某高層建筑隔震設計及地震響應探析

黃鵬云

(上海天華建筑設計有限公司廈門分公司 福建廈門 361000)

0 引言

高層結構的固有周期普遍較長，固有周期對應的地震影響系數值通常位于地震影響系數曲線的曲線下降段的末端，對高層結構施加隔震技術后，周期雖有延長，但地震影響系數值減小很少，故一般認為高層隔震結構減震效果不明顯。但實際高層隔震結構的動力分析結果表明高層隔震結構具有明顯的減震效果[8]。曲哲，葉列平等[8]通過線彈性動力時程分析和反應譜法，分析了高層建筑隔震的減震效果。分析結果表明，高層隔震結構減震效果明顯，原因主要有兩方面：一方面隔震層的設置改變了原高層抗震結構的動力特性，顯著降低了高層隔震結構的高階振型反應，實現了多振型減震；另一方面是在地震作用下隔震層發生了較大的變形，隔震層的阻尼充分發揮了耗能作用，減震效果明顯。下文以一實際高層隔震建筑為例，考察高層建筑應用隔震技術后的隔震效果。同時，下文對高層隔震結構設計的流程和隔震層的驗算內容進行了詳細分析，分析結果供類似工程的隔震設計提供參考。

1 工程概況

圖1 建筑三維效果圖

該工程位于新疆喀什，是一棟帶一層地下室的五塔商住樓。最高的14#塔樓建筑高度為70.9 m。建筑的三維效果圖，如圖1所示。抗震設防烈度為8度(0.3 g)，設計基本地震加速度0.30 g；設計地震分組：第三組；場地類別：Ⅱ類；場地特征周期：Tg= 0.45 s；50年一遇的基本風壓0.5 kN/m2。

2 隔震層位置選擇

目前國內應用較多的隔震技術有基礎隔震[4,7]和低位層間隔震[2,3,5]。隔震層初步考慮設置在地下室一層柱頂和地下室頂板頂。

隔震支座設置在地下室一層柱頂，根據《抗規》第12.2.9條的規定，地下室柱子應采用隔震結構罕遇地震下隔震層底部的內力，進行承載力驗算。地下一層柱子按照懸臂構件設計，承受上部高層傳遞下來的力，柱子斷面難以滿足剛度和承載力要求，首層柱子間需設置拉梁來增加整體剛度和減小柱底彎矩。地下室增設拉梁后，凈高降低，地下室層高需提高，造價將大幅提高。同時，隔震層設置在地下一層柱頂，需按照整體多塔計算，受力復雜且不合理。

隔震支座設置在地下室頂板，根據《抗規》第12.2.9條的規定，地下室構件按照隔震后設防地震的抗震承載力驗算。隔震層設置在地下室頂板時，地下室一層柱子受到的地震力，將遠小于隔震支座設置在地下室一層柱頂。地下室的柱子由地下室頂板、梁共同連接，形成的整體剛度將大于僅靠拉梁連接形成的整體剛度，地下室柱子斷面可滿足剛度和承載力要求。同時，將隔震層設置在地下室頂板，多塔可按照單塔計算，受力簡單且合理。

同時，本工程設有人防地下室。當隔震層設置在地下室一層柱頂時，為保證上部結構有足夠的變形，地下室外墻需斷縫處理，無法形成密閉空間，不符合人防工程規定，故最終隔震層設置在地下室頂板頂。隔震層設置在地下室頂板，多塔可按照單塔計算，受力簡單且合理。下文以14#塔樓為例，介紹高層建筑的隔震層的設計方法。

3 隔震層設計

3.1 14號塔樓工程概況

14號塔樓建筑總高度為70.9 m，地上十九層，標準層層高3.6 m，地下一層。標準層平面圖如圖2所示。14號塔樓上部結構形式為框架剪力墻結構，所在場地抗震設防烈度為8度(0.3 g)，設計基本地震加速度0.30 g；設計地震分組：第三組；場地類別：Ⅱ類；場地特征周期：Tg= 0.45 s；50年一遇的基本風壓0.5 kN/m2。

圖2 建筑標準層平面

3.2 隔震結構設計流程

14號塔樓的設計流程如圖3所示。

圖3 隔震結構設計流程示意圖

3.3 隔震目標及上部結構構件的確定

建筑應用隔震技術后，地震周期將大大延長。根據《抗規》規定，減震系數小于0.4時，上部結構可按照降低一度設計[1]。為節省工程造價，初步確定14號塔樓的減震目標為減震系數小于0.4，即上部結構按照7度0.15 g進行抗震設計。

利用YJK軟件，建立7度0.15 g下的抗震計算模型，通過計算，確定上部結構的構件截面尺寸。將截面確定后的YJK模型導入etabs軟件，用etabs自帶的Isolator1單元模擬隔震支座，etabs建立的14號塔樓的隔震計算模型如圖4所示，隔震模型中地震力按照8度0.3 g輸入。

圖4 14號塔樓隔震計算模型

3.4 隔震層驗算

3.4.1 豎向承載力驗算

根據《抗規》[1]12.2.3條規定：丙類建筑，隔震支座在重力荷載代表值的豎向壓應力，不應超過15 MPa。

通過計算，初步選用的支座直徑為φ700和φ800和φ900三種。高層建筑隔震層受到的風荷載較大，為滿足抗風要求，隔震支座暫定全部采用鉛芯橡膠隔震支座。隔震層角部和周邊的隔震支座受到的上部結構的豎向荷載較小，在罕遇地震下，周邊和角部的隔震支座承受較大的地震產生的附加壓力和附加拉力，為避免周邊隔震支座在大震下發生受拉和受壓破壞，周邊和角部的隔震支座選用較大的隔震支座。隔震層支座布置簡圖，如圖5所示。隔震支座的壓應力值如圖6所示，受壓為正。從圖6看出，隔震支座在重力荷載代表值下的壓應力均小于規范允許值。

圖5 隔震支座布置簡圖

圖6 隔震支座壓力

3.4.2 偏心率驗算

國內的規范規程對偏心率未明確給出限值，日本的“規范”則明確規定了隔震層的偏心率不應大于3%[6]。經驗算，本工程隔震層的x方向和y方向的偏心率分別為1.5%和2.0%，滿足要求。

3.4.3 隔震層抗風承載力驗算

為了避免隔震層在風荷載作用下發生屈服，《隔震規程》第4.3.4條規定：隔震結構需進行抗風驗算，抗風承載力應滿足式(1)要求：

rwVwk≤VRW

(1)

其中rw=1.4，Vwk為風荷載作用下隔震層的水平剪力標準值，VRW為抗風裝置的水平承載力設計值。

驗算過程如表1所示。從表1可以看出，該工程隔震層的抗風承載力滿足要求。

表1 隔震層抗風驗算

3.4.4 隔震系數的計算(中震下)

《抗規》12.2.5條規定：水平向減震系數，高層建筑結構，應取隔震與非隔震各層傾覆力矩的最大比值及層間剪力的最大比值的較大值取值。同時根據注1規定，采用時程分析法時，按照設計地震加速度8度0.3g輸入進行計算。選用ELcentro、Taft、唐山波1、tar-TARZANA1 、唐山波2、 tar-TARZANA 2、人工波7條波，輸入到抗震結構和隔震結構。7條波作用下抗震結構和隔震結構產生的層間，剪力平均值和傾覆力矩平均值如圖7～圖10所示。其中臨界值表示7條地震波在抗震結構的層間剪力或傾覆力矩平均值的0.4倍。

圖7 X向的樓層剪力

圖8 Y向的樓層剪力

圖9 X向的樓層傾覆力矩

圖10 Y向的樓層傾覆力矩

從圖7～圖10可以看出，隔震結構的減震系數小于0.4，上部結構可以實現降一度設計，減震目標達成。

3.4.5 罕遇地震下位移計算

《抗震規范2010版》第12.2.6條規定：隔震支座在罕遇地震下的水平位移，不應超過0.55倍支座直徑和3倍內部橡膠總厚度二者的較小值。

本工程采用隔震支座的最小有效直徑為700 mm，位移容許值為min(0.55D，3tr)。因此，隔震層最大容許位移為385 mm。隔震結構罕遇地震下隔震層最大位移為242 mm，小于385 mm，滿足要求。同時根據《抗規》第12.2.7條規定，兩相鄰隔震結構，其縫寬取最大水平位移值之和，且不小于400 mm。14號塔樓和13、15號塔樓之間的縫寬均為600 mm，且13號塔樓的最大水平位移為201 mm和198 mm，滿足要求。

3.4.6 罕遇地震下抗傾覆驗算

為了保證隔震結構在大震下不發生傾覆，《抗規》第12.2.4條第1款規定：橡膠支座在罕遇地震作用下，拉應力不應大于1 MPa，豎向壓應力不大于30 MPa。

計算支座受拉時(極小面壓)，重力產生的荷載效應有利，荷載組合為：

S=1.0SGE+1.3SEHK

(2)

計算支座受壓時(極大面壓)，荷載組合為：

S=1.2SGE+1.3SEHK

(3)

隔震支座在罕遇地震下，隔震支座極小面壓和極大面壓值如圖11～圖14所示，受壓為正。從圖11～圖14可以看出，支座應力均在規范允許值范圍內。

圖11 X向地震下極小面壓

圖12 Y向地震下極小面壓

圖13 X向地震下極大面壓

圖14 Y向地震下極小面壓

4 結論

(1)14#塔樓的隔震層進行了豎向承載力、偏心率、抗風承載力和抗傾覆驗算。驗算表明，14#塔樓的隔震層的布置，符合相關規范要求。

(2)時程分析表明，14#塔樓在8度(0.30g)罕遇地震下隔震層的最大水平位移小于規范規定的限值，表明14#塔樓隔震層具備足夠的變形能力。在設防地震下減震系數小于0.4，表明14#塔樓應用隔震技術后，隔震效果明顯。