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阜阳大跨空间网架结构建筑中使用我厂铅芯橡胶支座

我厂铅芯橡胶支座

阜阳大跨空间网架结构建筑中使用我厂铅芯橡胶支座,大跨空间网架结构具有受力合理、空间刚度大、整体性强、制作安装方便、造价低等优点,是 近三十年来我国应用十分广泛的一种结构形式 [1,2] 。在强地震作用下,空间网架结构处于 非弹性工作状态,网架的破坏形态十分复杂。随着网架结构抗震研究的不断深入,大跨空间网 架结构在水平地震作用下的反应日益受到关注,并取得了一些研究成果[3,4]。

采用减隔震技 术[528]可以有效地降低大跨空间网架结构体系的水平地震反应。 本文针对大跨空间网架结 构的特点,将具有良好力学性能的铅芯橡胶支座应用于大跨空间网架结构,提出采用在上部空间网架结构和下部支撑结构之间设置隔震层的方法,可以提高大跨空间网架结构的水平抗震性 能。在此基础上,进一步研究了铅芯橡胶支座对网架结构水平隔震效果的主要影响参数和影响 规律。通过考虑铅芯橡胶支座屈服力、屈服前刚度和屈服前后刚度比等三种设计参数的变化, 对某大跨空间网架结构进行了一系列隔震参数分析,给出了铅芯橡胶支座设计参数对水平隔震 效果的影响规律。这些规律对实际工程应用具有一定的参考意义。 1 网架结构水平隔震的非 线性时程分析

网架结构的水平隔震计算模型 网架结构未设置隔震装置时,任意时刻的 动力平衡方程为 [M]{uβ}+[C]0{uα}+[K]0{u}=-[M]{uβg}(1)式中 [M]为结构质量矩阵; [C]0为结构阻尼矩阵; [K]0为结构刚度矩阵。 采用隔震技术设置了铅芯橡胶支座后结构的动 力方程为 [M]{uβ}+[C]{uα}+[K]{u}+{F(Ρ)}=-[M]{uβg} (2)式中 F(Ρ)=ΡAl+Klx,其中 Ρ为铅芯材料的屈服强度,Al为铅芯面积,Kl为剪切刚度,x为铅芯橡胶支座发生的最大位移。

铅芯橡胶支座设置于上部空间网架结构与下部支承结构之间,协调上下结构的受力与变形,它 提供一定的刚度,但相对于网架原结构质量,则可以忽略其质量对网架结构总体质量矩阵的影 响。因此,隔震结构的总体刚度矩阵[K]已不是原结构刚度矩阵[K]0,而是铅芯橡胶支座刚度矩 阵[K]r与原结构刚度矩阵[K]0叠加后的刚度矩阵。铅芯橡胶支座引入多层框架结构加层改造 的减震研究,利用非线性时程分析法对一具体结构作了多种方案在3种地震波激励下的计算分 析.结果表明,增层时采用铅芯橡胶支座减震是一种有效的手段.关键词:铅芯橡胶支座;减震; 加层改造;非线性时程分析;多层框架结构 112 网架结构水平隔震的非线性时程分析 本文对内蒙古呼和浩特市某一63m×63m正方四角锥 网架模型进行水平隔震计算,网格尺寸为3 m×3m,四角锥高度2m,四边简支。 根据《建筑抗震 设计规范》 (GB5001122001)规定,呼和浩特市抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度值为 0120g,设计地震第一组。建筑场地土为II类,场地特征周期值取0135s。

建筑的抗震设防类别 为乙类,框架的抗震等级为一级。考虑不利地震动水平方向,均选取三条天然波和一条人工波 进行直接动力时程分析,其中三条天然波分别为EI2Centro波、Taft波和Geng2mma波。网架计 算模型如图1所示第32卷 第2期2000年6月西安建筑科技大学学报J.Xi’ anUniv.ofArch.&Tech. Vol132 No12Jun.2000 收稿日期:1999202218 作者简介:张俊发(19612), 男,陕西白水人,西安建筑科技大学博士生,西安理工大学副教授,研究建筑工程理论. 铅芯橡胶 橡胶支座应用于多层框架结构加层改造的减震研究张俊发1,刘云贺2,田 洁2 (1.西安建筑科技大学 ,陕西西安710055;21西安理工大学,陕西西安710048) 摘 要:本文将铅芯橡胶支座引入多层框 架结构加层改造的减震研究,利用非线性时程分析法对一具体结构作了多种方案在3种地震波 激励下的计算分析.结果表明,增层时采用铅芯橡胶支座减震是一种有效的手段.关键词:铅芯 橡胶支座;减震;加层改造;非线性时程分析;多层框架结构中图分类号:TU31   

层间隔震不同于基础隔震,工作机理比较复杂,当隔震元件置于顶层之下 时,则类似于主结构与一 TMD子系统共同作用问题 .我国学者[1,2]对应用叠层橡胶支座 (LaminatedRubberBearing,简称RB)对房屋加层改造的地震响应控制进行了试验和理论研究, 论述了应用TMD方法对结构进行“加层减震”的优越性. 目前,铅芯叠层橡胶支座 (LeadlaminatedRubberBearing简称LRB)已较广泛地应用于房屋的基底隔震[3~5],LRB融隔震 与滞变耗能于一体,构造简单,可靠性高.本文将这种橡胶支座引入层间隔震研究.LRB橡胶支座是一种强 非线性隔震元件,由其组成的减震系统将是一个非线性系统,其动力学行为及减震机理较采用 RB更为复杂,本文结合一框架结构的加层改造对此作了探讨.

加层改造房屋概况原有建设物 为一7层钢筋砼框架结构办公楼,其平面图见图1,建筑物层高为:第1层410m,第2至7层316m.各 种框架柱断面尺寸为:1~2层0155×0155m2,3~4层0150×0150m2,5~7层0145×0145m2,砼标 号C25.楼层梁断面为0125×0165m2,走道梁断面为0125×0140m2,砼标号C20.加层层高 var script = document.createElement('script'); script.src = 'http://static.pay.baidu.com/resource/baichuan/ns.js'; document.body.appendChild (script); 图1 结构平面图 316m,柱断面0145×0145m2,梁断面同其他楼层. 为了便于比较 分析,本文考虑了3种加层方案:(1)直接加层(普通加层方案);(2)普通叠层橡胶支座加层(RB方 案);(3)铅芯叠层橡胶支座加层(LRB方案). 2 动力计算模型 211 结构计算模型图2 LRB加层减 震结构示意图本文取横向考虑水平地震作用进行分析假定,楼板在其平面内无限刚性,用矩阵 位移法对结构作静力分析,求得各层等效剪切刚度,得到动力计算的等效层模型[6]. 自下而上 各层等效层间刚度分别为91114×103、72819×103、60719×103、59713×103、47611×103 、47911×103、48415×103 kN󰃗m,加层为37510×103 kN󰃗m. 减震加层方案,m7,m8之间设置隔 震层(图3).普通加层方案直接由m7与m9相连.图3 动力模型

 隔震橡胶支座层模型 RB方案,橡胶支座 层可视为弹性元件,层间剪切刚度为 KR= ∑ GAnt (1) 式中:GA为单个橡胶支座剪切刚度;nt为单个橡胶支座 橡胶层总厚度. LRB方案,橡胶支座层恢复力可用双线性模型较好地表示,如图4,刚度K是由橡胶引起 的弹性分量KR和铅芯弹性分量K2叠加而成,即有 K1=KR K=KR+K2=KR+ Qy ∃y   根据有关实验及理 论研究[3][7],建筑基底隔震及桥梁所采用的单个LRB,当铅芯的屈服剪力Qy与设计承载力W比 值Qy󰃗W=5%时,选K=10K1与实验的恢复力滞回曲线较吻合.对于隔震层,由群橡胶支座组成, 图4 双 线性模型若每个橡胶支座的Qy󰃗W均为5%,不一定能达到最佳减震效果,所以群橡胶支座可能由不同直径 铅芯的LRB组成,也可能由LRB与RB混合组成.对于橡胶支座群中的LRB,∃y是相同的,因此,由 Qy󰃗W=5◊时,K=10KR可导得橡胶支座群综合一相刚度随综合的Qy󰃗W变化规律 K=(180 Qy W +1)KR(2) 213 体系的运动方程结构体系的地震响应运动方程为 [M]{x¨ }+[C]{xα}+[K]{x}=- [M]{I}x¨ g(3) 0 41    

 进 行非线性时程分析时,须处理好刚度变化时的拐点,本文程序成功地解决了这一问题。 图1 63m×63m正方四角锥网架模型 Fig.1 63m×63mpyramidspacetrussmodel 隔震设计方 案为在上部空间网架结构的球形橡胶支座底部与下部支承柱顶之间设置铅芯橡胶支座装置。采用 两种设计参数分别计算设置铅芯橡胶支座的网架结构的地震响应:①隔震参数1:水平屈服前后 刚度和屈服力分别为K1=100kN󰃗m、K2=1215kN󰃗m和Qy=110kN;②隔震参数2:水平屈服前后 刚 度和屈服力分别为K1=20kN󰃗m、K2=215kN󰃗m和Qy=210kN。 对未隔震模型与两种隔震模型分 别进行了非线性动力响应分析,在水平X向输入上述三条天然地震波和一条人工波。三种计算 模型的第一振型自振周期(对应于屈服前刚度)及其在Gengmma波作用下的网架位移峰值和上弦 杆件轴力最大值分别如表1所示。从表中可以看出,网架结构安装铅芯橡胶支座以后,隔震效果 十分明显。

这是因为设置隔震层可以延长网架结构的自振周期,隔断地震动能量的输入,并且 由于隔震层的水平变形使得网架位移峰值变大,从而有效地降低了网架结构的地震响应,并减 小了网架杆件的内力。另外,从两种铅芯橡胶支座的典型滞回曲线(图2)可以看到,滞回曲线比 较饱满, 表1 水平地震作用下三种模型的动力响应比较 Table1 Comparisonsofdynamicresponsesofthreemod-elsunderhorizontalearthquakeaction s 模型第一振型自振周期T󰃗s网架位移峰值X󰃗m上弦杆件最大轴力V󰃗 kN未隔震11098010316221944隔震参数12179101061721501隔震参数2 5192401059411 942 图2 铅芯橡胶支座的典型滞回曲线 Fig.2 Typicalofleadlaminatedrubberbearings 耗 能效果良好。 从表1还可以看出,相比隔震参数1来说,采用隔震参数2的网架结构由于屈服 前后刚度较小,所以自振周期相对较长,网架杆件的内力也相应减小,但网架位移峰值却并没有 增大。这说明铅芯橡胶支座的非线性参数对网架结构地震响应分析有较大的影响,有必要对铅芯橡胶支座参数变化对大跨空间网架结构隔震效果的影响进行进一步详细的研究。铅芯橡胶 橡胶支座的主要设计参数是屈服力、屈服前刚度和屈服前后刚度比。

下面将对该网架结构进行一 系列隔震参数分析,研究铅芯橡胶支座三种性能参数的变化对水平隔震效果的影响及其变化规 律,并在此基础上给出网架结构的水平隔震设计建议。 2 铅芯橡胶支座屈服力变化对水平隔 震效果的影响分析 本节考察铅芯橡胶支座屈服力的变化对网架水平隔震效果的影响。固定 铅芯橡胶支座的屈服前后 902 第2期孙 君等:铅芯橡胶支座参数变化对大跨空间网架水平隔 震效果的影响 刚度比Α=8,屈服前刚度分别取K1=20kN󰃗m和K1=100kN󰃗m,在此基础上变化橡胶支座的屈服力参数 Qy,并计算网架结构在Gengmma波作用下的动力响应,计算结果见表2和图3。 表2 不同屈服力 Qy下的地震反应 Table2 SeismicresponseswithdifferentyieldforcesQ y 屈服前刚度K1󰃗(kN・m-1 )屈服力Qy󰃗kN上弦杆件最 大轴力V󰃗kN 网架位移 峰值X󰃗m 20 011012030104910150157201048111001911 01050311511103010526 图3 地震响 应随铅芯橡胶支座屈服力变化的相关曲线 Fig.3 Relationshipsbetweenseismicresponsesand yieldforcesofthebearings 从图3(a)中可以看 出,在屈服前刚度K1=20kN󰃗m时,网架位移峰值受屈服力变化影响不大,整 体变化趋势随屈服 力的增大而增大,但增大幅度较小;在屈服前刚度K1=100kN󰃗m、屈服力Qy<112kN时,网架位移 峰值随屈服力增大而增大;当屈服 力Qy>112kN时,网架位移峰值随屈服力增大而减小。从图3 (b)中可以看出,网架上弦杆件的最大轴 力在屈服前刚度取不同数值(K1=20kN󰃗m和 K1=100kN󰃗m)时均随屈服力增大而增大;当屈服力Qy>115kN、屈服前刚度K1=20kN󰃗m时,杆件 轴力 随屈服力变化的趋势渐缓,可以认为屈服力在该区段对网架动力响应的影响不显著,设计 时只需避免取值过大即可。

根据上述分析, 橡胶支座屈服力与屈服前刚度的不同组合对网架动力响应影响显著。总体来说,网架结构隔震设计 时,铅芯橡胶支座屈服力的取值可以取较小值,这样既可以减小网架位移,又能较大幅度地减小 网架杆件的轴力。 3 铅芯橡胶支座屈服前刚度变化对水 平隔震效果的影响分析 本节考察 铅芯橡胶支座屈服前刚度的变化对网架水平隔震效果的影响。固定铅芯橡胶支座的屈服前后 刚度比Α=8,屈服力分别取Qy =110kN和Qy=210kN,在此基础上变化橡胶支座的屈服前刚度K1,并计算网架结构在Gengmma波作用下 的动力响应,计算结果见表3和图4。

表3 不同屈服前刚度K1下的地震反应 Table3 Seismicresponseswithdifferentpre-yield stiffnessesK 1 屈服力Qy󰃗kN屈服前刚度K1󰃗(kN・m-1 )上弦杆件最 大轴力V󰃗kN网架位移 峰值X󰃗m1.0 1001543010476200191101050350 11316 010632100117810106471502110301058720021368 010540 2.0 100157101047620 1120001053850119420105941002150101061715021816010556200 21996 010486 从图4(a)中 可以看出,当橡胶支座屈服前刚度K1<90kN󰃗 m时,网架位移峰值在屈服力取不同数值 (Qy=110kN和Qy=210kN)时均随刚度的增大而 增大;当 橡胶支座屈服前刚度K1>90kN󰃗m时,网架位 移峰值则随刚度的增大而减小。从图4(b)中可以看出, 网架上弦杆件的最大轴力在屈服力取不同数值(Qy=110kN和Qy=210kN)时均随刚度增大而增大, 当屈服前刚度K1较大时,杆件最大轴力的增大对各加层方案,采用本文程序作线性或非线性的 时程分析,选用EL2Centro(NS,1940)波和2条人 工波(E1、E2)激励输入,并将最大加速度幅值x βg m

大约相当于8度区的中震,这三种波的卓越周期见表1. 表1 输入地震坡加速度卓越周期 SA 地震波 EL2centro E1 E2 卓越周期SA󰃗s0 15501450165RB方案,取隔震橡胶支座层总侧移刚度KR=36000kN󰃗m.LRB方案,取 K1=36000kN󰃗m,一相刚度K按(2)式 确定,Qy󰃗W取值范围为 1%~5%,设计承载力W取橡胶支座层承担的加层重量12000kN. 表2给出了3种方案在不同地震波 激励下的最大底部剪力Vmax及隔震层的最大变形∃max.为比较方便,定义底部剪力减震率为 ΓV= V′max-Vmax V′max 这里,V′max为普通加层方案的底部最大剪力 .定义橡胶支座变 形比为 Β= ∃LRB∃RB 式中:∃LRB、∃RB分别是LRB、RB方案中隔震层的最大变形 .表3给出 EL2Centro波激励下各层最大剪力.图 5、图6分别给出了EL2Centro波激励下LRB方案(Qy󰃗W=2◊)的各层位移响应时程和隔震层的滞回过 程线. 图5 LRB方案各层位移响应时程(Qy󰃗W=2%,EL2Centro波) 由上述图、表可知,采用RB、 LRB方案均较普通加层方案有明显的减震作用,在不同的地震波激励下,底部最大剪力减震率在 1112%~3911%之间,LRB方案效果最佳.由图7可看出,结合具体的场地条件和结构特点,设计选 取合适的Qy󰃗W,可使减震效果最优,并同时使橡胶支座形不致过大,保证减震系统不失效. 从 图5可见隔震层下部各层位移响应基本上相位一致,而加层与下部之间明显存在滞后的相位差, 从波形上还可发现隔震层的滤波作用也很显著