近場脈沖型強震下基礎隔震結構的非線性反應與限位分析*（建筑）

              顏桂云^1,2，  項  洪¹，  張  錚¹，  陳盛富¹，  何夢超¹

    （1福建工程學院土木工程學院，福州350118；2湖南大學土木工程學院，長沙410082）

[摘要]  近場地震動是具有長周期、短持時、高能量的速度脈沖運動，其對基礎隔震的減震性能產生不利影響。建立一幢10層鋼筋混凝土框架基礎隔震的有限元模型，分析其在近場脈沖型強震與常規強震作用下的非線性反應，探討速度脈沖對層間彈塑性位移、層間剪力、隔震層變形及隔震結構塑性鉸分布的影響。提出在隔震層增設黏滯阻尼器，形成混合隔震方案，分析其對隔震層的限位保護效果及其對隔震結構非線性反應的減震效果。結果表明：

基礎隔震在速度脈沖近場強震作用下的非線性反應較常規強震顯著增大；隔震層最大變形顯著增加，遠超過了隔震支座容許變形值?？紤]近場影響系數不能有效反映長周期速度脈沖對隔震結構的不利影響?；旌细粽鹉苡行Э刂聘粽饘由喜拷Y構的非線性反應與隔震層最大變形，避免隔震支座破壞而導致上部結構傾覆失穩。

[關鍵詞]  基礎隔震；近場地震；混合隔震；非線性反應；隔震層限位

中圖分類號：TU352.1  文章編號：1002-848X( 2016) 11-0096-06

0  概述

    我國一些重要的城市，如成都、烏魯木齊、蘭州和西寧等都處在地震動的近場范圍內，近場地震動作為近年來倍受工程界關注的地震類型，與遠場地震動有著顯著不同的特點，表現出了強方向性、明顯的長周期速度和位移脈沖、大的速度峰值與加速度峰值的比值( PG V/PGA)以及較大的峰值加速度等特點。目前，已有一些學者進行了近場脈沖型地震作用下基礎隔震結構地震響應的研究。葉昆等對LRB基礎隔震結構在近斷層脈沖型地震作用下的動力響應進行了分析。杜永峰等進行了近斷層地震作用下隔震結構基底碰撞響應分析及傾覆倒塌模擬。賀秋梅等對近斷層速度脈沖型地震動作用下基礎隔震建筑位移反應進行了分析。韓

淼等分析了近斷層地震動特征參數對基礎隔震結構地震響應的影響。宋廷蘇等分析了速度脈

沖型地震動對隔震結構減震系數的影響。研究表明，在近場脈沖型地震作用下基礎隔震結構表現出與常規地震（遠場或近場非脈沖地震）作用下明顯不同的特點。由于長周期脈沖的影響，放大了隔震結構的位移響應與隔震層變形。然而，已有研究多局限于基礎隔震上部結構的彈性反應分析。在近場脈沖型強震作用下，不僅隔震層會進入非線性，隔震層上部結構也會產生彈塑性變形，其非線性地震反應的減震性能尚不清楚。

    此外，目前的隔震結構基本按照遠場地震動設計，采用近場影響系數考慮近場效應，其能否合理考慮近場長周期脈沖運動對隔震結構的不利影響仍值得探討。按照遠場地震動設計的基礎隔震結構一旦遭遇近場脈沖型地震動，易導致隔震層變形超過設計變形限值，造成隔震支座破壞，導致隔震層上部結構傾覆失穩。

    本文通過一幢10層鋼筋混凝土框架基礎隔震的有限元模型，對比分析其在近場脈沖型強震下與在常規強震下的非線性減震性能，探討采用近場影響系數考慮近場效應的分析方法。提出在隔震層增設黏滯阻尼器形成混合隔震控制，分析其對近場強震作用下基礎隔震結構的非線性減震效果及隔震層的限位保護效果。

1  近場地震動的特征

    近場地震一般指距離地震斷層不超過20km場地上的地面運動。與遠場地震相比，近場地震具有明顯的脈沖特性，主要表現為速度脈沖和加速度脈沖。其中速度脈沖最為普遍，這種脈沖型地震波的顯著特點是含有明顯的速度脈沖波形、較長的脈沖周期和豐富的低頻成分。L oh C H等指出峰值地面速度與峰值地面加速度之比（PGV/PGA）是識別近場脈沖效應的主要特征，PGV/PGA>0.2s時，近場脈沖對結構的效應明顯。

    本文從美國太平洋地震工程研究中心強震數據庫選取5條近場脈沖型地震波、4條常規地震波，各地震波信息如表1所示。在隨后進行的分析中，將表1中的峰值加速度調整為400cm/s²，相當于基本烈度為8度時罕遇地震。

    圖1為近場脈沖型地震波HE06230的速度、加速度時程曲線，由圖可知該地震波具有明顯的長周期速度脈沖?；�礎隔震系統雖然能夠保護結構不受高頻和高峰值加速度的破壞，但長周期速度脈沖會增加隔震結構的響應，使得傳統的隔震結構設計出現困難。   

2  工程概況與模型建立

    某一幢10層鋼筋混凝土框架結構，總高度31m，總寬度18m。1層層高為4m，2～10層層高為3m。1~5層柱截面為0.75m×0.80m，6~10層柱截面為0. 70m×0.75m;1~6層框架梁截面為0. 30m×0.70m，7~10層框架梁截面為0.30m×0. 60m;樓板厚均為120mm。柱混凝土強度等級為C40，梁混凝土強度等級為C35，樓板為C30。設防烈度為8度，設計分組為第二組，設計地震加速度為0. 2g，場地土類別為Ⅱ類。對該模型結構進行基礎隔震，采用鉛芯橡膠隔震支座( LRB)，支座的主要性能詳見表2。利用MIDAS/Gen建立基礎隔震有限元模型，如圖2所示?？拐鸾Y構第1自振周期為1.09s，隔震結構第1自振周期為2.76s。

    梁柱塑性鉸采用集中型鉸模型，鉸的滯回模型采用由屈服強度和屈服剛度折減率定義，采用修正武田三折線滯回模型( Modified Takeda Trilinear)。在框架梁端與框架柱端考慮集中塑性鉸。對抗震結構、基礎隔震結構與混合隔震結構進行在不同地震波作用下的彈塑性動力分析。

3  強震作用下基礎隔震結構的地震反應分析

3.1常規強震作用下基礎隔震結構的地震反應分析

    圖3為常規強震作用下抗震結構與基礎隔震結構的反應。該圖表明，基礎隔震結構各樓層峰值層間彈塑性位移角與峰值層間剪力有明顯減小。其中

3.2近場脈沖型強震作用下基礎隔震結構的地震反應分析

    圖4為近場脈沖型強震作用下抗震結構與基礎隔震結構的反應。該圖表明，基礎隔震結構各樓層的峰值層間位移角與峰值層間剪力減震效果不明

隔震對近場脈沖型強震作用下的隔震效果甚微，甚至對結構抗震性能更加不利。

    圖5為一榀橫向框架結構在Taft地震波與HE04230地震波作用下抗震、基礎隔震的塑性鉸分布。該圖表明，在常規強震Taft地震波作用下，抗震結構產生了大量的梁端塑性鉸，但基礎隔震結構的梁端塑性鉸大量減少，隔震效果明顯，也間接說明了圖3(a)峰值彈塑性層間位移角減震結果。圖5還表明，近場脈沖型強震HE04230波作用下，由于速度脈沖的影響，相比抗震結構的塑性鉸數量，基礎隔震結構的塑性鉸數量減小并不明顯。

3.3考慮近場影響系數的強震作用下結構地震反應分析

    目前的隔震結構基本按照遠場地震動設計，采用近場影響系數考慮近場效應，當隔震結構處于發震斷層10km以內時，輸入地震波應考慮近場影響系數，5km以內宜取1.5，5km以外可取不小于1. 25。圖6為考慮近場影響系數1.5的常規強震與近場脈沖型強震作用下基礎隔震結構反應。該圖表明，考慮近場影響系數1.5的常規地震波作用下隔震結構的峰值彈塑性層間位移角與峰值層間剪力均明顯小于與近場脈沖型地震波作用下相應的值。

表3為不同地震波作用下隔震層最大位移與隔震層最大剪力對比。在常規強震與考慮1.5倍近場影響系數地震波作用下，隔震層最大變形小于隔震支座容許變形值385mm。而在近場脈沖型強震作用下，由于速度脈沖的影響，隔震層最大變形較非脈沖型顯著增大；隔震層最大變形超越隔震支座的容許變形，最大值達605mm，導致隔震支座發生破壞。同時，相比近場脈沖型地震波，考慮近場影響系數地震波作用下隔震層最大剪力為前者的47%~64%，表明考慮近場影響系數設計的隔震支座的支墩、連接件等處于不安全狀態。因此，按常規強震考慮近場影響系數不能替代近場脈沖型強震，其原因主要在于近場影響系數僅考慮了地震波幅值的放大，而不能考慮近場脈沖的長周期頻譜成分。

4  基礎混合隔震控制

    前文分析表明，按常規強震考慮近場影響系數不能有效考慮近場脈沖型強震。在近場脈沖型強震作用下，基礎隔震的隔震層變形顯著增大，易導致隔震支座破壞，產生結構傾覆倒塌。因此，提出在隔震層增設黏滯阻尼器形成基礎混合隔震，控制隔震層變形在隔震支座容許變形值范圍內，保護隔震層免受破壞。

    黏滯阻尼器是一種無剛度、速度相關型耗能器，其阻尼力可表達為：  

    本文采用4個黏滯阻尼器．在隔震層兩側對稱布置。阻尼系數C _d為1.5×10³kN．s/m，速度指數a為0.5，分析在遠場地震波HDLT352，Taft以及近場地震波HE05230，HE04230作用下基礎混合隔震的減震性能與限位效果。

4.1常規強震作用下結構的反應分析

    圖7，8分別為HDLT352，Taft地震波作用下結構反應。由圖可知，與抗震結構相比較，混合隔震能起到有效的減震作用?；旌细粽鹋c基礎隔震兩者對結構的峰值層間剪力與峰值彈塑性層間位移角的減震效果相差不大。

4.2近場脈沖型強震作用下結構的反應分析

    圖9，10分別為HE04230，HE05230地震波作用下結構反應。由圖9可知，混合隔震結構各樓層的峰值彈塑性層間位移角與峰值層間剪力比抗震結構最大值為0. 67，結構抗震性能得到明顯改善；而基礎隔震結構不能起到有效的減震效果。圖10也體現出類似的規律。因此，在近場脈沖型強震作用下，混合隔震相比基礎隔震有更明顯的隔震效果。

    表4為基礎隔震結構與混合隔震結構在不同地震波及考慮近場影響系數地震波作用下隔震層的反應對比。相比基礎隔震，混合隔震能有效減小隔震層的最大變形與隔震層的層間剪力，使得隔震層最大變形小于隔震支座容許變形值385mm，保護隔震支座免遭破壞。同時，較低的隔震層剪力有利于隔震支座的支墩、連接件等的設計。

4.3阻尼器參數優化分析

    阻尼系數C _d和速度指數a是黏滯阻尼器的兩個參數。本文選取HEDA270，HE04230地震波作用下的基礎混合隔震結構，對阻尼器進行參數優化分析。由表5可知，對應于不同的近場地震波，隨著阻尼系數C _d的增加，隔震層最大變形減小，表明混合隔震能有效控制隔震層的變形，使其滿足隔震支座的最大允許變形要求。

    圖11為HE04230地震波作用下阻尼系數C _d對混合隔震上部結構地震反應的影響。由圖11可知，混合隔震結構的峰值彈塑性層間位移角隨著阻尼系數C _d增大而增大的規律較明顯，而對各樓層峰值層間剪力的影響相對不明顯。因此，應選擇合適的阻尼系數C _d，控制隔震層最大變形在允許范圍內且使得彈塑性層間位移角有較好的減震效果。

此外，表5還說明，隨著速度指數a的增加，隔震層最大變形逐漸增大。圖12可知，速度指數a對結構各樓層的峰值層間剪力的影響并不明顯；而結構下部各樓層峰值彈塑性層間位移角隨著速度指數a的增大而減小，當a>0.5時，黏滯阻尼器的減震效果相對較好。非線性黏滯阻尼器的速度指數a一般為0.2~0. 55，考慮到廠家的實際生產情況，建議a值取0.4~0.5。

    因此，應綜合考慮阻尼系數C _d與速度指數a對隔震層變形與上部結構反應的影響，選擇合適的阻尼系數C _d與速度指數a。

5  結論

    本文分析了近場脈沖型強震作用下基礎隔震結構的非線性反應及在隔震層附設黏滯阻尼器進行隔震層限位保護，得出如下結論：

    (1)在近場脈沖型強震作用下，LRB基礎隔震框架結構的各樓層峰值彈塑性層間位移角、峰值層間剪力及隔震層最大變形較非脈沖型地震有顯著增大；與抗震結構相比，基礎隔震的減震效果并不明顯，甚至產生放大效應。隔震層最大變形超越LRB支座的容許變形值，將導致隔震層破壞，因此，單純的LRB基礎隔震將不適用于近場地區框架結構的隔震設計。

    (2)在隔震層增設黏滯阻尼器形成的基礎混合隔震，可有效地控制隔震層與上部結構的彈塑性地震響應，尤其可顯著降低隔震層的最大變形，對隔震層進行限位保護，防止LRB隔震支座破壞而導致隔震層上部結構傾覆失穩。由于阻尼系數C _d、速度指數a對隔震層最大變形與上部結構彈塑性層間位移反應的影響規律不同，因此，應選擇合適的阻尼系數C _d與速度指數a，使得隔震層變形在允許的范圍內。同時，較好地控制各樓層彈塑性層間位移的減震效果。

    (3)采用近場影響系數考慮近場效應的設計方法，不能合理考慮近場長周期脈沖運動對隔震結構的不利影響。按照遠場地震動設計的基礎隔震結構，一旦遭遇近場脈沖型強震，易導致隔震層變形超過設計變形限值，造成隔震支座失效。