带浮筑楼板层间隔震结构设计与抗震性能分析

2022-07-01雷传章

广东土木与建筑 2022年6期

雷传章

（广东省建筑设计研究院有限公司广州 510010）

0 引言

随着城市交通体系的开发与拓展，高烈度区域地铁、高架交通系统日趋完善，而轨交沿线建筑除面临地震风险以外，还需考虑竖向振动的影响［1］。隔震技术的发展为轨交沿线房屋受震影响缓解提供了潜在解决方案。层间隔震技术将隔震装置设置在裙楼与塔楼之间，能够降低上部结构地震响应［2］。张少雄等人［3］基于现场实测数据对西安鼓楼地铁运营条件下的振动特性进行分析，结果显示结构响应受车辆运行速度、车流密度、振源特性相关性较大，需结合鼓楼保护目标对地铁振动影响进行限制；何文福等人［4］针对轨交沿线建筑提出一种振动与地震双重控制的三向隔震支座并进行试验验证，经工程实例计算分析表明该支座抗震有效，同时可降低地铁振动10～28 dB；束伟农等人［5］对西安高烈度区某地铁上盖结构塔楼进行隔震设计和构件优化，基于弹塑性分析结果得出层间隔震技术结合构件性能化设计措施可有效保证高烈度区地铁上盖结构的抗震性能；徐飞鸿等人［6］基于MIDAS 软件对某15 层钢框架结果进行层间隔震性能分析，得出隔震后上部结构周期延长、加速度响应减小的结论；叶鹏飞等人［7］在实测地铁周边建筑竖向振动传递规律的前提下，提出一种基于钢弹簧减振器的浮筑楼板设计方案并应用于实际工程中，得到钢弹簧浮筑楼板对地铁振动加速度隔振可达85%的效果；李守继等人［8］基于钢弹簧对简化为单质点的浮筑楼板动力影响参数进行分析，并结合某地铁上方建筑进行房中房设计，并对钢弹簧支撑浮筑板有效区间进行了讨论。曹加良等人［9］对层间隔震可简化为双质点模型的适用范围进行了讨论，并结合模型质量比、周期比敏感性对简化模型振型进行了参数相关性分析，研究指出简化为双质点后每个质点所有振型参与向量和必须为一是判断双质点模型是否合理的前置条件。张晖等人［10］在上海地铁上方制作两层砖混结构实体模型，并采用不同类型橡胶支座进行隔振处理，研究表明适当隔振频率下可以将轨振控制在合理范围内，但过低隔振频率会诱发低频振动响应。研究结合某地铁沿线大底盘上盖项目需求，为提升高烈度区上盖塔楼的抗震性能，提出层间隔震与局部浮筑楼板设计方案，并进行多水准地震动时程分析。结果显示，层间隔震后塔楼周期延长、层间剪力、层加速度峰值显著降低，浮筑板竖向加速度较原楼板降低1∕3，层间隔震与浮筑板设计方案有效提升原结构抗震性能。

1 计算模型与动力方程

层间隔震分析模型示意图如图1⒜所示，上部塔楼刚度远大于隔震层可视为刚体，下部裙楼和上部塔楼可简化为两质点体系。上部结构与隔震层总质量、隔震层刚度分别为mt、kt，隔震层等效阻尼为ct，下部结构质量、刚度分别为md、kd，阻尼为cd。层间隔震体系简化为两质点后，地震作用下动力方程为：

图1 单质点计算模型Fig.1 Single Mass Point Calculation Model

式中，üt、üb、u̇t、u̇b、ut、ub分别为各质点对应的加速度、速度、位移；üg为地面加速度。局部房间采用浮筑板设计，可简化为单质点模型，其动力方程为：

式中，mb、kb分别为浮筑楼板质量、刚度；cb为阻尼；v̈b、v̇b、vb分别为浮筑板对应的加速度、速度、位移；v̈f为房间所在楼层的竖向加速度。

2 工程概况

某地铁沿线商业办公楼共6 层，一、二层为商场，层高4.5 m，3～6 层为办公区域，层高均为3.6 m。建筑所在场地为Ⅲ类、设计地震分组为第Ⅱ组，场地特征周期0.55 s，设防烈度为8度（设防地震加速度为0.2g），裙楼柱有900 mm×900 mm、700 mm×900 mm 两类，底层梁有900 mm×600 mm、700 mm×600 mm、700 mm×300 mm三类，底层板有150 mm、120 mm两类。上部办公区域结构柱700 mm×700 mm，梁700 mm×400 mm，板120 mm。下部商场恒载4.5 kN∕m2，活载3.5 kN∕m2，上部办公区域恒载及活载均为3.5 kN∕m2，隔震层设置在二层顶部，隔震层高1.6 m，计算模型如图2所示。

图2 有限元分析模型Fig.2 Finite Element Analysis Model

按照《建筑抗震设计规范（2016年版）：GB 50011—2010》［11］要求，选用Bigbear（BIG）、kobe（KOB）、人工波（REN）三条地震动进行地震动时程分析，水平与竖向输入峰值比例为1∶1∶0.8，0.2g设防烈度下加速度反应谱对比如图3 所示，设防烈度下基底剪力对比如表1 所示，经验证地震动时程满足文献［11］要求。

表1 基底剪力值对比Tab.1 The Comparison of Base Shear Values

图3 地震反应谱对比Fig.3 Comparison of Seismic Response Spectra

3 隔震方案设计

层间隔震支座布设在外加隔震层内，隔震层同步作设备层功能。铅芯橡胶支座（LRB）布置在角柱、边柱下以提高抗扭和耗能能力，橡胶支座（NRB）布置在内柱底以充分变形和提供恢复力。支座布设方案如图4所示，支座类型与支座力学参数如表2所示。

表2 水平隔震支座力学参数Tab.2 Mechanical Parameters of Horizontal Isolation Bearing

图4 水平隔震支座布置Fig.4 Layout of Horizontal Isolation Bearing

顶层局部房间由于摆放有竖向加速度敏感设备，故需要局部做浮筑楼板处理，采用钢弹簧作为隔振装置，浮筑楼板设计目标为竖向0.5 Hz，钢弹簧均匀布设于楼板下部，其力学参数如下：有效直径为800 mm，弹簧总高度为600 mm，竖向刚度为5 450 N∕m，共36个。

4 抗震性能分析

为评价层间隔震与浮筑板隔震效果，建立传统结构（TRA）与隔震结构（ISO）模型并进行地震动时程分析，结合模态、加速度、层剪力、层位移、顶层谱指标进行减震性能评价。

4.1 模态分析

两类结构自振周期对比如表3 所示，可见层间隔震后塔楼周期为2.06 s，延长至原结构的3.8 倍，表现为低阶主导振型，表明ISO 结构顶部能够避开场地特征周期，减小地震输入。

表3 模态信息Tab.3 Modal Information

4.2 水平抗震效果分析

三条地震波在0.2g、0.4g地震作用下的X向层剪力包络图如图5 所示，结果显示0.2g、0.4g加速度输入下隔震后上部塔楼剪力均小于传统结构0.2g输入下剪力。三条地震波作用下的X向层加速度峰值包络图如图6 所示，结果显示层间隔震塔楼在0.4g输入下的顶部加速度值包络在未隔震结构0.2g加速度峰值内，0.2g地震输入下隔震结构顶层峰值仅为未隔震结构的1∕2，均表明隔震技术有效。

图5 X向层剪力峰值Fig.5 Shear Peak Value of X-direction Floor

图6 X向层加速度峰值Fig.6 Peak Acceleration of X-direction Layer

三条地震波作用下X向楼层位移峰值曲线随高度变化示意图如图7 所示，结果显示未隔震结构层位移峰值随高度增加呈放大趋势，而层间隔震结构水平变形则集中在隔震层内，上部结构接近平动。设防烈度0.2g地震作用下顶层加速度反应谱对比如图8所示。结果显示低周区域内层间隔震结构顶层加速度反应谱峰值明显降低，且峰值周期由低周段向高周段移动，表明层间隔震对上部结构的减震效果显著。但在长周期区域内层间隔震结构谱值明显高于未隔震结构，表明此区域内加速度响应有放大现象。

图7 X向层位移峰值对比Fig.7 Comparison of Peak Displacement of X-direction Layer

图8 顶层加速度反应谱对比Fig.8 Comparison of Acceleration Response Spectrum of Top Floor

4.3 浮筑板减震效果分析

0.16g竖向加速度输入下，顶层局部房间进行浮筑楼板（ZISO）设计后竖向加速度峰值对比如图9所示，结果显示设置浮筑板后，楼板加速度峰值仅为原结构的1∕3。三条地震时程作用下楼板加速度反应谱对比如图10所示，结果显示浮筑楼板能够降低楼板竖向反应谱峰值平均达40%。

图9 顶层楼板竖向加速度峰值对比Fig.9 Comparison of Peak Vertical Acceleration of Top Floor Slab

图10 顶层楼板竖向加速度反应谱对比Fig.10 Comparison of Vertical Acceleration Response Spectrum of Top Floor Slab

0.2g、0.4g地震波作用下各铅芯橡胶支座滞回曲线对比如图11 所示。地震作用下LRB 支座滞回环饱满，形状保持稳定，表明耗能能力稳定，可以有效降低经隔震层输入到上部的能量。0.4g地震下各支座极大、极小面压分布如图12所示，结果显示极大压应力为9.846 MPa，小于文献［11］规定的12 MPa，最大拉应力为0.56 MPa，小于文献［11］规定的1 MPa，表明罕遇地震下隔震支座性能满足设计要求。