高烈度区高层RC剪力墙结构隔震设计与分析

齐杰 孙建琴 赵金年 郭天伟 李让

（1.兰州交通大学 730070；2.兰州城市建设设计院 730050；3.甘肃正元建筑设计有限责任公司 武威733000）

引言

传统结构的抗震思想是通过增大构件截面、提高结构或构件的承载能力和变形能力等主要措施来改善结构本身的抗震性能。这种设计思想立足于“抗”［1］。这种以生命安全为单一设防基本目标和基于承载能力和变形能力的传统抗震设计理论设计和建造的建筑已不能满足人类社会的要求［2］。为弥补和改善传统抗震结构不足之处，隔震结构正逐渐增多。隔震技术起源于新西兰，大规模应用于日本。我国在2008年汶川地震以后开始大力推广隔震技术。随着社会经济的发展和人类需求的提高，隔震技术的应用已不局限在多层建筑，逐渐开始在高层建筑中得到应用［3］。高层隔震结构相比于多层隔震结构具有特殊性，存在一些疑难点［4］。我国隔震技术己广泛应用于多层框架结构中，而对于高层剪力墙、框剪、框筒结构体系采用隔震技术研究还存在不足，应用较少，很多方面有待深入研究。本文对九度区高层剪力墙结构进行基础隔震设计分析，讨论高层隔震结构的抗震性能。

1 工程概况

本工程采用钢筋混凝土剪力墙结构体系，丙类建筑，抗震设防烈度为9度，设计地震加速度0.4g，地震分组第三组，特征周期0.45s。上部主体16层，地下1层，地下室层高为4.0m，首层3.6m，2～15 层2.9m，顶层4.2m。建筑总长25.8m，总宽14.8m，建筑物主体高度44.5m，高宽比为3。剪力墙厚度为200mm～300mm，上部结构混凝土强度等级为C30～C40。纵向受力钢筋选用HRB300和HRB400。隔震层顶梁尺寸为500mm×1000mm、600mm×1200mm，隔震层楼板厚度为160mm，混凝土强度等级为C40。结构首层平面布置见图1。

图1 首层结构平面布置Fig.1 First floor layout

2 结构有限元模型

2.1 有限元模型建立

本工程采用YJK软件建立非隔震结构有限元模型，并将YJK模型导入到SAP2000和ETABS中。采用三种软件建立隔震结构和非隔震结构有限元模型，对上部结构预减一度进行基础隔震设计。SAP2000和ETABS模型中梁、柱采用Frame单元模拟；楼板采用Slab单元模拟；剪力墙采用Wall单元模拟。非隔震结构三维模型见图2。

图2 非隔震结构计算模型Fig.2 Calculation model of non-isolated structure

2.2 有限元模型准确性验证

将导入到SAP2000和ETABS软件的非隔震结构模型与YJK软件的非隔震结构模型进行计算对比，以验证所建模型的正确性。对比内容：总质量、周期和层间剪力，对比结果见表1～表3。

表1 非隔震结构质量对比（单位：t）Tab.1 Quality comparison of non-isolated structures （unit：t）

表2 非隔震结构周期对比（单位：s）Tab.2 Periodic comparison of non-isolated structure（unit：s）

根据表1～表3对比结果，三种软件所建计算模型的质量、自振周期、层间剪力差异较小。因此SAP2000和ETABS模型作为本工程隔震分析的有限元模型是准确的，可以真实反映结构的基本特性。

3 地震记录选取及验证

3.1 地震记录选取

根据《抗规》［5］第5.1.2 条，选取5 条实际强震记录和2条人工模拟波形。地震记录时程曲线如图3所示，地震记录持续时间见表4。

表3 非隔震结构层间剪力对比（单位：kN）Tab.3 Interlayer shear comparison of non-isolated structures （unit：kN）

表4 地震记录反应谱持续时间（单位：s）Tab.4 Earthquake record duration schedule（unit：s）

图3 7条地震记录时程曲线Fig.3 Time history curve of seven seismic record

《抗规》［5］第5.1.2 条条文说明要求：输入地震加速度时程曲线的有效持续时间，一般从首次达到该时程曲线最大峰值的10%那一刻算起，到最后一次达到最大峰值的10%为止；无论是实际的强震记录还是人工模拟波形，有效持续时间一般为结构基本周期的5～10倍。

由表4可知，有效持续时间为结构基本周期的5 倍以上，满足《抗规》［5］第5.1.2 条要求。

3.2 地震记录验证

选择的地震记录应该同时适合非隔震结构和隔震结构，地震记录的反应谱曲线在隔震结构和非隔震结构基本周期点与规范反应谱曲线点要接近，地震记录计算的结构基底剪力应满足规范要求。

1.基底剪力

基底剪力对比结果见表5。由表5可知，每条地震记录计算得基底剪力大于振型分解反应谱法计算结果的65%，7条地震记录计算得基底剪力平均值大于振型分解反应谱法计算结果的80%，满足《抗规》［5］第5.1.2 条要求。三种软件计算结果基本一致。

2.主要周期点

《抗规》［5］第5.1.2 条条文说明要求：地震记录时程曲线的平均地震影响系数曲线应与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符。7条地震记录反应谱和规范反应谱曲线如图4所示。

表5 非隔震结构基底剪力（单位：kN）Tab.5 The base shear of non-seismic structure（unit：kN）

图4 7条地震记录反应谱与规范反应谱曲线Fig.4 Seven seismic record response spectrum and canonical response spectrum curve

由图4可知，地震记录平均反应谱与规范反应谱接近，结构主要周期点上相差小于20%。

4 隔震支座选型与布置

在地下室底板下部设置一层隔震层，即隔震层顶板为地下室底板，隔震层层高2m。通过转换层（隔震层）托起地下室剪力墙，隔震支座布置在转换层框架柱底（一柱一支座），隔震支座中心与上部结构墙中心对齐。本工程共使用59个隔震支座（36个天然橡胶支座GZP和23个铅芯橡胶支座GZY），铅芯橡胶支座布置在结构平面四周，天然橡胶支座布置在内部。SAP2000和ETABS软件中隔震支座采用Rubber Isolator＋Gap单元模拟，叠层橡胶支座和铅芯橡胶支座分别采用线性隔震单元、非线性隔震单元模拟，支座平面布置见图5，两种支座本构关系见图6，支座力学性能及数量见表6。

图5 隔震支座平面布置图Fig.5 Plane layout of isolation bearing

图6 隔震支座本构关系Fig.6 Isolation bearing constitutive relation

表6 支座力学性能参数Tab.6 Bearing mechanical properties parameters

5 隔震结构地震响应分析

运用三种软件采用FNA法对隔震结构和非隔震结构进行地震作用下的动力分析，并进行比较。

5.1 隔震结构自振特性

不同软件隔震结构周期对比见表7。由表7可知，布置隔震支座后，结构周期延长了2.2倍以上，隔震前后周期计算结果差值均小于5%。隔震结构两个方向自振周期相差0.18%，未超过30%，满足《叠规》［6］第4.1.3 条要求。隔震前结构第一振型为Y向晃动，第二振型为X向晃动，第三振型为扭转；隔震后第一振型为Y向平动，第二振型以X向平动为主，第三振型为扭转。

5.2 水平向减震系数

根据《抗规》［5］第12.2.5 条，对于高层建筑水平向减震系数为设防烈度时按弹性计算得非隔震和隔震结构各层层间剪力比和倾覆力矩比两者的最大值。隔震前后结构层间剪力和倾覆力矩见图7、图8，三种软件计算结果基本一致，只列出ETABS结果。

表7 隔震结构周期对比（单位：s）Tab.7 Periodic comparison of isolated structures（unit：s）

由表8可知，水平减震系数最大为0.3740（0.27＜0.3740 ＜0.40）。由于隔震层滤波作用，隔震后X向和Y向层间剪力分别减小65%和62%。根据《抗规》［5］第12.2.5 条，水平地震影响系数αmax1＝βαmax／ψ＝0.32 × 0.3740／0.8＝0.1496。综合考虑，隔震以后水平地震影响系数最大值取0.16。隔震后上部结构地震响应可降一度（即八度），满足预定隔震目标，可进行下一步罕遇地震隔震层验算。

5.3 隔震层验算

对隔震结构进行罕遇地震作用（PGA＝400gal）时程分析，验算隔震层抗风、隔震支座面压和位移是否满足规范要求。

图7 隔震前后层间剪力比较Fig.7 Comparison of interlaminar shear forces before and after isolation

图8 隔震前后楼层倾覆力矩比较Fig.8 Comparison of floor overturning moments before and after isolation

表8 隔震前后水平向减震系数Tab.8 The horizontal damping coefficient before and after isolation

1.隔震层抗风验算

根据《抗规》［5］第12.1.3 条，风荷载下隔震层水平剪力设计值应小于隔震层总屈服力，同时风荷载标准值小于结构总重力的10%。风荷载验算见表9。

表9 隔震层风荷载验算（单位：kN）Tab.9 Checking of wind load on isolation layer（unit：kN）

由表9可知，隔震层抗风满足要求。

2.隔震支座位移

支座位移计算采用荷载组合为S＝1.0SD＋0.5SL＋ 1.0SEhk。支座水平位移根据《抗规》［5］第12.2.6条验算，支座位移分布见图9。

图9 支座水平位移分布Fig.9 Horizontal displacement distribution of isolated bearing

由图9可知，7条地震记录支座位移平均值最大为137.50mm，均小于规范的支座位移允许限值，满足规范要求。

3.隔震支座压应力

平均压应力采用荷载组合S＝1.0SD＋0.5SL，最大压应力采用荷载组S＝1.0SD＋0.5SL＋1.0SEhk＋ 0.5SEvk＝1.0SD＋ 0.5SL＋ 1.0SEhk＋0.5 ×0.2（SD＋0.5SL）。支座平均压应力和最大压应力分布情况分别见图10和图11。三种软件计算结果基本一致，结果取7条地震记录平均值。

图10 支座平均压应力分布Fig.10 Average compressive stress distribution of isolated bearing

图11 支座最大压应力分布Fig.11 Maximum compressive stress distribution of isolated bearing

由图10和图11可知：支座平均压应力最大为6.09MPa，最大压应力为11.19MPa。所有支座平均压应力均小于15MPa，最大压应力不超过30MPa，满足《抗规》［5］第12.2.3 条要求。

4.隔震支座拉应力

支座拉应力计算选用荷载组合S＝1.0SD＋0.5SL＋ 1.0SEhk－ 0.5SEvk＝1.0SD＋ 0.5SL＋1.0SEhk－0.5 ×0.2（SD＋0.5SL）。支座拉应力分布见图12。《抗规》［5］第12.2.4 条规定：隔震支座在罕遇地震的水平和竖向地震同时作用下，其拉应力不应大于1.0MPa。

由图12可知，极小面压为1.82MPa，支座均处于受压状态，未出现拉应力，满足《抗规》［5］要求。

图12 支座最大拉应力分布Fig.12 Maximum tensile stress distribution of isolated bearing

5.4 上部结构变形

结构弹性和弹塑性层间位移角根据《抗规》［5］第5.5 条和《叠规》［6］第4.4.3 条的规定执行，即多遇地震弹性层间位移角限值为1／1000，罕遇地震弹塑性层间位移角限值为1／120。多遇和罕遇地震作用7条地震记录作用下隔震结构层间位移角曲线见图13。

图13 隔震结构层间位移角Fig.13 Story drifts of isolated structure

由图13可知：多遇和罕遇地震作用下层间位移角平均值最大分别为1／2516和8／5753，层间位移角满足规范要求，变形主要集中在隔震层。多遇地震作用下隔震结构X和Y向层间位移相比非隔震结构层间位移分别减少了41.86%和33.88%，罕遇地震作用下隔震结构X和Y向层间位移相比非隔震结构层间位移分别减少了70.34%和66.48%。

6 结论

1.采用基础隔震后，结构周期延长了2.2倍多，前两阶振型呈平动型。水平向减震系数0.3740，上部结构可按八度设计。隔震层所受风荷载最大为2318.70kN，支座最大压应力为11.19MPa，支座未出现拉应力，支座位移最大为137.50mm，多遇和罕遇地震作用下隔震结构的层间位移角最大分别为1／2516和8／5753，各项指标均满足规范要求。

2.隔震后结构所受地震作用大为减小，设防地震作用下层间剪力至少减少62%；隔震后结构水平位移主要集中在隔震层，多遇和罕遇地震作用下隔震结构层间位移相比非隔震结构层间位移分别减少了33.88%和66.48%。

3.高烈度区高层RC剪力墙隔震结构隔震效果良好，结构抗震性能能够得到明显提高。