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2024年建筑结构隔震与减震设计研究随着地震活动的不断增多和人们对建筑安全性能要求的提高，建筑结构隔震与减震设计成为了一个重要的研究领域。
本文将从隔震技术原理、减震技术方法、结构设计要点、地震动力学分析、安全性评估、工程实例分析以及未来发展趋势等方面进行详细探讨。
一、隔震技术原理隔震技术是一种通过在建筑基础与上部结构之间设置隔震装置，以隔离地震波对建筑结构的直接作用，从而减少地震对建筑的破坏。
隔震装置主要包括橡胶隔震支座、滑动隔震支座和混合隔震支座等。
这些隔震支座具有良好的弹性和阻尼性能，能够在地震时吸收和分散地震能量，降低结构的振动幅度，保护建筑免受地震破坏。
二、减震技术方法减震技术主要是通过在建筑结构中安装减震装置，以减少地震时结构的振动响应。
常见的减震装置包括阻尼器、减震支撑和隔震沟等。
阻尼器可以通过消耗地震能量来减少结构振动，减震支撑则通过改变结构的动力特性来降低地震响应。
而隔震沟则通过在建筑周围设置一定深度的沟槽，利用沟槽的变形来吸收地震能量，从而减少结构的振动。
三、结构设计要点在进行建筑结构隔震与减震设计时，需要考虑以下几个要点：首先，要合理选择隔震与减震装置的类型和参数，确保装置能够有效地发挥隔震和减震作用；其次，要优化结构的动力特性，使结构在地震时具有较低的自振频率和较大的阻尼比，从而减少地震响应；最后，要加强结构的整体性和连续性，确保结构在地震时具有良好的整体受力性能。
四、地震动力学分析地震动力学分析是建筑结构隔震与减震设计的基础。
通过对地震波的传播规律、结构的地震响应以及隔震减震装置的动力性能进行深入分析，可以为结构设计提供科学的依据。
地震动力学分析包括时程分析、反应谱分析和能量分析等方法。
这些方法可以帮助设计师预测结构在地震时的动力响应，从而优化结构设计，提高结构的抗震性能。
五、安全性评估安全性评估是建筑结构隔震与减震设计的重要环节。
通过对结构在地震作用下的受力性能、变形情况和破坏机理进行全面评估，可以确定结构的安全性能水平。
并联组合基础隔震结构耗能的探讨摘要：在汶川震后重建中，隔震技术运用较多；隔震装置主要有：滑板支座、叠层橡胶支座和阻尼器；把各种不同的隔震装置有效的组合在一起，可发挥各自的优点，起到良好的隔震效果。
关键词：隔震技术；滑板支座；叠层橡胶支座中图分类号：tu97文献标识码：a 文章编号：1引言20世纪50年代housner就提出了能量分析的概念，地震对结构的作用实质上就是能量的输入、转化和耗散的过程，基础隔震结构作为结构被动控制的一种，其主要原则就是通过隔震的设置来减小地震输入给上部结构的能量，主要利用隔震支座的非线性变形来耗散一部分能量和延长结构的周期来实现的，也有学者提出隔震层有滤波效应才使得上部结构的输入能减小，结构的输入能与很多因素都有关，如地震动特性、结构自身动力特性和场地条件等等。
对于隔震结构来说，在分析上部结构处于弹性状态能量耗散的较少，结构的动力特性又与隔震层的设置有关，所以，本文仅研究了滑移隔震和组合隔震时，在铅芯橡胶支座确定的情况下摩擦滑板支座的摩擦系数对结构输入能的影响。
2 模型概况结构为一个拟建在8度地区的6层矩形框架结构，层高3.3m，梁、板的混凝土取c30，柱子的取c30；柱尺寸：400x400mm，梁：300x600mm，板厚80mm。
结构规则，质量中心坐标为（18m，7.5m），上部结构结构的偏心距为0。
利用sap2000建立结构的模型，上部结构采用梁单元和膜单元来模拟梁、柱和楼板，采用刚性楼板假定，隔震支座分别采用sap2000中rubber isolator和friction isolator单元模拟。
时程分析时选用了两条实际记录的地震波，el centro波和taft波。
铅芯橡胶支座的型号为gzy400-80，直径为400mm，初始刚度为4.67x106 n/m，屈服后刚度为5.69x106 n/m，屈服力为4.19x104 n；滑板摩擦系数分别取0.02、0.06、0.1、0.14、0.18、0.22。
第51卷第8期2021年4月下建㊀筑㊀结㊀构Building StructureVol.51No.8Apr.2021DOI :10.19701/j.jzjg.2021.08.002∗中国建筑股份有限公司科技研发课题(CSCEC-2015-Z-41)㊂作者简介:辛力,博士,教授级高级工程师,一级注册结构工程师,Email:xinli1129@㊂某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析∗辛㊀力,㊀杨㊀琦,㊀王红群,㊀荆㊀罡,㊀邹胜利(中国建筑西北设计研究院有限公司,西安710018)[摘要]㊀介绍了高烈度区某11层框架-剪力墙结构基础隔震设计的全过程㊂对隔震支座选型㊁上部结构水平向减震系数取值㊁扭转位移比控制㊁隔震层温度变形验算等进行了详细介绍,着重讨论了高烈度区高层结构水平向减震系数偏大㊁隔震层扭转位移比过大等难点问题的处理方法㊂通过对隔震结构模型与非隔震结构模型侧移模式进行对比分析,探讨了现行隔震结构降度设计方法存在地震作用分布不合理,导致(极)大震作用下结构底部存在薄弱层隐患的问题㊂通过PERFORM 3D 软件对隔震结构进行了大震性能评估,证明结构基本满足大震可修的性能目标㊂[关键词]㊀高烈度区;框架-剪力墙结构;基础隔震;扭转位移比;侧移模式;薄弱层中图分类号:TU352.12文献标识码:A文章编号:1002-848X (2021)08-0008-06[引用本文]㊀辛力,杨琦,王红群,等.某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析[J].建筑结构,2021,51(8):8-13,42.XIN Li,YANG Qi,WANG Hongqun,et al.Base isolation design and analysis of high-rise frame-shear wallstructure in a high intensity area[J].Building Structure,2021,51(8):8-13,42.Base isolation design and analysis of high-rise frame-shear wall structure in a high intensity areaXIN Li,YANG Qi,WANG Hongqun,JING Gang,ZOU Shengli(China Northwest Building Design &Research Institute Co.,Ltd.,Xi an 710018,China)Abstract :The whole process that base isolation analysis of an eleven-layer frame-shear wall structure in a high intensity area was introduced.The selection of isolation bearing,the value of the horizontal seismic reduction factor of the superstructure,the control of torsion displacement ratio,and the calculation of the temperature deformation of the isolation layer were introduced in detail.The treatment such as the large horizontal seismic reduction factor and torsion displacement ratio of the isolation layer of high-rise structures in high intensity areas was emphasized.Through the comparative analysis of the lateral displacement model between the isolated structure model and the non-isolated structure model,it is discussedthat the current seismic isolation structure reduction design method is unreasonable in the distribution of earthquake action,which leads to the hidden danger of weak layer at the bottom of the structure under the action of (very)rare earthquakes.The elasto-plastic time history analysis verifies the structure will be "life-safety"under rare earthquake.PERFORM 3D software was used to evaluate the seismic performance of the isolated structure,which proves that the structure basically meets the performance target of repairable for large earthquakes.Keywords :high intensity area;frame-shear wall structure;base isolation;torsion displacement ratio;lateraldisplacement model;weak layer1㊀工程概况项目位于甘肃省天水市麦积区,建筑面积约5万m 2,建筑高度47.25m,地下1层,层高3.85m;地上11层(不含隔震层),其中1层层高4.8m,2~11层层高4.2m㊂结构采用钢筋混凝土框架-剪力墙结构体系,在地下室顶板以上设隔震层,隔震层层高2.1m㊂考虑到结构平面布置不规则,地上部分采用防震缝将结构分隔为三个独立的隔震单体:主楼㊁东副楼㊁西副楼,其中主楼长103.0m,宽27.0m;东副楼长32.6m,宽20.6m;西副楼长32.6m,宽16.7m,防震缝净宽800mm,建筑效果图见图1㊂该建筑属于标准设防类,抗震设防烈度8度(0.30g ),场地类别Ⅱ类,设计地震分组第二组(T g =0.40s)㊂2㊀隔震结构设计抗震性能目标隔震结构主要抗震性能目标如下:1)上部结构按本地区抗震设防烈度降低一度(7度,0.15g )进行设计;2)大震作用下,上部结构层间位移角小于1/200;3)大震作用下,结构构件满足FEMA356[1]第6章人身安全性能水平的设防目标要求㊂第51卷第8期辛㊀力,等.某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析图1㊀建筑效果图图2㊀隔震支座初始方案布置图3㊀计算参数及隔震支座选型布置3.1计算模型上部结构设计采用YJK软件,隔震分析采用ETABS软件,使用ETABS中的连接单元 Rubber isolator+gap 模拟橡胶隔震支座㊂ETABS计算模型由YJK-ETABS软件转换得到,并保证两个软件计算所得结构质量㊁周期㊁层间剪力误差均在5%以内,然后在柱底施加隔震支座和边界条件㊂3.2隔震支座布置本工程隔震支座布置原则[2]:1)满足‘建筑抗震设计规范“(GB50011 2010)(2016年版)[3](简称抗规)第12.2.3条规定,丙类建筑重力荷载代表值作用下隔震橡胶支座的压应力不宜超过15MPa;2)控制结构扭转效应,上部结构质心与隔震层刚心偏心率不大于3%;3)变形指标满足规范设计要求,大震时隔震支座位移不超过支座有效直径的0.55倍和支座内部橡胶总厚度的3.0倍二者的较小值;4)最大限度发挥隔震效果,水平向减震系数不大于0.40㊂由于结构高度较高,自重大,为有效控制结构在大震下的位移,支座尽量选择LRB型铅芯橡胶支座,少量LNR型橡胶支座仅用于调节扭转不规则㊂根据以上原则,采用一柱一支座的布置方法,共使用98个隔震支座,其中LRB700支座8个,LRB800支座18个,LRB900支座27个,LRB1000支座13个, LRB1100支座15个,LRB1200支座11个,LNR700支座4个,LNR900支座2个,支座布置见图2㊂3.3隔震支座性能参数隔震支座相关力学性能参数(除屈服前刚度外均为实测值平均值)见表1㊂对比时程分析法与振型分解反应谱法分析选取地震波时,采用弹性计算方法,此时隔震支座选取水平剪切应变为100%时对应的等效刚度,隔震层等效阻尼比采用抗规第12.2.4条中方法进行计算,然后将其按照刚度比例分配给每一个铅芯橡胶支座㊂中震水平向减震系数计算以及大震作用分析时,隔震支座水平恢复力模型假定为二折线型,其中屈服后刚度与屈服前刚度之比取0.1[4]㊂另外,隔震支座的竖向抗拉刚度取竖向抗压刚度的0.1倍[5]㊂隔震支座力学性能参数表1支座型号竖向性能等效水平特性(100%剪应变)竖向抗压刚度/(kN/mm)面压15MPa竖向承载力/kN等效水平刚度/(kN/mm)等效阻尼比/%屈服前刚度/(kN/mm)屈服力/kN屈服后刚度/(kN/mm)LRB70035225772 2.40422.115.28122.7 1.528 LRB80043807539 2.74822.117.46160.3 1.746 LRB90047409542 3.09122.119.64202.9 1.964 LRB1000565911780 3.46922.122.04250.4 2.204 LRB1100645914255 4.09422.126.02303.0 2.602 LRB1200806816964 4.87322.130.96360.6 3.096 LNR70031505772 1.488 5.0 LNR90042799542 1.913 5.0 3.4隔震前后结构基本特性根据以上隔震支座性能参数及布置方案,计算得到的各塔楼隔震层扭转偏心率见表2㊂由表2可以看出,各塔楼隔震层扭转偏心率满足不大于3%的要求㊂结构隔震层扭转偏心率表2塔楼X向扭转偏心率/%Y向扭转偏心率/%主楼0.140.80东副楼0.620.47西副楼(调整前0.78)0.140.08各塔楼非隔震模型和隔震模型前三阶自振周期对比以及隔震后结构各振型的阻尼比见表3㊂由表3可知,隔震后结构周期明显延长,阻尼比变大;结9建㊀筑㊀结㊀构2021年㊀㊀㊀㊀隔震与非隔震结构前三阶周期㊁阻尼比对比表3塔楼振型特性周期/s非隔震隔震隔震结构模态阻尼比隔震结构水平两方向基本周期差值与较小值比值/%主楼1X向平动 1.232 3.44(3.51)0.2112Y向平动 1.153 3.40(3.45)0.2143扭转 1.125 3.35(3.37)0.2181.18(1.74)东副楼1Y向平动 1.223 3.050.2002X向平动 1.162 3.020.2033扭转0.945 2.810.2240.99西副楼1X向平动 1.25 3.710.1652Y向平动 1.13 3.630.1533扭转0.94 3.290.2162.20㊀㊀注:括号内为主楼隔震层中间区域的部分LRB支座替换为同直径的LNR支座后的数值,表4同㊂构X,Y向的基本自振周期差值小于较小值的30%,满足‘叠层橡胶支座隔震技术规程“(CECS126ʒ2001)[6](简称橡胶支座规程)第4.1.3条的相关规定㊂3.5地震波选取采用时程分析法时,抗规第5.1.2条以及‘高层建筑混凝土结构技术规程“(JGJ3 2010)[7](简称高规)第4.3.5条对地震波的选取做了详细规定㊂本工程拟选取7条地震波分别对三个塔楼进行分析,要求地震波频谱特性㊁有效持续时间㊁计算所得地震作用效应均满足规范相关要求,地震波拟合的平均地震影响系数曲线应与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线相比,在对应于非隔震结构和隔震结构主要振型的周期点上相差均不大于20%㊂经过一系列试算调整,选取El Centro波㊁NRG_00波㊁SFY_360波㊁PEL90波㊁SAN_NS波和人工波1㊁人工波2作为本工程时程分析的地震波㊂时程反应谱曲线和规范反应谱曲线比较见图3㊂由图3可以看出,设防烈度时(地震加速度时程最大值0.30g),各条地震波拟合的地震影响系数曲线与抗规反应谱法的地震影响系数曲线在各塔楼非隔震㊁隔震模型第一振型周期点上的相差值均小于20%㊂4㊀隔震分析计算结果4.1水平向减震系数取值8度(0.3g)设防输入地震波,中震㊁大震时,加速度峰值分别调整为300gal和510gal,时程分析地震波均按X,Y向双向输入,双向输入时X,Y向加速度峰值按1ʒ0.85调整㊂抗规第12.2.5条规定,对于高层建筑,结构水平向减震系数β取隔震结构与非隔震结构各层层间剪力最大比值与倾覆力矩最大比值的较大值㊂隔震与非隔震结构最大层间剪力图3㊀地震波反应谱曲线比较比㊁倾覆力矩比取7条地震波时程分析结果的平均值,结果见表4㊂隔震与非隔震结构最大剪力比㊁倾覆力矩比表4塔楼X向Y向最大层间剪力比最大倾覆力矩比最大层间剪力比最大倾覆力矩比主楼0.37(0.35)0.41(0.39)0.370.39东副楼0.350.330.360.34西副楼0.380.380.360.35㊀㊀注:括号中数值为主楼支座调整后的计算结果㊂由表4可知,主楼㊁东副楼㊁西副楼的水平向减震系数β分别为0.41,0.36,0.38㊂根据抗规第12.2.5条规定,隔震后的水平地震影响系数最大值αmax1为:αmax1=βαmax/ψ(1)式中:β为减震系数;αmax为非隔震结构的水平地震影响系数最大值;ψ为调整系数㊂本工程支座剪切性能偏差为S-B类,对应调整系数ψ取0.80,则主楼㊁东副楼㊁西副楼水平地震影响系数最大值分别为0.123,0.108,0.114㊂可见,主楼水平地震影响系数最大值略大于0.12,不满足上部结构降低一度设计的设防目标㊂为达到主楼上部结构降低一度的设防目标,对增大结构阻尼比㊁延长自振周期与主楼水平向减震系数的关系进行了敏感性分析㊂以‘建筑隔震设计标准(征求意见稿)“反应谱为计算依据,计算出主楼上部结构水平向减震系数与其自振周期㊁阻尼比的关系,见图4㊂图4㊀主楼结构水平向减震系数与自振周期㊁阻尼比关系01第51卷第8期辛㊀力,等.某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析由图4可知,当结构阻尼比大于0.15时,进一步提升结构阻尼比对降低结构水平向减震系数的影响有限;而当结构自振周期处于3s左右时,延长结构自振周期仍能有效地降低结构水平向减震系数㊂鉴于主楼全部选用的是LRB型支座,其100%剪应变对应等效刚度大于同直径的LNR型支座,因此,计划将隔震层中间区域(图5)的部分LRB支座替换为同直径的LNR支座㊂替换后,主楼隔震后的自振周期和阻尼比见表3中括号内数值,计算得到主楼隔震与非隔震结构最大剪力比㊁倾覆力矩比见表4中括号内数值,则主楼的水平向减震系数可按0.39取值㊂图5㊀隔震支座调整后方案布置图根据橡胶支座规程第4.1.7条规定,并考虑到剪重比㊁竖向地震可能起控制作用等因素,本工程三个塔楼水平地震影响系数最大值αmax1取0.12,本工程三个塔楼均可按隔震结构比非隔震结构降低一度设计㊂4.2大震隔震支座位移和轴力橡胶支座规程第4.3.5条规定,各隔震支座在大震作用下的最大水平位移不应大于0.55倍支座直径和3倍支座厚度的较小值㊂因此,将地震波加速度峰值按比例放大,取为510gal,在ETABS软件中采用FNA法进行隔震结构大震弹塑性时程分析,结构隔震支座剪力和位移取7组地震波的平均值㊂大震作用下,主楼㊁东副楼㊁西副楼隔震层最大位移分别为417,358,401mm,因主楼㊁东副楼㊁西副楼隔震支座最小直径分别为800,700,700mm,可知西副楼隔震层最大位移已超出隔震支座极限位移允许值385mm(700ˑ55%=385mm)㊂西副楼结构平面X向两跨的跨度差异大(分别为11.7,4.2m),且剪力墙主要布置在西侧,框架柱底在重力荷载代表值的竖向压力下差异较大,使得隔震支座布置严重不对称,扭转效应对边支座位移影响较大㊂虽然隔震层偏心率控制在0.8%以内,但时程分析结果显示,大震下隔震层X 向位移比达到1.24,导致边支座极限位移超限㊂究其原因,计算隔震层偏心率时,隔震支座采取100%剪应变对应的等效刚度,而实际上,由于不同隔震支座的刚度退化机制不同(图6),大震时铅芯橡胶支座刚度退化明显,此时隔震层的扭转偏心率远大于中震㊂图6㊀橡胶支座水平力-位移关系曲线对西副楼大震作用下隔震层扭转偏心率进行计算,铅芯橡胶支座等效刚度K eff按照图6(a)中F u/D u 计算,其中D u取大震时隔震层的平均位移,计算得到西副楼X,Y向隔震层的扭转偏心率,见表5㊂由表5可知,大震时X向扭转偏心率远大于中震时,达到3.64%㊂为降低隔震层大震时的扭转效应,将西副楼东侧南北两端各两个LNR支座改为LRB支座,同时适当增大西侧LRB支座直径(图5),在尽量不增大支座直径㊁增加结构造价的前提下,使中震时隔震层偏心率进一步降低,也使得东西两侧支座刚度退化机制尽量一致㊂经过大震时程分析计算,此时隔震层X向扭转位移比降低为1.15,隔震层扭转偏心率降低为2.12%㊂在隔震层平均位移变化不大的情况下,将隔震支座最大位移降低为369mm,满足大震下隔震支座极限位移的变形需求㊂考虑到本项目结构高度高,自重大,隔震支座压力大㊁变形大,将东㊁西副楼角部的三个LRB700支座换为LRB800支座(图5),通过调整隔震支座第二形状系数的方式,保证二者水平剪切刚度一致㊂即:GA700T R700=GA800T R800(2)式中:G为橡胶剪切模量;A700,A800分别为LRB700, LRB800支座截面面积;T R700,T R800分别为LRB700, LRB800支座橡胶层厚度㊂11建㊀筑㊀结㊀构2021年支座调整前、后西副楼隔震层扭转偏心率表5地震风险水平调整前X向扭转偏心率/%调整后X向扭转偏心率/%Y向扭转偏心率/%设防地震0.780.140.08罕遇地震 3.64 2.120.54抗规第12.2.4条规定:隔震橡胶支座在水平向和竖向大震同时作用下,拉应力不应大于1.00MPa㊂本工程主楼㊁东副楼㊁西副楼隔震支座最小轴向应力分别为-4.65,-4.75,-2.48MPa,均未出现拉应力,满足大震下支座轴力的要求㊂5㊀超长结构温度荷载分析本工程主楼结构长103.0m,远超‘混凝土结构设计规范“(GB50010 2010)(2015年版)[8]第8.1.1条规定的结构伸缩缝设置间距,属于超长结构㊂因沿纵横向各设置两条伸缩后浇带,可近似不考虑混凝土收缩变形对隔震支座变形和应力的影响㊂取当地月平均气温最不利温差值ʃ30.5ħ作为温度荷载,对上部结构楼盖进行了温度应力分析㊂由于隔震支座水平刚度较小,得到的隔震层楼板最大拉应力为0.23MPa,小于混凝土抗拉强度设计值,因此,楼板配筋时可不考虑温度应力的影响,采取双层双向通长布置钢筋进行构造加强㊂另外,温度荷载作用下,隔震(边)支座产生的最大水平位移为15mm,将其与地震作用下的隔震支座位移进行组合,以考虑温度作用对隔震支座及其下部结构产生的不利影响㊂6㊀隔震结构与非隔震结构层剪力分布比较抗规中隔震结构设计采用分离式计算方法,将其分为上部结构㊁隔震层㊁下部结构和基础分别进行设计㊂上部结构设计仍采用传统反应谱法,考虑到隔震支座的抗弯刚度㊁抗扭刚度相对混凝土柱非常小,为使模型结构与真实结构的受力状态更为一致,上部结构非隔震结构模型的底层柱下端按铰接考虑[9],由此产生的不利偏差,本工程在相关构件设计过程中给予复核验算㊂分析结果表明,隔震结构模型与非隔震结构模型的侧移模式差异较大,导致两种计算模型侧向荷载分布模式㊁层剪力等差异较大,容易引起结构设计偏于保守或偏于不安全㊂以主楼为例,上部结构隔震结构模型中,隔震支座采用100%剪应变对应等效刚度和等效阻尼进行模拟,分别采用底部隔震模型和底部铰接模型对上部结构进行小震下的振型分解反应谱法分析,以7度(0.15g)底部铰接模型计算结果为依据,使得二者底部剪力相等,计算得到两种模型的楼层剪力分布见图7㊂由图7可知,在相同基底剪力情况下,底部铰接模型的上部楼层剪力均大于底部隔震模型(真实模型),即上部楼层设计均偏于保守,不经济㊂考虑到框架-剪力墙结构二道防线以及与抗震措施相关的内力调整等因素,底部铰接模型和底部隔震模型的框架柱承载力设计值基本相等,但由于剪力墙内力基本不调整,两种模型的剪力墙承载力设计值存在较大偏差㊂两种模型剪力墙楼层剪力分布见图8㊂由图8可知,底部铰接模型计算所得的不同楼层剪力墙剪力在上部楼层普遍大于底部隔震模型,且随着楼层数增加,二者的差值逐渐增大,其中X向剪力最大相差3946kN(7层),Y向剪力最大相差4470kN(6层)㊂分别对底部铰接模型和底部隔震模型采用YJK 软件进行配筋设计,计算所得隔震层以上剪力墙含钢量分别为333t和297t,可见,底部铰接模型由于上部楼层剪力墙剪力值偏大,其含钢量大于底部隔震模型,造价较高㊂7㊀大震弹塑性时程分析及性能评估为准确分析隔震结构在大震时各构件的损伤耗能情况,采用PERFORM3D软件对结构进行大震性能评估㊂以地震剪力最大的天然波(NRG-00波)双向输入结果为依据,其中梁㊁柱采用集中塑性铰模型,剪力墙采用纤维模型,天然橡胶支座采用弹性连接单元模拟,铅芯橡胶支座采用无刚度退化的标准二折线恢复力模型㊂结构构件塑性转角指标参考FEMA356,见表6㊂大震弹塑性时程分析得到隔震层以上结构各层层间位移角分布,如图9所示㊂由图9可知,结构大震时层间位移角最大值为1/327,满足预设性能目标要求㊂结构构件塑性转角指标表6结构构件IO LS CP剪力墙0.0030.0060.009框架柱0.0030.0120.015框架梁0.010.020.025大震下结构隔震层质心位移时程轨迹见图10㊂由图10可知,大震下结构隔震层质心最大位移为493mm㊂结构整体能量耗散占比㊁构件塑性耗能占比见图11㊂由图11可知,整体能量耗散中,结构构件塑性耗能约占45%,而隔震支座耗能占构件塑性耗能的90%左右,其余10%为梁㊁柱的塑性耗能,且其中绝大多数为梁塑性耗能㊂这表明,大震时隔震支座有效发挥了隔震效果,消耗了绝大部分地震能量,保21第51卷第8期辛㊀力,等.某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析㊀㊀㊀㊀图7㊀底部隔震与铰接模型楼层剪力分布图8㊀底部隔震与铰接模型剪力墙楼层剪力分布图9㊀结构大震层间位移角图10㊀隔震层质心位移时程轨迹图11㊀X 向大震下结构能量耗散占比护了主体结构安全,主体结构损伤主要集中在框架梁和连梁构件,符合 强柱弱梁 的设计理念㊂大震下,结构在人身安全性能水平(LS)的塑性转角利用率如图12所示㊂由图12可知,除隔震层个别框架梁塑性转角大于LS 性能水平限值外,其他结构构件满足LS 性能水平塑性转角要求,基本能够做到 大震可修㊂图12㊀结构构件LS 性能水平塑性转角利用率㊀大震弹塑性分析结果也表明,结构剪力墙部位的损伤主要集中在底部楼层,因此,基础隔震结构采用底部铰接近似模型进行设计时,上部楼层配筋结果可能偏大,这对于提高结构抗震性能水平的作用不明显,反而可能导致底部集中破坏㊂8 结论(1)基础隔震结构的隔震效果,与结构隔震前后自振周期㊁阻尼比关系较大,二者对结构水平向减震系数的影响呈非线性关系,隔震结构设计时,应根据实际需要调整二者的关系,做到隔震效果㊁位移控制等最优㊂(2)隔震支座布置不均匀㊁不对称时,应考虑不同隔震支座因刚度退化机制不同而引起大震时隔震层扭转效应放大的问题,此时应控制隔震层大震时对应的扭转偏心率,减小结构扭转效应㊂(3)个别标准化支座产品性能指标难以满足设计要求时,可通过调整隔震支座第一形状系数㊁第二形状系数方法,调整隔震支座竖向和水平向刚度,达到预期的设计效果㊂(4)隔震结构采用现行抗规分离式计算方法时,上部结构底层柱下端一般按铰接处理㊂因铰接模型与实际隔震模型侧向荷载分布模式存在较大差异,使得结构上部楼层配筋结果往往偏大,易导致(极)大震下在结构底部楼层产生集中破坏,设计时应该予以重视㊂(下转第42页)31建㊀筑㊀结㊀构2021年于0.01,绝大部分进入塑性的钢管柱塑性发展程度较轻㊂以上结果说明钢管混凝土柱还具有较高的剩余承载力,结构满足 大震不倒 的抗震设防目标㊂图14L845-8XY 工况下钢管柱中混凝土应变图15L845-8XY 工况下钢管四角积分点等效塑性应变PEEQ5 结论某8度区超高层钢结构采用了863根普通钢支撑,并在结构底部加强区和伸臂桁架腹杆处设置了104根BRB,对结构抗震性能进行了分析,研究结果表明:(1)伸臂桁架是本工程中的重要抗侧力构件,普通伸臂桁架由于斜腹杆受压屈曲导致耗能能力不足,将伸臂斜腹杆替换成BRB,可取得较好的消能减震效果㊂(2)普通钢支撑为第一道抗震防线中的主要抗侧力构件之一,应考虑其拉压不对称滞回特性,采用施加初始几何缺陷的方法对普通钢支撑拉压不对称进行了模拟,结果表明初始几何缺陷对支撑初始轴力有较大影响,但对支撑整体的滞回曲线影响不大,普通钢支撑的长细比越大,初始几何缺陷导致受压承载力下降越显著㊂(3)对整体结构进行了动力弹塑性时程分析,结果表明结构满足 大震不倒 的设防目标㊂参考文献[1]郭彦林,童精中,周鹏.防屈曲支撑的型式㊁设计理论与应用研究进展[J].工程力学,2016,33(9):1-14.[2]蒋庆,朱亚宁,杨青顺,等.采用普通伸臂桁架和BRB 伸臂桁架的高层建筑耗能机制对比[J].建筑结构,2018,48(21):9-13.[3]袁林华,伍炼红,朱忠义,等.乌鲁木齐宝能城1-02#楼超高层钢结构设计[J].建筑结构,2015,45(18):19-24.[4]周忠发,朱忠义,伍炼红,等.乌鲁木齐宝能城超高层钢结构动力弹塑性分析[J].建筑结构,2016,46(17):78-83,98.[5]杨青顺,甄伟,解琳琳,等.耗能伸臂桁架抗震性能的试验研究[J].工程力学,2016,33(10):76-85.[6]武莲霞,余志伟,孙飞飞.屈曲约束支撑在带伸臂高层建筑中的应用[J].建筑结构,2011,41(S1):120-124.[7]LIN P C,TAKEUCHI T,MATSUI R.Optimal design ofmultiple damped-outrigger system incorporating buckling-restrained braces[J].Engineering Structures,2019,194:441-457.[8]刘庆志,赵作周,陆新征,等.钢支撑滞回曲线的模拟方法[J].建筑结构,2011,41(8):63-67,39.[9]钢结构工程施工质量验收标准:GB 50205 2020[S].北京:中国计划出版社,2020.[10]高层民用建筑钢结构技术规程:JGJ 99 2015[S].北京:中国建筑工业出版社,2016.(上接第13页)参考文献[1]Prestandard and commentary for the seismic rehabilitationof buildings:FEMA356[S].Washington,D.C.:Federal Emergency Management Agency,2000.[2]卜龙瑰,苗启松,朱忠义,等.隔震结构设计方法探讨[J].建筑结构,2013,43(17):109-112.[3]建筑抗震设计规范:GB 50011 2010[S].2016年版.北京:中国建筑工业出版社,2016.[4]金建敏,谭平,黄襄云,等.铅芯橡胶支座微分型恢复力模型屈服前刚度的研究[J].广州大学学报(自然科学版),2008,7(1):87-90.[5]日本建筑学会.隔震结构设计[M].北京:地震出版社,2006.[6]叠层橡胶支座隔震技术规程:CECS 126ʒ2001[S].北京:中国工程建设标准化协会,2001.[7]高层建筑混凝土结构技术规程:JGJ 3 2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2011.[8]混凝土结构设计规范:GB 50010 2010[S].2015年版.北京:中国建筑工业出版社,2015.[9]丁洁民,吴宏磊.减隔震建筑结构设计指南与工程应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2018:57-59.24。
第33卷 增刊2007年12月四川建筑科学研究Sichuan B uilding Science收稿日期22作者简介高学勇(8),男,安徽肥东人,硕士研究生,研究方向钢筋混凝土及预应力混凝土结构理论。
xy6@基础隔震结构的能量分析与设计高学勇,叶献国,王德才(合肥工业大学土木建筑工程学院,安徽合肥 230009)摘 要:近几十年来,基础隔震技术逐渐被重视,得到了广泛的应用,并被纳入国家建筑抗震设计规范。
通过建立有隔震和无隔震的6层框架结构的分析模型,对其分别输入2条典型的地震波进行地震能量反应分析,结果表明,隔震结构能较好地满足能量方程;最后以能量分析方法为基础,建立了基础隔震结构体系的能量设计方法。
关键词:基础隔震结构;能量方程;滞回曲线;时程分析中图分类号:T U352.12 文献标识码:A 文章编号:1008-1933(2007)增刊-0101-04The ener gy ana lysis and desi gn of the ba s e 2isola ted str uctureG AO Xuey ong,YE X ianguo,WANG Decai(Scho ol of C ivil Engineering,Hefei University of Technol ogy,Hefei 230009,China)Ab stra ct:I n recent decade s,base is olati on technol ogy ha s a ttracted more and more att enti on in re s ea rch .It ha s been adop t ed by nati onal code for se is m ic de sign of buildings,and has been wildly app lied t o a br oad range of app licati ons world wide .B ased on the introduc ti on of the energ y equa ti ons and analysis mode ls of base 2is ola ted structure s,the analysis models of a six 2fl oor frame structure a re built,and the energy re s ponses of the structure and the effect of seis m ic is ola ti on bea rings are d iscussed as t w o ty p ical se is m ic waves are inpu t .It is conc luded that t he ba se 2is olated structure can m eet the energy equa ti on;Finally,on the basis of ene rgy theory,in this paper,the ene rgy de sign m easure s for this kind of struc tures a re founded .Key wor ds:ba se 2is olated structure;energy equa ti on;hyste resis curve;ti m e hist ory analysis0 引 言抗震设计中广泛采用底部剪力法、振型分解法和时程分析法等,这些方法都是以结构的强度和位移作为结构设计和破坏的标准。
论隔震与耗能减震结构摘要：中国经历了过多次刻骨铭心的地震经历，这其中1976年唐山地震和2008年四川汶川地震给国人留下的教训最为惨痛和深刻，基于这种惨痛的经历，相对于传统的加强结构的强度、刚度和延性来抵御地震消极被动的抗震策略，隔震与耗能减震这种积极而主动的抗震策略应运而生，这种方法一定会在未来的建筑设计实践中不断地完善，也会得到更好的发展与应用。
一、地震现象地震是地球内部构造运动的产物，是一种自然现象。
全世界每年大约发生500万次地震，其中99%的地震都非常小，用很灵敏的仪器才能测量到，而剩下的1%就成为有感地震，这其中能够造成严重破坏的地震，全球每年大约发生18次。
地震按其成因可分为构造地震，火山地震，陷落地震，诱发地震四类。
其中由于地壳运动，推挤地壳岩层薄弱部位发生断裂而引发的地震叫构造地震，构造地震分布最广，危害最大；由于火山喷发，岩浆猛烈冲击地面引起的地震成为火山地震；地表或地下岩层突发大规模陷落和崩塌引起的小范围的地面震动叫陷落地震；由于水库蓄水或深井注水等引起的地面震动叫诱发地震。
地震构造运动中，在断层形成的地方大量释放能量，产生剧烈震动，此处就叫做震源，按震源的深浅，地震又可以分为浅源地震，中源地震和深源地震。
浅源地震的震源深度在70km以内，它释放着一年中全世界所有地震能量的约85%；中源地震震源深度70~300km范围内，一年中全世界所有地震释放能量的约12%来自中源地震；震源深度超过300km的地震叫做深源地震，一年中释放所有地震释放能量的3%。
二、地震对工程结构的破坏工程结构在地震时所遇到的破坏是造成人民生命财产损失的主要原因，起破坏情况与结构类型和抗震措施等有关。
主要破坏情况有：称重结构承载力不足或变形过大而造成的破坏；结构丧失整体稳定性而造成的破坏；地基失效引起的破坏。
此外，地震造成的次生灾害，如水灾、火灾、毒气泄漏、滑坡、泥石流、海啸和核泄漏等，其破坏后果也相当严重。
