CN113010947A - 一种适用于超高层建筑天线结构的抗多灾害减振设计方法 - Google Patents

一种适用于超高层建筑天线结构的抗多灾害减振设计方法 Download PDF

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Abstract

本发明属于土木工程学科结构振动与控制领域，一种适用于超高层建筑天线结构的抗多灾害减振设计方法，建立包含天线结构的超高层建筑有限元分析模型，选取和模拟适用于目标结构的地震波和相干风荷载时程；在超高层建筑主体结构与天线结构连接处断开并设置隔震橡胶支座，通过地震和风荷载作用下的有限元分析确定支座参数；接着，在天线与主体结构顶层连接处断开，采用位移型阻尼器与将天线结构与主体结构相连，并通过抗震和抗风有限元计算确定阻尼器刚度；根据选取的隔震支座剪切刚度和位移型阻尼器刚度开展整体结构的有限元分析，计算多遇地震、罕遇地震和不同重现期风载作用下天线结构的减振效果，并验算支座剪切位移是否小于限值要求。

Description

一种适用于超高层建筑天线结构的抗多灾害减振设计方法
技术领域
本发明属于土木工程学科结构振动与控制领域，提出了一种适用于超高层建筑天线结构的抗多灾害减振设计方法。
背景技术
超高层建筑(如地标式摩天大楼、电视塔等)象征着一个国家的基础设施建造能力，且其所具备的信号传播、旅游观光、餐饮娱乐以及办公住宿等功能可以极大程度地带动经济发展。为了满足建筑外观设计和通讯等需求，高层建筑的顶端通常设置较高的天线；虽然天线属于附属结构，但如果其发生破坏会直接影响信号传输和通讯功能，并间接导致超高层建筑其他构件发生破坏，最终严重影响结构的正常使用。
在超高层建筑结构漫长的使用周期内，地震和强风是造成结构破坏最主要的两种自然灾害。超高层建筑具有柔度大、阻尼比小等特点，其地震反应和风振反应也通常较大。相对于超高层建筑的主体结构，天线结构的质量和刚度通常较小；在地震和强风外部动力荷载的作用下，鞭梢效应会导致超高层建筑的天线结构比主体结构发生幅度更大的振动。
传统的超高层建筑天线结构均与主体结构固接，这是导致天线结构发生鞭梢效应、产生大幅度振动的根源。截至目前，国内外已有很多学者对于超高层建筑天线结构的鞭梢效应机理进行了研究，然而有关于其在地震和强风作用下振动控制的相关研究却极为匮乏。因此，针对地震和强风两种动力荷载的特点，开发超高层建筑天线与主体结构的新型连接形式、提出相应的抗多灾害(地震-强风)减振设计方法，对于确保超高层建筑的安全性和正常使用功能至关重要。
发明内容
本发明旨在采用隔震支座和位移型阻尼器，改变传统的超高层建筑与天线之间固接的连接方式，通过开发新型的超高层建筑天线减隔振结构体系，提出一种适用于超高层建筑天线结构的复合型抗地震-强风多灾害减振设计方法。其技术方案是：首先，建立包含天线结构的超高层建筑有限元分析模型，选取和模拟适用于目标结构的地震波和相干风荷载时程；其次，在超高层建筑主体结构与天线结构连接处断开并设置隔震橡胶支座，通过地震和风荷载作用下的有限元分析确定支座参数；接着，在天线与主体结构顶层连接处断开，采用位移型阻尼器与将天线结构与主体结构相连，并通过抗震和抗风有限元计算确定阻尼器刚度；最后，根据选取的隔震支座剪切刚度和位移型阻尼器刚度开展整体结构的有限元分析，计算多遇地震、罕遇地震和不同重现期风载作用下天线结构的减振效果，并验算支座剪切位移是否小于限值要求。
一种适用于超高层建筑天线结构的抗多灾害减振设计方法，步骤如下：
步骤一：建立有限元分析模型，确定地震-强风输入荷载
(1)建立超高层建筑主体结构与天线结构的三维有限元分析模型，计算结构的模态信息；
(2)根据超高层建筑所在的场地信息和抗震设防水准，选取符合条件的天然地震波和人工波，最少选用天然波2条、人工波1条；根据超高层建筑所在地区的风压数据及场地要求，基于谱表示法模拟10年重现期和50年重现期的沿结构高度方向相干的风荷载；
步骤二：在天线底部设置隔震橡胶支座并进行抗多灾害参数设计
(3)将超高层建筑主体结构与天线结构连接处断开并设置隔震橡胶支座，确定在重力作用下隔震橡胶支座的最大压应力限值；然后根据隔震橡胶支座的承载力要求确定规格及参数，初步确定隔震橡胶支座的剪切刚度kb；
(4)在有限元模型中天线的底部加入隔震支座单元，确定天线结构水平减振系数β，即隔震结构与非隔震结构最大弯矩之比和隔震结构与非隔震结构最大剪力之比二者之间较大的值，设置不同隔震支座剪切刚度；
(5)采用有限元模拟方法计算多遇地震、罕遇地震、10年重现期风荷载、50年重现期风荷载作用下结构的动力响应，对比隔震结构和原结构天线顶点位移和加速度响应，根据天线结构水平减振系数β选取隔震支座刚度kb的最优值；
步骤三：在天线结构与主体结构间设置位移型阻尼器并进行抗多灾害参数设计
(6)将天线结构与主体结构顶层连接处断开，采用位移型阻尼器(如软钢阻尼器等)将天线结构与主体结构相连；
(7)将天线结构顶端与底端的相对加速度和相对位移作为天线结构的动力反应指标，设置不同位移型阻尼器刚度kd；
(8)采用有限元模拟方法计算多遇地震、罕遇地震、10年重现期风荷载、50年重现期风荷载作用下结构的动力响应，对比减振结构和原结构天线的最大相对加速度和最大相对位移反应，选取位移型阻尼器刚度kd的最优值；
步骤四：分析地震-风多灾害作用下超高层建筑天线结构的减振效果
(9)根据以上得出的最优隔震支座剪切刚度kb和最优位移型阻尼器刚度kd确定最后的减振结构设计方案，通过有限元分析验算多遇地震、罕遇地震和不同重现期风荷载作用下天线结构的减振效果，计算时程分析中得出的支座剪切位移和最大压应力以及位移型阻尼器耗能情况；
(10)验算支座剪切位移是否小于剪切位移限制，如果不满足，则需要在天线结构底部的隔震橡胶支座处设置限位装置以限制隔震橡胶支座在动力荷载作用下的最大剪切位移，满足设计要求。
依据以上整个流程，即可得出适用于超高层建筑天线结构的抗地震-风多灾害减振设计方案。
本发明的有益效果：改变传统的超高层建筑与天线之间固接的连接方式，通过在超高层建筑主体结构和天线结构之间设置隔震支座和位移型阻尼器，并基于有限元分析计算实现相关参数的优化，为实现超高层建筑天线结构抗地震-风多灾害减振设计提供技术方案。
附图说明
图1是本发明所提出方法的基本流程；
图2(a)是本发明实施例所述高层建筑的结构模型示意简图，图2(b)是本发明实施例所述高层建筑的原天线结构局部放大的示意简图，图2(c)是本发明实施例所述高层建筑减振天线结构示意简图；
图3(a)和图3(b)分别是10年重现期风荷载和50年重现期风荷载作用下减振结构和原结构天线顶点加速度时程的对比情况，图3(c)和图3(d)分别是多遇地震和罕遇地震情况下减振结构和原结构在第一条天然地震波作用下天线顶点加速度时程的对比，图3(e)和图3(f)分别是多遇地震和罕遇地震情况下减振结构和原结构在第二条天然地震波作用下天线顶点加速度时程的对比，图3(g)和图3(h)分别是多遇地震和罕遇地震情况下减振结构和原结构在人工地震波作用下天线顶点加速度时程的对比；
图4(a)和图4(b)分别是10年重现期风荷载和50年重现期风荷载作用下减振结构和原结构天线顶点相对于底部节点位移时程的对比情况，图4(c)和图4(d)分别是多遇地震和罕遇地震情况下减振结构和原结构在第一条天然地震波作用下天线顶点相对于底部节点位移时程的对比，图4(e)和图4(f)分别是多遇地震和罕遇地震情况下减振结构和原结构在第二条天然地震波作用下天线顶点相对于底部节点位移时程的对比，图4(g)和图4(h)分别是多遇地震和罕遇地震情况下减振结构和原结构在人工地震波作用下天线顶点相对于底部节点位移时程的对比。
具体实施方式
以下结合附图和技术方案，进一步说明本发明的具体实施方式。选取某一高耸电视塔结构(如图2(a)和图2(b)所示)为本发明的高层建筑实施例，该电视塔为筒中筒结构，总高448.2m，天线部分高106.9m；内筒为混凝土核心筒，外筒为钢管混凝土格构柱，天线为钢结构。本发明的基本思路如图1所示，针对本实施例开展超高层建筑天线结构的抗多灾害减振设计，具体实施方式如下：
(1)建立包含实施例主体结构与天线结构的有限元模型，计算模态信息。根据电视塔所在地区抗震设防烈度和场地类别，选取2条天然地震波和1条人工地震波；该地区抗震设防烈度为8度，多遇和罕遇地震对应的地震动峰值加速度分别为0.7m/s2和4m/s2。根据实施例电视塔所在场地的风压数据及场地要求，模拟出10年重现期和50年重现期的沿高度方向相干的风荷载；其中10年和50年重现期平均风速分别为25.3m/s和32.24m/s。
(2)在主体结构与天线结构的4个连接点处断开并相应地设置4个隔震橡胶支座(如图2(c)所示)，确定在重力作用下隔震支座的最大压应力限值；然后根据隔震支座的承载力要求选取标准化产品规格及参数，初步确定隔震支座的剪切刚度kb。在有限元模型中将主体结构和天线底部相应节点处的固定连接解除，采用支座单元连接主体结构和天线。将隔震结构与非隔震结构最大弯矩之比和隔震结构与非隔震结构最大剪力之比二者之间较大的值定义为天线结构的水平减振系数β，设置不同支座剪切刚度的分析工况(试算范围为kb-2kb)，采用有限元模拟方法计算多遇地震、罕遇地震、10年重现期风荷载、50年重现期风荷载作用下结构的动力响应，对比实施例隔震结构和原结构天线顶点位移和加速度响应，根据水平减振系数β可以得出隔震支座刚度的最优值为1400kN/m。
(3)在天线与主体结构顶层连接处断开，在两个水平方向分别采用4个对称布置的软钢阻尼器将天线与主体结构相连(如图2(c)所示)。在有限元模型中加入阻尼器连接单元，设置不同软钢阻尼器刚度kd的分析工况，并将天线顶端与底端的相对加速度和相对位移作为天线的动力反应指标。采用有限元模拟计算多遇地震、罕遇地震、10年重现期风荷载、50年重现期风荷载作用下结构的动力响应，对比实施例减振结构和原结构天线的最大相对加速度和最大相对位移反应，可以得出本实施例采用软钢阻尼器刚度的最优值为500kN/m。
(4)根据以上得出的最优隔震支座剪切刚度和最优软钢阻尼器刚度确定最后的减振结构设计方案。经验算，本实施例天线结构支座剪切位移满足要求(如不满足则需设置限位装置)。图3(a)-(h)给出了本发明所提出的天线减振结构和原结构在地震-风多灾害作用下加速度时程反应的对比；图4(a)-(h)给出了减振结构和原结构在地震-风多灾害作用下位移时程反应的对比。在10年重现期风荷载作用下，减振天线结构最大加速度和位移反应相对于原结构的减震率分别为21.87％和0.47％；在50年重现期风荷载作用下，减振天线结构最大加速度和位移反应相对于原结构的减震率分别为40.87％和7.33％；在多遇地震作用下，减振天线结构最大加速度和位移反应相对于原结构的减震率最大值为80.30％和31.72％；在罕遇地震作用下，减振天线结构最大加速度和位移反应相对于原结构的减震率最大值为81.02％和53.04％；
由对比分析可以看出，依据本发明所提出的方法可以大幅度减小高层建筑天线结构在地震-风多灾害作用下的动力反应。本发明可为高层建筑天线结构的安全性设计提供重要的技术手段。

Claims (1)

1.一种适用于超高层建筑天线结构的抗多灾害减振设计方法，其特征在于，步骤如下：
步骤一：建立有限元分析模型，确定地震-强风输入荷载
(1)建立超高层建筑主体结构与天线结构的三维有限元分析模型，计算结构的模态信息；
(2)根据超高层建筑所在的场地信息和抗震设防水准，选取符合条件的天然地震波和人工波，最少选用天然波2条、人工波1条；根据超高层建筑所在地区的风压数据及场地要求，基于谱表示法模拟10年重现期和50年重现期的沿结构高度方向相干的风荷载；
步骤二：在天线底部设置隔震橡胶支座并进行抗多灾害参数设计
(3)将超高层建筑主体结构与天线结构连接处断开并设置隔震橡胶支座，确定在重力作用下隔震橡胶支座的最大压应力限值；然后根据隔震橡胶支座的承载力要求确定规格及参数，初步确定隔震橡胶支座的剪切刚度kb；
(4)在有限元模型中天线的底部加入隔震支座单元，确定天线结构水平减振系数β，即隔震结构与非隔震结构最大弯矩之比和隔震结构与非隔震结构最大剪力之比二者之间较大的值，设置不同隔震支座剪切刚度；
(5)采用有限元模拟方法计算多遇地震、罕遇地震、10年重现期风荷载、50年重现期风荷载作用下结构的动力响应，对比隔震结构和原结构天线顶点位移和加速度响应，根据天线结构水平减振系数β选取隔震支座刚度kb的最优值；
步骤三：在天线结构与主体结构间设置位移型阻尼器并进行抗多灾害参数设计
(6)将天线结构与主体结构顶层连接处断开，采用位移型阻尼器(如软钢阻尼器等)将天线结构与主体结构相连；
(7)将天线结构顶端与底端的相对加速度和相对位移作为天线结构的动力反应指标，设置不同位移型阻尼器刚度kd；
(8)采用有限元模拟方法计算多遇地震、罕遇地震、10年重现期风荷载、50年重现期风荷载作用下结构的动力响应，对比减振结构和原结构天线的最大相对加速度和最大相对位移反应，选取位移型阻尼器刚度kd的最优值；
步骤四：分析地震-风多灾害作用下超高层建筑天线结构的减振效果
(9)根据以上得出的最优隔震支座剪切刚度kb和最优位移型阻尼器刚度kd确定最后的减振结构设计方案，通过有限元分析验算多遇地震、罕遇地震和不同重现期风荷载作用下天线结构的减振效果，计算时程分析中得出的支座剪切位移和最大压应力以及位移型阻尼器耗能情况；
(10)验算支座剪切位移是否小于剪切位移限制，如果不满足，则需要在天线结构底部的隔震橡胶支座处设置限位装置以限制隔震橡胶支座在动力荷载作用下的最大剪切位移，满足设计要求。
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