高位隔震技术在铁路上盖物业开发中的应用研究

宋怀金

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

1 概述

为提高铁路土地资产运营效益和达到开发增值的目的，国家相关部门提出大力开展铁路土地综合开发[1-3]的要求，铁路上盖物业开发一般先在铁路上方建造大空间底盘，大底盘上方建造商场或住宅，受列车运行使用的要求，上部多塔结构的竖向构件(剪力墙、框架柱)难以直接贯通落地，从而导致大底盘上下楼层刚度变化较大，产生薄弱楼层，对结构抗震极为不利。为解决大底盘与上部结构刚度突变的问题，参考国内外有关理论和工程研究，大底盘与上部多塔采用高位层间隔震的结构方案，较好地解决了刚度突变的问题，提高了结构的安全性。

高位层间隔震技术是将隔震层设置在某层柱顶或剪力墙顶[4]，国内外很多学者对高位层间隔震技术进行了深入的研究，并已经将该技术应用于实际工程，如日本25层的Shiodome sumitomo建筑，其隔震层设置在11层和12层之间，分析结果表明，采用该种结构形式可有效减小结构的地震反应；北京某地铁枢纽站共48栋房屋采用“层间隔震”，取得了很好的技术效益；祁皑等通过大量的参数化研究，得到了隔震层阻尼比和上下部结构质量比时的优化频率比[5-7]；周福霖等对层间隔震体系进行了详细的理论分析[8-11]，总结了隔震层位置的高低对隔震效果的影响规律；吴从晓等对高位转换结构体系中转换层构件、转换层上一层剪力墙和基底剪力墙内力过大的问题进行了详细的分析和研究，提出了高位转换隔震与耗能减震结构体系[12]。

上海某上盖综合交通枢纽，上跨正在运营的国铁和地铁线路，为解决高位转换存在的抗震问题，最终确定采用高位层间隔震的结构方案。以该工程为例，详细阐述隔震方案选取、隔震层参数确定、隔震支座选型和结构全过程分析，为以后类似工程的设计提供参考依据。

2 隔震层设计

2.1 隔震层计算模型

隔震层作为连接上、下两部分结构的重要楼层，隔震层的设计对隔震效果起至关重要的作用，这要求隔震层需同时满足以下要求：(1)足够的竖向承载能力以抵抗竖向荷载(重力及地震作用产生的竖向力)；(2)较低的侧向刚度以延长隔震结构的周期，使其与场地的特征周期错开，并有效降低地震反应；(3)能提供一定阻尼，耗散地震能量，并同时避免隔震层产生过大侧向变形，使隔震层在罕遇地震下也能稳定发挥作用。考虑采用国内常用隔震支座，技术相对成熟，计算分析相对简单，产品质量容易控制，并且考虑到橡胶支座的竖向刚度相对其他支座要小，对控制底部地铁、铁路造成的上部结构振动及噪声，有一定的帮助作用，因此本项目隔震层支座主要采用普通橡胶支座+铅芯橡胶支座进行设计，层间隔震结构简图[13]如图1所示。

图1 层间隔震结构简图

普通橡胶支座(RB)采用的是适合其力学特性的线弹性模型

f=kv

(1)

式中，f为橡胶支座内力；k为支座刚度；v为支座变形。

铅芯橡胶支座(LRB)采用的是目前国内常用的计算模型[14](图2)，此链接单元对于两个剪切变形有耦合的塑性属性，且对其他4个变形有线性的刚度属性，对每一个剪切变形自由度，可以独立地指定线性或非线性的行为。若2个剪切变形自由度均为非线性，耦合的力-变形关系由下式确定

(2)

图2 铅芯橡胶支座单元模型

对于轴向变形和3个弯曲变形，其属性是线性属性，在隔震支座没有拉应力和存在拉应力时，隔震单元的轴向保持线弹性特征，在进行模拟时只需要定义该方向的有效刚度，有效刚度在整个分析过程中保持不变，竖向恢复力模型如图3所示。

图3 铅芯橡胶支座竖向恢复力计算模型

2.2 隔震层参数确定2.2.1 计算模型

由于本项目隔震塔楼主要为12层和6层结构，在参数比选分析中，以一栋12层塔楼代表其余12层高塔楼，一栋6层塔楼代表其他6层高塔楼，并将底部平台同时建模分析(图4)，以了解隔震层参数变化对底部平台的影响，最终同时考虑上、下两部分结构的地震反应结果，以确定相对最优的隔震层参数，采用弹性时程分析法进行计算比较，时程波采用一条上海人工时程波SHW1(与反应谱特性基本接近)。

图4 计算分析模型

本文采用线性时程分析方法，通过定义不同的支座线性等效侧向刚度实现不同的隔震层刚度，通过对相应的隔震层模态的等效阻尼比进行分别定义，从而实现隔震层在不同的等效周期及等效阻尼下的结构响应。基于隔震结构的常见等效周期和阻尼比，选用不同等效周期和等效阻尼来进行对比分析，如表1所示。

表1 隔震层等效周期及阻尼比

根据塔楼的中心与隔震层刚心重合的原理，且隔震层支座偏心不能大于上部结构中心3%的要求，铅芯橡胶支座布置在结构的四周，提供抗扭刚度；由于橡胶支座不能提供侧向刚度，布置在结构的中间位置，各塔楼隔震支座布置如图5、图6所示，红色为铅芯橡胶支座，其余为橡胶支座。

图5 12层塔楼隔震支座布置(红色为LRB800)

图6 6层塔楼隔震支座布置(红色为LRB800)

2.2.2 计算结果

(1)首层剪力比

对应于隔震层不同的周期和阻尼比，12层塔楼和6层塔楼X、Y方向首层隔震后剪力与非隔震剪力的比值如图7～图10所示。

图7 12层塔楼首层X向剪力比

图8 12层塔楼首层Y向剪力比

图9 6层塔楼首层X向剪力比

图10 6层塔楼首层Y向剪力比

通过对图7～图10研究，可以得出如下结论：

①塔楼首层剪力随隔震层等效阻尼比增大而减小，随隔震层等效周期增大而减小，且变化幅值较为明显；

②当隔震层等效周期在2.5 s以上，阻尼比大于0.15时，12层塔楼首层剪力与非隔震相比能降低至0.5倍以下，6层塔楼首层剪力与非隔震相比能降低至0.36倍以下。

(2)隔震层位移比较

对应于隔震层不同的周期和阻尼比，12层塔楼和6层塔楼隔震层层间位移如图11～图14所示。

图11 12层塔楼隔震层X方向层间位移

图12 12层塔楼隔震层Y方向层间位移

图13 6层塔楼隔震层X方向层间位移

图14 6层塔楼隔震层Y方向层间位移

通过对以上结果的分析，可得到如下结论：

①对比隔震层位移变化，可以看到隔震层位移随周期增加而增大，随阻尼比增加而减小；

②12层塔楼及6层塔楼可选用相同隔震层参数时，隔震层位移值均相差不大，说明如选用相同隔震层参数，隔震后各塔楼隔震层位移值可以较为接近。

2.2.3 隔震层参数选用

由以上结果分析可知，隔震层周期在2 s以上，对上部塔楼均有明显的减震效果；隔震阻尼比的增加对减小隔震层上部、下部结构在地震作用下的剪力和隔震层层间位移均有帮助，但当隔震层阻尼比超过15%以后，较高的阻尼比将会给隔震层支座的选取带来一定的难度同时也会引起费用的增加。

由于本隔震项目处于四类场地，地震作用下的隔震层位移较大，故隔震层刚度及阻尼比均不宜太小，以控制隔震层在罕遇地震下的层间位移；同时，隔震层刚度过小，将会引起大底盘地震剪力放大，对大底盘设计不利，根据分析，隔震层等效周期在2.5s时，大底盘剪力基本不放大。

综合考虑以上因素，本项目的隔震设计目标须满足隔震后上部塔楼剪力能够显著减小，隔震后底部平台剪力不致放大，并限制隔震层的位移不超过规范限值要求；因此本项目隔震层按照等效周期2.5s左右、等效阻尼比15%以上进行设计。

2.3 隔震支座选取

根据《上海建筑抗震设计规程》(DGJ08-9-2013)第12.2.6条：对橡胶隔震支座，罕遇地震下隔震支座变形不应超过该支座有效直径的0.5倍和支座内部橡胶层总厚度2.0倍二者的较小值。

根据前述隔震层参数分析的初步结果，对于四类场地而言，隔震支座的变形均较大，故在经济合理的前提下优先选用大直径橡胶支座，以满足罕遇地震下支座最大变形要求。故拟采用的橡胶支座的橡胶层总厚度均为200 mm，最小直径为800 mm，此时隔震层极限变形限值可达400 mm。为提供较大阻尼，铅芯橡胶支座的铅芯采用φ160 mm，屈服力160 kN，减少隔震层水平位移。天然橡胶材料采用常用的G4规格，剪切弹性模量为0.4 N/mm2，经换算和查阅相关资料，对φ800 mm铅芯橡胶支座和普通橡胶支座的计算参数取值如表2所示。

表2 铅芯橡胶支座和普通橡胶支座采用的计算参数

3 隔震效果分析

3.1 计算模型

整体计算分析采用通用有限元计算软件MIDAS Gen和ETABS。底部大平台及隔震层上部结构的梁柱单元均采用空间梁柱线单元，剪力墙和大平台楼板采用具有平面内和平面外刚度的壳单元，隔震层上部结构楼板采用具有平面内刚度的膜单元，隔震支座采用非线性弹簧单元，计算模型如图15所示。

图15 整体三维计算模型

3.2 时程波选取及输入方式

时程波选取《上海建筑抗震设计规程》(DGJ08—9—2013)附录A提供的14条时程波曲线，其中时程波SHW1～SHW7对应的场地特征周期0.9s(SHW1～2为人工波，其余为天然波)，可用于多遇地震和设防地震的时程分析；SHW8～SHW13对应的场地特征周期为1.1 s(SHW8～SHW9为人工波，其余为天然波)，可用于罕遇地震下的时程分析。故本计算模型在弹性时程分析时选用SHW1～SHW7，并取计算结果平均值。弹塑性时程分析时采用SHW8～SHW13，地震波按三向输入，即X∶Y∶Z=1∶0.85∶0.65或X∶Y∶Z=0.85∶1∶0.65。

3.3 隔震层上部结构

在小震作用下，12层塔楼和6层塔楼楼层剪力比较如图16～图19所示。

图16 12层塔楼中震下X方向剪力

图17 12层塔楼中震下Y方向剪力

图18 6层塔楼中震下X方向剪力

图19 6层塔楼中震下Y方向剪力

通过对以上图表分析，可得如下结果：

(1)12层塔楼，X方向楼层减震系数为0.3～0.4，Y方向楼层减震系数为0.3～0.6，满足规范要求的减震系数0.3～0.7的要求，隔震层参数和支座选取满足设计要求，施工图设计不需要做调整；

(2)6层塔楼，X方向楼层减震系数小于0.3，Y方向楼层减震系数为0.25～0.34，不满足规范要求的减震系数0.3～0.7的要求，施工图设计时，减震系数按不低于0.3取用。

3.4 隔震层3.4.1 隔震层变形验算

在罕遇地震作用下，根据《上海建筑抗震设计规程》(DGJ08—9—2013)第12.2.6条：对橡胶隔震支座，隔震层变形限值不应超过该支座有效直径的0.5倍和支座内部橡胶层总厚度2.0倍二者的较小值。本工程采用的橡胶支座的橡胶层总厚度均为200 mm，最小直径为800 mm，故隔震层极限变形限值应为400 mm。各塔楼隔震与非隔震结果的时程下最大变形(由于输入三向地震波，以下层位移取主方向和次方向的双向组合位移值)如图20～图23所示。

图20 12层塔楼罕遇地震作用下X方向位移

图21 12层塔楼罕遇地震作用下Y方向位移

图22 6层塔楼罕遇地震作用下X方向位移

图23 6层塔楼罕遇地震作用下Y方向位移

由图20～图23可以看出，罕遇地震作用下，隔震层上部塔楼近似于平动，其中第7条时程波对隔震层的位移影响较大，隔震后隔震层变形平均值未超过400 mm，隔震层水平位移值满足罕遇地震下变形要求。

3.4.2 隔震支座拉应力验算

《建筑抗震设计规范》(GB50011—2011)12.2.4条规定：橡胶支座在罕遇地震的水平和竖向地震同时作用下，拉应力不应大于1 MPa。《上海建筑抗震设计规程》(DGJ08—9—2013)第12.2.4-1条规定：橡胶支座在罕遇地震的水平和竖向地震同时作用下，拉应力不应大于0.5 MPa。罕遇地震作用下，12层塔楼和6层塔楼隔震层隔震支座拉应力如图24～图25所示。

图24 罕遇地震作用下12层塔楼隔震层隔震支座的拉应力

从图24～图25可见，12层塔楼有少数支座拉应力超过0.5 MPa，但不超过1 MPa，超出《上海建筑抗震设计规程》小于0.5 MPa的规定，参考《上海建筑抗震设计规程》12.2.4条文说明，在隔震支座拉力超过0.5 MPa位置设置了抗拉装置。

图25 罕遇地震作用下6层塔楼隔震层隔震支座的拉应力

4 结论

(1)高位层间隔震体系能够解决铁路上盖物业开发竖向抗侧力构件无法落地的问题。

(2)合理选用隔震层的等效周期和阻尼比，对隔震层支座选型、上部结构的隔震效果以及隔震层在罕遇地震作用下的变形至关重要。

(3)为避免结构发生倾覆，控制隔震层隔震支座在罕遇地震作用下的拉应力对整个结构的安全非常重要，必要时可以增加抗拉装置和粘滞阻尼器，以减小隔震支座的拉应力。