結構隔震設計在某學校建筑中的應用

李 朝 輝

(太原市龍城發展投資有限公司，山西 太原 030002)

?

結構隔震設計在某學校建筑中的應用

李 朝 輝

(太原市龍城發展投資有限公司，山西 太原 030002)

以山西省太原市某工程為例，闡述了建筑隔震設計的流程，并對隔震和非隔震分析結果進行了對比，從分析結果可知，采用隔震技術后，大大減小了上部結構的水平地震作用，有效地減小了上部結構在地震作用下的相對變形，從而保證主體結構、非結構構件的安全，以及內部設備功能完好，以使地震后能夠正常運轉。

隔震設計，減震系數，地震波，水平位移

0 引言

1 工程概況

本工程位于山西省太原市，抗震設防烈度8度(0.2g)，設計地震分組第二組，Ⅲ類場地，特征周期0.45 s，框架結構，地下2層，地上5層，其中-1層為隔震層，建筑結構高度19.00 m，寬18.50 m，高寬比1.03，屬于乙類建筑。

2 隔震設計流程

1)隔震設計一般采用分部設計方法，即以隔震層為界分為上部結構、隔震層、下部結構，分別進行設計。

2)建立隔震和非隔震模型，非隔震模型按常規方法建立，通過在非隔震模型中的隔震層柱節點上布置隔震支座來建立隔震模型。

3)計算水平向減震系數β：對非隔震模型進行中震下的彈性時程分析；對隔震模型進行中震下的彈塑性時程分析或用FNA法；人工對比隔震模型和非隔震模型在每條地震波作用下的上部結構各樓層剪力值，所有比值中取最大值作為水平地震減震系數β。

4)求出隔震后的多遇地震的水平地震影響系數最大值αmax1。

5)在非隔震模型中輸入αmax1并進行振型分解反應譜法計算，得到上部結構的配筋結果。

6)隔震層設計包括兩部分，分別是隔震支座的驗算及隔震墊下支墩的設計。對隔震模型進行大震下彈塑性時程分析，求出各隔震支座的反力、隔震支座的拉、壓應力及位移；人工將支座拉壓應力、支座位移和規范限值比較，看是否滿足要求；用此過程得到支座反力對支墩進行配筋設計。

在市場經濟條件下，各企業之間的競爭愈演愈烈，各企業在面對如此激烈的競爭時，往往會采用各種各樣的手段來提高企業的效益，諸如采用賒銷的辦法來刺激企業產品的輸出，減少產品的滯留，也能夠使顧客更加愿意去購買相應企業的商品。然而，賒銷政策的實施，雖有利于促進銷售，但也往往會帶來客戶拖欠款的現象。企業收不回應收賬款，會給企業帶來一定的資金危機，從而使企業不能夠持續穩定地發展。因此，市場上商業競爭過大也是企業應收賬款制度現存的一個大問題。

7)對非隔震模型進行大震振型反應譜法計算，根據分析結果對隔震層以下結構進行構件的斜截面承載力驗算；對非隔震模型進行中震振型反應譜法計算，根據分析結果對隔震層以下結構進行構件的正截面承載力驗算。

8)對隔震模型進行大震彈塑性動力時程分析，判斷隔震層以下地面以上的結構在罕遇地震下的層間位移角限值是否滿足要求。

3 隔震支座布置及地震波的選取

3.1 隔震支座布置

隔震支座的布置遵循以下原則[2]：

1)乙類建筑中隔震支座平均壓應力限值應不大于12.0 MPa，同一隔震層內各個橡膠隔震支座豎向壓應力宜均勻。

2)隔震支座的極限水平變位應大于其有效直徑的0.55倍和支座內部橡膠總厚度3倍二者的較大值。

3)在罕遇地震作用下，隔震支座不宜出現拉應力，當少數隔震支座出現拉應力時，其拉應力不應大于1 MPa。

本工程隔震層由無鉛芯橡膠隔震支座和鉛芯橡膠隔震支座組成。本工程共使用了32個隔震支座，各類型支座數量及力學性能參數詳見表1和表2，隔震支座平面布置見圖1。

表1 無鉛芯隔震支座參數

3.2 計算模型的建立

本工程使用PKPM和ETABS建立隔震與非隔震結構模型，并進行計算與分析。為了校核模型的準確性，將EATBS和SATWE非隔震模型計算得到的質量、周期和層間剪力進行對比，見表3～表5。表中差值為(|ETABS-STWE|/SATWE)×100%，由對比結果可知兩模型質量、周期和層剪力都非常接近。

表3 非隔震結構質量對比

SATWE/TonETABS/Ton差值/%900089730.3

表4 非隔震結構周期對比

表5 非隔震結構地震剪力對比

3.3 地震波選取

根據《建筑抗震設計規范》5.1.2條要求，選取了滿足要求的5組實際記錄和2組人工模擬時程曲線，基底剪力對比結果如表6所示。

表6 非隔震結構基底剪力

4 隔震結構的地震反應分析

4.1 隔震結構與非隔震結構的周期對比

隔震結構與非隔震結構的周期對比見表7，采用隔震技術后，結構的周期明顯延長。

表7 隔震前后結構的周期

4.2 水平向減震系數

限于篇幅本文僅列舉了其中三條波的分析結果，層間剪力及其比值見表8和表9，由計算結果可知，安裝隔震支座后，結構層間剪力大大降低，分析得到隔震層以上結構隔震前后，層間剪力比值平均值的最大值為0.240。

表8 X向非隔震與隔震結構層間剪力及層間剪力比

表9 Y向非隔震與隔震結構層間剪力及層間剪力比

4.3 罕遇地震作用下隔震支座應力驗算

隔震支座拉應力驗算采用的荷載組合為1.0×恒荷載±1.0×水平地震-0.5×豎向地震；隔震支座壓應力驗算采用的荷載組合為1.0×恒荷載+0.5×活荷載+1.0×水平地震+0.5×豎向地震。限于篇幅本文僅選取了其中5個隔震支座的計算結果，見表10，隔震支座拉壓應力均滿足規范要求。

表10 罕遇地震下隔震支座拉應力和壓應力

4.4 罕遇地震作用下隔震支座最大水平位移驗算

隔震支座水平位移計算采用的荷載組合為1.0×恒荷載+0.5×活荷載+1.0×水平地震。限于篇幅本文僅選取了其中5個隔震支座的計算結果，詳見表11，由計算結果可知，最大水平位移231 mm，小于0.55D=330 mm及3Tr=330 mm中的較小值，滿足要求。

表11 罕遇地震各支座最大位移 m

4.5 其他

隔震設計時，還應計算的內容包括：隔震結構抗風驗算、罕遇地震下隔震層支墩、支柱及相連構件的設計、隔震層以下直接支承隔震層以上結構的相關構件在中震下的抗震承載力驗算及罕遇地震下的抗剪承載力驗算、隔震層以下地面以上的結構在罕遇地震下的層間位移角限值驗算等。限于篇幅，本文將不再贅述。

5 結語

本文對建筑結構隔震設計流程進行了簡要的介紹；本工程采用隔震設計后，結構的周期延長了3倍左右，減震系數最大值為0.24，上部結構地震作用大為減小；隔震后結構的水平位移集中在隔震層，上部結構的相對變形很小，而非隔震結構的相對變形很大，會造成上部結構的破壞；非隔震結構相比隔震結構來說，加速度放大數倍，房屋劇烈晃動，梁柱損壞，內部裝飾、設備破壞，而隔震結構的加速度大為減小，房屋緩慢平動。

[1] 蘇經宇,曾德民,田 杰.隔震建筑概論[M].北京：冶金工業出版社,2012.

[2] GB 50011—2010,建筑抗震設計規范[S].

Application of structural seismic isolating design in the school building

Li Zhaohui

(TaiyuanLongchengDevelopmentInvestmentCo.,Ltd,Taiyuan030002,China)

Taking Taiyuan engineering in Shanxi province as an example, the paper describes the building seismic isolation designing procedures, compares seismic isolating and seismic non-isolating analysis results. According the analysis results, it finds out that: through applying seismic isolating technology, it reduces the horizontal seismic action of upper structure as much as possible, effectively reduces the relative deformation of upper structure under seismic action. Therefore, it guarantees the major structure and non-major structure safety and great internal equipment, so as to realize normal operation after earthquake.

seismic-isolating design, seismic reducing coefficient, seismic wave, horizontal displacement

1009-6825(2017)15-0029-03

2017-03-15

李朝輝(1983- )，男，工程師

TU352.1

A