王曉哲

(廣州大學土木工程學院)

某地鐵上蓋學校隔震設計

王曉哲

(廣州大學土木工程學院)

隨著城市地下交通網(wǎng)絡的不斷發(fā)展，越來越多的城市擁有了地鐵。本文以某地鐵上蓋學校為例進行隔震設計，通過添加橡膠隔震支座使學校在地震作用下承受的剪力和彎矩大大地減小，以此來減輕地下地鐵對上部結構的影響，保證上部結構的安全。本文給地鐵上蓋建筑的隔震設計提供一個示例。

地鐵上蓋；隔震設計；時程分析

1　引言

隨著城市的不斷發(fā)展，中國城市的地鐵也越來越多，隨之而來的就是地鐵上蓋建筑的增加。而地鐵上蓋建筑會因受到建筑下部地鐵經(jīng)過震動的影響而對建筑造成損壞。為了避免由于地鐵經(jīng)過而對建筑造成的破壞，可以采用隔震設計，以此來減小建筑層間剪力和位移，達到對結構的保護。

本文采用有限元軟件對地鐵上蓋學校進行隔震設計，以此為例分析地鐵上建筑的隔震設計。

2　工程概況

該項目位于廣州市，工程用途是學校。設計基準期和使用年限都為50年，建筑類別為乙類，基本風壓為0.5kN/m2，風荷載體型系數(shù)為1.4，二類場地場地特征周期為0.35s，7度設防基本地震加速度為0.1g，地震分組為第一組，場地粗糙度為B類。該建筑為鋼筋混凝土框架結構，第一層為隔震層，層高1.95m，隔震層以上三層，層高分別為4.5m、4.2m、4.2m。圖1為隔震層和第一層的平面圖，圖2為第二層和第三層的平面圖。

圖1　隔震層和第一層的平面圖

圖2　第二層和第三層的平面圖

本項目利用中國建筑科學院開發(fā)的商業(yè)軟件PKPM/SATWE進行結構的常規(guī)分析和設計，利用美國CSI公司開發(fā)的商業(yè)有限元軟件ETABS的非線性版本進行常規(guī)結構分析和隔震結構的非線性時程分析。其中ETABS模型是依據(jù)PKPM的模型建立得到的。

2　隔震支座的布置和選型

結構屬于乙類建筑，根據(jù)《建筑抗震設計規(guī)范》[1]（GB50011-2010，以下簡稱《抗規(guī)》）12.2.3條規(guī)定，隔震橡膠支座在重力荷載代表值的豎向壓應力不應超過12MPa。我們依據(jù)從PKPM和ETABS中提取的豎向軸力來確定隔震橡膠支座的選型。隔震支座布置圖如圖3所示。

圖3　水平隔震支座布置圖

該結構隔震層共布置了58個橡膠隔震支座，共選擇了8個型號。其中LNR-G4-D500-Tr68-C25共18個，LRB-G4-D500-Tr68-C90共6個，LNR-G4-D600-Tr80-C30共3個，LRB-G4-D600-Tr80-C120共4個，LNR-G4-D700-Tr95-C35共3個，LRB-G4-D700-Tr95-C140共12個，LNR-G4-D800-Tr102-C40共10個，LNR-G4-D900-Tr120-C45共2個，共計58個。

3　隔震結構靜力特性計算

3.1隔震結構參數(shù)

該隔震結構參數(shù)見表1。采用隔震支座變形100%等效剛度對應的周期為1.934s，屈重比設置為2.5%。

表1　隔震結構參數(shù)

3.2隔震支座壓應力設計

該隔震結構在重力荷載代表值下支座壓應力設計值見表2。

表2　隔震支座壓應力設計值

3.3隔震支座性能設計

橡膠隔震支座性能設計值見表3。

表3　水平隔震用橡膠隔震支座設計值

3.4隔震結構偏心率

布置隔震支座后，結構X、Y方向整體偏心率計算結果參見表4。結構X向和Y向的偏心率分別為-0.04%、-0.29%，隔震結構偏心很小。

表4　隔震結構偏心率的計算

3.5隔震結構抗風計算

對隔震結構，在設計風荷載作用下，隔震結構應不產(chǎn)生水平位移，即要求隔震結構所受風荷載的設計值應小于隔震結構各支座的屈服力。表5為隔震結構風荷載驗算結果。

表5　隔震結構風荷載驗算

4　隔震結構動力計算分析

4.1地震波的選擇

該隔震建筑屬乙類建筑，按《建筑抗震設計規(guī)范》[1]（GB50011-2010）要求不少于3條地震波，本工程設計擬采用7條地震波。其中，人工合成加速度時程曲線3條，與規(guī)范地震影響系數(shù)曲線在統(tǒng)計意義上相符的強震記錄4條，如圖4所示。

圖4　七條地震波與規(guī)范反應譜的對比

4.2設防烈度地震作用下結構反應對比

隔震后結構周期由1.178增加到1.934。設防烈度地震作用下，隔震上部結構X向、Y向?qū)娱g剪力計算對比分別見表6、表7。上部結構X向、Y向傾覆彎矩計算對比分別見表8、表9。

由表6、表7計算結果可知，7度設防地震作用下，隔震結構隔震層上部層剪力與非隔震結構層剪力比最大值為0.624；由表8、表9計算結果可知，7度設防地震作用下，隔震結構隔震層上部層傾覆彎矩與非隔震結構層傾覆彎矩之比最大值為0.624。

表6　設防烈度地震下上部結構X向?qū)娱g剪力對比分析

表7　設防烈度地震下上部結構Y向?qū)娱g剪力對比分析

表8　設防烈度地震下上部結構X向地震樓層傾覆力矩對比分析

表9　設防烈度地震下上部結構Y向地震樓層傾覆力矩對比分析

表10　 7度罕遇地震下上部結構X向?qū)娱g位移角倒數(shù)（1/θ）

表11　 7度罕遇地震下上部結構Y向?qū)娱g位移角倒數(shù)1/θ

表12　 7度罕遇地震下隔震層的最大水平位移

4.3罕遇地震作用下隔震結構反應

7度罕遇地震作用下學校結構隔震后隔震層上部結構X向、Y向?qū)娱g位移角倒數(shù)分別見表10、表11。

由表10和表11可見，7度罕遇地震下，隔震后上部結構層間位移角（各波平均值）最大值為1/391。即7度罕遇地震作用下，隔震后上部結構滿足規(guī)范關于框架結構罕遇地震作用下層間彈塑性位移角1/100的限值的要求。

7度罕遇地震作用下，隔震結構隔震層的最大水平位移見表12。

《疊層橡膠支座隔震技術規(guī)程》[2]規(guī)定的隔震橡膠支座的最大容許位移為0.55Dr和3Tr中的最小值，即隔震支座最大容許位移為min{0.55Dr，3Tr}=min {0.55×500，3×68}=204mm。由表12可知，7度設防烈度罕遇地震下，隔震層最大位移滿足支座最大允許位移的要求。

4.4罕遇地震作用下隔震支座拉壓應力校核

隔震支座的面壓由長期面壓和短期面壓分別控制，長期面壓考慮了重力荷載代表值的作用。短期面壓同時考慮了水平罕遇地震的作用。長期極大面壓的軸力計算為：1.2×恒載+0.5×活+罕遇水平地震力產(chǎn)生的最大軸力+0.3×豎向地震力產(chǎn)生的軸力。隔震支座在罕遇地震下拉應力（即短期極小面壓）驗算，主要考慮的水平地震、豎向地震、恒載及活載的作用，拉力計算公式為：1.0×恒載+0.5×活載-1.0×罕遇水平地震力產(chǎn)生的最大軸力-0.5×豎向地震力產(chǎn)生的軸力。經(jīng)計算，該結構隔震支座的拉壓應力均滿足規(guī)范的要求。

5　結構設計

5.1上部結構設計

上部結構考慮豎向地震作用按原設防烈度進行驗算。上部結構抗震措施按《建筑抗震設計規(guī)范》（GB 50011-2010）可不降低樓面采用現(xiàn)澆梁板。首層樓面梁板尺寸均比一般樓面的梁板尺寸加大（可按《建筑抗震設計規(guī)范》要求厚度大于等于160mm）。

5.2下部結構及基礎設計

隔震支座的柱頭(包括隔震支座上、下柱頭)的驗算，考慮罕遇地震時地震作用以及隔震支座最大水平位移時附加彎矩的影響。依據(jù)規(guī)范《建筑抗震設計規(guī)范》（GB 50011-2010）12.2.9條和《疊層橡膠支座隔震技術規(guī)程》(CECS 126:2001)4.5.1條規(guī)定，隔震層以下結構（包括支墩，柱子，墻體，地下室等）的地震作用和抗震驗算，應按罕遇地震作用下隔震支座底部的水平剪力、豎向力及其偏心距進行驗算。依據(jù)規(guī)范《建筑抗震設計規(guī)范》（GB 50011-2010）12.2.9條的規(guī)定，隔震建筑地基基礎的抗震驗算和地基處理仍應按本地區(qū)抗震設防烈度進行。

6　結論

本文對該地鐵上蓋學校進行隔震設計，可以得到以下結論：

⑴同一建筑，采用隔振技術能有效地降低地震作用，同樣，也可以非常有效地降低由于地鐵經(jīng)過產(chǎn)生振動對結構的影響。

⑵7度設防烈度地震（0.1g）作用下，隔震結構與非隔震結構層剪力比最大值和傾覆力矩之比最大值為0.624，上部結構水平地震作用減少了40%。

⑶7度罕遇地震作用下，上部結構層間位移角最大值分別為1/391，上部結構在7度罕遇地震作用下層間位移角滿足《建筑抗震設計規(guī)范》關于框架結構層間彈塑性位移角限值的要求。

⑷7度罕遇地震作用下，隔震層最大位移滿足支座最大容許位移的要求。

⑸隔震結構雖然減小了地震力的作用，但考慮豎向地震力的影響，仍按原有設防烈度進行設計?！?/p>

[1]GB50011-2010，建筑抗震設計規(guī)范[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010.

[2]CECS 126-2001，疊層橡膠支座隔震技術規(guī)程[S].北京：中國計劃出版社，2001.