平面抗震范文

平面抗震范文（精选5篇）

平面抗震 第1篇

对L形平面建筑, 当其平面外伸尺寸不满足文[1]、[2]的规定时, 为避免平面不规则, 可以采用设置抗震缝的方法将其划分为两个平面较规则的结构单元, 从而达到结构受力合理、抗震性能较好的目的, 但该方法也存在以下弊端:缝两侧要设置双排柱网, 影响建筑使用和室内观感, 且建筑有效使用面积减少;缝处的建筑立面处理较困难, 影响建筑立面效果;当建筑平面柱网不规则时, 设缝较困难;当遇强震作用时, 即使缝宽满足规范的规定, 相邻结构仍可能产生局部碰撞而损坏。因此, 目前工程界的总体倾向是能不设缝时尽量不设, 但对结构应进行仔细计算分析, 充分考虑平面不规则引起的扭转效应, 对结构薄弱部位应进行加强。下面结合工程实例, 对不设置抗震缝的L形平面框架结构的抗震设计进行探讨分析。

1 工程概况

某办公楼位于上海市普陀区, 地上9层, 地下1层。结构总高度37m, 属A级高度高层建筑。本工程采用钢筋混凝土框架结构, 框架抗震等级二级。抗震设防烈度7度, 设计地震分组第一组, 设计基本地震加速度值0.10g, 场地类别IV类, 场地特征周期0.9s。建筑抗震设防类别丙类, 建筑结构安全等级二级, 地基基础设计等级乙级, 基础采用桩基。本工程设计于2006年, 现已投入使用。

2 抗震超限情况

建筑平面呈L形, 如图1。因建筑功能需要, 平面中部不能设置抗震缝。建筑平面总长56.1m, 总宽66m。东南翼长32.1m、宽24m。平面突出部分的长度较长, l/Bmax=32.1/56.1=57%, 超过文[3]40%的规定, 本工程属平面不规则性超限建筑, 并进行了上海市抗震超限高层专项审查。

3 结构计算

本工程采用中国建筑科学研究院编制的SATWE和PMSAP两种程序进行了对比计算分析。

以地下室顶板为结构计算嵌固部位。主要计算结果如下:

3.1 周期

从以上计算结果可知, 两种程序下的结构振动特性基本相近。第1和第2振型均以平动为主, 第3振型以扭转为主, 扭转周期比均小于0.85, 两个方向的有效质量系数均大于90%, 满足规范要求。

3.2 位移

从以上计算结果可知, 层间位移角均小于1/550, 位移比小于1.5, 均满足规范的要求, 地震作用下的剪重比在正常范围内, 且均>1.6%, 满足规范最小地震作用的要求。两种程序的计算结果也比较吻合。

4 针对平面不规则采取的抗震加强措施

(1) L形平面转角部位的楼板在地震时会产生较大的应力集中, 其板厚及配筋应加强。本工程

中将该处 (图1中的斜线部位) 楼板厚度加厚为150mm, 并加强板配筋。

(2) 为增强结构的抗扭刚度, 减少扭转效应, 设计时采取了尽量弱化结构内部刚度、增强周边刚度的措施。结构内部柱截面尺寸基本由轴压比控制, 周边柱尺寸可适当加大。计算结果表明, 扭转周期比为0.83, 效果较好。

(3) L形两端头处的地震效应较大, 设计时将该处 (图1中的L、13轴) 的框架柱设计为长矩形, 能有效增强结构抗扭刚度。

(4) 突出端的侧翼 (图1中的B、F轴) 框架梁刚度宜加强, 以增强结构抵抗突出端甩出振动效应的能力。本工程中该处的框架梁截面取400x950, 并采取了箍筋全长加密等加强措施。

(5) 图1中13轴处平面减少为两跨, 且处于突出端的最端头, 地震时的振动效应必将较大, 该榀框架应适当加强。设计时将该榀框架抗震等级提高为一级, 并对框架梁柱采取了纵筋适当加强、箍筋全长加密等加强措施。

5 结束语

(1) L形平面建筑属平面不规则, 抗震性能不佳, 如何针对其特点采取相应的结构措施至关重要。

(2) L形平面转角部位的楼板在地震时受力复杂, 应力集中明显, 其板厚及配筋应加强。

(3) 宜尽量减少结构内部梁柱截面尺寸, 可减少结构总体地震作用;适当加大结构周边梁柱尺寸, 增强结构的抗扭刚度。

(4) L形平面两端的框架柱可设计为长矩形, 能有效增强结构的抗扭刚度。

(5) 突出端的侧翼框架梁刚度可适当加强。

(6) 针对结构的其它薄弱部位, 也可采取提高抗震等级、箍筋全长加密等抗震加强措施。

摘要：结合工程实例, 对平面不规则的L形平面框架结构的抗震设计进行了探讨, 通过理论及计算分析, 研究了这种结构的受力特点, 确定应采取的加强措施。

关键词：L形平面不规则,抗震超限高层建筑,扭转效应,应力集中

参考文献

[1]JGJ3-2010高层建筑混凝土结构技术规程.北京:中国建筑工业出版社, 2010.

[2]GB50011-2010建筑抗震设计规范.北京:中国建筑工业出版社, 2010.

平面抗震 第2篇

关键词：平面外,填充墙,抗震性能,参数

1 前言

国外对填充墙平面外受力性能的研究起始于20世纪50年代, 而国内则起步相对较晚。本文概述了框架填充墙平面外抗震性能研究状况, 期望使研究者能够更加系统全面的了解当前此项研究的现状。

在结构设计时, 虽然不考虑填充墙平面外方向传递地震作用, 但是其必须具备足够的能力来防止因地震作用下其自身产生的惯性力而导致的倒塌。由于砌体的抗拉强度低, 平面外变形能力差, 使得地震作用下填充墙平面外倒塌现象较为常见。如在9.21集集大地震和Kocaeli地震中, 因填充墙与梁、柱之间没有可靠的连接而导致填充墙整片倒塌或甩出的情形很多。在5.12汶川地震中, 许多框架结构的主体损坏较轻, 而填充墙破坏很严重。由此一方面造成重大生命和财产损失, 另一方面阻碍了救援路线并加大了震后修复的工作量[1]。

虽然《建筑抗震设计规范》 (GB 50011-2010) [2]对框架填充墙的基本抗震措施有了明确规定, 但是其对柔性连接、刚性连接等方式并没有给出具体的实施措施。所以我们有必要对框架填充墙的平面外抗震性能进行深入研究, 并应给出相应的具体实施措施, 为下一次的《建筑抗震设计规范》的修订提供依据。

2 框架填充墙平面外抗震性能的研究现状

框架填充墙平面外受力性能的研究方法主要分为两种:一种是基于有限元软件的理论模拟, 另一种是试验研究。试验研究又分为三种: (1) 在垂直于墙面方向用气囊或液压装置施加集中或均布荷载, 用来模拟墙体受到的惯性力或风荷载; (2) 地震模拟振动台试验; (3) 填充墙遭受突然的空气压力荷载试验。其中, 第一种和第二种研究方法应用得最多。下面首先介绍通过静力试验推导出的几个填充墙平面外静力承载力计算公式。

2.1 填充墙平面外静力承载力计算公式

2.1.1 Dawe的静力计算公式[3]

利用经过修正的屈服线理论, 考虑双向拱承载机制和框架柔性的影响, Dawe推导出了计算混凝土砌块砌体填充墙平面外承载力的公式:

a.对于顶部自由, 其余三边受约束的墙体, 计算公式为:

b.对于四边受到约束的填充墙, 计算公式为:

式中q平面外均布压力, N/mm2;

E框架梁、框架柱的材料弹性模量, N/mm2;

G框架梁、框架柱的材料剪切模量, N/mm2;

Ic、Ib柱截面和梁截面的惯性矩, mm4;

Jc、Jb框架柱截面和框架梁截面的扭转常数;

h墙体高度, mm;

t墙体厚度, mm;

l墙体宽度, mm。

2.1.2 Angel的静力计算公式[4]

1994年, Angel基于单向拱承载机制, 推导了受到竖向刚性边界约束填充墙的平面外静力承载能力公式。

式中W填充墙面外承载力, N/mm2;

θ墙体的转角, °;

fb砌体压应力, N/mm2;

b受压区承载宽度, mm;

t墙体厚度, mm;

γ拱轴线与竖直方向夹角, °;

εmax墙体边缘的最大压应变;

k1等效矩形应力块的平均应力与最大应力之比;

k2拱推力作用的中心线的位置距最大压应变边缘的距离与受压区宽度之比。

2.1.3 王晓虎的静力计算公式[5]

王晓虎通过试验结果, 并用MATLAB曲线拟合工具拟合出了填充墙平面外静力与墙体高厚比、砌体抗压强度之间的关系式, 同时, 考虑不同边界条件下墙体平面外承载力的不同, 给出了相应的折减系数。

式中q面外均布压力, N/mm2;

E框架梁、框架柱的材料弹性模量, N/mm2;

G框架梁、框架柱的材料剪切模量, N/mm2;

Ic、Ib框架柱截面和框架梁截面的惯性矩, mm4;

Jc、Jb框架柱截面和框架梁截面的扭转常数;

h墙体高度, mm;

t墙体厚度, mm;

l墙体宽度, mm。

2.2 填充墙平面外抗震性能的影响因素

影响填充墙平面外承载力的因素很多, 国内外学者通过试验和有限元分析做了大量研究。

2.2.1 砌体强度的影响

对于无筋砌体墙而言, 在平面外荷载作用下, 墙体一旦开裂, 受压边缘的转角变形得不到有效的约束, 墙体承载力迅速下降, 表现出脆性破坏形式, 所以砌体抗拉强度决定其平面外承载力。但对于框架填充墙, 墙体开裂后形成受压撑杆, 并随着框架强度的提高而提高, 所以对有良好连接的填充墙, 平面外的承载力往往取决于砌体的抗压强度。

Abrams DP[6]等人通过试验证明提高砌体抗压强度可以提高填充墙的平面外强度。杨伟、欧进萍[7]基于LS-DYNA程序也得出提高砂浆强度可以有效提高填充墙防倒塌能力。孙丽娟[8]、王晓虎[5]分别利用ANSYS、ABAQUS进行数值模拟分析, 也得出与Abrams DP等人相同的结论。但同时, 王晓虎指出这种提高趋势会逐渐趋向缓和, 因为当砌体抗压强度提高到一定程度时, 填充墙会在发生材料破坏之前发生失稳破坏。

2.2.2 边界条件的影响

McDowell[9]最早提出拱承载机制, 即填充墙在平面外受力时, 墙体四周会产生平面内的变形, 这部分变形受到框架的约束, 在墙体内部产生平面内的压应力, 从而使墙体的受力情况类似于拱, 增大墙体的平面外承载力。由于砌体材料种类众多, 不同砌体的边界构造也不同, 其拱承载机制作用程度也不同, 所以研究填充墙的边界条件对其平面外抗震性能的影响比较多, 相对也比较杂。就填充墙本身而言, 连接的越紧密, 其平面外抗震性能越好, 但对柱体结构的影响也越大。对于不同砌体填充墙, 具体使用何种连接其抗震性能满足要求, 又对主体结构影响最小, 需通过试验研究。下面就不同砌体的研究情况分别进行阐述。

1997年, DD’Ayala[10]分析了在平面外荷载作用下, 不同约束条件的砌体的四种破坏形式。悬臂墙或墙体与抗侧构件及楼板与墙体之间缺乏可靠的联结时发生“出平面”倾斜破坏;墙体与抗侧构件之间缺乏可靠的联结时发生水平通缝破坏;在楼板与墙体之间缺乏可靠的联结时发生斜裂缝外倾破坏;墙体的平面外抗弯刚度不够时发生斜裂缝破坏。

2000年, 德国学者DafuiSA[11]等人对一种灰砂砖填充墙的平面外抗震性能进行模拟地震振动台试验, 表明在平面外荷载作用下, 没有约束的填充墙的变形大于连接牢固的填充墙的变形的6倍。

2002年, 陈海燕[12]等研究了三种不同侧面连接的YTONG砌块填充墙的平面外承载力和变形能力。试验表明, L型薄铁件+1:3水泥砂浆连接的承载力要大于L型薄铁件+PU柔性发泡剂连接, 2φ6拉筋+PU柔性发泡剂连接的承载力最小。

2004年, 夏国明[13]利用低周反复荷载试验研究了一种新型砌块墙体的平面外抵抗地震作用的能力和变形能力。结果表明, 与框架梁固结的填充墙的开裂荷载和最大荷载均大于未固结的墙片, 且未固结墙片的位移远大于固结的墙片;墙顶与框架梁采用脱开并用拉结筋连接的柔性连接时, 虽然最大荷载较小, 但变形能力较强, 通过增加抗震柱的数量可以保证墙体的平面外抗震安全性, 因此作者建议这种新型砌块墙体采用柔性连接。

2008年, 程才渊[14]对加气混凝土砌体填充墙进行平面外抗震性能研究, 表明加气混凝土砌体填充墙采用柔性连接既能保证墙体与框架的整体性又能使墙体具有较好的抗震性能。

2009年, 刘明、程云[1]等对不同侧面连接的混凝土空心砌块填充墙进行平面外的稳定性振动台试验, 对墙片的加速度和位移反应进行分析。研究表明:与框架梁、柱脱开并用钢筋拉接的填充墙具有良好的平面外抗震能力;墙梁之间设置拉筋并用砂浆填缝或预留砂浆带的做法次之。采取斜砌顶紧的填充墙在大震作用下发了破坏;梁柱之间完全脱开的填充墙的平面外抗震能力最差, 不适合在建筑中使用。

另外, 还有许多学者对填充墙的边界条件进行了数值分析, 虽然采用的是不同的有限元软件、不同的砌体, 但都得出了类似的结论:填充墙与框架之间要有可靠的连接。

2.2.3 高厚比、高宽比、砖墙厚度的影响

高厚比决定着拱承载机制对填充墙平面外承载力所发挥的作用。高厚比越大, 拱承载机制得不到充分发挥, 越容易在材料破坏之前发生平面外失稳破坏;高厚比较小的墙体, 平面外受力时拱形机制较为明显, 墙体容易发生材料破坏。20世纪90年代, 国外学者Angel[4]、Abrams DP[6]等人通过试验研究, 认为填充墙的高厚比越小, 其填充墙的平面外强度越大。其中, Abrams DP等人的试验表明, 高厚比为17的填充墙的平面外强度约是高厚比为34的填充墙的5倍。因此, 为了使砌体的材料能够充分发挥作用, 墙体不至发生平面外失稳破坏, 孙丽娟[8]、王晓虎[5]等人建议规范应给出填充墙的高厚比限值。孙丽娟建议其限值为6.25-16.7之间, 但规范还没有给出具体的规定。

1956年, Dawe[3]等首次提出填充墙的平面外极限承载力与墙体的高宽比有关系密切。高宽比较大的墙体, 表现出明显的双向受弯性能, 而高宽比越向下降低, 越趋向于竖向受弯, 其承载力比高宽比大的墙体小。其原因是高宽比的增加, 能使墙在两个方向都形成有效的受压撑杆, 从而提高了填充墙的平面外极限承载力。

1988年, 高健章[15]将平面外载重用树枝状分力系统将集中力转换为均布载重作用于墙体, 得出在同样加载条件下, 含1B砖墙试件的平面外强度较含0.5B砖墙试体高出很多。2000年, P.B.Lourenco[16]分析了五种不同厚度的加气混凝土墙片在平面外荷载的作用下的承载力, 分析表明:墙体越厚, 极限弯矩越大, 极限变形越小。2002年, 陈海燕[12]对YTONG砌块填充墙平面外承载力研究, 得出200厚墙体平面外承载力大于100厚墙体。2006年, 虞锦娴[17]利用往复加载试验研究不同墙体厚度的平面外承载力, 得出厚度较厚的砖墙, 强度较高。

2.2.4 平面内损伤、填充墙上开洞口、柱上荷载的影响

高健章[15]通过试验得出仅承受平面外荷载的砖墙试体可承受约2900gal的平面外加速度, 但若同时施加平面内、平面外荷载, 平面外承载能力会降低。

在填充墙上开洞, 很大程度减小了填充框架的刚度和强度。1996年, 高永昭[18]进行了钢筋混凝土填充墙框架四层模型房屋的水平动力试验研究。试验结果表明, 填充墙上开洞时, 普遍导致在加荷的初期阶段产生填充墙开裂, 且所有模型的裂缝都首先出现在洞口顶部角上, 这些裂缝沿横向分布发展, 直到填充墙体开始破坏。

2011年, 王晓虎[5]通过ABAQUS分析框架填充墙平面外抗震性能, 指出柱上作用的竖向荷载的增加对填充墙的平面外承载力提高作用非常有限, 对于底层建筑, 柱上竖向荷载对填充墙的平面外极限承载力能力的影响可以忽略。

3 有待进一步研究的内容

本文上面讲述了三种框架填充墙平面外静力计算公式, 并对各种影响因素对填充墙平面外抗震性能的影响进行了详细阐述。如砌体抗压强度决定填充墙平面外承载力;高厚比越小, 拱承载机制发挥越充分;高宽比增加, 能使墙体在两个方向形成受压撑杆, 提高承载力;墙体越厚, 其平面外承载力越高;平面内损伤、墙上开洞口将减小墙体的平面外承载力;柱上的竖向荷载对填充墙平面外承载力的影响基本可以忽略不计。对于边界条件对填充墙平面外抗震性能的影响, 由于填充墙的边界条件构造繁多, 影响各异。总体来说, 刚性连接能提高墙体平面外承载力, 但是也会增大梁、柱位移, 对主体结构影响较大。对于其他条件完全相同的填充墙, 柔性连接虽然承载力相比刚性连接低, 但其对主体结构的影响相对较小, 所以在柔性连接满足平面外抗震性能要求时, 建议墙体采用柔性连接。

虽然各种因素对填充墙平面外承载能力的影响有了定性的认识, 但是由于砌体材料种类众多, 各种墙体材料的构造措施不一, 致使上述的影响因素对不同材料填充墙抗震性能的贡献大小不同。只有对各种砌体进行单独研究, 然后再单独出构造图集。另一方面, 由于各个试验条件、资金等因素的限制, 致使试验不能考虑所有的影响因素, 须通过理论研究和仿真模拟相结合来进一步补充和完善试验的局限性。除此之外, 作者认为, 填充墙平面外抗震性能要从以下几个方面深入研究。

填充墙开洞位置及尺寸对填充墙的平面外抗震性能影响的研究较少, 还需要进一步研究。同时, 还需要进一步研究加强开洞转角处的配筋构造, 以减轻由于开孔而产生的应力集中的不利影响和开洞引起的裂缝开展。

目前, 大多数填充墙平面外抗震试验研究, 都是在填充墙平面外方向单独加载, 即将平面内和平面外的地震作用完全分开来考虑, 但这跟实际情况不符。地震作用下的结构各个方向都有地震作用, 受力复杂, 因此需要进一步完善加载制度, 以便能更好的反应实际情况。

目前并没有对整体高层框架填充墙结构进行平面外抗震试验研究和仿真模拟, 故填充墙在平面外受力时, 其布置形式对整体结构性能的影响还不明确, 有待进一步研究。

在填充墙平面外试验中, 目前的试验基本没有明确指出拉结筋沿长度方向的应变变化情况, 即没有指出拉结筋对填充墙平面外抗震性能的贡献大小, 希望以后在此方面做进一步研究, 完善试验资料。

平面抗震 第3篇

设计中的沙井河口水闸的主要功能是防洪 (潮) 、排涝和控制内河水位, 航道等级为VII级, 其中中孔闸门双向通航孔最小净宽为32 m, 净高4.5 m, 最小水深为0.7～0.9 m。沙井河口水闸中孔闸门形式选用直升式平面钢闸门, 门叶尺寸34 m6.5 m3.50 m;双向挡水, 正向设计挡水水头3.05 m, 反向设计挡水水头2.79 m;闸门重189 t, 开启后锁定在闸墩上, 悬挂于河道上方。井河口水闸地震设防烈度为7级, 场地类别为Ⅲ类。

鉴于沙井河口水闸跨高比大 (34/6.5=5.23) 、自重大、悬挂运行、闸墩高耸等特点, 为保证闸门的安全运行, 同时为类似工程结构抗震设计提供科学依据, 需要专门进行结构抗震模型试验研究。

2模型制作

2.1模型设计

试验模型主要包括闸门和闸墩两部分。沙井河口水闸中孔闸门为焊接结构, 采用主横梁式, 水平向除布置顶、底次梁和两根实腹式变截面主梁外, 还设置了三根水平次梁。垂直向设置12块实腹式隔板及两道边梁。门叶结构梁系采用等高同层布置。闸门正、反向均采用MGA台式弧面滑块支承。闸门为双吊点, 吊耳座布置在边梁上部。闸门启闭釆用固定式卷扬机, 操作方式为动水启闭。模型闸墩取高程-2.5～37.0 m之间部分, 其中-2.5～6.0 m为大体积剪力墙钢筋混凝土结构, 6.0～37.0 m之间为框架剪力墙结构, 采用矩形组合截面, 截面尺寸5 700 mm9 630 mm, 闸墩顶部设置牛腿, 37.0 m高程截面尺寸9 300 mm9 630 mm。

模型几何比尺取Lr=22, 主要物理量原型与模型的相似比尺见表1。据此可以将模型试验结果换算得到原型相应物理量。

2.2模型材料特性

完全水弹性模型试验既满足水力学相似, 又满足结构弹性相似, 是模拟水工建筑结构振动的有效方法。水弹性模型材料通过采用特殊的配方和生产工艺, 使材料的密度、弹性模量等各种技术参数均满足不同几何比尺模型试验的要求, 其试验结果可按相似关系直接推算到原型。水弹性材料还具有适于加工、便于黏结、模型制作方便等优点[1,2,3]。沙井中孔闸门模型制作采用完全水弹性相似模型, 门叶结构材料选用Q235B, 闸墩混凝土选用C30, 模型材料的主要力学参数 (表2) 经专门的材料试验确定。

2.3模型制作

沙井河口水闸中孔闸门与闸墩结构均比较复杂。模型按原型设计图纸和几何比尺放样, 主要构件严格按相似律要求制作, 次要部位适当简化, 简化的原则是在满足质量相似的前提下达到刚度分布相似, 以满足闸门静、动力试验的技术要求。

因本工程闸门上下游水头差较小、闸门无局部开启要求, 流激振动不严重, 因此试验模型不模拟河道。有水的静、动力试验均将闸门模型置于固定在振动台上的水槽中进行 (图1) 。模型闸门釆用橡皮止水, 电动启闭, 闸墩顶部启闭机重量用配重块模拟。

3模型试验方案

3.1地震波输入与测试工况

根据抗震设计理论, 不同类型地震波作用下结构的响应是不同的。为了解结构的抗震性能, 应考虑不同频谱成分组成的地震波的作用结果。本工程地震设防烈度为7度, 场地类别为Ⅲ类, 水平地震系数为0.1。根据建筑抗震设计规范, 试验选择迁安波 (唐山) -东西向地震波、ELCENTRO-NS地震波、TAR_TARZANA_360_NOR地震波三条特征周期在0.5 s左右的地震波作为试验用地震波, 地震波加速度峰值取0.1 g (7度设防) , 按正向挡水 (闸门底部高程-2.5 m) 、反向挡水 (闸门底部高程-2.5 m) 、闸门悬挂 (闸门底部高程31.5 m) 三个工况, 沿顺河向和横河向输入地震波 (共计6种情况) , 进行闸门和闸墩动力响应 (动应力与加速度) 试验, 每次试验重复三遍。进行振动台模拟地震试验时, 根据原型与模型相似关系 (表1) , 将地震波按时间比尺 (tr=4.69) 进行压缩。

3.2测点布置

本次试验的主要内容是研究闸门和闸墩结构的抗震性能, 为便于试验结果与电算结果、设计规范要求进行比较, 测点布置主要选择在动力响应较大的部位。其中闸门动应力测点7点, 加速度测点2点。闸墩顺河向与横河向动应力测点各8点, 加速度测点各7点, 测点布置见图2、图3。

4试验成果与分析

4.1振动特性

空门及闸门反向挡水 (外江水位-1.59 m, 内江水位1.2 m) 和启门后悬挂工况 (闸门顶部高程31.5 m) 下结构的动力特性试验结果见表4。为了验证模型试验的结果, 将对闸门和闸墩结构进行三维有限元仿真分析得到的前六阶自振频率一并列入表4。表4的结果表明:由于受水体附加质量的影响, 反向挡水工况时闸门自振频率较无水工况略有下降。由于闸门特殊的约束情况, 其自由振动振型中包含刚体振型, 且前4阶频率在10 Hz以下。无水工况和反向挡水工况时, 闸门第一阶振型为闸门整体侧移, 第二阶振型为闸门上下移动, 第三阶振型为闸门整体旋转, 第四阶振型为闸门横向 (上下游方向) 弯曲。闸门自振特性与梁接近。

闸门和闸墩结构自振频率试验总体上与计算结果规律相同、数值接近, 反映了结构主要的频率与振型特征, 可以作为沙井河口中孔闸门和闸墩结构抗震设计的依据。

4.2动力响应

4.2.1动应力

结构动应力最大值及其均方根值表征了结构振动能量的大小, 是结构动力响应的主要参数。限于篇幅, 表5给出所有测试工况中闸门与闸墩结构的动应力最大值和均方根值。动应力测试结果表明:

(1) 由于各地震波的振幅大小、频率特征、持续时间三要素的不同, 结构的响应也会不同。试验中, 相同条件下迁安地震波作用时闸门和闸墩的动应力较大, 其次为TAR_TARZANA波作用时, 而ELCENTRO-NS波作用时结构的动应力最小。

(2) 一般情况下, 同一地震波沿顺河向作用时结构的动应力明显大于该地震波沿横河向作用时, 表明顺河向刚度小于横河向刚度, 顺河向地震为不利工况。

(3) 闸门与闸墩最大动应力均发生在顺河向地震力作用下, 闸门最大动应力的均方根值为12.02 MPa, 发生在上主梁下翼缘跨中M2点, 该点静应力值为82.9 MPa, 其总应力最大值为82.9+12.0=94.9 MPa, 远小于Q235B钢材的允许应力。闸墩最大动应力的均方根值为1.11 MPa, 发生在闸墩底部d7点, 该点静应力值为0.34 MPa, 其总应力最大值的绝对值为1.11+0.34=1.45 MPa, 小于C30混凝土材料的允许应力。整体结构动应力满足抗震要求, 且有一定的安全裕度。

4.2.2加速度

加速度最大值与均方根值也是结构抗震性能的重要指标。表6给出了所有测试工况下闸门和闸墩结构的加速度最大值与均方根值。加速度测试结果表明:

(1) 实测横河向地震时闸门和闸墩加速度最大值及均方根值一般比顺河向地震时小。结合动应力测试结果, 进一步表明表明顺河向地震为不利工况。

(2) 实测闸门加速度值明显小于闸墩加速度值。这是因为闸门是通过橡皮止水与闸墩接触, 有明显的减震作用。加速度反应谱理论和工程实践均表明, 具有长周期性能的止水材料具有较好的隔震性能[4,5,6], 设计中选用止水材料时可结合抗震要求综合考虑。

(3) 闸门悬挂时, 迁安地震波作用下闸墩结构加速度沿高程分布规律见图4。闸墩各测点加速度从顶部到底部逐步减小, 闸墩底部测点加速度值接近输入的地震波幅值 (0.1 g) , 表明试验结果符合实际情况。采用拟静力法计算地震作用效应时, 水闸闸墩动态分布系数取值2.0[4], 闸门悬挂时, 顺河向地震工况下实测闸墩顶部加速度最大值为0.69 g, 对应闸墩底部加速度值0.19 g, 动态分布系数达到3.63, 明显偏大, 表明闸门悬挂对闸墩结构抗震不利。

(4) 闸门悬挂时, 闸墩主要测点的加速度值均明显大于挡水工况时, 且迁安地震波顺河向作用时, 闸墩顶部同一高度的三个测点a14、a12、a13的加速度分别为0.31 g、0.51 g、0.69 g, 表明闸墩存在明显的扭转, 这些都与悬挂于闸墩顶部闸门及牛腿的巨大质量在地震时将巨大的惯性力传递到闸墩有关。由于钢筋混凝土结构抗扭震能力较差, 在设计时应予以重视。

5结论

(1) 大跨高比平面闸门的整体振动特性近似于梁, 在采用合适的止水材料时, 各工况下都具有较好的抗震性能和安全裕度, 还存在优化设计的可能。

(2) 高耸闸墩的抗震能力较弱, 且受顶部质量与刚度变化的影响较大, 整体结构横河向刚度较大, 顺河向地震为不利工况。闸门悬挂对闸墩结构抗震不利。

(3) 大量研究实践表明, 采用完全水弹性材料进行模型制作, 对于确保试验结果的可靠性具有重要的意义, 值得在结构抗震试验中推广。

(4) 模型试验反映了结构的主要振动特性和抗震性能, 但由于地震破坏与结构的实际动力特性和场地关系密切, 建议工程建成后进行原型监测, 以确保结构的安全。

摘要：设计中的沙井河口中孔闸门具有跨高比大、自重大、悬挂运行、闸墩高耸等特点, 为保证闸门的安全运行, 在振动台上进行了该闸门完全水弹性相似模型抗震试验。试验结果表明, 无水和反向挡水时, 闸门与闸墩的前六阶自振频率分别为1.2820.15 Hz和1.655.22 Hz, 均与计算值接近。选择迁安波、ELCENTRO-NS波、TARTARZANA波作为试验用地震波, 试验中迁安地震波作用下闸门和闸墩的动应力较大, 其次为TARTARZANA波, 而ELCENTRO-NS波作用时结构的动应力最小。钢闸门最大动应力17.01 MPa, 最大加速度0.22g, 发生在TARTARZANA波沿顺河向发生时。混凝土闸墩最大动应力1.57 MPa, 最大加速度0.69g, 发生在迁安波沿顺河向发生时。顺河向地震为不利工况, 闸门悬挂对闸墩结构抗震不利。选择合适的止水材料有利于闸门减震。

关键词：平面闸门,大跨高比,水弹性模型,抗震试验

参考文献

[1]O Haszpra.Modeling Hydroelastic Vibrations[M].London:Pit-man.1979.

[2]吴杰芳, 曹晓丽, 张晓平, 等.闸门流激振动水弹性模型材料研制及其应用[J].长江科学院院报, 2002, 19 (2) :38-40.

[3]蒋寅军, 宋一乐, 王朝晖, 等.乌江思林水电站溢流坝弧形工作闸门流激振动试验[J].武汉大学学报 (工学版) .2010, 43 (4) :467-471.

[4]DL 5073-2000, 水工建筑物抗震设计规范[S].

[5]H W Shenton III, E S Holloway.Effect of stiffness variability onthe response of isolated structures[J].Earthquake engineeringand structural dynamics.2000, 29:19-36.

平面抗震 第4篇

1 结构体系

某L形平面高层住宅(见图1),短边翼缘长度l=24 m,翼缘厚度b=14,且结构的最大宽度Bmax=38 m,结构的l/b=1.7,满足规范规定的2.0,但l/Bmax=0.63,超出规范规定的0.35,属于平面不规则结构。该结构采用现浇钢筋混凝土框架—剪力墙结构,地下1层,地上18层,层高3.2 m,现浇钢筋混凝土楼面。抗震设防烈度为7度,Ⅱ类场地,设计地震分组为第一组。框架柱和剪力墙的混凝土强度等级均采用C40,剪力墙墙厚为300 mm。本模型分析计算时将地下室作为嵌固层。同时,为了下文的表述现将结构分为如图1所示的三部分。

2 结构模型和地震动

采用SAP2000三维空间有限元分析软件对上述框架—剪力墙结构进行罕遇地震作用下的弹塑性时程分析[1]。首先进行罕遇地震下的初步分析,观察塑性铰分布情况,发现剪力墙处均未出现塑性铰,即剪力墙一直处于弹性工作阶段。因此,为提高计算结构的精确性,同时考虑到在现行软件中对剪力墙进行模拟的争议,将剪力墙仍采用壳单元进行分析,而在梁、柱上仍然设置塑性铰。

弹塑性时程分析采用了El-Centro波、神户波和人工波[3],并根据抗规要求,将以上地震动的峰值调整至7度(0.10g),地区罕遇地震下的加速度峰值220 cm/s2。

3 抗震性能

表1显示在罕遇地震作用下,时程波输入方向不同导致结构两主轴方向层间位移角最大响应值的变化情况。

分析结果表明,神户波和人工波引起的结构地震反应较大,El-Centro相对较小,结构X方向的位移响应略大于Y方向的位移响应;神户波作用下结构X,Y方向层间位移角最大,分别为1/255和1/284,满足规范1/100的限值要求,说明结构在7度罕遇地震(设计基本地震加速度为0.10g)下具有良好的弹塑性变形性能,不致因薄弱层弹塑性变形集中而倒塌。

4 塑性铰的发生及分布情况

结构的弹塑性变形验算满足规范要求后,我们要进一步观察结构的塑性铰发展及分布情况。为更加直观的描述各方向输入地震波时,结构塑性铰的分布情况及发生顺序,现将塑性铰分类如下:1)短剪力墙连梁;2)长剪力墙连梁;3)短框架梁连梁;4)长框架梁连梁;5)与剪力墙相连的框架梁。按梁的布置方向分为:X方向和Y方向;将结构分为三大部分,即如图1所示的(1),(2),(3)。塑性铰的具体情况见表2。

我们可以从几个方面进行分析:从结构在罕遇地震作用下的塑性铰发生的构件来看,塑性铰首先出现在剪力墙间距较小的连梁端部,这些部位的弹塑性变形最大,其次出现在剪力墙间距略大的连梁端部,最后在与剪力墙相连的框架梁端部出现,部分框架梁在框架柱端也出现了塑性铰,但剪力墙及框架柱等主要抗侧力构件均未达到屈服点,满足“强柱弱梁”的抗震设计原则;从在整个结构中产生的部位来看,塑性铰首先是在结构拐角处,即(2)处产生,之后根据地震波输入方向的不同发生在结构的(1)处或(3)处;根据输入方向的不同,我们可以看出,沿非主轴方向输入地震波时,结构中塑性铰的产生及分布情况比沿主轴方向复杂得多。

5结语

平面不规则结构在不同方向地震作用下,其变形、塑性铰发展情况均表现出一定程度的差异。利用弹塑性时程分析可以更有效地找出平面不规则结构在罕遇地震作用下的薄弱层,特别是在地震波输入方向不同的情况下,我们可以进一步了解此类结构塑性铰的发展情况。对平面不规则结构的抗震设计,我们不能仅仅满足于抵抗主轴方向的地震作用,更应该考虑多方向地震作用下结构的受力机制

参考文献

[1]秦从律,张爱晖,钱磊.底商住宅在罕遇地震作用下的弹塑性时程分析[J].地震工程与工程震动,2006,26(1):87-90.

[2]陈瑜,龚炳年.高层建筑结构分析与设计[M].北京:地震出版社,1993:45-48.

[3]白俊昶,靳金平.时程分析用地震波选取的探讨[J].山西建筑,2007,33(3):62-63.

平面抗震 第5篇

1. 实例概况

某高层建筑结构很不规则, 项目地面上有21层, 地下共有4层, 主屋建筑共高87.2米, 裙房共有四层, 裙房屋面建筑总高15.8米;在平面布置上, 五到二十一楼为L型, 下图给出了具体的结构平面, 可以说整座建筑物在平面上非常的不规则, 高度上也属于超限类型的。不规则主要是包括了如下几个方面:扭转, 在偶然偏心扭转被具体考虑进来的基础上, 扭转的位移比为1.36, 大于1.2;第二个方面的不规则是平面凹凸, 本栋建筑标准层对应的最大偏心率为0.23, 比0.15要大;第三个方面的不规则为竖向尺寸发生了突然的改变, 和第五层相比, 第6层的水平尺寸达到了60%的缩进, 远远超过了25%;而且在楼面高度上, 前五层占据了总高度的百分之二十二, 也高过了20%。

2. 结构抗震的等级和目标

2.1 性能目标

和A级高层建筑的高度规范限值相比, 本建筑高度较小, 虽然存在规范里面对应的不宜条款, 但还没有不应条款;所在的地区在具体的抗震烈度上属于七度, 并不高, 故目标设定成等级C。具体的可以分解如下:

(1) 小震情形下, 全部构件都需要满足抗震弹性承载力。结构层对应的位移角低于1/800, 无论是所有构件对应的承载力, 还是结构整体对应的承载力都要能够达到规范的具体要求。

(2) 中度地震的条件下, 设计屈服承载力运用的方法为弹性反应谱法。按照计算获得的具体结果有如下所得:全部的竖向构件在中度地震的条件下, 能够达到不屈服的水准, 弹性层间位移角最大不能够超越1/400。

(3) 大震的条件下, 设计屈服承载力运用的方法为弹性反应谱法。按照计算获得的具体结果有如下所得:塔楼凸出来的端角柱在大震的条件下, 能够达到不屈服的水准, 弹性层间位移角最大只能达到1/200。

(4) 大震验算的具体方法为静力弹塑性。

2.2 结构对应的具体抗震等级

本建筑在抗震烈度上属于7度, 设计的过程中, 考虑的地震基本加速有0.1g, 划分到第三组之中, 特征对应的周期值是0.45s。在建筑等级上, 本建筑为A级高层, 按照对应的技术规程, 需要提升一级地下三到四层的抗震等级, 加强特殊位置的竖向构件, 据此各层对应的抗震等级如下:地下三层到地上三层的剪力墙以及框架属于一级水平的抗震;第四层到屋面对应的力墙以及框架属于二级水平的抗震;三层和四层的柱对应特一级的抗震, 5层和6层属于一级抗震。

3. 分析上部楼层的具体结构

3.1 分析的具体方法以及计算的具体内容

分析建筑结构弹性的时候, 引进了GSSAP和SATWE两种软件;计算的具体过程中, 结构性能受到程度不一样的水平作用角度的具体影响需要被考虑进来, 对中型和大型地震条件下的弹性时程以及不屈服, 借助SATWE做出具体的验算以及分析;验算弹塑性静力的时候使用了EPDA, 按照斜向以及水平作用正交对指标进行了计算。

3.2 结果

(1) 分析周期。无论是SATWE计算, 还是GSSAP计算, 都可以有如下所得:周期1、2都是平动的, 周期3是扭转的。比较扭转周期以及第1平动周期, 二者之间的比值小于0.85这个限值, 为0.807。平动周期在两方面行比较接近, 也就是运动性能没有很大的差距。

(2) 水平位移。不同水平荷载的条件下, 弹性层间位移角即使在最大的条件下, 也符合规范的具体要求。

(3) 抗剪承载力值和层间刚度的比值。伴随楼层增加, 本建筑物的侧向高度呈均匀状态的减小。不同工况条件下, 规范的具体要求都能够得到满足:刚度最小的为首层刚度, 和上一层相比, 首层的刚度仅仅是其上一层的79%, 和上面三层对应的平均刚度相比, 首层的高度是平均水平的84%;在抗剪承载力方面, 首层也是最小的, 是其上一层剪承载力的95%, 符合规范对应的具体要求。

(4) 反应谱法其余主要计算结果。计算时所选振型数满足规范要求, 剪重比均大于1.6%, 可不另作楼层地震剪力调整。刚重比大于1.4, 可通过整体稳定验算, 且由于该值大于2.7, 可不考虑重力二阶效应。框架所承担的最大倾覆弯矩比例小于50%, 底层框架承担的倾覆弯矩为45.6%, 说明本工程结构布置的剪力墙数量较为合理, 两程序在底部剪力及底部倾覆弯矩较接近, 说明其计算结果可互相印证。

(5) 弹性时程分析。计算时选取了1条程序所提供的二类场地人工波数据以及2组天然波数据, 经比对该3组波的计算结果, 均符合《高规》3.3.5条要求。

(6) 验算Pushover, 中震和大震条件下的不屈服性能。计算的过程中, 大震推覆验算是依据X、Y向展开的。结果告诉我们:推覆性能点在所有方向上对应的层间最大位移角应该要比限值小, 这样结构体系能够在大震的情况下, 具有抗震的功效。

a.X向推覆的时候, 首先在11步5层的连梁作出出铰, 接下来是12步首层框架梁端, 结构性能点在42步的时候就达到了, 60步首层柱端的时候仍需出铰;

b.Y向推覆的时候, 首先在11步5层的连梁做出出铰, 接下来是16步首层框架梁端, 结构性能点在33步的时候就达到了, 65步首层柱端的时候仍需出铰;

c.四十五度推覆的时候, 首先在11步5层的连梁做出出铰, 接下来是13步首层框架梁端, 结构性能点在28步的时候就达到了, 62步首层柱端的时候仍需出铰;

d.一百三十五度推覆的时候, 首先在11步5层的连梁做出出铰, 接下来是11步首层框架梁端, 结构性能点在38步的时候就达到了, 58步首层柱端的时候仍需出铰。

3.3 综述计算的具体结果

计算和具体的对比工作都是借助了GSSAP以及SATWE, 在计算的基础上有如下发现:数值层面上有一定的差异性, 不过无论是抗剪承载力, 还是竖向刚度, 或者是结构扭转性, GSSAP和SATWE反映出来的具体变化规律都是一致的;在如下指标上, 接近程度也比较高:结构总质量、底部剪力和倾覆弯矩以及周期;所有的差异都能够在计算假定层面行以及力学模型上获得更为合理的解释, 所以这两个软件能够发挥彼此校正, 互为印证的成效。

4. 抗震等级的主要加强措施

(1) 设计竖向构件的时候, 全都遵照中震条件下的不屈服进行具体的设计。

(2) 设计塔楼凸出端对应的具体角柱的时候, 依据的为大震条件下的不屈服。

(3) 加厚塔楼阴角处和5层全层两个方面的楼板, 加厚到150毫米的时候停止, 配筋要双向双层, 配筋率在0.25%以上。

(4) 提升部分楼层柱对应的抗震等级, 一般要有一级的提升, 3层和4层柱对应的抗震等级属于特一级, 5层和6层对应的则是一级。

(5) 6层对应的层间位移角一定不能够超过五层层间位移角的1.15倍。

(6) 从基础一直到三层, 都被看作是剪力墙在底部上的加强区, 设计首层层柱和负4层层柱的时候, 进行加强。

(7) 确定地下室对应的抗震等级, 都需要依据上部的具体结构进行。

(8) 振型数在选择的时候, 依据的质量因素应该在95%以上, 也就是说对高振型产生的具体影响要有充分的考虑。

(9) 计算的时候依照斜向以及水平正交对结构作出对应的计算, 而配筋需要依据包络结果进行。

(10) 中震条件下会有拉力产生, 对应的剪力墙端柱构造的时候要遵循特一级水平进行具体的构造。

5. 结语