高烈度地區高層框架結構隔震設計與分析

文/陳柏宇、楊群京 云南正元安泰建設工程設計咨詢有限公司 云南昆明 650000

隔震技術是種有效的“隔離地震”的技術，通過在建筑的某一層設置隔震橡膠支座的隔震層，改變結構體系振動特性，延長結構自振周期，通過隔震層的大變形耗散了輸入結構的大部分地震作用，有效地降低上部結構的地震反應，減少上部層間剪力與層間相對變形。通常隔震結構的樓層間位移角只有非隔震結構的1/8～1/5[1]。近10年來，隔震技術在云南省高烈度區得到了較大規模的運用。

1、工程概況

本文的工程案例位于云南省普洱市，為一商業綜合體的4#棟號，地上12層商住樓，二層全埋地下室組成，建筑結構高度34.2m，寬15.7m，高寬比2.2。結構平面尺寸為46.2x15.7m，采用了鋼筋砼框架結構。普洱市抗震設防烈度為8度，地震加速度0.2g，設計分組為第三組，場地類別Ⅱ類，場地特征周期Tg=0.45s。結構安全等級為二級，結構設計基準期50年，結構使用年限50年，標準設防類。商業綜合體如圖1。

圖1 建筑效果圖

2、隔震設計方法

目前，我國隔震設計一般采用分部設計法，分為四部分：上部結構設計、隔震層設計、下部結構設計和基礎設計。簡要概括如下：

（1）上部結構：水平地震作用采用隔震以后的地震作用標準，本工程的隔震后的減震系數β為0.38，隔震后αmax降低為0.072，即按7度（0.1g）設計；隔震支座不能隔離豎向地震作用，所以與豎向地震作用相關的要求不降低（如軸壓比等）。

（2）隔震層：首先，應按豎向荷載作用下壓應力要求及隔震目標初步選擇隔震支座，并驗算應滿足罕遇地震下支座的壓應力、拉應力、位移及抗風承載力要求；其次，隔震層在地震作用下應具有足夠的承載力能力，因此應提高該層的剛度及承載力，且應控制隔震層剛度中心與質量中心的偏心率，其原因是隔震后上部結構按彈性設計，上部構件局部塑性化而帶來的扭轉振動擴大的現象不會發生，即使上部有偏心的建筑物，扭轉振動產生的影響也很小，但隔震層剛度中心與質量中心的偏心，會引起隔震結構整體的扭轉振動，隔震端部的隔震裝置會產生很大的水平變形[2]，因此偏心率不大于3%即將列入隔震規范要求[3]；最后，隔震層還應保證足夠的水平和豎向凈空空間，穿越隔震層的設備管道、樓電梯、坡道、室外出入口等均應適應地震作用下隔震層較大的水平變形要求。

（3）下部結構：本工程的下部結構即為直接支撐隔震支座的全埋地下室，按規范要求要進行設防地震的抗震承載力驗算，并按罕遇地震進行抗剪承載力驗算。

（4）基礎：地基基礎的抗震驗算不考慮隔震產生的減震效應，按本地區設防烈度進行設計，本工程即按8度（0.2g）進行基礎抗震驗算。

3、隔震設計流程及目標

以本工程為例，隔震設計的一般流程為：確定隔震層位置→初定隔震目標→上部結構設計→ETABS模型驗證（質量、周期、剪力）→布置隔震支座選擇地震動→水平減震系數計算（中震）→隔震支座剪力、軸力、位移計算（大震）→下部結構設計→基礎設計。

為不影響地下室的使用功能，本工程將隔震層設置于上部結構以下，地下室以上，高度為1.70m，這樣的結構形式概念清晰，上下均為完整的剛體中間為柔性的隔震夾層。隔震設計目標可將隔震后的水平地震作用大致歸納為比非隔震時降低半度、一度和一度半三個檔次，可以根據當地的設防烈度、場地條件、上部結構規則性以及質量和剛度分布均勻性來初步確定上部結構計算所采用的水平地震作用。本工程初定隔震目標為降低一度。

4、隔震設計要點

4.1 隔震分析手段

隔震設計分析一般為小、中、大震三階段的分析。以本工程為例，該三階段的分析均可用ETABS軟件實現。對于帶鉛芯橡膠支座（LRB）具有非線性特質，常用的恢復力模型有雙線性模型和Wen-Bone滯回模型，ETABS中可用“Isolator1”及“Gap”單元分別模擬隔震支座的水平及豎向剛度。采用隔震后的上部結構為處于彈性狀態，橡膠支座為非線性狀態，此時可采用FNA方法（Fast Nonlinear Analysis，快速非線性分析方法），此方法適用于含有有限數量的非線性單元但結構主體保持彈性的時程分析，其計算速度快，計算結果精度可信。

4.2 隔震支座型號選擇

本工程結構屬于丙類建筑，按《建筑抗震設計規范》（以下簡稱《抗規》）第12.2.3條，橡膠隔震支座壓應力限值15Mpa。先按單柱下的豎向軸力值可初步估算隔震支座的大小，然后再按《抗規》規范復核隔震支座在罕遇地震作用下，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1MPa及支座水平位移限值應小于其有效直徑的0.55倍和各橡膠層總厚度3倍二者的較小值。本工程共使用了49個支座（10套LRB500、25套LRB600、14套LNR500），支座平面布置詳圖2。

圖2 隔震支座平面布置圖

4.3 地震波的選取（小震）

地震波可按《抗規》5.1.2條在小震下進行合理地選擇，并滿足一定的統計要求，本工程選取了2條人工波及5條自然波。圖3給出了7條時程曲線及平均擬合反應譜與規范反應譜對比的結果。

4.4 減震系數計算（中震）

水平向減震系數β反應了隔震建筑上部結構地震作用的降低程度，可按《抗規》第12.2.5條計算確定，另按《建筑抗震設計規范理解與應用》P176頁關于減震系數計算的說明“計算隔震與非隔震兩種情況的層間剪力，宜采用基本設防水準下地震作用進行時程分析”。本工程采用FNA法，在中震下對隔震與非隔震結構輸入地震波，進行時程分析。由分析結果可知，首先，隔震后相比非隔震的自振周期明顯延長，比對詳表1，且X、Y向兩個方向基本周期差值較小，滿足《疊層橡膠支座隔震技術規程》相關規定；其次，隔震后的上部結構的最大樓層剪力只有非隔震結構的30%左右。上部結構層間剪力比最大值為0.380，層傾覆力矩比最大值為0.321，由此取水平向減震系數β為0.380，計算得隔震后水平地震影響系數最大值αmax1為0.072，即上部結構可按7度（0.1g）進行設計。

圖3 時程反應譜與規范反應譜曲線對比

表1 隔震前后周期對比

4.5 隔震支座設計（大震）

如前4.2節所述，首先應復核在大震下隔震支座的拉應力及水平位移值，并滿足《抗規》相關規定要求。本工程大震下支座的最大拉應力0.16Mpa，均小于1Mpa。大震下支座最大水平位移X，Y向分別為235，231mm，均小于0.55D=275mm（D為最小隔震支座直徑，本工程采用隔震支座最小直徑為500mm）及3Tr=276mm（Tr為最小隔震支座的橡膠層總厚度）中的較小值，滿足《抗規》要求。

其次根據《抗規》12.1.3條，采用隔震的結構風荷載的產生的總水平力不宜超過結構總重力的10%，本結構風荷載的產生的總水平力為4109KN，總重力為110527kN，滿足要求。

最后本工程經計算的隔震層偏心率X向為1.01%，Y向為0.86%，均小于3%，隔震層不會有過大的扭轉。

5、隔震構造要求

隔震層還應保證足夠的水平和豎向凈空空間，應能保證適應大震作用下隔震層較大的水平變形要求，設計采取了如下措施：

1）上部結構及電梯井等位置周邊設置了豎向隔離縫，縫寬為400mm，隔離縫的蓋板采用可滑移做法。2）上部結構和下部結構之間，應設置完全貫通的水平隔離縫，縫高取20mm，并用柔性材料填充。3）隔震層設備管線采用柔性連接，保證有一定的變形能力。

結語：

本文通過一高烈度區隔震工程實例，簡要介紹了隔震設計的方法、流程及設計注意要點。案例工程采取隔震技術后，實現了延長了整個結構體系的自振周期，減少了層間剪力與層間相對變形的目標，達到預期防震要求，隔震技術在高烈度地區具有良好的運用前景。本文介紹的隔震設計方法可供類似設計參考。