弹塑性缓冲限位与滞变-摩擦并联隔震体系进行研究，通过建立相关运动方程，分析限位参数的设置对隔震层的影响，表明限位装置与隔震装置刚度比越大，隔震层最大位移控制效果越好，建议限位装置刚度取隔震装置刚度的一半。颜桂云等[8]提出在隔震层增设黏滞阻尼器，形成混合隔震方案，分析了其对隔震层的限位保护效果及其对隔震结构非线性反应的减震效果。韩淼等[9]进行了近断层地震作用下基础隔震限位振动台试验，验证了软碰撞限位能将隔震层变形控制在允许范围内，但可能会增大上部结构响应。以上是近断层作用下，对隔震层限位对基础隔震结构体系地震响应的研究，隔震层限位对层间隔震结构体系地震响应的影响还有待研究。

本文将对近断层地震动作用下，隔震层限位设计参数对层间隔震结构的隔震层与主体结构动力响应的影响进行研究。

1 试验概况

1.1 试验模型设计

以某5层钢框架结构为振动台模型试验的原型结构，抗震设防烈度为8度，Ⅱ类场地，设计地震分组为第一组，开间方向3跨，进深方向2跨，跨度均为7.2 m，层高3.6 m。主梁采用H型钢450×200×9×14，次梁采用H型钢300×150×6.5×9，柱采用方钢500×500×13，钢材采用Q235钢。底层、楼面和屋面的混凝土板厚依次为160 mm、100 mm和100 mm。隔震支座采用直径为500 mm的叠层橡胶支座(LNR500)，水平刚度788 kN/m，共计12个。隔震层可以设置在结构任意层位置，以形成不同层间隔震结构体系。

考虑振动台试验条件限制，试验模型开间和进深方向均取一跨，相似比取1∶8，柱采用角钢∟56×8，梁采用10号槽钢，柱净高0.35 m，模型每层配重0.86 t。制作5个单层钢框架，可将隔震支座设置在不同层，实现基础隔震和层间隔震试验。隔震层选用天然叠层橡胶支座GZP100，水平刚度为100 N/mm。试验模型平面图、立面图,如图1所示。

(a) 模型平面图(mm)

(b) 模型立面图

1.2 地震动记录选取及试验工况

表1 近断层地震波特征参数

隔震层分别设置在基础、一层、二层和四层。限位器选用钢螺旋弹簧，共设计三种钢螺旋弹簧限位器，刚度分别为200 N/mm、400 N/mm和600 N/mm，弹簧所用材料为65Mn钢。限位预留距离取20 mm、30 mm和35 mm。同时进行了隔震非限位试验，以便对比分析。

2 试验模型数值模拟与试验结果对比

2.1 数值模拟单元的选取

采用ABAQUS有限元软件对试验模型进行建模，梁柱单元采用B32[13]，采用双线型模型考虑材料非线性，壳单元采用S4R5，赋予参考点质量来模拟楼层配重，采用连接单元来模拟隔震支座，采用弹簧单元 (spring)模拟钢螺旋弹簧。

2.2 数值模拟结果与试验结果对比

地震波1494fn作用下二层隔震限位、限位刚度600 N/mm、预留距离20 mm时，隔震层与主体结构层间位移时程曲线的数值模拟与试验结果，如图2所示。

(a) 五层层间位移时程曲线

(b) 四层层间位移时程曲线

(d) 二层层间位移时程曲线

(e) 一层层间位移时程曲线

(f) 隔震层位移时程曲线

由图2可看出，1494fn地震波作用下，数值模拟与试验的隔震层和楼层层间位移时程曲线吻合较好。时程曲线的峰值误差均在15%以内，见表2；表明数值模型具有较高的计算精度。

表2 试验模型数值模拟和试验的隔震层最大位移误差

其它工况的基础和层间隔震限位，数值模拟与试验的层间位移时程曲线吻合亦较好，由于篇幅有限，不再一一给出。

3 试验原型结构数值模拟

3.1 原型结构自振周期

利用ABAQUS软件对振动台试验原型结构建立非隔震，以及基础、一层、二层、三层和四层隔震的数值分析模型。前三阶自振周期见表3。由表3可见，随隔震层上移，隔震结构自振周期减小，但均大于非隔震结构的自振周期。

表3 非隔震与隔震结构自振周期

3.2 近断层地震波选取

选用振动台试验用的三条地震波作为输入地震波，峰值加速度分别调幅为0.07 g(8度多遇)和0.4 g(8度罕遇)。

3.3 限位器的预留距离与限位刚度参数选取

《建筑抗震设计规范》[14]规定隔震支座水平位移限值，不应超过隔震支座有效直径的0.55倍和支座内部橡胶总厚度3倍二者中的较小值，本试验中隔震支座的位移限值为275 mm。

对基础隔震和层间隔震结构分别输入调幅后的近断层地震波，得到8度多遇与罕遇地震作用的隔震层最大位移，见表4。由表4可见，地震波1494fn，1503fn罕遇地震作用下，基础隔震和层间隔震的支座最大位移都出现超过规范限值的情况，须对隔震层进行限位，在隔震支座两侧设置限位器。

多遇地震时，隔震结构处于弹性状态，限位器不应发生作用。预留距离的取值以多遇地震时橡胶支座的最大位移为下限。根据表4中多遇地震时的隔震支座最大位移，预留距离取值选为：50 mm、70 mm和90 mm。

限位器的限位刚度以罕遇地震作用下隔震层最大位移控制在规范允许范围内的刚度为下限。经过试算，限位器刚度分别取隔震支座水平刚度的1倍、2倍、3倍、4倍、5倍和10倍。定义s为隔震支座水平刚度，则限位器刚度依次记为1 s、2 s、3 s、4 s、5 s和10 s。

表4 隔震支座最大位移/mm

3.4 分析工况设计

对5种隔震层位置、3条地震波、3种预留距离、6种限位刚度进行隔震层限位计算，同时进行隔震非限位计算，共进行285种工况数值模拟计算。为便于描述，基础限位、一层限位、二层限位、三层限位和四层限位简写为jx、1x、2x、3x和4x，将“x”替换为“g”代表隔震不限位。如工况jx-50-2s表示：基础隔震限位，限位预留距离为50 mm，一个限位器的刚度为一个隔震支座刚度的2倍(即隔震层的限位刚度为隔震层隔震支座水平刚度的2倍)。

下面对285种工况的数值模拟计算结果进行分析。由于篇幅有限，相同规律的工况仅给出代表性工况的计算结果，其他工况不再一一给出。

4 隔震限位对隔震层响应影响分析

(1) 隔震层水平位移时程分析

图3为1494fn地震波作用，基础隔震不限位及限位情况下，预留距离70 mm时隔震层位移时程曲线。限位刚度为2 s、4 s和10 s时，隔震层位移时程曲线与其他限位刚度时的变化规律一致，为便于观察分析，未在图中绘出。

图4为1494fn地震波作用，基础隔震不限位及限位情况下，限位刚度3 s时隔震层位移时程曲线。

图3 基础隔震在地震波1494fn作用下不同限位刚度的隔震层位移时程(预留距离70 mm)

图4 基础隔震在地震波1494fn作用下不同预留距离的隔震层位移时程(限位刚度3 s)

由图3和图4可知，同一地震波作用下，基础隔震限位相对于非限位的隔震层位移时程曲线均出现相位提前的现象，这说明限位器发挥了限位作用，阻止隔震层位移继续增大，并使得位移方向提前发生改变。限位情况下，当预留距离一定时，限位刚度越大，隔震层位移时程曲线峰值越小，相位提前越显著；当限位刚度一定时，预留距离越小，隔震层位移时程曲线峰值越小，相位提前越显著。

(2) 隔震层最大位移分析

图5给出三条地震波作用下，基础隔震限位的隔震层最大位移平均值。

(a) 隔震层最大位移均值随预留距离变化

(b) 隔震层最大位移均值随限位刚度变化

由图5可知，隔震层水平位移最大值均小于规范允许值。

当限位刚度一定时，预留距离越小，隔震支座水平位移最大值越小，且减小幅度随限位刚度的增加而增大。

当预留距离一定时，限位刚度越大，隔震支座水平位移最大值越小，且减小幅度随限位刚度的增大而降低。

图6为不同隔震层位置时各限位工况下的隔震支座最大位移分布，按是否超过规范限值对图中数据点进行统计，结果见表5。由图6和表5可知，随着隔震层位置升高，隔震支座最大位移超过规范限值的概率减小，数据点分布逐渐集中在规范限值以下。表明随着隔震层位置的升高，隔震支座最大位移呈减小趋势。

图6 不同隔震层的隔震支座最大位移分布

表5 不同隔震层时隔震支座最大位移占比

Tab.5 The ratio of the maximum displacement of the isolation bearing in the different isolation layers

隔震层最大位移/mm基础隔震一层隔震二层隔震三层隔震四层隔震(0,275)86%93%93%98.2%100%[275,+∞)14.0%7.0%7.0%1.8%0

5 弹簧限位对层间隔震主体结构响应影响分析

5.1 弹簧限位对结构层间位移响应影响分析

《建筑抗震设计规范》规定多、高层钢结构在多遇地震作用下弹性层间位移角限值为1/250，在罕遇地震作用下弹塑性层间位移角限值为1/50。虽然限位刚度越大，越能有效地将隔震支座水平位移限制在规范限值内，但考虑到限位刚度增大会对上部结构响应带来不利影响，限位参数需要综合考虑主体结构和隔震层的响应优化确定。

下面将对三条地震波作用下，预留距离70 mm的基础和层间隔震限位结构层间位移角最大值均值进行分析，见图7～图11。

图7 基础隔震层间位移角包络图

(1) 基础隔震

由图7可知，基础隔震限位和非限位时的层间位移角包络图呈D字形状，层间位移角随楼层的升高先增大后减小，最大层间位移角出现在二层。限位各层层间位移角均大于非限位，表明限位激发了上部结构响应。当预留距离一定时，随着限位刚度的增大，结构各层层间位移角逐渐增大，限位刚度以1 s递增时，由0变为1 s，相比其他工况，层间位移角增加幅度最大。

(2) 一层隔震

由图8可知，一层隔震限位和非限位时的层间位移角包络图呈D字形状，层间位移角随楼层的升高先增大后减小，最大层间位移角出现在三层，限位各层层间位移角均大于非限位，表明一层限位激发了结构响应。当预留距离一定时，随着限位刚度的增大，结构各层层间位移角逐渐增大，限位刚度以1 s递增时，由1 s变为2 s，相比其他工况，层间位移角增加幅度最大。

图8 一层隔震限位层间位移角包络图

(3) 二层隔震

由图9可知，二层隔震限位和非限位时的层间位移角包络图，除在四层有个增大的凸起，总趋势是随楼层的升高而逐渐减小，最大层间位移角出现在一层。限位各层层间位移角均大于非限位，表明二层限位激发了结构响应。当预留距离一定时，随着限位刚度的增大，结构各层层间位移角逐渐增大，限位刚度以1 s递增时，由0变为1 s，相比其他工况，层间位移角增加幅度最大。

图9 二层隔震限位层间位移角包络图

(4) 三层隔震

由图10可知，三层隔震限位和非限位时的层间位移角包络图呈S形状，二层层间位移角最大，限位各层层间位移角均大于非限位，说明三层限位激发了结构响应。当预留距离一定时，随着限位刚度的增大，结构各层层间位移角逐渐增大，限位刚度以1 s递增时，由0变为1 s，相比其他工况，层间位移角增加幅度最大。

图10 三层隔震限位层间位移角包络图

(5) 四层隔震

由图11可知，四层隔震限位和非限位时的层间位移角包络图呈D字形状，二层层间位移角最大。结构一层、二层层间位移角，部分限位工况小于非限位工况。当预留距离一定时，随着限位刚度的增大，结构各层层间位移角逐渐增大，限位刚度以1 s递增时，由1 s变为2 s，相比其他工况，层间位移角增加幅度最大。

图11 四层隔震限位层间位移角包络图

5.2 限位对隔震结构顶层加速度响应影响分析

隔震限位工况下，隔震层和限位装置发生碰撞，会导致主体结构加速度增大，过大的加速度会引起楼房内部人群的不适感。结构最大加速度一般出现在顶层，下面对顶层加速度进行分析。

三条地震波作用下的五层顶板加速度绝对值最大值均值，如图12所示。由图12可知，当预留距离一定时，随着限位刚度的增加，顶层加速度呈增大的趋势；当限位刚度一定时，顶层加速度随预留距离的变化无明显规律。

5.3 限位对结构响应影响的频谱分析

利用SeismoSignal软件对地震波1494fn作用下，jg、jx-70-1s、jx-70-3s工况的结构顶层加速度时程进行快速傅里叶变换，得到加速度傅里叶幅值谱，如图13所示。由图可知，基础隔震时，傅里叶幅值谱在0.40 Hz附近有一个较大的峰值，结构第一自振频率为0.39 Hz，说明基础隔震时，结构以第一振型响应为主；限位后，傅里叶幅值谱中2 Hz附近的幅值增大，说明限位碰撞激发了结构高阶振型的响应。对比图13(a)与(b)，预留距离不变，随着限位刚度的增大，激发的高阶振型响应幅值增大。

(a) 顶板最大加速度均值随限位刚度变化(预留距离70 mm)

(b) 顶板最大加速度均值随预留距离变化(限位刚度3 s)

(a) jg与jx-70-1s工况结构顶层加速度傅里叶幅值谱

(b) jg与jx-70-3s工况结构顶层加速度傅里叶幅值谱

6 隔震限位结构损伤分析

根据结构在地震作用下的破坏程度，可以将结构的破坏状态分为多个等级；《建筑抗震设计规范》将不同破坏状态下的竖向构件分为四个等级：完好、轻微损坏、中等损坏和严重损坏，同时把最大层间位移角作为参考控制目标。钢结构各等级所对应的最大层间位移角限值分别为1/300、1/200、1/100和1/55，建议层间隔震限位结构各性能状态水平的层间位移角限值按表6取值。