大底盤雙塔層間隔震結構加速度響應研究

崔俊偉

（中國中元國際工程有限公司，北京 100089）

0 引言

大底盤多塔結構是一種被廣泛應用于地鐵上蓋的結構體系。相較于一般鋼筋混凝土結構，地鐵上蓋結構具有底盤尺寸大、底盤豎向構件分布不均、底盤首層高度大、轉換結構和多塔結構等特點。層間隔震體系是一種新型的隔震結構形式，隔震層將整體結構分為上部隔震結構與下部抗震結構兩部分，屬于“硬抗”與“軟隔”兩種方式的結合。

祁皚等［1］通過建立層間隔震結構動力模型分析發現，位置較低時，上部加速度與下部位移無明顯變化，與基礎隔震機理相似。周福霖等［2］通過對層間隔震結構進行參數優化發現，隨著隔震層位置下移，減震機理由TMD過渡為基礎隔震。隔震層位置越低，上部結構的減震效果越明顯，而下部子結構的加速度響應有放大現象。高劍平等［3］從隨機振動理論出發，建立了基于能量的分段隔震參數優化方法，通過對多參數進行分析，得到了隔震層與總能量比值的規律。曹加良等［4］研究了雙質點系簡化模型的動力特性和地震響應對參數的敏感性。杜曉磊等［5］研究了近斷層脈沖地震作用下基礎隔震體系動力響應。相關研究主要集中于此類結構在地震下的力和位移響應，對加速度響應的研究較少，加速度控制是保證結構在地震中正常使用的重要手段，有必要對此類結構的加速度響應規律進行探究，并對加速度響應的控制進行研究。

文中首先介紹了大底盤雙塔結構的上下部結構之間關系、體量、構件截面及隔震支座參數及布置原則等信息，隨后采用ETABS軟件運用彈性時程法對結構的加速度響應進行分析，探究了此類結構的加速度響應規律，之后針對下部結構加速度響應較大的情況，提出了解決此問題的方法，并通過變換隔震支座參數研究了隔震層剛度對結構加速度的影響。

1 工程概況

地鐵上蓋建筑由下部大底盤與蓋上塔樓組成。大底盤首層主要功能為列車檢修庫，層高為12m；2層為小汽車庫，層高為6m。大底盤采用鋼筋混凝土框架結構，在塔樓投影范圍內的框架柱與大跨度轉換梁采用型鋼混凝土構件。上部兩棟塔樓均為8層，塔樓長度均為36.0m，寬度均為16.8m，采用鋼筋混凝土剪力墻結構，地鐵上蓋結構見圖1，塔樓及下部結構的構件尺寸見表1、表2。

圖1 地鐵上蓋模型

表1 塔樓剪力墻規格

表2 下部結構截面規格mm

在底盤與塔樓之間設置隔震層形成層間隔震結構，工程選用普通橡膠支座（LNR）和鉛芯橡膠支座（LRB）兩種類型的隔震支座。普通橡膠支座的水平剪切剛度接近線彈性，阻尼比為0.01～0.02；鉛芯橡膠支座的水平剪切剛度為雙線性，阻尼比為0.20左右，隔震支座布置見圖2。為了改善結構的抗扭性能，將20個鉛芯橡膠墊沿周邊布置，7個普通疊層橡膠墊布置在中間。隔震墊在長期荷載作用下的面壓不大于15MPa，在罕遇地震作用下的面壓不大于30MPa，隔震支座參數見表3。

表3 隔震支座參數

圖2 隔震支座布置圖（單位：mm）

文中模型采用ETABS軟件進行建模計算，下部結構為框架結構，梁柱采用桿單元模型，樓板采用殼單元；上部結構采用剪力墻結構，墻肢、連梁和樓板采用殼單元，框架梁為桿單元；隔震支座均采用Rubber Isolator與Gap單元共同模擬豎向拉壓非線性剛度，LNR為水平向線性，LRB具有水平向非線性屬性。

擬建場地8度設防，地震基本加速為0.2g，設計地震分組第二組，Ⅲ類場地，場地特征周期Tg=0.55s，地震影響系數αmax=0.45。選用兩條天然波與一條人工波進行彈性時程分析，經驗算該地震波滿足相關規范［6］的要求，時程曲線與反應譜對比見圖3，小震峰值加速度為70cm/s2，中震峰值加速度為200cm/s2，大震峰值加速度為400cm/s2，計算結構為3條地震波的包絡值。

圖3 時程曲線與反應譜對比

2 加速度響應

對層間隔震結構和非隔震結構進行了小中大震下的彈塑性分析，通過對比得出隔震結構加速度的響應特征，加速度響應見圖4～圖6，其中樓層0對應數值代表基底地震輸入加速度，樓層1～2層為大底盤，樓層3為隔震層，5～11層為上部剪力墻。

圖4 小震下隔震和非隔震結構加速度響應

圖5 中震下隔震和非隔震結構加速度響應

圖6 大震下隔震和非隔震結構加速度響應

由圖3可以看出，在使用隔震技術后，小震下上部結構的加速度由1598mm/s2降至429mm/s2，加速度減震率為73.2%，下部結構的加速度由1097mm/s2降至904mm/s2，加速度減震率為17.6%;由圖4可以看出，在使用隔震技術后，中震下上部結構的加速度由4565mm/s2降至1057mm/s2，加速度減震率為76.8%，下部結構的加速度由3062mm/s2增至3189mm/s2，加速度減震率為-4.15%；由圖5可以看出，在使用隔震技術后，大震下上部結構的加速度由9131mm/s2降至2036mm/s2，加速度減震率為77.7%，下部結構的加速度由6125mm/s2增至6879mm/s2，加速度減震率為-12.3%。

由此可得，隨著地震作用的增大，上部結構的加速度響應隨之增大，采用隔震技術后，上部結構的加速度減震率增大，下部結構的加速度響應也增加，但是采用隔震技術后，加速度減震率逐漸減小，在中震及大震下，下部結構的加速度出現增大現象，對結構的加速度控制形成不利影響。

3 隔震層剛度對加速度響應的影響

3.1 變參數模型的建立

由文中分析可知，在采用層間隔震技術后，大底盤雙塔結構上部結構的加速度得到顯著抑制，地震作用的提高對其加速度減震效率有著有利影響；而下部結構的加速度在采用隔震后增大，且隨著地震作用的增大，加速度減震效率逐漸降低。在通過調整參數，使層間隔震結構的上部及下部結構的加速度響應均小于非隔震結構。

相關研究表明，對于此類結構，上下部結構的質量比和剛度比是影響減震效率的關鍵參數。對于一般結構，上下結構的質量比基本確定，通過增減塔樓數量改變結構的質量比經濟性較差；而上部結構的周期通常由隔震層的剛度決定，改變隔震層剛度可實現較小代價來改變結構周期比的目的。

通過調整隔震支座的剛度為原模型支座的0.5、0.75、1.25和1.5倍進行剛度的參數變化，分別建立剛度比為0.5、0.75、1、1.25和1.5的模型，驗算其在小中大震下的加速度響應，從而驗證隔震層剛度對于此類結構加速度響應的規律。

3.2 變參數模型的模擬結果

由圖7～圖9可看出，上部結構的加速度響應隨著剛度比的增大而增大。當剛度比從0.5增至1.5，小震上部結構的加速度由329mm/s2增至543mm/s2，增幅為65.0%，中震上部結構的加速度由733mm/s2增至1706mm/s2，增幅為132.7%，大震上部結構的加速度由1540mm/s2增至3715mm/s2，增幅為141.2%。下部結構的加速度響應規律：當剛度比從0.5增至1.5，小震下部結構的加速度由978mm/s2降至921mm/s2，降幅為5.83%，中震下部結構的加速度由3256mm/s2降至3165mm/s2，降幅為2.8%，大震下部結構的加速度由6966mm/s2降至6859mm/s2，降幅為1.54%。

圖7 小震下隔震和非隔震結構加速度響應

圖8 中震下隔震和非隔震結構加速度響應

圖9 大震下隔震和非隔震結構加速度響應

由此可得，增大隔震層剛度對此類結構加速度響應為，上部結構加速度增大，且隨著地震力的增大，加速度增幅加大，但上部結構的加速度幅值仍未超過地面輸入加速度；下部結構的加速度隨著隔震層剛度增大而減小，地震力增大，加速度降幅減小。因此，增大隔震層剛度對協調上下部結構的加速度起到有利作用，上部結構加速度雖增大，但并未超過地面運動加速度，下部結構的加速度得到有效遏制。

4 結語

采用ETABS軟件進行了隔震和非隔震結構在不同地震作用下的響應規律總結，文中對不同隔震層剛度的模型進行了分析，得出如下結論：

（1） 層間隔震技術可有效控制上部結構的加速度，對抑制下部結構的加速度影響較小，且地震力增大，加速度會出現放大現象。

（2） 增大隔震層剛度，上部結構加速度放大，加速度量級及增幅在可接受的范圍內，下部結構的加速度得到有效控制。