高位隔震技術在鐵路上蓋物業開發中的應用研究

宋懷金

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063)

1 概述

為提高鐵路土地資產運營效益和達到開發增值的目的，國家相關部門提出大力開展鐵路土地綜合開發[1-3]的要求，鐵路上蓋物業開發一般先在鐵路上方建造大空間底盤，大底盤上方建造商場或住宅，受列車運行使用的要求，上部多塔結構的豎向構件(剪力墻、框架柱)難以直接貫通落地，從而導致大底盤上下樓層剛度變化較大，產生薄弱樓層，對結構抗震極為不利。為解決大底盤與上部結構剛度突變的問題，參考國內外有關理論和工程研究，大底盤與上部多塔采用高位層間隔震的結構方案，較好地解決了剛度突變的問題，提高了結構的安全性。

高位層間隔震技術是將隔震層設置在某層柱頂或剪力墻頂[4]，國內外很多學者對高位層間隔震技術進行了深入的研究，并已經將該技術應用于實際工程，如日本25層的Shiodome sumitomo建筑，其隔震層設置在11層和12層之間，分析結果表明，采用該種結構形式可有效減小結構的地震反應；北京某地鐵樞紐站共48棟房屋采用“層間隔震”，取得了很好的技術效益；祁皚等通過大量的參數化研究，得到了隔震層阻尼比和上下部結構質量比時的優化頻率比[5-7]；周福霖等對層間隔震體系進行了詳細的理論分析[8-11]，總結了隔震層位置的高低對隔震效果的影響規律；吳從曉等對高位轉換結構體系中轉換層構件、轉換層上一層剪力墻和基底剪力墻內力過大的問題進行了詳細的分析和研究，提出了高位轉換隔震與耗能減震結構體系[12]。

上海某上蓋綜合交通樞紐，上跨正在運營的國鐵和地鐵線路，為解決高位轉換存在的抗震問題，最終確定采用高位層間隔震的結構方案。以該工程為例，詳細闡述隔震方案選取、隔震層參數確定、隔震支座選型和結構全過程分析，為以后類似工程的設計提供參考依據。

2 隔震層設計

2.1 隔震層計算模型

隔震層作為連接上、下兩部分結構的重要樓層，隔震層的設計對隔震效果起至關重要的作用，這要求隔震層需同時滿足以下要求：(1)足夠的豎向承載能力以抵抗豎向荷載(重力及地震作用產生的豎向力)；(2)較低的側向剛度以延長隔震結構的周期，使其與場地的特征周期錯開，并有效降低地震反應；(3)能提供一定阻尼，耗散地震能量，并同時避免隔震層產生過大側向變形，使隔震層在罕遇地震下也能穩定發揮作用?？紤]采用國內常用隔震支座，技術相對成熟，計算分析相對簡單，產品質量容易控制，并且考慮到橡膠支座的豎向剛度相對其他支座要小，對控制底部地鐵、鐵路造成的上部結構振動及噪聲，有一定的幫助作用，因此本項目隔震層支座主要采用普通橡膠支座+鉛芯橡膠支座進行設計，層間隔震結構簡圖[13]如圖1所示。

圖1 層間隔震結構簡圖

普通橡膠支座(RB)采用的是適合其力學特性的線彈性模型

f=kv

(1)

式中，f為橡膠支座內力；k為支座剛度；v為支座變形。

鉛芯橡膠支座(LRB)采用的是目前國內常用的計算模型[14](圖2)，此鏈接單元對于兩個剪切變形有耦合的塑性屬性，且對其他4個變形有線性的剛度屬性，對每一個剪切變形自由度，可以獨立地指定線性或非線性的行為。若2個剪切變形自由度均為非線性，耦合的力-變形關系由下式確定

(2)

圖2 鉛芯橡膠支座單元模型

對于軸向變形和3個彎曲變形，其屬性是線性屬性，在隔震支座沒有拉應力和存在拉應力時，隔震單元的軸向保持線彈性特征，在進行模擬時只需要定義該方向的有效剛度，有效剛度在整個分析過程中保持不變，豎向恢復力模型如圖3所示。

圖3 鉛芯橡膠支座豎向恢復力計算模型

2.2 隔震層參數確定2.2.1 計算模型

由于本項目隔震塔樓主要為12層和6層結構，在參數比選分析中，以一棟12層塔樓代表其余12層高塔樓，一棟6層塔樓代表其他6層高塔樓，并將底部平臺同時建模分析(圖4)，以了解隔震層參數變化對底部平臺的影響，最終同時考慮上、下兩部分結構的地震反應結果，以確定相對最優的隔震層參數，采用彈性時程分析法進行計算比較，時程波采用一條上海人工時程波SHW1(與反應譜特性基本接近)。

圖4 計算分析模型

本文采用線性時程分析方法，通過定義不同的支座線性等效側向剛度實現不同的隔震層剛度，通過對相應的隔震層模態的等效阻尼比進行分別定義，從而實現隔震層在不同的等效周期及等效阻尼下的結構響應。基于隔震結構的常見等效周期和阻尼比，選用不同等效周期和等效阻尼來進行對比分析，如表1所示。

表1 隔震層等效周期及阻尼比

根據塔樓的中心與隔震層剛心重合的原理，且隔震層支座偏心不能大于上部結構中心3%的要求，鉛芯橡膠支座布置在結構的四周，提供抗扭剛度；由于橡膠支座不能提供側向剛度，布置在結構的中間位置，各塔樓隔震支座布置如圖5、圖6所示，紅色為鉛芯橡膠支座，其余為橡膠支座。

圖5 12層塔樓隔震支座布置(紅色為LRB800)

圖6 6層塔樓隔震支座布置(紅色為LRB800)

2.2.2 計算結果

(1)首層剪力比

對應于隔震層不同的周期和阻尼比，12層塔樓和6層塔樓X、Y方向首層隔震后剪力與非隔震剪力的比值如圖7～圖10所示。

圖7 12層塔樓首層X向剪力比

圖8 12層塔樓首層Y向剪力比

圖9 6層塔樓首層X向剪力比

圖10 6層塔樓首層Y向剪力比

通過對圖7～圖10研究，可以得出如下結論：

①塔樓首層剪力隨隔震層等效阻尼比增大而減小，隨隔震層等效周期增大而減小，且變化幅值較為明顯；

②當隔震層等效周期在2.5 s以上，阻尼比大于0.15時，12層塔樓首層剪力與非隔震相比能降低至0.5倍以下，6層塔樓首層剪力與非隔震相比能降低至0.36倍以下。

(2)隔震層位移比較

對應于隔震層不同的周期和阻尼比，12層塔樓和6層塔樓隔震層層間位移如圖11～圖14所示。

圖11 12層塔樓隔震層X方向層間位移

圖12 12層塔樓隔震層Y方向層間位移

圖13 6層塔樓隔震層X方向層間位移

圖14 6層塔樓隔震層Y方向層間位移

通過對以上結果的分析，可得到如下結論：

①對比隔震層位移變化，可以看到隔震層位移隨周期增加而增大，隨阻尼比增加而減小；

②12層塔樓及6層塔樓可選用相同隔震層參數時，隔震層位移值均相差不大，說明如選用相同隔震層參數，隔震后各塔樓隔震層位移值可以較為接近。

2.2.3 隔震層參數選用

由以上結果分析可知，隔震層周期在2 s以上，對上部塔樓均有明顯的減震效果；隔震阻尼比的增加對減小隔震層上部、下部結構在地震作用下的剪力和隔震層層間位移均有幫助，但當隔震層阻尼比超過15%以后，較高的阻尼比將會給隔震層支座的選取帶來一定的難度同時也會引起費用的增加。

由于本隔震項目處于四類場地，地震作用下的隔震層位移較大，故隔震層剛度及阻尼比均不宜太小，以控制隔震層在罕遇地震下的層間位移；同時，隔震層剛度過小，將會引起大底盤地震剪力放大，對大底盤設計不利，根據分析，隔震層等效周期在2.5s時，大底盤剪力基本不放大。

綜合考慮以上因素，本項目的隔震設計目標須滿足隔震后上部塔樓剪力能夠顯著減小，隔震后底部平臺剪力不致放大，并限制隔震層的位移不超過規范限值要求；因此本項目隔震層按照等效周期2.5s左右、等效阻尼比15%以上進行設計。

2.3 隔震支座選取

根據《上海建筑抗震設計規程》(DGJ08-9-2013)第12.2.6條：對橡膠隔震支座，罕遇地震下隔震支座變形不應超過該支座有效直徑的0.5倍和支座內部橡膠層總厚度2.0倍二者的較小值。

根據前述隔震層參數分析的初步結果，對于四類場地而言，隔震支座的變形均較大，故在經濟合理的前提下優先選用大直徑橡膠支座，以滿足罕遇地震下支座最大變形要求。故擬采用的橡膠支座的橡膠層總厚度均為200 mm，最小直徑為800 mm，此時隔震層極限變形限值可達400 mm。為提供較大阻尼，鉛芯橡膠支座的鉛芯采用φ160 mm，屈服力160 kN，減少隔震層水平位移。天然橡膠材料采用常用的G4規格，剪切彈性模量為0.4 N/mm2，經換算和查閱相關資料，對φ800 mm鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座的計算參數取值如表2所示。

表2 鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座采用的計算參數

3 隔震效果分析

3.1 計算模型

整體計算分析采用通用有限元計算軟件MIDAS Gen和ETABS。底部大平臺及隔震層上部結構的梁柱單元均采用空間梁柱線單元，剪力墻和大平臺樓板采用具有平面內和平面外剛度的殼單元，隔震層上部結構樓板采用具有平面內剛度的膜單元，隔震支座采用非線性彈簧單元，計算模型如圖15所示。

圖15 整體三維計算模型

3.2 時程波選取及輸入方式

時程波選取《上海建筑抗震設計規程》(DGJ08—9—2013)附錄A提供的14條時程波曲線，其中時程波SHW1～SHW7對應的場地特征周期0.9s(SHW1～2為人工波，其余為天然波)，可用于多遇地震和設防地震的時程分析；SHW8～SHW13對應的場地特征周期為1.1 s(SHW8～SHW9為人工波，其余為天然波)，可用于罕遇地震下的時程分析。故本計算模型在彈性時程分析時選用SHW1～SHW7，并取計算結果平均值。彈塑性時程分析時采用SHW8～SHW13，地震波按三向輸入，即X∶Y∶Z=1∶0.85∶0.65或X∶Y∶Z=0.85∶1∶0.65。

3.3 隔震層上部結構

在小震作用下，12層塔樓和6層塔樓樓層剪力比較如圖16～圖19所示。

圖16 12層塔樓中震下X方向剪力

圖17 12層塔樓中震下Y方向剪力

圖18 6層塔樓中震下X方向剪力

圖19 6層塔樓中震下Y方向剪力

通過對以上圖表分析，可得如下結果：

(1)12層塔樓，X方向樓層減震系數為0.3～0.4，Y方向樓層減震系數為0.3～0.6，滿足規范要求的減震系數0.3～0.7的要求，隔震層參數和支座選取滿足設計要求，施工圖設計不需要做調整；

(2)6層塔樓，X方向樓層減震系數小于0.3，Y方向樓層減震系數為0.25～0.34，不滿足規范要求的減震系數0.3～0.7的要求，施工圖設計時，減震系數按不低于0.3取用。

3.4 隔震層3.4.1 隔震層變形驗算

在罕遇地震作用下，根據《上海建筑抗震設計規程》(DGJ08—9—2013)第12.2.6條：對橡膠隔震支座，隔震層變形限值不應超過該支座有效直徑的0.5倍和支座內部橡膠層總厚度2.0倍二者的較小值。本工程采用的橡膠支座的橡膠層總厚度均為200 mm，最小直徑為800 mm，故隔震層極限變形限值應為400 mm。各塔樓隔震與非隔震結果的時程下最大變形(由于輸入三向地震波，以下層位移取主方向和次方向的雙向組合位移值)如圖20～圖23所示。

圖20 12層塔樓罕遇地震作用下X方向位移

圖21 12層塔樓罕遇地震作用下Y方向位移

圖22 6層塔樓罕遇地震作用下X方向位移

圖23 6層塔樓罕遇地震作用下Y方向位移

由圖20～圖23可以看出，罕遇地震作用下，隔震層上部塔樓近似于平動，其中第7條時程波對隔震層的位移影響較大，隔震后隔震層變形平均值未超過400 mm，隔震層水平位移值滿足罕遇地震下變形要求。

3.4.2 隔震支座拉應力驗算

《建筑抗震設計規范》(GB50011—2011)12.2.4條規定：橡膠支座在罕遇地震的水平和豎向地震同時作用下，拉應力不應大于1 MPa。《上海建筑抗震設計規程》(DGJ08—9—2013)第12.2.4-1條規定：橡膠支座在罕遇地震的水平和豎向地震同時作用下，拉應力不應大于0.5 MPa。罕遇地震作用下，12層塔樓和6層塔樓隔震層隔震支座拉應力如圖24～圖25所示。

圖24 罕遇地震作用下12層塔樓隔震層隔震支座的拉應力

從圖24～圖25可見，12層塔樓有少數支座拉應力超過0.5 MPa，但不超過1 MPa，超出《上海建筑抗震設計規程》小于0.5 MPa的規定，參考《上海建筑抗震設計規程》12.2.4條文說明，在隔震支座拉力超過0.5 MPa位置設置了抗拉裝置。

圖25 罕遇地震作用下6層塔樓隔震層隔震支座的拉應力

4 結論

(1)高位層間隔震體系能夠解決鐵路上蓋物業開發豎向抗側力構件無法落地的問題。

(2)合理選用隔震層的等效周期和阻尼比，對隔震層支座選型、上部結構的隔震效果以及隔震層在罕遇地震作用下的變形至關重要。

(3)為避免結構發生傾覆，控制隔震層隔震支座在罕遇地震作用下的拉應力對整個結構的安全非常重要，必要時可以增加抗拉裝置和粘滯阻尼器，以減小隔震支座的拉應力。