林志波

(北京城建設計發(fā)展集團股份有限公司廈門分公司 福建廈門 361000)

隔震技術在地鐵上蓋建筑結構中的應用分析

林志波

(北京城建設計發(fā)展集團股份有限公司廈門分公司 福建廈門 361000)

由于空間條件的限制等因素，地鐵結構按照傳統(tǒng)的抗震設計難以達到使用要求，各城市地鐵工程正逐漸嘗試將減隔震技術運用到地鐵上蓋結構中。為研究隔震技術應用于地鐵上蓋結構的減震效果，對廈門某地鐵車輛基地上蓋結構進行了隔震設計，基于ETABS有限元軟件，建立隔震與非隔震結構模型并對兩種模型進行結構動力分析，結果表明：相對于非隔震結構，隔震結構的自振周期明顯延長，隔震前后各層層間剪力比值不大于35.13%，各層層間傾覆力矩比值不大于32.73%。在大震作用下隔震層水平位移249mm且小于限值。隔震結構最大層間位移角為1/295，隔震支座最大拉應力為0.77MPa,均小于限值。因此，隔震技術應用于地鐵上蓋結構滿足安全性和可靠性要求，具有良好的減震效果。

隔震技術；基礎隔震；地鐵上蓋結構；ETABS

1 概述

近幾十年來，隔震是逐漸應用于建筑結構已比較完善的一種技術。所謂“隔震”，就是在上部結構與基礎或結構標準層之間設立隔震層，阻斷地震作用向上傳遞，延長結構的自振周期，避開地震主要作用頻帶對結構主體的影響，從而降低結構的地震反應，達到更高的設防要求，保證結構安全?？紤]隔震層位置將隔震體系分為基隔和層隔這兩種。所謂基隔是隔震層位于主體結構與下部或基礎之間，主要適用于主體結構體系剛度較大的建筑，也是目前國內應用最多的隔震形式[1-2]。

層隔是將隔震層設置在建筑物某層(下部幾層)進行地震反應控制，隔震層的設置較為靈活，便于滿足建筑和使用方面的要求[2]。對于隔震技術應用于地鐵上蓋物業(yè)開發(fā)，多為層間隔震，國內也有其研究案例，其中一些已得到了工程應用。截止2015年年底，國內已竣工的地鐵上蓋隔震結構工程有8個，分別是：深圳前海車輛段工程、深圳蛇口車輛段工程、北京平西府車輛段工程、北京八王墳車輛段工程、杭州七堡車輛段工程、香港將軍澳車輛段工程和南京大學城工程[3-8]。

同濟大學石廣[3,6]通過ETABS軟件對一棟7層大平臺框架結構進行層間隔震設計，減震效果良好，但隔震裝置布置單一，對于隔震支座的布置優(yōu)化仍有待研究。丁永君、趙明陽、李進軍對天津某地鐵上蓋高層結構進行層間隔震設計，滿足安全性、可靠性要求，但隔震層下部結構減震效果不明顯。

圖2 四～十四層標準層平面圖

本文按照工程實例設計了底部框架+小汽車庫層設置轉換層+上部框架剪力墻以及底部框架+小汽車庫層設置轉換層+隔震層+上部框架剪力墻兩種結構布置方案。選用大型通用有限元ETBAS軟件建模并分析兩種結構布置方案的動力響應，并將EATBS軟件和常用的國內結構計算SATWE軟件對非隔震模型計算得到的質量、周期和層間剪力進行對比，以驗證ETABS建模的準確性，同時考慮了結構抗風要求以及隔震層的偏心率對結構的影響。

1 工程概況

該工程屬地為福建省廈門市，抗震設防烈度7度(0.15g)，設計地震分組第三組，III類場地，場地特征周期0.65s，場地基本風壓為0.8kN/m2。工程效果如圖1所示。

運用庫上蓋面積為102 590m2，其上設置一層小汽車庫層和多棟十二～十四層的高層住宅，以及附屬配套建筑，總建筑面積288 639m2，車庫建筑面積為90 020m2，住宅建筑為196 119m2，附屬配套建筑面積為2 500m2。其中四～十四層標準層平面如圖2所示，剖面如圖3所示，建筑結構高度40.9m，寬14.4m，高寬比2.84。屬于標準設防類，丙類建筑。結構設計依據(jù)GB50011-2010建筑抗震設計規(guī)范，本文簡稱《10版抗規(guī)》。

圖1 某地鐵車輛基地效果圖

圖3 四～十四層標準層剖面圖

運用庫上高層住宅采用框支—框架剪力墻結構體系，運用庫及小汽車庫框架、框支框架抗震等級為二級、抗震構造措施等級為一級，上部結構框架抗震等級為三級、抗震構造措施等級為二級，剪力墻抗震等級為二級、抗震構造措施等級為一級，按《10版抗規(guī)》要求，對于7度0.15g地區(qū)建筑隔震后的抗震措施不降低。運用庫主要柱網為12.6m×8.4m，按照多層民用建筑標準的荷載標準值設計，結構構件設計信息如表1所示。

表1 結構構件設計信息

2 隔震設計與考慮

2.1 結構隔震方案選擇

該工程的建筑和結構特點有：①建筑平、立面的設計基本規(guī)整；②經初步驗算，按抗震設計的結構基本周期1.597s，整體剛度較大；③高寬比為2.84(40.9m/14.4m)，小于4的要求[1]；④場地基本風壓大，風荷載滿足小于建筑總質量的10%的要求[1]。以上這些特點表明了該工程適合應用隔震技術，采用層間隔震方案實施。隔震層布置在汽車庫層頂上的轉換層和上部結構之間。

本文僅介紹了小汽車庫層上主樓下設置隔震層的轉換方式，也考慮過基礎隔震和柱頂隔震的方案。

對于基礎隔震，由于運用庫內存在檢查坑使得地梁無法拉結，無法滿足隔震構造要求，對該工程并不適用。對于柱頂隔震，一方面，該工程為大底盤結構，若采用柱頂隔震會增加較多的隔震支座，并不經濟；另一方面軌道限界要求和隔震支座設置構造要求，需適當增大層高，對于本身就是平臺上的上蓋開發(fā)，其景觀、交通、管線設置等更難于協(xié)調布置。

2.2 結構模型建立

運用庫層高為10.0m，小汽車庫層層高為5.0m，隔震層層高為2.0m，首層住宅層高為3.2m，其余各層層高均為2.9m，總高度為57.9m。建模采用了傳統(tǒng)抗震和層間隔震兩種方案。計算模型如圖4所示。

圖4 計算模型圖

方案一結構布置如下：結構采用底部框架+小汽車庫層設置轉換層+上部框架剪力墻的結構形式，運用庫和小汽車庫為大底盤框架結構，計算時考慮單塔和多塔的包絡設計，對于單塔，由于塔樓間距離較近，按主樓外擴一跨作為相關范圍進行驗算。如圖5所示，屬于超限結構并需進行抗震性能化設計，性能目標為：

(1)大平臺柱、框支柱：中震正截面承載力彈性、斜截面承載力彈性；大震正截面承載力不屈服、斜截面承載力彈性。

(2)轉換梁：中震正截面承載力彈性、斜截面承載力彈性；大震正截面承載力不屈服、斜截面承載力不屈服。

(3)大平臺梁、底部加強部位剪力墻：中震正截面承載力不屈服、斜截面承載力彈性。

(a)

(b)圖5 方案一結構布置示意圖

方案二結構布置如下：結構采用底部框架+小汽車庫層設置轉換層+隔震層+上部框架剪力墻的結構形式，如圖6所示，屬于超限結構，需進行抗震性能化設計，性能目標為：

(1)大平臺柱、框支柱：中震正截面承載力彈性、斜截面承載力彈性；大震正截面承載力不屈服、斜截面承載力彈性。

(2)轉換梁：中震正截面承載力彈性、斜截面承載力彈性；大震正截面承載力不屈服、斜截面承載力不屈服。

(3)大平臺梁：中震正截面承載力不屈服、斜截面承載力彈性。

(a)

(b)圖6 方案二結構布置示意圖

采用ETBAS軟件進行結構模型建立，同時用YJK軟件(盈建科有限元分析軟件)對非隔震普通設計模型進行建模，對比兩種軟件所建立的普通抗震設計模型質量、周期和層間剪力(振型分解法)，結果如表1～表3所示。對整體結構進行建模，隔震橡膠支座都由兩種連接單元來模擬，分別是Isolator1和Gap。

表1 非隔震結構質量對比

表2 非隔震結構周期對比

表3 非隔震結構地震剪力對比

從表1～表3的結果表明，ETABS模型與YJK模型的結構質量、前三階周期和各層間剪力差異不大，ETABS軟件建立的結構模型具有充分的真實性和準確性。

2.3 隔震支座選取與布置

2.3.1 平面布置與參數(shù)設計

根據(jù)《10版抗規(guī)》第12.2.3條，隔震支座豎向壓應力不應超過丙類建筑的限值15MPa。為此，布置6套LRB700支座、16套LRB500支座以及12套LRB500支座。具體平面布置方案如圖7所示。本工程上蓋結構為框架剪力墻結構，剪力墻墻下設置轉換梁，采用柱下隔震支座的做法。所選用隔震支座規(guī)格與力學性能參數(shù)如表4～表5所示。

圖7 隔震層布置圖

表4 隔震支座型號和規(guī)格

表5 隔震支座力學性能參數(shù)

2.3.2 結構偏心率與抗風設計要求

日本、美國和我國臺灣的設計規(guī)范規(guī)定隔震層的偏心率≤3%。隔震層計算結果為：X方向0.69%，Y方向2.20%，隔震層剛度中心與上部質量中心基本重合，滿足要求。

按照《10版抗規(guī)》第12.1.3的規(guī)定，為防止隔震結構剛度較低導致其在風荷載作用下產生較大位移，對整體結構需進行抗風承載力驗算，其中隔震結構風荷載水平總推力不宜超過總重力的10%。經計算，本結構風荷載的產生的總水平力(隔震層以上結構)為3 851kN，總重力(隔震層以上結構)為88 298kN，滿足要求。同時隔震層必須有可靠的初始剛度來保證滿足抗風和微振動的要求?！?0版抗規(guī)》規(guī)定，抗風驗算應按下式進行：

γwVwk≤VRw

經計算風荷載作用下隔震層水平剪力設計值γwVwk=5 391kN大于各鉛芯支座的屈服力之和2028kN，需在支座上設置抗風裝置，每一個抗風裝置能夠承擔200kN剪力，則隔震層水平承載力設計值為5 628kN,滿足抗風承載力要求[7-8]。

3 結構地震反應分析

3.1 地震波的選取

該工程選取了實際5條強震記錄和2條人工波，根據(jù)場地設防烈度要求將地震峰值加速度調至0.15g。經計算各時程計算得到的底部剪力與分解反應譜法所得結果比例最小值為0.65，多條時程計算平均值與分解反應譜法所得結果比例X向0.93，Y向0.83,符合《10版抗規(guī)》第5.1.2條3款的規(guī)定，所選地震波均有效。

3.2 結構基本周期

在多遇地震作用下(7度設防，0.15g)，用ETABS軟件分析了隔震模型與非隔震模型的基本周期，結果如表6所示。

表6 隔震前后結構周期

由表6可知，采用隔震技術后，結構的自振周期明顯延長，由于結構比較規(guī)則，X、Y方向前兩階振型均為平動，隔震結構兩個方向的基本周期相差9.3%，小于30%，滿足《10版抗規(guī)》要求。

3.3 地震作用下分析

3.3.1 多遇地震作用下層間剪力、傾覆力矩的分析

在7度設防的多遇地震作用下，對非隔震模型和隔震模型進行了7個工況下的動力時程分析，得到了兩種結構的層間剪力平均值及其比值如表7所示。

表7 隔震結構與非隔震結構層間剪力比值

由表7可知，隔震模型與非隔震模型的最大剪力比值在第5層出現(xiàn)，其數(shù)值為0.3 513，上部結構地震力降低顯著，減震效果良好。

隔震結構與非隔震結構，其樓層傾覆力矩平均值對比如表8所示。

表8 隔震結構與非隔震結構樓層傾覆力矩對比

由表8可知，隔震設計與非隔震設計的樓層傾覆力矩比值的平均值最大為0.3 273，且結構層間剪力及其比值的平均值最大為0.3513，減震系數(shù)0.27<β=0.3 513<0.40，可按《10版抗規(guī)》要求，上部計算水平地震影響系數(shù)可按7度0.10g取0.08，但抗震措施不予降低。

3.3.2 罕遇地震作用下的結構位移分析

在7度罕遇地震作用下，隔震結構各層間位移角需滿足一定要求，經計算，除隔震層(第三層)外，隔震結構各層位移角如表9所示。

表9 7度罕遇的隔震結構層間位移角

由表9可知，采用隔震技術后罕遇地震下隔震結構最大層間位移角為1/295，小于1/100(除隔震層“樓層3”)，滿足《10版抗規(guī)》要求。同時隔震層下部一、二層層間位移角分別為1/1 060、1/1 715，說明下部結構剛度很大，且隔震層以上各層位移角變化趨于平緩，層間剪力較小。而隔震層的最大水平位移為249mm，小于0.55D及3Tr的較小值，滿足要求。

3.3.3 罕遇地震作用下的隔震支座應力計算

根據(jù)《10版抗規(guī)》第12.2.4條規(guī)定：隔震橡膠支座在罕遇地震的水平作用下，拉應力不應大于1.0MPa。因此，需用ETABS軟件對隔震層各支座的應力進行驗算。其中隔震支座拉應力驗算采用的荷載組合：1.0×恒荷載±1.0×水平地震；隔震支座壓應力驗算采用的荷載組合：1.0×恒荷載+0.5×活荷載+1.0×水平地震，經計算，當荷載組合為 1.00D±1.00Fek 時，支座最大拉應力為0.77MPa，均出現(xiàn)在16號支座LRB500，小于1MPa，符合《10版抗規(guī)》要求。

3.3.4 隔震結構與非隔震結構性能

隔震結構與非隔震結構性能比較與總結如表10所示。

表10 隔震結構與非隔震結構分析

由表10可知，隔震結構對于上部建筑的底部加強區(qū)沒有性能目標的要求，且降低了地震力，結構構件也較小，而非隔震結構多對剪力墻的底部加強區(qū)提出性能目標的要求，地震力取值是按地區(qū)取值，因此為滿足結構整體及構件受力要求，對于底部加強區(qū)部位的剪力墻局部墻厚會適當增加。

4 結論

本文通過廈門地鐵建設的工程實例，對其工程特點及隔震技術應用進行了分析。

(1) 隔震技術應用于地鐵上蓋結構具有較強的安全性，可以滿足工程抗震能力的承載力要求。

(2) 隔震結構周期相比與非隔震結構周期可延長約2倍，可達到隔震設計目的。

(3) 采用隔震技術可以有效降低結構底部地震剪力。對于隔震層以下結構底部地震剪力可降低約20%，對于隔震層以上結構底部地震剪力可降低約70%，從而提高結構抗震性能。

(4) 采用隔震結構可以降低工程造價。一方面，隔震層上部結構的地震力明顯下降，減少了構件截面及配筋；另一方面，隔震支座的產品生產成熟價格合理。因此，其綜合造價相對于非隔震結構是有所降低的。

(5) 通常隔震層上部結構設防烈度可適當降低，但若上部結構隔震與非隔震層間剪力比超過0.40則不能降低設防烈度，此時可考慮改善隔震支座的平面布置。

[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．

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Application and Analysis of Isolation Technology in Building Structure of Metro

LINZhibo

(Beijing Urban Construction Design Development Group Co., Ltd.Xiamen Branch,Xiamen 361000)

Due to the constraints of space conditions and other factors, the subway structure in accordance with the traditional seismic design is difficult to meet the requirements.The city subway project is gradually trying to reduce the isolation technology applied to the subway structure.In order to study the shock absorption effect of the isolation technology applied to the subway roof structure, the isolation structure of the superstructure of a subway vehicle base in Xiamen was designed.ETABS software was used to build the isolated and non-isolated structure model.The results show that the self-vibration period of the isolated structure is obviously prolonged with respect to the non-isolated structure, and the shear ratio of the interlayer is less than 35.13% after the isolation.The ratio of the overturning moment is less than 32.73% after the isolation; Under the action of the earthquake, the isolation layer horizontal displacement is 249mm, which is less than the limit.The maximum interlaminar displacement angle of the isolated structure is 1/295, and the maximum tensile stress of the isolation bearing is 0.77MPa, which is less than the specified limit.Therefore, the isolation technology used in subway cover structure meet the safety, reliability requirements, with a good shock absorption effect.

Isolation technology; Base isolation; Subway cover structure; ETABS

林志波(1984.8- )，男，工程師。

E-mail:99897141@qq.com

2017-05-25

TU352.1

A

1004-6135(2017)07-0097-08