高烈度区地铁上盖结构层间隔震设计研究

束伟农， 卢清刚， 閤东东， 赵 帆， 史炎升， 詹延杰， 呼延辰昭

(北京市建筑设计研究院有限公司， 北京 100045)

0 引言

在城市地铁上盖项目中，针对车辆段实施盖下盖上综合开发，对于城市土地资源的集约、高效利用均具有十分重要的意义[1]。将层间隔震技术应用于地铁车辆段上盖开发项目中，在上部塔楼结构和下部大底盘裙房之间增设隔震层，进行结构转换，可有效减小上部结构的地震作用。周福霖等[2]通过建立层间隔震结构两质点和多质点理论分析模型，系统地研究了层间隔震结构的减震机理。谭平等[3]通过在大底盘多塔结构中设置隔震层的基础上增设黏滞阻尼器，进行组合减隔震设计，取得了良好的经济效益。范重等[4]以两自由度模型为基础进行理论推导并总结了应用层间隔震技术时质量比、周期比等关键参数对减震效果的影响规律。

目前，针对高烈度地区的地铁车辆段上盖开发项目，应用层间隔震技术尚面临一些设计上的挑战。本文以西安某地铁车辆段上盖开发项目为工程背景，对高烈度地区地铁上盖层间隔震结构的若干关键技术难点进行介绍，以期为同类项目提供参考。

1 工程概况

西安地铁16号线沙河滩车辆段基地TOD综合开发项目位于西咸新区，东西长1 200m，南北宽300余米，项目效果图如图1所示。本项目采用一体化的开发模式，其中联合检修库盖上为住宅用地，落地区为住宅、配套商业与轨道办公用地。本项目结构设计基准期为50年，抗震设防类别为乙类，抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速度为0.20g，设计地震分组为第三组。场地类别为Ⅲ类，场地特征周期为0.65s。基本风压为0.30kN/m2。

图1 盖上建筑总体效果图

本工程涉及结构超限的区域包括东侧联合检修库、车库和盖上住宅区域，总建筑面积为35.2万m2，首层联合检修库和2层车库高度分别为12m和4.8m。车库盖上为景观花园(覆土厚度2m)和24栋住宅(通过设缝共分为9个区)，住宅首层和标准层层高均为3.15m，层数为11～14层，建筑面积16.4万m2，具体分区情况如图2所示。

图2 盖上住宅分区示意图

2 结构体系

2.1 结构体系概述

本项目库区上盖住宅的建筑体型大体呈矩形排布，采用剪力墙结构体系。首层联合检修库因柱网受轨道、工艺限制及建筑使用功能要求，只能采用框架结构，上盖住宅剪力墙结构无法落地，盖上和盖下结构竖向构件无法对齐，需要在2层车库顶板进行转换。为降低上部结构地震作用及减小盖上和盖下结构采用不同结构体系造成的不利影响，采用层间隔震设计方案。以8区为例，图3给出了结构体系的布置示意图。8区盖上范围内住宅结构体系为剪力墙结构，根据户型不同分为12层或14层，每层布置均相同，层高均为3.15m；盖下裙房(包括1层联合检修库和2层车库)与住宅之间增设一层2.2m高的隔震层，通过隔震层减小盖上塔楼结构的地震作用，同时改善转换层及盖下裙房结构的抗震性能。

图3 8区结构体系布置示意图

隔震层上部剪力墙将竖向荷载传至隔震支座，隔震层的部分隔震支座的竖向荷载可直接传至2层框架柱，但部分隔震支座下无直接落地的竖向构件，不利于结构竖向传力，需要水平构件进行转换。因此在塔楼区域下双向设置转换桁架，加强塔楼下部区域转换构件的空间作用。

表1给出了8区盖下结构的主要构件截面及材料信息，盖上剪力墙厚度均为200mm，剪力墙混凝土强度等级随层高由C40逐渐降低至C30。

2.2 结构超限分析

以8区结构为例，表2给出了此区盖下裙房结构的抗侧刚度比与抗剪承载力比的计算结果。对8区结构的不规则项进行判别，发现存在以下不规则项：1)裙房1层与2层抗侧刚度比最小值为0.4，1层抗侧刚度偏小，判定1层结构为软弱层；2)由于本项目为大底盘多塔结构，属于尺寸突变；3)1层与2层抗剪承载力比最小值为0.66，相邻层抗剪承载力变化大于80%，判定1层为薄弱层；4)结构的扭转周期比为0.95，大于限值0.9，整体存在扭转刚度较弱的情况。

8区盖下结构主要构件截面及材料信息 表1

8区盖下结构抗侧刚度比与抗剪承载力比 表2

2.3 结构设计难点

本项目结构的设计难点主要包括以下几个方面：

(1)由于下部联合检修库使用要求，上盖住宅结构的双方向剪力墙均不能落地，不满足部分框支剪力墙结构对落地剪力墙数量和倾覆力矩的要求[5-6]，盖下首层同时为软弱层和薄弱层。

(2)隔震层以下的结构中(隔震塔楼下的底盘裙房)直接支承隔震层以上结构的相关构件应满足嵌固端刚度比和隔震后设防地震的抗震承载力要求，并需要按罕遇地震进行抗剪承载力验算[5]。但本项目隔震层以下结构对隔震层以上剪力墙结构的嵌固端刚度比难以满足设计要求。

(3)地基基础设计要求高。隔震建筑地基基础的抗震验算和地基处理仍应按本地区抗震设防烈度进行[5]。

(4)采用层间隔震技术后，盖下结构罕遇地震弹塑性变形控制要求高。本项目隔震层以下地面以上的结构在罕遇地震下的层间位移角应满足限值1/100要求[5]。

2.4 应对措施

针对本项目的超限项及结构设计难点，采取如下具体应对措施：

在概念设计层面：协调建筑的平面布置尽量呈矩形，确保结构体型简单规则；抗侧力结构双向均匀布置，保证结构抗侧刚度与抗扭刚度的协调，并加强大底盘结构的抗扭刚度；调整上部剪力墙结构的塔楼层数、合理布置抗侧力构件，确保质心与刚心基本重合，减小偏心影响。

在计算分析措施层面：采用多个空间力学模型和软件对比复核；针对结构尺寸突变，进行多塔和单塔包络设计；针对结构扭转，考虑双向地震及最不利地震；盖上、盖下结构构件抗震性能化设计分级实现，对各部分结构构件进行抗震性能化包络设计；采用罕遇地震动力弹塑性时程分析验算构件性能水平；针对刚度突变和承载力突变，以首层作为软弱层和薄弱层，进行地震剪力放大，控制罕遇地震作用下结构弹塑性层间位移角满足限值1/100的要求。

在抗震构造措施层面：对大底盘转换层塔楼范围及周边一跨采取加强措施，提高抗震性能指标，框架柱内设置型钢，箍筋全高加密；转换桁架上下弦内增设型钢，适当增加转换桁架的纵向钢筋、箍筋及腰筋的配筋率，以提高其抗剪能力，控制钢斜腹杆长细比；大底盘顶层楼板板厚取300mm，隔震层顶部楼板厚度取250mm，增大转换梁的截面尺寸。

3 层间隔震设计

采用SAP2000软件对结构进行隔震设计，盖上、盖下结构及隔震层均采用三维空间模型建模。隔震支座采用非线性连接单元模拟，采用动力时程分析方法对隔震结构进行分析与设计。8区层间隔震结构的SAP2000分析模型如图4所示。

图4 8区层间隔震结构分析模型

3.1 隔震层布置

为了提高结构的减震效果，控制隔震层的变形，在塔楼底部的适当位置布置了隔震支座，形成“天然橡胶隔震支座(LNR)+铅芯橡胶隔震支座(LRB)”的混合隔震支座布置方式。铅芯橡胶隔震支座设置在塔楼外侧纵轴上，以控制隔震层的变形并减小倾覆作用，在塔楼内部纵轴上设置普通橡胶隔震支座。以8区结构为例，介绍本项目层间隔震支座布置情况，8区塔楼1～4的隔震支座布置相同，塔楼5、塔楼6的隔震支座布置相同。图5、图6分给出了8区塔楼1、塔楼5隔震支座布置。8区隔震支座的力学参数如表3所示。

图5 8区塔楼1隔震支座平面布置

图6 8区塔楼5隔震支座平面布置

隔震支座力学参数 表3

3.2 地震波

根据抗规[4]相关规定，从Ⅱ类场地、特征周期为0.65s的地震波库中选取了5组天然波及2组人工波。7组波的反应谱与规范谱、各组波的平均谱与规范谱在非隔震结构和隔震结构周期T1点的地震影响系数对比如图7所示。可以看出，所选取的7组地震波在非隔震结构与隔震结构周期T1点的地震影响系数与规范谱对应的地震影响系数的相对误差不大于20%。

图7 各组地震波反应谱与规范谱对比

3.3 中震减震系数

8区盖上塔楼1～6各层的剪力减震系数βv和弯矩减震系数βM计算结果(7组波均值，余同)如图8所示。盖下裙房结构和盖上塔楼最大剪力减震系数和最大弯矩减震系数值计算结果如表4所示。盖上塔楼隔震后的地震影响系数按下式计算：

表4 8区结构最大减震系数及地震影响系数

图8 盖上塔楼各层减震系数计算结果

(1)

式中：αmax1为隔震结构的上部结构地震影响系数；β为结构的地震作用减震系数；αmax为非隔震结构的地震影响系数；ψ为隔震支座参数变异性系数，考虑支座实际剪切性能参数与设计参数的偏差对减震系数的不利影响，其值取0.85。

根据计算结果可知，采用层间隔震技术后，对盖下裙房结构的地震剪力作用放大约11%，对盖下裙房结构的地震弯矩作用减小约19.5%。隔震后，裙房结构水平地震作用仍按8度(0.2g)进行计算。盖上各塔楼结构的最大减震系数均小于0.4，满足抗规[4]第12.2.7条的要求，因此盖上塔楼结构水平地震作用可按降低一度进行设计，其竖向地震作用及相关构造措施不降低。

3.4 支座性能验算

采用3.2节中的7组地震波，按罕遇地震水准三向输入，对隔震支座进行非线性时程分析，验算其隔震性能。表5给出了罕遇地震作用下8区盖上各塔楼隔震支座的剪力、短期极小面压与短期极大面压以及矢量位移的计算结果(7组波均值)。

由表5可知，在罕遇地震作用下，盖上各塔楼隔震支座的剪力最大值为819kN；短期极小面压最大值为0.9MPa，短期极小面压均小于1MPa；短期极大面压最小值为26.1MPa，短期极大面压均小于30MPa；各隔震支座的矢量位移最大值为347mm，小于0.55D=440mm及3Tr=450mm中的较小值(其中D为隔震支座最小直径，本工程采用隔震支座最小直径为800mm；Tr为隔震支座橡胶层最小总厚度)，满足要求。罕遇地震作用下铅芯橡胶隔震支座滞回耗能曲线饱满，其典型滞回曲线如图9所示。

罕遇地震下8区各塔楼隔震支座性能验算结果 表5

图9 罕遇地震下铅芯橡胶隔震支座典型滞回曲线

4 罕遇地震弹塑性分析

4.1 计算模型

本项目弹塑性分析软件采用非线性结构分析软件Paco-SAP，采用精细有限元模型对结构进行罕遇地震弹塑性时程分析。根据分析结果，研究层间隔震结构各关键构件在大震作用下的抗震性能，寻找结构的薄弱层或薄弱部位，并针对性地提出相应的加强措施。

4.2 结构位移

在罕遇地震作用下8区盖下裙房结构的弹塑性层间位移角分布如图10所示,其中RSN2900XY代表天然波RSN2900的主方向地震波RSN2900-X以X方向输入，次方向地震波RSN2900-Y以Y方向输入，竖向地震波 RSN2900-Z以Z方向输入，三个方向地震波峰值加速度按X向∶Y向∶Z向=1∶0.85∶0.65比例调幅；其他依此类推。盖上与盖下结构的弹塑性层间位移角最大值计算结果见表6。

图10 盖下裙房弹塑性层间位移角计算结果

由表6可知，罕遇地震作用下，盖下裙房结构最大弹塑性层间位移角为1/225(X向)和1/243(Y向)，小于限值1/100要求。盖上塔楼结构最大弹塑性层间位移角1/502(X向)和1/620(Y向)，小于限值1/120要求。

表6 8区结构最大弹塑性层角位移角计算结果

4.3 关键构件性能评价

罕遇地震弹塑性时程分析表明，地铁上盖结构采用层间隔震方案可显著改善结构在大震下的抗震性能。在罕遇地震作用下，8区首层底部框架柱出现损伤，绝大部分框架柱损伤因子小于0.12，说明刚度仅降低12%；约8%的框架柱出现轻微破坏，76%的框架柱出现轻度破坏，16%的框架柱出现中度破坏，无重度和严重破坏的框架柱。盖上剪力墙累积受压损伤主要出现在连梁位置，约65%的剪力墙处于无损坏状态，约35%剪力墙出现轻度破坏。转换层结构中，2层钢支撑在大震下均未损坏，隔震层转换梁仅为轻微损坏。隔震支座最大矢量位移为347mm，铅芯橡胶支座滞回耗能曲线饱满，所有隔震支座在罕遇地震下均处于正常工作状态。

5 结论

(1)对于高烈度抗震设防区的上部剪力墙+下部框架结构的地铁上盖开发项目，采用层间隔震技术对结构进行转换，可降低盖上盖下不同结构体系转换的设计难度。

(2)本项目采用层间隔震设计后，显著降低了盖上结构地震作用，盖上结构水平地震作用可按降低1度进行设计；但盖下裙房框架结构的地震剪力有所放大，盖下裙房结构仍按本地区抗震设防烈度进行设计。

(3)通过合理调整结构体系，采用层间隔震技术，并结合罕遇地震动力弹塑性分析等措施，可保证高烈度地区地铁上盖项目应用上部剪力墙+隔震层+下部框架结构体系的技术可行性，显著提升结构的抗震性能。