2裝配式剪力墻基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)模型的建立2.2.3基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析模型對(duì)于高層的基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)，由于其層間剛度小，在地震作用下易發(fā)生剪切破壞，在對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震作用下的動(dòng)力分析時(shí)，應(yīng)采用多質(zhì)點(diǎn)體系的計(jì)算模型[53]。由于隔震支座的水平剛度較豎向剛度小很多，所以在數(shù)值模擬分析時(shí)，理想的認(rèn)為隔震支座的豎向剛度趨于無(wú)窮大，只考慮隔震支座的水平地震響應(yīng)。結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化動(dòng)力分析模型如圖3.6所示圖2.6多質(zhì)點(diǎn)體系隔震結(jié)構(gòu)計(jì)算分析模型上圖中m分別表示各層的質(zhì)量，最下方m0則表示隔震層質(zhì)量。k表示各層的側(cè)向剛度，C為隔震支座的阻尼。xg、xb、xsi分別表示地震作用下的地面位移、隔震層位移和上部結(jié)構(gòu)位移。主體結(jié)構(gòu)第i層的地震反應(yīng)可由式3-1計(jì)算得到：xi=x根據(jù)達(dá)朗貝爾原理推導(dǎo)裝配式剪力墻基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)方程：m0xg+x結(jié)構(gòu)主體的相對(duì)運(yùn)動(dòng)方程為：Mxs+Cx分別對(duì)上式中M質(zhì)量矩陣、C阻尼矩陣、K剛度矩陣進(jìn)行定義：質(zhì)量矩陣定義時(shí)采用集中質(zhì)量法，即假設(shè)結(jié)構(gòu)的質(zhì)量均集中在各層質(zhì)心，且結(jié)構(gòu)的豎向構(gòu)件視為桿件[54]。采用質(zhì)量集中法時(shí)，結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)可視為只發(fā)生水平振動(dòng)。質(zhì)量矩陣定義如下：M=m10?剛度矩陣定義時(shí)采用層間剪切模型，即結(jié)構(gòu)的某一層產(chǎn)生位移時(shí)并不會(huì)引起其他樓層的位移。因此某一樓層的彈性恢復(fù)力只和與他相鄰兩層有關(guān)。結(jié)構(gòu)的剛度矩陣定義如下：fx1?fx由于建筑在施工過(guò)程中使用的材料復(fù)雜多樣，而且在地震的作用下結(jié)構(gòu)的阻尼不斷變化，所以結(jié)構(gòu)的阻尼難以確定[55]。在工程中，大多采用瑞雷阻尼，結(jié)構(gòu)的阻尼矩陣可用含有質(zhì)量矩陣和剛度矩陣的多項(xiàng)式表示：C=aM+bK式中a、b表示阻尼系數(shù)，阻尼系數(shù)可由式3-7、3-8計(jì)算得到：a=2ωiωjb=2ξjωj式中ω為各振型頻率，ξi將三種矩陣帶入主體結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)方程種（式3-3），再通過(guò)數(shù)值法求得隔震結(jié)構(gòu)相對(duì)于基礎(chǔ)底面的位移、加速度和速度。將結(jié)果代入隔震結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)方程（式3-2），即可求得裝配式剪力墻基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的各層地震響應(yīng)。2.2.4有限元分析模型準(zhǔn)確性檢驗(yàn)將PKPM建立的無(wú)基礎(chǔ)隔震措施的計(jì)算模型和通過(guò)Midasgen建立的無(wú)基礎(chǔ)隔震的計(jì)算模型的質(zhì)量、自振周期、剛度比和層間建立進(jìn)行對(duì)比，來(lái)驗(yàn)證有限元分析模型的合理性。對(duì)比結(jié)果如表2.1、2.2、2.3、2.4所示。表2.2結(jié)構(gòu)質(zhì)量對(duì)比（t）PKPM（t）MidasGEN（t）差值（%）22956.3923026.550.30由上表可知，PKPM模型和Midas模型的質(zhì)量差值為0.30%，質(zhì)量非常接近，說(shuō)明兩種模型近乎相同。表2.3非隔震結(jié)構(gòu)周期對(duì)比（s）模態(tài)階數(shù)PKPM（s）MidasGEN(s)差值（%）11.841.881.8021.491.480.9434561.220.580.370.341.230.580.36 0.34 0.580.612.751.49由上表可知，PKPM模型和MIDAS模型的無(wú)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)模型的前六階的自振周期差值均小于3%，說(shuō)明兩種模型的相似度非常高。表2.4非隔震結(jié)構(gòu)部分層剪力對(duì)比（kN）基礎(chǔ)隔震層X向Y向地上一層X向Y向Midasgen25128.7740986.2724775.7440862.46SATWE25439.8541677.1924901.8441079.55差值%1.241.690.510.53《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ3-2010）第3.5.3條規(guī)定:當(dāng)高層建筑的高度為A級(jí)時(shí)，樓層受剪的層間承載力與其上一層的層間承載力之比不宜小于0.8，不應(yīng)小于0.65。由上表可以看出SATWE模型隔震層的層間建立和Midasgen的隔震層層剪力差值均在2%以內(nèi)，差距非常的小，地上一層的層剪力差值均小于1%。說(shuō)明兩種軟件建立的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)模型層間剪力非常的接近，滿足兩種不同設(shè)計(jì)軟件之間的比值不超過(guò)1.1的約束條件。表2.5非隔震結(jié)構(gòu)部分側(cè)向剛度比對(duì)比隔震層剛度比1剛度比2X向Y向X向Y向地上一層剛度比1剛度比2X向Y向X向Y向Midasgen1.982.061.381.461.681.821.221.25SATWE2.042.151.431.501.751.851.231.30差值%3.034.373.622.744.171.650.824.001根據(jù)《抗規(guī)》3.4.3和《高規(guī)》3.5.2-1條規(guī)定，上表中的剛度比1為兩個(gè)水平方向上本層側(cè)移剛度與0.7倍的上層側(cè)移剛度或者0.8倍的上三層平均側(cè)移剛度比值中的較小值。2根據(jù)《高規(guī)》3.5.2-2規(guī)定，上表中的剛度比2為兩個(gè)水平方向上本層塔側(cè)移剛度與本層層高的乘積與上一層相應(yīng)塔側(cè)移剛度與上層層高的乘積的比值。由于《高規(guī)》（JGJ3-2010）第3.5.2-2條規(guī)定，對(duì)于裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)，本層的側(cè)向剛度比不宜小于其相鄰兩層的90%，倘若本層層高與相鄰兩層層高之比大于1.5，本層的側(cè)向剛度比不宜小于其相鄰兩層的110%，通過(guò)上圖可以看出，結(jié)構(gòu)的側(cè)向剛度并沒(méi)有不規(guī)則情況。在我國(guó)《抗規(guī)》（GB50011-2010）第3.4.3-2條有明確規(guī)定，本層與上下兩層的側(cè)向剛度比小于0.7或者與三層側(cè)向剛度平均值的比值小于0.8，則視為結(jié)構(gòu)有側(cè)向剛度不規(guī)則情況，從上圖可以看出，本模型并沒(méi)有側(cè)向剛度不規(guī)則的情況出現(xiàn)。由表3.4可以看出，SATWE模型與Midasgen模型的隔震層與地上一層的X方向與Y方向剛度比差值均小于5%，非常接近。以上4個(gè)表格從裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的質(zhì)量、自振周期、地震剪力、和側(cè)向剛度比四個(gè)方面，對(duì)PKPM模型和Midasgen模型進(jìn)行了對(duì)比。兩種模型在各個(gè)方面的差值都非常小，可知本研究運(yùn)用的分析計(jì)算模型和PKPM中建立的分析計(jì)算模型是一致的，間接的證明的模型的合理性。2.3特征值分析結(jié)構(gòu)的特征值分析能夠宏觀評(píng)價(jià)建筑物的抗震性能，因此對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了特征值分析，特征值分析的方法多種多樣，適用的情況也大不相同。對(duì)于本文沒(méi)有用到的方法，不在這里做詳細(xì)介紹，本文是通過(guò)Lanczos法，對(duì)裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行特征值分析。通過(guò)有限元軟件的計(jì)算分析，特征值分析的振型數(shù)量要求所取振型的數(shù)量需要將結(jié)構(gòu)的質(zhì)量參與系數(shù)大于總質(zhì)量的95%。經(jīng)過(guò)多次試算，當(dāng)振型數(shù)量不小于18，各個(gè)方向的振型質(zhì)量參與系數(shù)均大于結(jié)構(gòu)總質(zhì)量的95%。如表3.5所示。結(jié)構(gòu)東西向第一平動(dòng)周期為1.8781s，南北向第一平動(dòng)周期為1.4807s，扭轉(zhuǎn)周期為1.1305s。根據(jù)《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ3-2010)中的相關(guān)規(guī)定，由于Tt/T1=1.1305/1.8781=0.602＜0.9，因而符合規(guī)范對(duì)相關(guān)振型和周期的要求。下圖3.8、3.9、3.10反映了結(jié)構(gòu)整體的前三階變形情況。結(jié)構(gòu)的特征值模態(tài)表見表3.5，由于結(jié)構(gòu)的東西向剛度較南北向剛度較小，在特征值模態(tài)中就表現(xiàn)出第一階平動(dòng)周期大于第二階和第三階。這種情況在一定程度上放大了結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)變形，所以在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是應(yīng)當(dāng)對(duì)結(jié)構(gòu)的東西向有所加強(qiáng)。從表中還可以看出結(jié)構(gòu)的振型質(zhì)量參與系數(shù)隨著模態(tài)階數(shù)的增加逐漸增大，最后增加到規(guī)范要求的95%以上，側(cè)面說(shuō)明了高階震動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)的地震作用的地震響應(yīng)貢獻(xiàn)要比低階模態(tài)貢獻(xiàn)大很多，所以在模態(tài)分析中，高階模態(tài)是占據(jù)主導(dǎo)地位的。表2.6結(jié)構(gòu)特征值模態(tài)（s）振型周期/s振型參與質(zhì)量（%）TRAN-XTRAN-Y11.878165.87460.237921.480766.040560.337931.130567.600361.195740.579780.971861.247550.360480.990478.771260.335887.145078.771270.287287.225179.426880.190690.533479.426890.154090.533786.5347100.131891.069586.9581110.128792.592587.0296120.093694.163887.0362130.089694.165690.8458140.077594.217691.1754150.071795.493091.1844160.059395.497393.3156170.057496.480693.3294180.051896.480895.5589圖2.7X向一階平動(dòng)圖2.8Y向一階平動(dòng)圖2.9一階扭轉(zhuǎn)變形2.4裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)隔震設(shè)計(jì)2.4.1基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的基本原理基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)是通過(guò)在基礎(chǔ)和上部結(jié)構(gòu)之間設(shè)置隔震層，以達(dá)到減小或消除地震響應(yīng)的目的。與傳統(tǒng)的固結(jié)結(jié)構(gòu)不同，如圖2.10（a）所示，地震來(lái)臨時(shí)，傳統(tǒng)的固結(jié)結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)自下而上、由小變大。只能通過(guò)提高結(jié)構(gòu)整體的剛度和承載力，利用自身的形變消耗和減小地震能量，將形變控制在一定的范圍內(nèi)，就能達(dá)到“大震不倒”的目的【33】?；A(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)通過(guò)隔震支座或者阻尼器提供的阻尼充分耗散地震能量。不僅能夠較大程度增加結(jié)構(gòu)的自振周期，而且能夠減小結(jié)構(gòu)的加速度[36]。如圖2.10（b）所示，地震來(lái)臨時(shí)只有隔震支座進(jìn)行了水平位移，上部結(jié)構(gòu)受地震影響較小，類似作剛體運(yùn)動(dòng)?；A(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)較好的保障了結(jié)構(gòu)的安全性。傳統(tǒng)抗震結(jié)構(gòu)(b)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)圖2.10傳統(tǒng)抗震結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)示意圖2.4.2隔震支座概述隔震支座是基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)最重要的一環(huán)，為了能夠確保結(jié)構(gòu)的安全性和建筑本身的功能需求。理論上隔震支座的豎向剛度趨于無(wú)窮大，豎向承載力需要足夠大，這樣就能夠較好的支撐上部結(jié)構(gòu)[37]。在施加了基礎(chǔ)隔震措施的結(jié)構(gòu)中，為了抵抗風(fēng)荷載和輕微地震動(dòng)引起的位移使業(yè)主感到不適。就要求隔震支座有足夠的水平剛度[38]。在地震來(lái)臨時(shí)，為了能夠達(dá)到隔離地震和耗能減震的目的，隔震支座必須具有一定的自我恢復(fù)能力和較高的阻尼。這樣不僅在地震來(lái)臨時(shí)能夠較好的吸收地震波向上傳遞的能量，在地震后也能夠一定程度的自我復(fù)原，不影響后續(xù)的使用。在較大地震后，如果隔震支座破壞也能夠更換隔震支座，免去了上部結(jié)構(gòu)的維修和安全性能的后顧之憂。隨著科技的發(fā)展，隔震支座的種類越來(lái)越多，目前常用的有以下幾種[39]：（1）疊層橡膠支座，如圖2.11（a）所示，疊層橡膠支座主要由內(nèi)外兩部分構(gòu)成，外部是橡膠片，內(nèi)部為加強(qiáng)版，兩者使用交錯(cuò)硫化粘結(jié)在一起。在受到地震作用時(shí)，加強(qiáng)版約束橡膠片的軸向變形，提供了足夠大的豎向承載力。而加強(qiáng)版又不約束橡膠片的水平變形，所以受到剪切力，疊層橡膠支座就會(huì)發(fā)生較大的水平變形。但是其耗散地震能量的能力較小，所以要配合其他隔震支座使用。疊層橡膠支座的力-位移滯回曲線如圖2.11（b）所示。圖2.11(a)疊層橡膠支座(b)滯回曲線（2）鉛芯橡膠支座：如圖2.12（a）所示，鉛芯橡膠支座就是將能夠提升橡膠支座水平剛度和耗能能力的鉛芯灌入橡膠制作中。其減小了橡膠支座增加結(jié)構(gòu)自振周期而帶來(lái)的較大水平位移。且提升了橡膠支座的耗能能力。鉛芯橡膠支座的力-位移滯回曲線如圖2.12（b）所示。圖2.12（a）鉛芯橡膠支座（b）滯回曲線（3）高阻尼橡膠支座：如圖2.13（a）所示，為了使橡膠支座具有較好阻尼性能，高阻尼橡膠支座在原材料中增加了許多添加劑，如填充劑、補(bǔ)強(qiáng)劑、硫化劑等。隨著橡膠的老化，高阻尼橡膠支座的等效水平剛度增加。其力-位移滯回曲線如圖2.13（b）所示，可以看出高阻尼橡膠支座的滯回曲線有盈利軟化效應(yīng)。也就是說(shuō)，在大地震來(lái)臨時(shí)，高阻尼橡膠支座出現(xiàn)剛度硬化，剛度變大，保證了上部結(jié)構(gòu)的安全性。圖2.13（a）HDR隔震支座（b）滯回曲線（4）摩擦擺隔震支座：如圖2.14（a）所示，為了能夠延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的自振周期和加速度響應(yīng)，在地震來(lái)臨時(shí)，其內(nèi)部的抗剪裝置被剪短，發(fā)揮了隔離地震的作用。而平時(shí)通過(guò)鐘擺機(jī)理，擁有較好的恢復(fù)能力，能夠保持上部結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。摩擦擺隔震支座的力-位移滯回曲線如圖2.14（b）。圖2.14（a）摩擦擺隔震支座（b）滯回曲線2.4.3裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)隔震設(shè)計(jì)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的隔震層設(shè)置在上部結(jié)構(gòu)的柱底和基礎(chǔ)之間[41]，隔震層所選取隔震支座的大小和直徑由結(jié)構(gòu)的柱底軸壓力決定，水平剛度由隔震層所收到的剪切力決定。本小結(jié)根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[42]（GB50011-2010）第十二章隔震和消能減震設(shè)計(jì)，對(duì)裝配式剪力墻基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的隔震層進(jìn)行了初步的設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)順序如下：（1）確定需要基礎(chǔ)隔震設(shè)計(jì)的目標(biāo)，本文選取西安市長(zhǎng)安區(qū)某項(xiàng)目5#樓，根據(jù)工程實(shí)例選取梁、柱、墻的尺寸和配筋，并通過(guò)SATWE對(duì)結(jié)構(gòu)在不同荷載組合下進(jìn)行最大柱底軸壓力驗(yàn)算。（2）《抗規(guī)》表12.2.3規(guī)定，隔震支座在重力荷載代表值下的豎向壓應(yīng)力限值，甲類建筑的豎向壓應(yīng)力不應(yīng)大于10MPa，乙類建筑不應(yīng)大于12MPa，丙類建筑不應(yīng)大于15MPa。上述豎向壓應(yīng)力是由重力荷載代表值下的柱底豎向反力計(jì)算所得。（3）地震作用時(shí)，結(jié)構(gòu)的邊界位置會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn)[43]，所以需要對(duì)隔震支座的豎向承載力進(jìn)行驗(yàn)算，不僅要求邊界位置的隔震支座最大承受軸力應(yīng)不小于1.2倍的隔震支座可承受的極限重力荷載代表值。隔震支座的最大承受軸力可根據(jù)式（2-9）計(jì)算得到：Nbi=[σ]Abi式中：Nbi[σ]—隔震支座的平均壓應(yīng)力限值；Abi—邊界位置的隔震支座有效面積。（4）參照《抗規(guī)》12.2.3條規(guī)定，鉛芯橡膠隔震支座的豎向壓應(yīng)力設(shè)計(jì)值不應(yīng)大于12MPa。同時(shí)根據(jù)《疊層橡膠支座隔震技術(shù)規(guī)程》[44]（CECS126:2001）第4.3.2條規(guī)定，隔震支座的豎向承載力之和與隔震層上方的總重力代表值之比應(yīng)大于1.1。隔震支座的豎向承載力之和由式（2-10）計(jì)算得到：ΣNi=Σ式中：ΣNA—隔震支座的有效面積之和；通過(guò)計(jì)算，根據(jù)結(jié)構(gòu)布置優(yōu)化選型和對(duì)稱布置原則。設(shè)計(jì)了3種基礎(chǔ)隔震方案并建立的有限元分析模型，模型1為全部采用鉛芯隔震支座的基礎(chǔ)隔震體系，模型2為采用結(jié)構(gòu)內(nèi)部布置橡膠隔震支座，鉛芯橡膠支座環(huán)繞橡膠支座布置的基礎(chǔ)隔震體系，模型3為全部采用橡膠隔震支座的基礎(chǔ)隔震體系，模型1隔震支座布置見圖2.15所示、模型2支座布置見圖2.16所示，模型3支座布置見圖2.17所示。隔震支座力學(xué)性能詳見表2.7[45]（表格由衡水震泰隔震器材有限公司提供）。數(shù)值模擬時(shí)采用Midasgen中的隔震器模擬隔震支座。最終選取的支座型號(hào)為L(zhǎng)RB900、LNR900、支座最大的豎向設(shè)計(jì)荷載9538kN，滿足支墩承載力的要求。圖2.15鉛芯隔震結(jié)構(gòu)支座布置圖（模型1）圖2.16組合隔震結(jié)構(gòu)支座布置圖（模型2）圖2.17橡膠隔震結(jié)構(gòu)支座布置圖（模型3）表2.7隔震支座力學(xué)性能表支座型號(hào)單位LRB900LNR900結(jié)構(gòu)尺寸產(chǎn)品外徑mm920920橡膠保護(hù)層厚度mm1010支座有效直徑mm900900鉛芯直徑mm170-單層內(nèi)部橡膠厚度mm6.16.1內(nèi)部橡膠層數(shù)層2727內(nèi)部橡膠總厚度mm165165支座高度mm276.7276.7豎向性能設(shè)計(jì)壓應(yīng)力N/mm21515設(shè)計(jì)荷載KN95389514豎向剛度kN/mm53405080拉伸界限強(qiáng)度N/mm21.01.0水平性能設(shè)計(jì)值基準(zhǔn)剪應(yīng)變%100100屈服前剛度kN/mm18.549-屈服后剛度kN/mm2.090-屈服力kN241.6-水平等效剛度kN/mm3.552.114等效阻尼比%26-1根據(jù)《抗規(guī)》規(guī)定，計(jì)算水平向減震系數(shù)時(shí)，選取隔震支座100%和250%的性能值；對(duì)罕遇地震驗(yàn)算，宜采用剪切變形250%時(shí)的性能，當(dāng)隔震支座較大時(shí)，可采用剪切變形100%的性能。2表中所列隔震支座承載力為允許承載力15Mpa計(jì)算所得。2.5本章小結(jié)本章通過(guò)Midasgen軟件建立了西安市長(zhǎng)安區(qū)26層建筑的有限元分析模型，并對(duì)Midasgen軟件進(jìn)行了簡(jiǎn)介。通過(guò)與PKPM模型對(duì)比質(zhì)量、周期、層間剪力和側(cè)向剛度比驗(yàn)證了模型的合理性。并對(duì)模型進(jìn)行了特征值分析，對(duì)上述結(jié)果進(jìn)行整理分析后，總結(jié)如下：（1）MidasGEN模型和SATWE模型的質(zhì)量、周期、層間建立和側(cè)向剛度比差值較小，均在5%以內(nèi)，說(shuō)明本文用于抗震分析計(jì)算的Midasgen模型和SATWE模型是一致的，間接的說(shuō)明的所建模型的合理性。（2）根據(jù)《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ3-2010）和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50011-2010）可知，結(jié)構(gòu)并無(wú)樓層承載力突變的情況，且結(jié)構(gòu)無(wú)側(cè)向剛度不規(guī)則的情況，說(shuō)明了模型的合理性。（3）特征值分析表明，第一平動(dòng)周期為1.8781s，扭轉(zhuǎn)周期為1.1305s，扭轉(zhuǎn)周期與第一平動(dòng)周期之比為0.60，符合規(guī)范對(duì)相關(guān)振型和周期的要求，前兩階振型都為平動(dòng)，這有利于結(jié)構(gòu)抵抗地震響應(yīng)；但由于東西向剛度小于南北向剛度，動(dòng)力差異在兩個(gè)主方向上體現(xiàn)較大，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)易發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形，不利于抵抗地震作用，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)有相應(yīng)的改動(dòng)。（4）簡(jiǎn)述隔震裝置的工作原理，介紹幾種常用的隔震支座，并給出隔震支座的示意圖與力-位移的滯回曲線。為裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了3種基礎(chǔ)隔震方案，并對(duì)其隔震層設(shè)計(jì)過(guò)程進(jìn)行闡述。3基礎(chǔ)隔震下結(jié)構(gòu)的動(dòng)力時(shí)程分析《抗規(guī)》12.2.2條對(duì)于隔震結(jié)構(gòu)的計(jì)算特別給出了說(shuō)明，“一般情況下，宜采用時(shí)程分析方法進(jìn)行計(jì)算”。在上一章進(jìn)行了特征分析，但特征值分析只是對(duì)地震響應(yīng)的簡(jiǎn)化算法，不能充分全面的反應(yīng)結(jié)構(gòu)的抗震性能。運(yùn)用動(dòng)力時(shí)程分析法就能更完善的反應(yīng)結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)和抗震性能。本章將對(duì)上文所述的陜西西安長(zhǎng)安區(qū)5#樓進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，對(duì)其合理地施加不同的基礎(chǔ)隔震方案，最后再比較得出較優(yōu)的隔震支座布置方案，為今后的工程實(shí)例提供參考。3.1無(wú)基礎(chǔ)隔震措施的結(jié)構(gòu)動(dòng)力時(shí)程分析3.1.1地震波的選取在對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析之前，要先進(jìn)行地震波選取。根據(jù)《抗規(guī)》5.1.2條規(guī)定：時(shí)程分析時(shí)，選取地震波應(yīng)根據(jù)結(jié)構(gòu)的場(chǎng)地類別、地震分組、選取有記錄的實(shí)際強(qiáng)震和人工模擬的加速度時(shí)程曲線，有記錄的實(shí)際強(qiáng)震應(yīng)該大于所選總數(shù)的2/3，多組時(shí)程的平均地震影響系數(shù)曲線（即反應(yīng)譜）應(yīng)與振型分解反應(yīng)譜法所采用的地震影響系數(shù)曲線在統(tǒng)計(jì)意義上相符?！犊挂?guī)》對(duì)地震波的選取有諸多要求，例如地震分組、場(chǎng)地類別、持續(xù)時(shí)間、地震波的條數(shù)等。地震波選取的不同，對(duì)分析結(jié)果有巨大的影響，要讓分析結(jié)果更加的貼近工程實(shí)際，就一定要選取適合自身結(jié)構(gòu)的地震波。國(guó)內(nèi)的專家們按照全球所發(fā)生的地震按照?qǐng)龅?、震?jí)和地震中心的差異記錄的非常多的加速度，求出了反應(yīng)譜[56]。在根據(jù)場(chǎng)地類型，震中距離分成12組。對(duì)2010版規(guī)范設(shè)計(jì)了地震影響系數(shù)曲線，在本文的模擬分析中，也應(yīng)該根據(jù)結(jié)構(gòu)所在的場(chǎng)地類別、地質(zhì)構(gòu)造、地震等級(jí)等因素選取地震波，隨后再對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析。在數(shù)值模擬分析中，需要對(duì)所選地震波的有效時(shí)長(zhǎng)進(jìn)行選取，一般要求地震的有效時(shí)長(zhǎng)為結(jié)構(gòu)自振周期的5倍以上。并且要確保地震的最大加速度峰值包含在所選取的時(shí)長(zhǎng)范圍內(nèi)，這樣才能是模擬結(jié)果更加準(zhǔn)確。在地震波有效時(shí)長(zhǎng)的開始和結(jié)尾要大于地震波最大峰值的10%?！犊挂?guī)》規(guī)定：在進(jìn)行時(shí)程分析時(shí)，多條時(shí)程曲線計(jì)算所得的底部剪力的平均值與反應(yīng)譜法計(jì)算所得的底部剪力之比應(yīng)大于0.8。時(shí)程曲線計(jì)算所得的底部剪力與反映普計(jì)算結(jié)果之比應(yīng)大于0.65。當(dāng)只分析計(jì)算一條地震波時(shí)，主方向上的基底剪力和主方向上的反應(yīng)譜計(jì)算之比大于0.65小于1.3，多條地震波的基底剪力平均值與反應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果之比應(yīng)大于0.8小于1.2。且只要一個(gè)方向滿足要求即可，主方向的認(rèn)定可根據(jù)結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析結(jié)果觀察出來(lái)。根據(jù)規(guī)范規(guī)定，本文選取了2條實(shí)際地震動(dòng)分別為1979,JamesRD.ElCentro（簡(jiǎn)稱EL波）、TH106TG040_SANFERNANDO2-9-1971LAKEHUGHES#1（簡(jiǎn)稱SAN波），1條人工模擬地震動(dòng)RH3TG040（簡(jiǎn)稱REN波）。本模型地震烈度8度（0.20g），地震分組第二組，場(chǎng)地類別Ⅱ類，特征周期0.40s，在多遇地震下本文分析對(duì)應(yīng)的加速度最大值應(yīng)為70cm/s2，設(shè)防地震時(shí)本文分析對(duì)應(yīng)的加速度最大值應(yīng)為200cm/s2，罕遇地震時(shí)本文分析對(duì)應(yīng)的加速度最大值應(yīng)為400cm/s2，分析用地震波的加速度時(shí)程曲線如圖3.2、3.3、3.4所示[58]。圖3.1El波地震加速度時(shí)程曲線圖圖3.2SAN波地震加速度時(shí)程曲線圖圖3.3REN波地震加速度時(shí)程曲線圖3.1.2EL波作用下的動(dòng)力時(shí)程分析采用有限元分析軟件MIDASGEN對(duì)前文所述結(jié)構(gòu)在EL波作用下的結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，分析其動(dòng)力學(xué)特性。在EL波的作用下，將軟件的動(dòng)力時(shí)程分析結(jié)果提取出來(lái)，得到其層間位移角值見下表3.2，最大層位移包絡(luò)值見下表3.3。從表3.1中可以看出，由于底部加強(qiáng)層的作用下，結(jié)構(gòu)的層間位移角值在1F和2F未超過(guò)《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ1-2014）中表6.3.3所規(guī)定的限值1/1000，層間位移角隨著高度的持續(xù)上升逐漸增大，在3F時(shí)層間位移角超出規(guī)范限值，并在19F達(dá)到最大，即1/263，而后層間位移角開始減小，一直到頂層，這是由于地震能量自下而上進(jìn)行傳遞，在達(dá)到峰值后逐漸衰減的原因。從表3.2可以看出，隨著結(jié)構(gòu)樓層的增加，層位移值逐漸增大，直到屋頂層位移達(dá)到最大，X、Y向最大值分別為225.22mm、20.07，層位移的增長(zhǎng)隨樓層的增大而表現(xiàn)出非線性的增大。表3.1EL波作用下的層間位移角數(shù)值（非隔震結(jié)構(gòu)）樓層層間位移角是否滿足樓層層間位移角是否滿足13F1/-375N26F1/-363N12F1/-399N25F1/-337N11F1/413N24F1/-314N10F1/-400N23F1/-293N9F1/385N22F1/-278N8F1/381N21F1/-269N7F1/390N20F1/-265N6F1/419N19F1/-263N5F1/472N18F1/-268N4F1/530N17F1/-278N3F1/665N16F1/-292N2F1/-1116Y15F1/-315N1F1/-2991Y14F1/-345N表中Y代表滿足規(guī)范規(guī)定，N代表不滿足規(guī)范規(guī)定表3.2EL波作用下的時(shí)程分析位移包絡(luò)值（mm）樓層位移樓層位移X方向Y方向X方向Y方向13F135.7910.0026F225.2120.0712F127.529.4325F214.9418.9711F118.288.8124F203.8417.8410F108.308.1823F191.8316.749F97.757.5122F179.0315.648F88.846.8121F166.4714.617F80.766.1020F161.1113.956F72.705.4019F159.9313.365F66.624.7318F158.8212.804F59.914.1317F156.6712.203F53.073.6116F153.3311.552F46.943.1815F148.7510.971F42.842.8914F142.8910.51結(jié)構(gòu)的層剪力曲線見圖3.4，結(jié)構(gòu)的層傾覆彎矩曲線見圖3.5。為了更好的反應(yīng)結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)和結(jié)構(gòu)的抗震性能，結(jié)構(gòu)的層剪力和層傾覆力矩從不同方面能夠說(shuō)明問(wèn)題，所以也考慮到無(wú)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在地震荷載作用下，結(jié)構(gòu)的層剪力和層傾覆力矩的變化。從結(jié)構(gòu)的層剪力與層傾覆彎矩可以看出，非隔震結(jié)構(gòu)在EL波作用下X、Y向最大層剪力分別為33986.6kN、4662.50kN。最大傾覆彎矩分別為13521.25kN?m、91582.39kN?m。在地震能量剛剛接觸的結(jié)構(gòu)的1s內(nèi)，地震動(dòng)出現(xiàn)了多次峰值，但結(jié)構(gòu)的層剪力和層傾覆力矩變化卻非常小，這說(shuō)明了結(jié)構(gòu)在地震作用下的內(nèi)力反應(yīng)有滯后性。且在結(jié)構(gòu)底部層剪力和層傾覆力矩最大。隨著高度的上升，存在這遞減的趨勢(shì)。從樓層頂部節(jié)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線（圖3.6）中可知，加速度的變化較為敏感，在10.2S時(shí)，頂層節(jié)點(diǎn)的加速度值最大，X向的最大加速度為11.3965m/s2，Y向的最大加速度為8.6204m/s2。根據(jù)牛頓第二定律，結(jié)構(gòu)的加速度和地震力是成正向線性增長(zhǎng)，將加速度曲線和地震波曲線對(duì)比后也驗(yàn)證了這一點(diǎn)。圖3.4EL波作用下的層剪力（非隔震結(jié)構(gòu)）圖3.5EL波作用下的層傾覆彎矩（非隔震結(jié)構(gòu)）圖3.6EL波作用下的層加速度（非隔震結(jié)構(gòu)）3.1.3SAN波作用下的動(dòng)力時(shí)程分析與上一小節(jié)相同，采用有限元仿真分析軟件Midasgen對(duì)前文所述的無(wú)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，觀察其在SAN波作用下的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)，其層間位移角值見下表3.3，最大變形包絡(luò)值見下表3.4。從表3.3可以看出，結(jié)構(gòu)的層間位移角值從3F開始超過(guò)《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ1-2014）中表6.3.3所規(guī)定的層間位移角限值1/1000，在1F到20F層間位移角值和層高成正相關(guān)，高度越大，層間位移角越大，在20F時(shí)層間位移角達(dá)到最大，即1/-297，而后層間位移角開始減小，一直到頂層，從表3.4可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)樓層越高，其層位移也越大，在屋頂處層位移達(dá)到最大X、Y向最大值分別為162.93mm、12.72mm。表3.3SAN波作用下的層間位移角數(shù)值（非隔震結(jié)構(gòu)）樓層層間位移角是否滿足樓層層間位移角是否滿足13F1/-437N26F1/-405N12F1/488N25F1/-377N11F1/554N24F1/-350N10F1/-608N23F1/-327N9F1/537N22F1/-311N8F1/473N21F1/-301N7F1/440N20F1/-297N6F1/438N19F1/-299N5F1/465N18F1/-307N4F1/509N17F1/-311N3F1/629N16F1/-324N2F1/-1058Y15F1/-346N1F1/2882Y14F1/-382N注：表中Y代表滿足規(guī)范規(guī)定，N代表不滿足規(guī)范規(guī)定表3.4SAN波作用下的時(shí)程分析位移包絡(luò)值（mm）樓層位移樓層位移X方向Y方向X方向Y方向13F103.747.0326F162.9212.7212F104.456.6025F152.9211.9711F103.046.1424F142.1211.2010F99.765.6623F130.4110.429F95.535.1522F117.829.738F90.454.6421F104.679.477F84.154.1220F98.369.226F76.883.6219F93.448.975F69.033.1618F90.378.714F61.132.8117F91.108.443F53.472.4916F94.658.142F46.792.2215F98.647.801F42.362.0314F101.587.44SAN波作用下結(jié)構(gòu)的層剪力曲線見圖3.7，傾覆彎矩曲線見圖3.8。從樓層剪力與樓層的傾覆彎矩可以看出，非隔震結(jié)構(gòu)在SAN波作用下X、Y向最大層剪力分別為32209.37kN、3223.28kN。最大傾覆彎矩分別為9347.514kN?m、93407.19kN?m。從樓層頂部節(jié)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線（圖3.9）中可知，樓層頂點(diǎn)X向加速度在8.88S為最大值，最大值為4.702m/s2，Y向加速度在11.28S為最大值，最大值為2.91m/s2。圖3.7SAN波作用下的層剪力（非隔震結(jié)構(gòu)）圖3.8SAN波作用下的層傾覆彎矩（非隔震結(jié)構(gòu)）圖3.9SAN波作用下的層加速度（非隔震結(jié)構(gòu)）3.1.4REN波作用下的動(dòng)力時(shí)程分析與上一小節(jié)相同，采用Midasgen對(duì)前文所述結(jié)構(gòu)分析其在REN波下的結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，其層間位移角值見下表3.5，最大變形包絡(luò)值見下表3.7。從表3.6、3.7可以看出，由于底部加強(qiáng)層的原因，結(jié)構(gòu)的層間位移角值在1F至15F和23F后均未超過(guò)《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ1-2014）中表6.3.3所規(guī)定的層間位移角限值1/1000，在1F到22F層間位移角值和層高成正相關(guān)，高度越大，層間位移角越大，在22F時(shí)層間位移角達(dá)到最大值1/-716，而后開始減小，直到頂層，由表3.6可知結(jié)構(gòu)樓層越高，其層位移也越大，屋頂處層位移最大，最大X、Y向最大值分別為110.39mm、9.98mm。表3.5REN波作用下的層間位移角數(shù)值（非隔震結(jié)構(gòu)）樓層層間位移角是否滿足樓層層間位移角是否滿足13F1/-1091Y26F1/-1033Y12F1/1275Y25F1/-960Y11F1/1289Y24F1/-889Y10F1/-1254Y23F1/-826Y9F1/-1102Y22F1/-776N8F1/-1012Y21F1/-742N7F1/-971Y20F1/-722N6F1/-980Y19F1/-716N5F1/-1043Y18F1/-725N4F1/-1136Y17F1/-750N3F1/-1391Y16F1/-792N2F1/-2390Y