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文檔簡介

高層建筑疊層疊層橡膠隔震支座抗拉力分析

涉及高層隔震結(jié)構(gòu)無間斷線關(guān)于當(dāng)事人有隔震支和隔震應(yīng)禁制由于其概念清晰、影響明顯、經(jīng)濟(jì)效益顯著,隔震技術(shù)是國內(nèi)外研究和應(yīng)用的熱點(diǎn)。重疊橡膠支架橫截面振動(dòng)是目前應(yīng)用廣泛、成熟的抗?fàn)繌堈駝?dòng)技術(shù)。2000年~2001年,我國相繼頒發(fā)了《建筑隔震橡膠支座》、《疊層橡膠支座隔震技術(shù)規(guī)程》,修訂后的《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》也首次將“隔震和消能減震設(shè)計(jì)”的內(nèi)容列入其中,對疊層橡膠支座的生產(chǎn)和隔震設(shè)計(jì)提出了要求,形成了較為完善的規(guī)范體系。但是,目前我國規(guī)范規(guī)定的隔震結(jié)構(gòu)的應(yīng)用范圍主要局限于結(jié)構(gòu)自振周期為1s以下的結(jié)構(gòu)。日本的研究表明,高層隔震建筑經(jīng)合理設(shè)計(jì),也能取得較好的隔震效果。近年來,日本對高層隔震的需求日益增長,已建成數(shù)十棟高層隔震建筑,目前最高的隔震建筑已經(jīng)達(dá)到了50層。我國臺灣地區(qū)也正建造30層以上的高層隔震建筑。制約隔震技術(shù)在我國高層隔震建筑中推廣應(yīng)用的因素主要集中在以下方面:(1)沒有針對高層建筑隔震設(shè)計(jì)的規(guī)范指引;(2)不具備大直徑隔震支座的生產(chǎn)能力。隨著國內(nèi)大直徑橡膠隔震支座生產(chǎn)能力的不斷提高,對高層隔震的需求也在不斷增多,因此對規(guī)范的修訂勢在必行。高層建筑高寬比較大,傾覆效應(yīng)顯著,易使隔震支座出現(xiàn)拉應(yīng)力,而通常使用的疊層橡膠支座抗拉能力不強(qiáng),隔震支座的受拉問題一直是阻礙隔震技術(shù)在高層建筑中應(yīng)用的主要障礙之一。我國《規(guī)范》明確要求隔震支座不宜出現(xiàn)拉應(yīng)力,即使出現(xiàn)拉應(yīng)力也應(yīng)控制在1.2MPa以下。從隔震支座受拉的成因來看,地震引起的傾覆力超過了隔震支座所承受的結(jié)構(gòu)重量,因此可以通過增大隔震支座所承受的重力荷載范圍、減小地震作用引起的傾覆力或采用其他高抗拉能力的隔震支座三種思路去解決隔震支座受拉問題。1增加隔震層隔震支護(hù)的直徑,減輕隔震層地震作用的影響采用大間距的豎向構(gòu)件均勻布置,可使其下隔震支座承受的重力荷載增大;亦使隔震層隔震支座的總數(shù)量減少,使隔震支座的直徑變大,提高了隔震層的水平變形能力,降低隔震層的水平剛度及地震作用。因此,上部結(jié)構(gòu)及隔震支座布置合理有可能會(huì)避免隔震支座受拉的出現(xiàn)。1.1隔震合成明件組合的確定同樣高寬比的10層混凝土結(jié)構(gòu),按圖1的3種豎向抗側(cè)構(gòu)件布置,X向4跨,Y向改變柱距,分別布置成1~3跨(Y向固有周期分別為1.45s、1.32s、1.23s),如圖2所示。采用G4規(guī)格的隔震支座,三方案柱下分別采用了10個(gè)LRB900、12個(gè)LRB700+3個(gè)LRB800和14個(gè)LRB600+6個(gè)LRB700隔震支座。3種布置方案的隔震層屈服力相近,承受同樣的風(fēng)荷載作用。對圖1中極易產(chǎn)生拉應(yīng)力的角部支座N1進(jìn)行對比分析,圖3為沿Y向輸入典型強(qiáng)震記錄ElCentro(1940)NS分量后的隔震支座軸力變化時(shí)程曲線(正值為支座豎向壓力,負(fù)值為支座豎向拉力)。由圖3可以看出,同樣高寬比的建筑,隨隔震支座間距的減小,隔震支座所承受的重力荷載下降明顯,而地震傾覆軸力變化較小,基本保持穩(wěn)定;故隨柱距的減小,柱下隔震支座的受拉可能也逐漸增加。采用大間距的隔震支座布置方式,有利于隔震結(jié)構(gòu)承受水平荷載作用;但高度較高時(shí)重力荷載不斷增大,就需要更大承載力的大直徑隔震支座。工程設(shè)計(jì)中應(yīng)合理布置柱距,選擇合適直徑的隔震支座。在日本已建隔震建筑中,20層以下結(jié)構(gòu)采用圖2(a)布置方案的案例較多。1.2抗震墻布置結(jié)構(gòu)分析抗震墻所承受的傾覆力矩比框架要大,所以抗震墻下隔震支座的軸力變化也變得突出,抗震墻布置位置對隔震支座受拉有較大的影響。對于框架結(jié)構(gòu),邊緣隔震支座比較容易受拉,所以布置抗震墻時(shí),抗震墻布置于邊緣就比布置于內(nèi)部更有可能引起隔震支座受拉。下面對圖4兩種抗震墻布置的20層結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析,共采用了20個(gè)LRB800隔震支座,在ElCentroNS地震動(dòng)Y向輸入后的反應(yīng)結(jié)果繪于圖5。由圖5可知,抗震墻下隔震支座(a_N1,b_N2)軸力變化明顯比單純框架柱下隔震支座(a_N2,b_N1)軸力變化加劇,所以抗震墻布置于框架易產(chǎn)生拉應(yīng)力的邊緣和角部時(shí),使隔震支座(a_N1處)產(chǎn)生了拉應(yīng)力,而避開框架較易產(chǎn)生拉應(yīng)力的位置布置(b_N2處)比布置于結(jié)構(gòu)的邊緣避免了拉應(yīng)力的出現(xiàn)。1.3隔震支柱的考慮我國《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》對抗震墻下隔震支座的布置規(guī)定為:“隔震墻下隔震支座的間距不宜大于2.0m?!碑?dāng)時(shí)國內(nèi)沒有大直徑隔震支座的生產(chǎn)能力,這種隔震支座密布方法,使抗震墻下隔震支座的直徑較小,結(jié)構(gòu)在長期荷載作用下冗余度較高;而且對于自振周期為1s以下的中低層結(jié)構(gòu),由于隔震效果明顯,地震力較小,也不易使隔震支座產(chǎn)生拉應(yīng)力。對于高層建筑,這種密布方法會(huì)使隔震支座易產(chǎn)生拉應(yīng)力;同時(shí),由于隔震支座的密布使得所用隔震支座的直徑變小,減小了隔震層的水平變形能力,對隔震效果不利;而且由于高層建筑使用的隔震支座直徑較大,這種布置方法使得抗震墻下隔震支座的凈距很小,不利于施工維護(hù)和隔震支座的置換,也使得抗震墻下托梁的剪應(yīng)力變得復(fù)雜。對圖4(b)結(jié)構(gòu)的每個(gè)抗震墻下增設(shè)2個(gè)RB700的隔震支座后,N2處支座的軸力時(shí)程繪于圖7(a),圖中軸力出現(xiàn)了負(fù)值,即隔震支座出現(xiàn)了拉應(yīng)力。因此,抗震墻下隔震支座的布置不宜有具體的最小間距的規(guī)定。2計(jì)算方法的改進(jìn)2.1隔震合成事力學(xué)的結(jié)構(gòu)疊層橡膠支座在地震中受拉時(shí),處于拉剪工作狀態(tài)。日本的疊層橡膠支座拉剪試驗(yàn)表明,疊層橡膠支座在拉剪時(shí)彈性階段的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表現(xiàn)為雙線型,在拉應(yīng)力1MPa~2MPa之前,表現(xiàn)為彈性狀態(tài),受拉剛度(包括支座安裝部分的影響)比受壓剛度小很多,約為受壓剛度的1/5~1/10;我國的相關(guān)試驗(yàn)也表明,在拉應(yīng)力1MPa之前表現(xiàn)為彈性狀態(tài),受拉剛度約為受壓剛度的1/7。隔震支座在彈性階段后將屈服,屈服后其受拉剛度進(jìn)一步下降,故設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)控制隔震支座的拉應(yīng)力在彈性狀態(tài)。通常隔震支座的生成廠商只提供隔震支座的豎向受壓剛度參數(shù),隔震分析軟件(如Etabs、Sap2000、Midas等)對隔震支座的豎向剛度也只采用線彈性模型進(jìn)行計(jì)算,當(dāng)采用受壓剛度時(shí)會(huì)使支座的拉力計(jì)算偏大;考慮疊層橡膠支座豎向剛度的二線型,簡化模型見圖8,這樣可使隔震支座計(jì)算拉應(yīng)力接近實(shí)際情況,對圖6結(jié)構(gòu)隔震支座豎向剛度的兩種考慮方法的結(jié)果對比繪于圖7。由圖7(b)可以看出,當(dāng)豎向剛度考慮二線型時(shí),取用受壓剛度的1/8為受拉剛度,隔震支座承受的軸拉力明顯降低,比單純采用受壓剛度時(shí)降低約70%,而軸壓力時(shí)程基本沒有變化。2.2elcentrons地震動(dòng)結(jié)果對于規(guī)則結(jié)構(gòu),設(shè)計(jì)時(shí)通常只考慮兩水平方向的地震輸入,而對于一些角部的支座,斜向輸入時(shí),對支座的受壓和受拉最為不利。對圖2(c)結(jié)構(gòu)采用圖9的3種地震輸入,ElCentroNS地震動(dòng)輸入后支座軸的計(jì)算結(jié)果比較列于表1。由表1可知,角部支座軸力變化在45°向地震作用下最為不利,而其鄰側(cè)支座在45°向地震作用下的軸力介于X和Y向之間。因此,對隔震支座受壓及抗拉驗(yàn)算時(shí)應(yīng)考慮地震動(dòng)的斜向輸入。3可選用碳-碳材料生產(chǎn)高強(qiáng)橡膠支護(hù)對于一些特殊情況,可考慮采用高抗拉能力的隔震支座。日本已建建筑中有多個(gè)成功例子:東京杉并花園城(28層)采用了一種高強(qiáng)橡膠支座,由竹中工務(wù)店和石橋公司聯(lián)合開發(fā),在橡膠中加入碳和其他材料,提高橡膠支座的硬度和強(qiáng)度;大坂DT辦公樓(27層)采用了直線軌道式滑移支座,由竹中工務(wù)店、三菱制鋼株式會(huì)社和THK株式會(huì)社合作開發(fā),摩擦系數(shù)可做到0.01左右,最大抗壓能力45,000kN,最大抗拉能力可達(dá)18,000kN。4隔震層剛度方面的問題圖10中的隔震層二線型特性是隔震結(jié)構(gòu)中最基本的水平向恢復(fù)力特性。δ為隔震層水平位移,Q為隔震層水平剪力,K1為屈服前剛度,K2為屈服后剛度,Qy為屈服力,δy為屈服位移,Ke為等效剛度。由圖10,不難得出如下關(guān)系式:Ke=K2+Qyδ2(1?K2K1)(1)Κe=Κ2+Qyδ2(1-Κ2Κ1)(1)通常K2<<K1(2)Κ2<<Κ1(2)所以式(1)可簡化為Ke≈K2+Qyδ2(3)Κe≈Κ2+Qyδ2(3)從式(3)可以看出,對隔震層剛度起主要影響的是隔震層屈服后剛度、隔震層的屈服力及隔震層的水平變形能力。而隔震層屈服力通常根據(jù)風(fēng)荷載來控制,所以對不同的隔震方案,隔震層屈服后剛度對隔震效果的影響最大。高層建筑固有周期普遍較長,要想取得更好的隔震效果就須進(jìn)一步延長結(jié)構(gòu)的周期。帶有初始剛度的鉛芯橡膠支座屈服后仍具有疊層橡膠支座的水平剛度;而彈性滑移支座在滑動(dòng)后無水平剛度,不具有特定的周期,且其初始靜摩擦力可增大隔震層的初始水平屈服力來抵抗風(fēng)荷載作用。但由于彈性滑移支座的自恢復(fù)能力較差,如果和疊層橡膠支座并用,可以提高隔震層的自恢復(fù)能力。所以采用疊層橡膠支座和彈性滑移支座隔震比單純采用疊層橡膠支座隔震往往能取得更好的隔震效果,圖11為2種隔震方法的水平恢復(fù)力特性對比。自日本第一幢超過60m的高層隔震建筑采用這種方法以來,已有數(shù)幢高層隔震建筑采用這種混合隔震技術(shù)并取得了較好的隔震效果。但這種混合隔震技術(shù)的主要問題是,滑移類支座布置太多會(huì)降低隔震層的自恢復(fù)能力,如何提高隔震層自復(fù)位能力仍然是未來混合隔震研究的重要課題。5結(jié)構(gòu)角部分配結(jié)構(gòu)接枝安裝不規(guī)范,隔震支架受拉隔震支座受拉問題是高層隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的主要問題之一。本文介紹了解決隔震支座受拉問題的幾種處理方法,并得出以下一些結(jié)論:(1)豎向抗側(cè)構(gòu)件布置影響結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng);豎向抗側(cè)構(gòu)件宜均勻布置,小間距布置豎向抗側(cè)構(gòu)件及其下隔震支座比大間距布置更易使支座產(chǎn)生拉應(yīng)力。(2)抗震墻承受的傾覆力矩相對于柱較大;抗震墻應(yīng)布置于重力荷載較大位置,當(dāng)布置于結(jié)構(gòu)角部時(shí),易使角部支座產(chǎn)生拉應(yīng)力。(3)抗震墻下隔震支座布置過多,易使抗震墻下隔震支座產(chǎn)生拉應(yīng)力,也易使抗震墻下托梁的剪應(yīng)力變得復(fù)雜,而且由于密布使其下隔震支座的直徑變小,減小了隔震層的水平變形能力,對隔震效果不利,也給施工和維護(hù)帶來困難。因此,《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》對“抗震墻下隔震支座的間距不宜大于2.0m”的規(guī)定

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