基础隔震技术在地铁上盖物业开发项目中的应用

霍 达， 李 朋， 王国波

(1. 武汉理工大学 道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室， 湖北 武汉 4300702. 中南建筑设计院股份有限公司， 湖北 武汉 430070)

我国地处地震多发带，建筑抗震一直得到国内专家的重视。传统的抗震结构在地震来临时只能保证基本的生命安全，而无法保证建筑物的使用功能。随着社会的发展，传统的抗震结构已经不能满足实际工程需要，隔震建筑越来越为人们所熟知并进行了大量工程应用。近年来，我国在隔震技术领域的发展迅速，各式各样的支座类型可供选择，比如普通橡胶支座、高阻尼橡胶支座、铅芯橡胶支座、摩擦摆隔震支座等[1]。除了设置隔震支座外，结构减震措施还有设置阻尼器消耗地震能量，以及主动控制、半主动控制等方法[2]。

随着隔震结构研究的深入，国内外专家学者总结出了许多宝贵的结论，对于隔震的学习与研究有很大帮助。Ryan等[3]提出了使用弹性时程分析得到的中值变形作为隔震系统设计变形的方法。Tsuneki等[4]提出了层间隔震结构的动力特性不仅受隔震层的刚度以及阻尼数量的影响，还受到隔震层上下结构的质量比以及刚度比影响。章雁等[5]通过对比分析大底盘隔震结构与不带底盘隔震结构的地震响应，总结出裙房对建筑隔震有一定的帮助。王丽红等[6]对基础隔震与层间隔震效果对比，通过位移，加速度、剪力的对比分析，提出基础隔震效果优于层间隔震。虽然在建筑减震方面已经取得了显著成果，但仍有许多难题值得我们继续研究。本文通过对大底盘单塔结构进行基础隔震设计，总结出采用基础隔震的结构，其自振周期明显增大，地震响应显著减小，转换层以上结构可适当降低设防烈度。

1 隔震原理

隔震结构能增大结构自振周期并远离地震动的卓越周期，避免建筑物产生共振对结构产生较大破坏，同时减小了地震力。隔震层采用刚度小、阻尼大的材料，地震来临时，隔震层产生较大变形来耗散地震能量，上部结构接近刚体运动，相对位移较小结构构件处于弹性工作状态[7]。同时，隔震支座还应该具有足够的强度与刚度来承受上部结构的重量，具有足够的初始刚度。在风荷载作用下，不会产生较大的变形从而影响人体舒适度。目前工程上应用较多的是基础隔震，但近年来对于层间隔震的研究也日趋成熟[8].

2 工程概况

本工程为某地铁上盖8层框架结构，首层层高10 m，2层层高6.2 m，3层层高3.5 m，4～8层层高3 m，建筑总高度34.7 m，其中2层为转换层，具体模型见图1，2。本工程场地类别为Ⅳ类，抗震设防烈度为7度，设计基本地震加速度值为0.15g，设计地震分组为第一组。基本风压为0.50 kN/m2，地面粗糙度为A类，属丙类建筑。

图1 计算模型

图2 转换层布置

3 隔震支座选取与布置

3.1 支座选取

支座类型有普通叠层橡胶支座与铅芯叠层橡胶支座，其中，普通叠层橡胶支座具有高弹性，抗震性能较好，但阻尼性能较低，一般与阻尼器或高阻尼的支座混合使用；铅芯叠层橡胶支座通过在普通橡胶支座中嵌入铅芯制成，具有高强度、高阻尼[9]。本工程采用基础隔震方案，考虑到经济性以及抗震性能，隔震支座选择铅芯叠层橡胶支座LRB700和普通橡胶支座LNR1000，在底层框架柱下均匀布置，其中LRB700支座布置在四周共计16个，LNR1000支座布置在中间共计8个。在Midas Gen中通过设置100 mm的一般连接单元来模拟隔震支座，支座参数见表1，具体布置方式见图3。

表1 隔震支座参数

图3 隔震支座布置

3.2 支座受压验算

根据抗规规定[10]：同一隔震层内，隔震支座竖向压应力宜均匀，且竖向平均压应力不应超过丙类建筑限值15 MPa。经过计算，重力荷载代表值(1.0恒+0.5活)下，LRB700支座最大压力为4304 kN，对应压应力为11.2 MPa；LNR1000支座最大压力11263 kN，对应压应力为14.3 MPa，支座初步选取满足要求。

4 时程分析

4.1 地震波输入

7度设防区，设计地震加速度0.15g，多遇地震下加速度最大值为0.55 m/s2，设防地震下为1.5 m/s2，罕遇地震下为3.1 m/s2。选取2条天然波EI-Centro和Taft以及1条人工生成波Artwave进行时程分析，反应谱曲线见图4 。地震波满足平均地震影响曲线与反应谱法得到的地震影响系数曲线相比，在各个周期点相差不超过20%；每条地震波时程分析得到的底部剪力不小于反应谱法的65%，多条地震波底部剪力平均值不小于反应谱法的80%，地震波选择合理。

图4 反应谱曲线

4.2 模态分析

模态分析采用Ritz向量法，计算结果取前三阶振型，分别是x向平动周期，y向平动周期以及第一扭转周期，结果见表2。隔震与非隔震结构自振周期比值分别为3.4，3.5，3.4，可以看出设置隔震支座能明显延长结构自振周期，减小结构的自振响应。

表2 非隔震结构与隔震结构自振周期 s

4.3 小震下地震响应

图5，6给出了小震下隔震与非隔震结构层间剪力对比，其中多遇地震下隔震结构x向基底剪力平均值为5102 kN，y向为4953 kN；非隔震结构x向基底剪力平均值为13288 kN，y向为12775 kN，可以看出隔震层间剪力明显减小。结构在多条地震波作用下的位移响应见图7，8，x向最大值为1/362，出现在EI波6层，y向最大值1/354，出现在人工波6层。多遇地震下，结构在3条地震波作用下均有楼层位移响应不满足规范要求(1/550)，设置隔震支座能明显减小结构位移，减小率为60%～80%,为结构提供安全储备。

图5 x向层间剪力

图6 y向层间剪力

图7 x向层间位移角

图8 y向层间位移角

4.4 中震下地震响应

设防烈度下结构层间剪力对比见图9，10，与非隔震结构相比，隔震结构层间剪力明显减少。其中，3条地震波作用下，隔震与非隔震结构层间剪力比见表3。剪力比最大值出现在底层，x向平均值为0.33，y向平均值为0.32。结构水平减震系数β可取0.33，得出修正后的水平地震影响系数最大值αmaxl=βαmax/Ψ=0.046，其中Ψ为调整系数，抗规[10]中规定：对于一般支座，取0.8。根据规范规定，当水平向减震系数β<0.4时，可适当降低上部结构抗震构造措施，但设防烈度不能超过1度，本工程可降低半度按7度0.1g设计。

图9 x向层间剪力

图10 y向层间剪力

表3 隔震与非隔震结构剪力比kN

4.5 大震下地震响应

图11，12给出了大震下结构层间位移角对比图，其中非隔震结构x向层间位移角最大值为1/77，出现在人工波作用下4层；y向最大值为1/63，出现在人工波作用下6层，均未超过规范限值(1/50)。隔震结构x向层间位移角最大值为1/442，出现在人工波作用下4层；y向最大值为1/431，出现在人工波作用下6层。与非隔震结构相比，隔震结构位移角明显减小。

图11 x向位移角

图12 y向位移角

5 隔震支座验算

规范规定，隔震支座不宜出现拉应力，当部分支座受拉时，最大拉应力不能超过1 MPa。拉应力计算采用荷载组合：1.0恒荷载±1.0水平地震作用-0.5竖向地震作用。经过验算，隔震支座拉应力最大为0.24 MPa，未超过规范限值(1 MPa)，满足要求。

罕遇地震下，隔震支座最大水平位移为374 mm，小于隔震支座0.55倍有效直径(385 mm)和橡胶层总厚度三倍(420 mm)的较小值(385 mm)。经过验算，支座选择合理。

6 修正后的αmaxl反应谱结果对比

在非隔震模型中输入αmaxl，并进行反应谱计算，可以得到隔震结构的设计结果。下面将对抗震结构与隔震结构的反应谱结果对比分析，其中抗震结构α取0.12，隔震结构取αmaxl=0.046，结果见图13～16。

图13 x向层间剪力

图14 y向层间剪力

图15 x向层间位移角

图16 y向层间位移角

通过图13，14可以看出隔震结构层间剪力明显减小，其中基底剪力最大值x向为4978 kN，y向为4986 kN，非隔震结构基底剪力最大值x向为12988 kN，y向为13008 kN，楼层剪力比为0.383。采用基础隔震得到的楼层剪力明显减小，为上部结构提供了安全保障。

图15，16给出了层间位移角计算结果，非隔震结构x向、y向均有楼层不满足规范要求。隔震结构最大层间位移角x向为1/1263，出现在4层；y向为1/1246，出现在6层，均远小于规范限值。地震作用下，上部结构可近似认为是平动的。

7 结 论

通过对带转换层的大底盘框架结构隔震分析，得出以下结论：

(1)通过有限元软件Midas模拟一般连接特性值，对框架结构进行非线性时程分析，从自振周期、层间位移角以及基底剪力多个方面说明了隔震结构的优越性。

(2)对于有刚度突变的大底盘框架结构，设置隔震支座能明显降低地震响应，周期延长为原来的3.5倍左右。

(3)隔震结构层间位移角明显小于非隔震结构，上部结构可近似认为是平动。结构水平向减震系数β为0.33，上部结构设防烈度可降半度按7度0.1g设计。

(4)对修正后的αmaxl进行反应谱分析，进一步验证了隔震结构的减震效果，上部结构可按αmaxl反应谱分析得到的结果设计。