Application Study of Seismic Isolation Design on A Shear Wall Structure in High Intensity Area
-
摘要: 对于近断层处高烈度区高层剪力墙结构，传统设计难以解决墙体太厚、配筋太大等难题。为研究在考虑近断层影响下高烈度区剪力墙住宅采用隔震设计的技术可行性，采用隔震设计对某剪力墙结构工程进行全面分析。对比分析常规剪力墙结构方案及增设橡胶隔震支座的隔震方案，分析结果表明，隔震方案较常规方案前3阶结构自振周期延长约3倍，从而有效减小了上部结构的地震作用；在设防烈度地震作用下，结构水平向减震系数为0.281，上部结构所受水平地震作用和抗震措施可按降低一度进行设计；罕遇地震作用下隔震支座性能稳定，上部结构基本处于弹性工作状态。研究结论可为隔震支座设计和进一步研究提供参考。Abstract: For the high-rise shear wall structure with high intensity near the fault, the traditional design is difficult to solve such problems as "the wall is too thick and the reinforcement is too big". In order to study the technical feasibility of adopting seismic isolation design for shear wall structures in high intensity area considering the influence of fault, a comprehensive analysis and comparison were made on the seismic isolation design of a shear wall structure project. Through the comparative analysis of the conventional frame structure scheme and the isolation scheme with rubber isolation support, the isolation scheme extends the first three order period of the structure by over 2.7 times under the action of earthquake. And it can effectively reduce the seismic action of the structure. Under the seismic fortification intensity, the horizontal damping coefficient of the structure is 0.281. The horizontal seismic action and the seismic measures of the superstructure can be reduced by one degree. Under the action of rare earthquake, the performance of isolation support is stable and the superstructure is in elastic working state. The results can provide reference for the design and further research of isolation bearing.
-
Key words:
- High-rise buildings /
- Isolation technology /
- Rubber bearing /
- Time history analysis
-
引言
自2008年汶川地震后，全球范围内地震频发，地震强度较大，对人民生命及财产安全造成了巨大损失，建筑物抗震性能再度引起人们的重视，公众抗震防灾意识得到了进一步加强。地震灾害实践表明，对于地震作用下高烈度区建筑，单纯靠消极被动的加强措施等传统抗震方法，不能有效解决结构设计中存在的墙体太厚、配筋太大等难题(薛彦涛，2011)。如采用增加截面、增加配筋、内置型钢等措施，由于结构自身刚度加大，必然产生更大的地震作用，结构整体造价及施工难度也会增加很多(徐至钧等，2014；杜东升等，2010)。
近些年，减隔震技术的发展为高烈度区建筑设计提供了新思路，其基本原理为在结构中通过设置隔震层，大幅度减小结构的水平刚度，使结构自振周期增大，其自振频率远离地震高能量频段范围，从而有效减小地震输入到结构中的加速度(罗佳俊，2017；李爱群，2012)。同时利用隔震层耗能元件吸收地震能量，隔绝地震能量向上部结构的传递，减小地震时上部结构的损坏程度，如图 1所示(罗佳俊，2017)。该技术已在国内外许多工程中得到了应用，如日本Osaka City西梅田住宅、美国旧金山国际机场，中国四川省芦山县人民医院(图 2)、四川省成都市凯德风尚小区(图 3)等(Takewaki，2008；肖从真等，2009；齐杰，2018)。
在工程应用中，橡胶式隔震支座是目前最普遍的一种隔震系统，分为普通橡胶支座和有铅芯橡胶支座，如图 4所示(傅金华，2011)。橡胶支座由多层橡胶和多层钢板交替叠置组合而成，此支承体系有低水平刚度与高竖向刚度的特性。铅芯支座是在橡胶垫中心置入高纯度铅芯，利用铅屈服点较低的特点，在地震作用下屈服后耗散地震能量，从而减小上部结构的地震响应(徐至钧等，2013)。随着第五代《中国地震动参数区划图》的实施，我国许多区域的地震参数在不同程度上有所提高。特别是高烈度区住宅项目，传统的设计方法中仅能通过限制结构设计高度保证结构安全，当场地条件为近场地震的不利地段时，结构地震作用需进一步放大，使传统抗震设计面临极大挑战。因此，本文通过隔震结构与传统结构的对比，分析说明隔震技术在近场断层处高烈度区剪力墙结构中的应用情况。
1. 工程概况及常规结构方案问题
本工程项目为某高层住宅，地下1层，地上18层，建筑标准层层高2.9m，建筑总高度52.5m。标准设防类，抗震设防烈度为8度(0.30g)，设计地震分组为第二组，Ⅱ类场地，场地特征周期为0.40s。根据项目地质勘察报告，场地距发震断层小于5km，需考虑近场增大系数1.5。采用50年一遇的基本风压，取ωk=0.30kN/m2，地面粗糙度为B类。结构平面布置图如图 5，结构计算PKPM模型如图 6。
由于抗震设防烈度较高，当采用常规设计方案试算时，遇到以下问题：
(1) 考虑地震近场增大系数1.5，实际地震作用高于9度。由于结构布置为平面不规则，结构扭转效应明显，较多墙肢厚度达300—350mm，周边墙体需增加至400mm。内部厚墙体对于建筑布置方案的影响较大，建筑使用功能及品质均受影响。如果按建筑使用要求将结构墙体厚度缩至300mm、内部墙体厚度缩至200mm，多遇地震作用工况下最大层间位移角分别为1/750(x向)和1/795(y向)，均不能满足规范限值1/1000的要求。
(2) 由于地震作用放大1.5倍，多遇地震作用工况下结构出现许多剪力墙及连梁抗剪截面不满足的情况，连梁配筋超筋严重。
(3) 设防地震作用工况下剪力墙墙肢偏拉应力大、范围广。除四角墙肢外，也有不少内部墙肢受拉严重。因建筑需要，这些内部墙体厚度需严格控制，而这些部位的薄墙(一般厚200mm)如果设置型钢，则给施工带来较大困难。
2. 隔震方案
本项目建筑高度52.5m，宽15.4m，高宽比为3.4；场地类别为Ⅱ类，硬土场地适于隔震建筑的建造，符合《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(中华人民共和国住房和城乡建设部等，2016)12.1节中关于选用隔震方案的相关要求。采用隔震设计后，上部结构计算通常可按当地抗震设防烈度降低一度，可有效解决因地震作用带来的墙体厚、连梁抗剪截面难满足及配筋太大等问题。同时，地震作用减小后降低了土建成本，本项目最终选用由转换梁、上下连接柱墩及橡胶支座组成的隔震系统作为隔震方案，隔震层位于地下室顶板。隔震支座在隔震层中的布置如图 7。
由于本项目为标准设防，根据支座面压限值(15MPa)要求，采用铅芯和普通橡胶组合的隔震层布置方案。为更好地发挥铅芯耗能作用，将铅芯支座布置在结构周边。隔震支座共43个，相关技术参数见表 1，其中橡胶剪切模量为0.4 N/mm2。经验算基本风压为0.30kN/m2，由风荷载产生的总水平力为结构总重力的3.5%，满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)小于10%的要求。隔震方案中上部结构周边墙体厚250—300mm，内部墙体厚200mm，连梁宽度与墙体相同。
表 1 隔震支座参数Table 1. Isolation bearing parameters阻尼器型号 竖向刚度/kN·mm-1 等效水平刚度/kN·mm-1 支座直径/mm 屈服前刚度/kN·mm-1 屈服后刚度/kN·mm-1 屈服力/kN 支座总高度/mm LRB1000 4252 2.76 1000 14.64 1.54 267 370 28 LNB1000 3200 1.59 1000 — — — 370 15 采用ETABS有限元分析软件进行分析建模，建立的非隔震模型如图 8、图 9，剪力墙和楼板均采用壳单元，楼面梁采用空间梁柱单元。对于隔震结构模型，在非隔震结构底部增加一层隔震层，采用塑性连接单元(Isolator1)和间隙单元(GAP)组合模拟能准确模拟橡胶隔震支座，结合图 7中隔震层结构布置方案，模型中隔震层平面及剖面布置如图 10、图 11。结合铅芯橡胶支座厂家提供的荷载-位移滞回曲线(图 12)，在ETABS结构模型中将铅芯橡胶支座等效按照双折线模型处理(图 13)。
在ETABS结构模型中采用Ritz向量法计算隔震结构体系前20阶动力特性结果，其中前3阶周期结果见表 2，其中有效质量系数X与Y分别为沿着x、y向的平动有效质量系数，Z为扭转有效质量系数。
表 2 前3阶振型周期对比Table 2. Periodic comparison of the first three modes振型 非隔震结构/s ETABS隔震/s 周期放大系数 SATWE 有效质量系数(X+Y+Z)/% ETABS 有效质量系数(X+Y+Z)/% 周期误差/% 1 0.791 60+14+0 0.818 65+12+0 3.41 2.835 3.58 2 0.785 17+55+0 0.761 14+61+0 3.06 2.692 3.43 3 0.764 0+0+72 0.697 0+0+68 8.77 2.086 2.73 由表 2可知，设置了隔震层后，隔震体系第一周期由原结构的0.791s延长至2.835s，增大了约3倍。前3阶远离了建筑场地卓越周期，可有效减小上部结构的地震作用。隔震结构1、2阶振型周期相差7%，小于30%，满足《叠层橡胶支座隔震技术规程》(CECS 126：2001)(中国工程建设标准化协会，2001)中的相关要求。
根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)第5.1.2条关于地震波选择的要求，本工程所选天然波来自美国太平洋地震工程研究中心(PEER)数据库，优先选择近场地震波。结合本项目场地类别及特征周期，共选取7条地震波进行分析，分别为CHI-CHI TAIWAN9-20-1999 CHY010(天然波，T1)、TH1TG040(天然波，T2)、Northridge(天然波，T3)、DUZCE TURKEY 11-12-1999 LAMONT(天然波，T4)、Kobe Japan(天然波，T5)及R1、R2(2条拟合人工波)。7条地震波对应的加速度反应谱曲线如图 14。进行非隔震结构及隔震结构在多遇地震作用工况下的时程分析，所得基底剪力与反应谱分析得到的基底剪力对比见表 3。
表 3 结构基底剪力对比Table 3. Comparison table of bottom shear force of structure工况 反应谱分析结果/kN 时程分析结果/kN 差值/% 非隔震模型(x向) 9832 9395 -4.44 非隔震模型(y向) 10704 10252 -4.22 隔震模型(x向) 17938 17052 -4.94 隔震模型(y向) 19420 18120 -6.69 由图 14及表 3可知，结构前3阶振型在周期点T1、T2、T3上相差≤20%，选择的地震波与统计意义相符，且7条地震波基底剪力平均值满足规范要求。综上所述，本文选取的7条地震波满足规范要求，可用于计算结构动力响应。此外，增设隔震层后，在x、y向多遇地震作用工况下的结构基底剪力减小近50%，进一步说明了隔震层能有效减小地震作用。
进行结构整体指标计算时采用刚性楼板假定，进行内力计算时采用弹性楼板假定。多遇地震作用下，结构阻尼比取0.05，周期折减系数取0.95，连梁刚度折减系数取0.5。多遇地震作用下位移角曲线如图 15、图 16。由图 15、图 16可知，时程分析和反应谱分析结果相近，x、y向时程分析和反应谱分析得到的楼层最大层间位移角均满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)第5.5.1条钢筋混凝土抗震墙弹性层间位移角1/1000的限值要求，且富余量较大。
2.1 偏心率计算
隔震结构偏心率是隔震层设计的重要指标。隔震层偏心率计算方法如下：
$$ {X}_{g}=\frac{{\displaystyle \sum {N}_{i}·{X}_{i}}}{{\displaystyle \sum {N}_{i}}}, {Y}_{g}=\frac{{\displaystyle \sum {N}_{i}·{Y}_{i}}}{{\displaystyle \sum {N}_{i}}}$$ (1) $$ {X}_{k}=\frac{{\displaystyle \sum {K}_{{\rm{ey}}, i}·{X}_{i}}}{{\displaystyle \sum {K}_{{\rm{ey}}, i}}}, {Y}_{k}=\frac{{\displaystyle \sum {K}_{{\rm{ex}}, i}·{Y}_{i}}}{{\displaystyle \sum {K}_{{\rm{ex}}, i}}}$$ (2) $${e_{\rm{x}}} = \left| {{Y_{\rm{g}}} - {Y_{\rm{k}}}} \right|, {e_{\rm{y}}} = \left| {{X_{\rm{g}}} - {X_{\rm{k}}}} \right|$$ (3) $${K_{\rm{t}}} = \sum {\left[ {{K_{{\rm{ex}}, i}}{{({Y_{\rm{i}}} - {Y_{\rm{k}}})}^2} + {K_{{\rm{ey}}, i}}{{({X_{\rm{i}}} - {X_{\rm{k}}})}^2}} \right]} $$ (4) $${R_{\rm{x}}} = \sqrt {\frac{{{K_{\rm{t}}}}}{{\sum {{K_{{\rm{ex}}, i}}} }}}, {R_{\rm{y}}} = \sqrt {\frac{{{K_{\rm{t}}}}}{{\sum {{K_{{\rm{ey}}, i}}} }}} $$ (5) $${\rho _{\rm{x}}} = \frac{{{e_{\rm{y}}}}}{{{R_{\rm{x}}}}}, {\rho _{\rm{y}}} = \frac{{{e_{\rm{x}}}}}{{{R_{\rm{y}}}}}$$ (6) 式中，Ni为第i个隔震支座承受的重力，Xi、Yi分别为第i个隔震支座中心位置x、y方向坐标，Kex, i、Key, i分别为第i个隔震支座在x、y方向的等效刚度，Xg、Yg为X与Y方向的重心坐标，Xk、Yk为X与Y向刚心坐标，ex、ey为偏心距，Kt为抗扭刚度，Rx、Ry为X与Y方向的回转半径，${\rho _{\rm{x}}}$、$ {\rho _{\rm{y}}}$为X与Y向偏心率。
计算分析结果汇总见表 4，x、y向偏心率分别为1.2%和1.0%，均小于3%。说明隔震支座重心与刚心坐标偏离较小，隔震层结构布置规则合理。
表 4 偏心率计算结果Table 4. Results of eccentricity项目 重心/m 刚心/m 偏心距/m 抗扭刚度/kN·m-1 回转半径/m 偏心率/% x向 31.02 31.27 0.25 9.133×107 20.28 1.2 y向 13.69 13.49 0.20 9.133×107 20.28 1.0 2.2 减震系数计算
在设防地震作用工况下，采用时程分析法对非隔震结构和隔震结构进行分析，地震波峰值加速度取300×1.5cm/s2= 450cm/s2，设防地震作用工况下水平向减震系数计算结果见表 5，表中结果为7条地震波的均值，比值为隔震结构/非隔震结构。由表 5中可知，在设防地震作用工况下，水平向减震系数最大值为0.281。根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)第12.2.5条，αmax1=β·αmax/φ=0.281×0.24/0.80= 0.085＜0.12，按7度(0.15g)进行上部结构设计。在隔震方案下进行上部结构设计时，仍需考虑近场影响系数1.5。
表 5 非隔震结构与隔震结构层间剪力及倾覆弯矩Table 5. Comparison table of bottom shear force of structure楼层 层间剪力Vx 层间剪力Vy 倾覆弯矩Mx 倾覆弯矩My 最大值 非隔震 隔震 比值 非隔震 隔震 比值 非隔震 隔震 比值 非隔震 隔震 比值 18 6461 1529 0.237 6455 1543 0.239 16697 3979 0.238 16685 3956 0.237 0.239 17 12271 2900 0.236 12168 2994 0.246 50282 12213 0.243 50567 11933 0.236 0.246 16 16970 4093 0.241 16814 4253 0.253 97692 24095 0.247 98390 23425 0.238 0.253 15 21038 5168 0.246 20747 5239 0.253 155893 38993 0.250 156922 38043 0.242 0.253 14 24481 6119 0.250 23947 6104 0.255 222857 56410 0.253 225053 55415 0.246 0.255 13 27237 6884 0.253 26761 6970 0.260 298040 76292 0.256 302368 74924 0.248 0.260 12 29435 7562 0.257 29048 7776 0.268 378482 98465 0.260 385318 96375 0.250 0.268 11 31448 8245 0.262 30931 8300 0.268 463211 122122 0.264 472297 119968 0.254 0.268 10 33188 8757 0.264 32590 8538 0.262 553200 146497 0.265 563903 145050 0.257 0.265 9 34645 8978 0.259 33905 8855 0.261 646886 171643 0.265 658340 170647 0.259 0.265 8 36352 9180 0.253 35240 9427 0.267 742136 200564 0.270 753707 196565 0.261 0.270 7 38453 9633 0.251 36490 9959 0.273 838940 225472 0.269 855000 223425 0.261 0.273 6 40640 10000 0.246 38111 9914 0.260 935047 252793 0.270 959786 250982 0.261 0.270 5 42978 9961 0.232 40130 9698 0.242 1030607 279590 0.271 1065000 278765 0.262 0.271 4 44890 9908 0.221 42263 9905 0.234 1131750 306365 0.271 1170965 305540 0.261 0.271 3 46700 10358 0.222 44219 10943 0.247 1235036 335100 0.271 1279286 332732 0.260 0.271 2 48190 11257 0.234 46028 12210 0.265 1342393 377080 0.281 1393178 361703 0.260 0.281 1 49145 11743 0.239 47418 12722 0.268 1475250 395410 0.268 1535036 396836 0.259 0.268 3. 罕遇地震分析
对于隔震结构，实现“三水准”设防中的大震不倒不仅需满足结构在罕遇地震作用工况下的位移指标要求，同时需满足隔震层不发生破坏，而隔震层破坏主要包括隔震支座面拉、压应力控制和隔震支座变形控制两方面。
在罕遇地震作用工况下，采用时程分析法对隔震结构进行分析，ETABS模型中的隔震支座布置如图 11，将上文选出的地震波峰值加速度调整为510×1.5= 765cm/s2。罕遇地震作用下隔震层上部楼层最大层间位移角如图 17。x、y向层间位移角最大值分别为1/982和1/922，与多遇地震作用下的弹性变形限值相近，远小于《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)中罕遇地震作用工况下位移角限值1/100的要求。由图 17可知，罕遇地震作用工况下结构变形主要集中于隔震层，上部结构变形近似平动，层间变形较小。
图 17 罕遇地震作用工况下结构层间位移角Figure 17. The displacement angle between the layers of structures under the condition of rare earthquake隔震支座在地震作用工况下的竖向拉、压应力直接影响隔震支座的安全性和整体结构的抗倾覆性，橡胶隔震支座在重力作用下的竖向压应力不应超过15MPa，在罕遇地震作用下不应超过30MPa，拉应力不应大于1MPa。重力作用下隔震支座平均压应力选用荷载组合为S=1.0SD+0.5SL，最大压应力选用荷载组合为S=1.0SD+0.5Sl±1.0SEhk+0.5SEvk，拉应力组合为S=1.0SD+0.5SL±1.0SEhk－0.5SEvk。重力作用下隔震支座平均压应力分布图如图 18所示，由图 18可知，平均面压最大值为－11.42MPa。各支座在罕遇地震作用下的最大拉、压应力见表 6，支座编号参见图 7。罕遇地震作用工况下隔震支座平均面压与最大面压分别为－10.04MPa和－16.56MPa；拉应力最大值为0.32MPa，均满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)第12.2.4条要求，不会引起结构倾覆。7条地震波下支座拉应力计算结果差异较小，与软件计算结果基本一致。
图 18 重力作用下支座压应力分布Figure 18. Distribution of bearing compressive stress under gravity load表 6 罕遇地震作用下支座最大压应力和最小压应力(MPa)Table 6. Maximum and minimum compressive stress of bearing under rare earthquake (MPa)地震波 T1 T2 T3 T4 T5 R1 R2 最值 最大压应力 -15.46 -14.03 -14.72 -15.28 -16.22 -16.56 -15.95 -16.56 平均压应力 -9.96 -8.93 -9.71 -9.78 -9.85 -10.04 -9.97 -10.04 最大拉应力 0.32 0.23 0.24 0.19 0.25 0.24 0.23 0.32 根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)的要求，隔震结构应进行罕遇地震作用下隔震支座水平位移验算。本项目选用有效直径1000mm的隔震支座，容许位移为有效直径0.55倍和橡胶厚度(180mm)3倍中的较大值，选择R1进行罕遇地震作用下的隔震层水平位移分析，结果见表 7。由表 7可知，隔震支座最大位移分别为348mm和345mm，均小于容许值，且有一定富余量。
通过上述分析可知，在罕遇地震作用工况下，隔震层发生较大变形，耗能效果明显，上部结构层间变形较小，真正实现了“大震不倒”的抗震设防目标。
表 7 罕遇地震作用下x、y向作为主方向输入地震波时隔震层支座位移(mm)Table 7. The support displacement of time-isolation layer in X and Y directions (mm)地震方向 比较项 x向位移 y向位移 合位移 位移容许值 x向 最大值 270 220 348 550 最小值 260 211 335 550 y向 最大值 218 267 345 550 最小值 214 262 338 550 4. 结论
(1) 采用PKPM软件对8度(0.3g)地区剪力墙结构高层建筑进行设计，考虑地震近场增大系数1.5，由于结构布置为平面不规则，结构扭转效应明显，常规结构方案内厚度较大的墙体对建筑布置方案的影响较大，建筑使用功能及品质均受影响。
(2) 常规结构方案多遇地震作用工况下结构出现许多剪力墙及连梁抗剪截面不满足的情况，连梁配筋超筋严重。设防地震作用工况下剪力墙墙肢偏拉应力大，需设置型钢，给施工带来较大困难。对于高烈度区剪力墙结构，隔震技术的应用能提高结构整体抗震性能，为高烈度区近断层建筑提供可行且有效的设计思路。
(3) 采用隔震方案后，结构前3阶周期较常规剪力墙结构方案延长约3倍，远离场地卓越周期，有效减小了上部结构的地震作用。选定直径1000mm有、无铅芯的2种橡胶隔震支座共43个，隔震层满足偏心率要求。
(4) 在设防地震作用工况下水平向减震系数最大值为0.281，上部结构隔震后的水平地震影响系数最大值可取0.12，可按7度(0.15g)进行上部结构设计。
(5) 在罕遇地震作用下，隔震层上部结构为整体平动变形，基本处于弹性工作状态，各项指标满足预定的性能目标。隔震支座自身应力与变形均可满足规范要求，能满足“大震不倒”的设防目标。
-
图 17 罕遇地震作用工况下结构层间位移角
Figure 17. The displacement angle between the layers of structures under the condition of rare earthquake
图 18 重力作用下支座压应力分布
Figure 18. Distribution of bearing compressive stress under gravity load
表 1 隔震支座参数
Table 1. Isolation bearing parameters
阻尼器型号 竖向刚度/kN·mm-1 等效水平刚度/kN·mm-1 支座直径/mm 屈服前刚度/kN·mm-1 屈服后刚度/kN·mm-1 屈服力/kN 支座总高度/mm LRB1000 4252 2.76 1000 14.64 1.54 267 370 28 LNB1000 3200 1.59 1000 — — — 370 15 
下载: 导出CSV
表 2 前3阶振型周期对比
Table 2. Periodic comparison of the first three modes
振型 非隔震结构/s ETABS隔震/s 周期放大系数 SATWE 有效质量系数(X+Y+Z)/% ETABS 有效质量系数(X+Y+Z)/% 周期误差/% 1 0.791 60+14+0 0.818 65+12+0 3.41 2.835 3.58 2 0.785 17+55+0 0.761 14+61+0 3.06 2.692 3.43 3 0.764 0+0+72 0.697 0+0+68 8.77 2.086 2.73
下载: 导出CSV
表 3 结构基底剪力对比
Table 3. Comparison table of bottom shear force of structure
工况 反应谱分析结果/kN 时程分析结果/kN 差值/% 非隔震模型(x向) 9832 9395 -4.44 非隔震模型(y向) 10704 10252 -4.22 隔震模型(x向) 17938 17052 -4.94 隔震模型(y向) 19420 18120 -6.69
下载: 导出CSV
表 4 偏心率计算结果
Table 4. Results of eccentricity
项目 重心/m 刚心/m 偏心距/m 抗扭刚度/kN·m-1 回转半径/m 偏心率/% x向 31.02 31.27 0.25 9.133×107 20.28 1.2 y向 13.69 13.49 0.20 9.133×107 20.28 1.0
下载: 导出CSV
表 5 非隔震结构与隔震结构层间剪力及倾覆弯矩
Table 5. Comparison table of bottom shear force of structure
楼层 层间剪力Vx 层间剪力Vy 倾覆弯矩Mx 倾覆弯矩My 最大值 非隔震 隔震 比值 非隔震 隔震 比值 非隔震 隔震 比值 非隔震 隔震 比值 18 6461 1529 0.237 6455 1543 0.239 16697 3979 0.238 16685 3956 0.237 0.239 17 12271 2900 0.236 12168 2994 0.246 50282 12213 0.243 50567 11933 0.236 0.246 16 16970 4093 0.241 16814 4253 0.253 97692 24095 0.247 98390 23425 0.238 0.253 15 21038 5168 0.246 20747 5239 0.253 155893 38993 0.250 156922 38043 0.242 0.253 14 24481 6119 0.250 23947 6104 0.255 222857 56410 0.253 225053 55415 0.246 0.255 13 27237 6884 0.253 26761 6970 0.260 298040 76292 0.256 302368 74924 0.248 0.260 12 29435 7562 0.257 29048 7776 0.268 378482 98465 0.260 385318 96375 0.250 0.268 11 31448 8245 0.262 30931 8300 0.268 463211 122122 0.264 472297 119968 0.254 0.268 10 33188 8757 0.264 32590 8538 0.262 553200 146497 0.265 563903 145050 0.257 0.265 9 34645 8978 0.259 33905 8855 0.261 646886 171643 0.265 658340 170647 0.259 0.265 8 36352 9180 0.253 35240 9427 0.267 742136 200564 0.270 753707 196565 0.261 0.270 7 38453 9633 0.251 36490 9959 0.273 838940 225472 0.269 855000 223425 0.261 0.273 6 40640 10000 0.246 38111 9914 0.260 935047 252793 0.270 959786 250982 0.261 0.270 5 42978 9961 0.232 40130 9698 0.242 1030607 279590 0.271 1065000 278765 0.262 0.271 4 44890 9908 0.221 42263 9905 0.234 1131750 306365 0.271 1170965 305540 0.261 0.271 3 46700 10358 0.222 44219 10943 0.247 1235036 335100 0.271 1279286 332732 0.260 0.271 2 48190 11257 0.234 46028 12210 0.265 1342393 377080 0.281 1393178 361703 0.260 0.281 1 49145 11743 0.239 47418 12722 0.268 1475250 395410 0.268 1535036 396836 0.259 0.268
下载: 导出CSV
表 6 罕遇地震作用下支座最大压应力和最小压应力(MPa)
Table 6. Maximum and minimum compressive stress of bearing under rare earthquake (MPa)
地震波 T1 T2 T3 T4 T5 R1 R2 最值 最大压应力 -15.46 -14.03 -14.72 -15.28 -16.22 -16.56 -15.95 -16.56 平均压应力 -9.96 -8.93 -9.71 -9.78 -9.85 -10.04 -9.97 -10.04 最大拉应力 0.32 0.23 0.24 0.19 0.25 0.24 0.23 0.32
下载: 导出CSV
表 7 罕遇地震作用下x、y向作为主方向输入地震波时隔震层支座位移(mm)
Table 7. The support displacement of time-isolation layer in X and Y directions (mm)
地震方向 比较项 x向位移 y向位移 合位移 位移容许值 x向 最大值 270 220 348 550 最小值 260 211 335 550 y向 最大值 218 267 345 550 最小值 214 262 338 550
下载: 导出CSV
-
杜东升, 王曙光, 刘伟庆等, 2010.高层建筑组合隔震的设计方法及应用.东南大学学报(自然科学版), 40(5):1039—1046. http://www.cqvip.com/Main/Detail.aspx?id=35499044 傅金华, 2011.日本抗震结构及隔震结构的设计方法.北京:中国建筑工业出版社. 李爱群, 2012.日本东北大地震之隔减震建筑考察与思考.工程力学, 29(S2):69—77, 106. http://www.wanfangdata.com.cn/details/detail.do?_type=perio&id=gclx2012z2008 罗佳俊, 2017.高烈度区抗震与隔震结构设计对比分析.广州: 华南理工大学. 齐杰, 2018.高烈度区高层RC剪力墙隔震结构抗震性能研究.兰州: 兰州交通大学. 肖从真, 薛彦涛, 曾德民等, 2009.成都凯德风尚高层建筑隔震设计与研究.建筑结构, 39(6):93—97. http://www.wanfangdata.com.cn/details/detail.do?_type=perio&id=jzjg200906023 徐至钧, 李景, 2013.建筑隔震技术与工程应用.北京:中国标准出版社. 徐至钧, 徐卓, 赵尧钟等, 2014.建筑结构隔震技术与应用.上海:同济大学出版社. 薛彦涛, 2011.建筑结构隔震技术现状与应用.建筑结构, 41(11):82—87. http://www.wanfangdata.com.cn/details/detail.do?_type=perio&id=jzjg201111017 中国工程建设标准化协会, 2001.CECS 126:2001叠层橡胶支座隔震技术规程.北京:中国建筑工业出版社. 中华人民共和国住房和城乡建设部, 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 2016.GB 50011—2010建筑抗震设计规范[2016版].北京: 中国建筑工业出版社. Takewaki I., 2008. Robustness of base-isolated high-rise buildings under code-specified ground motions. The Structural Design of Tall & Special Buildings, 17(2):257—271. http://www.wanfangdata.com.cn/details/detail.do?_type=perio&id=dcf37cfed0c118124250c3e297b42c68 -
下载:
点击查看大图
计量
- 文章访问数: 149
- HTML全文浏览量: 46
- PDF下载量: 7
- 被引次数: 0
