宋懷金

(中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,武漢 430063)

1 概述

為提高鐵路土地資產(chǎn)運(yùn)營(yíng)效益和達(dá)到開發(fā)增值的目的，國(guó)家相關(guān)部門提出大力開展鐵路土地綜合開發(fā)[1-3]的要求，鐵路上蓋物業(yè)開發(fā)一般先在鐵路上方建造大空間底盤，大底盤上方建造商場(chǎng)或住宅，受列車運(yùn)行使用的要求，上部多塔結(jié)構(gòu)的豎向構(gòu)件(剪力墻、框架柱)難以直接貫通落地，從而導(dǎo)致大底盤上下樓層剛度變化較大，產(chǎn)生薄弱樓層，對(duì)結(jié)構(gòu)抗震極為不利。為解決大底盤與上部結(jié)構(gòu)剛度突變的問題，參考國(guó)內(nèi)外有關(guān)理論和工程研究，大底盤與上部多塔采用高位層間隔震的結(jié)構(gòu)方案，較好地解決了剛度突變的問題，提高了結(jié)構(gòu)的安全性。

高位層間隔震技術(shù)是將隔震層設(shè)置在某層柱頂或剪力墻頂[4]，國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者對(duì)高位層間隔震技術(shù)進(jìn)行了深入的研究，并已經(jīng)將該技術(shù)應(yīng)用于實(shí)際工程，如日本25層的Shiodome sumitomo建筑，其隔震層設(shè)置在11層和12層之間，分析結(jié)果表明，采用該種結(jié)構(gòu)形式可有效減小結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)；北京某地鐵樞紐站共48棟房屋采用“層間隔震”，取得了很好的技術(shù)效益；祁皚等通過大量的參數(shù)化研究，得到了隔震層阻尼比和上下部結(jié)構(gòu)質(zhì)量比時(shí)的優(yōu)化頻率比[5-7]；周福霖等對(duì)層間隔震體系進(jìn)行了詳細(xì)的理論分析[8-11]，總結(jié)了隔震層位置的高低對(duì)隔震效果的影響規(guī)律；吳從曉等對(duì)高位轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)體系中轉(zhuǎn)換層構(gòu)件、轉(zhuǎn)換層上一層剪力墻和基底剪力墻內(nèi)力過大的問題進(jìn)行了詳細(xì)的分析和研究，提出了高位轉(zhuǎn)換隔震與耗能減震結(jié)構(gòu)體系[12]。

上海某上蓋綜合交通樞紐，上跨正在運(yùn)營(yíng)的國(guó)鐵和地鐵線路，為解決高位轉(zhuǎn)換存在的抗震問題，最終確定采用高位層間隔震的結(jié)構(gòu)方案。以該工程為例，詳細(xì)闡述隔震方案選取、隔震層參數(shù)確定、隔震支座選型和結(jié)構(gòu)全過程分析，為以后類似工程的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

2 隔震層設(shè)計(jì)

2.1 隔震層計(jì)算模型

隔震層作為連接上、下兩部分結(jié)構(gòu)的重要樓層，隔震層的設(shè)計(jì)對(duì)隔震效果起至關(guān)重要的作用，這要求隔震層需同時(shí)滿足以下要求：(1)足夠的豎向承載能力以抵抗豎向荷載(重力及地震作用產(chǎn)生的豎向力)；(2)較低的側(cè)向剛度以延長(zhǎng)隔震結(jié)構(gòu)的周期，使其與場(chǎng)地的特征周期錯(cuò)開，并有效降低地震反應(yīng)；(3)能提供一定阻尼，耗散地震能量，并同時(shí)避免隔震層產(chǎn)生過大側(cè)向變形，使隔震層在罕遇地震下也能穩(wěn)定發(fā)揮作用。考慮采用國(guó)內(nèi)常用隔震支座，技術(shù)相對(duì)成熟，計(jì)算分析相對(duì)簡(jiǎn)單，產(chǎn)品質(zhì)量容易控制，并且考慮到橡膠支座的豎向剛度相對(duì)其他支座要小，對(duì)控制底部地鐵、鐵路造成的上部結(jié)構(gòu)振動(dòng)及噪聲，有一定的幫助作用，因此本項(xiàng)目隔震層支座主要采用普通橡膠支座+鉛芯橡膠支座進(jìn)行設(shè)計(jì)，層間隔震結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖[13]如圖1所示。

圖1 層間隔震結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

普通橡膠支座(RB)采用的是適合其力學(xué)特性的線彈性模型

f=kv

(1)

式中，f為橡膠支座內(nèi)力；k為支座剛度；v為支座變形。

鉛芯橡膠支座(LRB)采用的是目前國(guó)內(nèi)常用的計(jì)算模型[14](圖2)，此鏈接單元對(duì)于兩個(gè)剪切變形有耦合的塑性屬性，且對(duì)其他4個(gè)變形有線性的剛度屬性，對(duì)每一個(gè)剪切變形自由度，可以獨(dú)立地指定線性或非線性的行為。若2個(gè)剪切變形自由度均為非線性，耦合的力-變形關(guān)系由下式確定

(2)

圖2 鉛芯橡膠支座單元模型

對(duì)于軸向變形和3個(gè)彎曲變形，其屬性是線性屬性，在隔震支座沒有拉應(yīng)力和存在拉應(yīng)力時(shí)，隔震單元的軸向保持線彈性特征，在進(jìn)行模擬時(shí)只需要定義該方向的有效剛度，有效剛度在整個(gè)分析過程中保持不變，豎向恢復(fù)力模型如圖3所示。

圖3 鉛芯橡膠支座豎向恢復(fù)力計(jì)算模型

2.2 隔震層參數(shù)確定2.2.1 計(jì)算模型

由于本項(xiàng)目隔震塔樓主要為12層和6層結(jié)構(gòu)，在參數(shù)比選分析中，以一棟12層塔樓代表其余12層高塔樓，一棟6層塔樓代表其他6層高塔樓，并將底部平臺(tái)同時(shí)建模分析(圖4)，以了解隔震層參數(shù)變化對(duì)底部平臺(tái)的影響，最終同時(shí)考慮上、下兩部分結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)結(jié)果，以確定相對(duì)最優(yōu)的隔震層參數(shù)，采用彈性時(shí)程分析法進(jìn)行計(jì)算比較，時(shí)程波采用一條上海人工時(shí)程波SHW1(與反應(yīng)譜特性基本接近)。

圖4 計(jì)算分析模型

本文采用線性時(shí)程分析方法，通過定義不同的支座線性等效側(cè)向剛度實(shí)現(xiàn)不同的隔震層剛度，通過對(duì)相應(yīng)的隔震層模態(tài)的等效阻尼比進(jìn)行分別定義，從而實(shí)現(xiàn)隔震層在不同的等效周期及等效阻尼下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)?；诟粽鸾Y(jié)構(gòu)的常見等效周期和阻尼比，選用不同等效周期和等效阻尼來進(jìn)行對(duì)比分析，如表1所示。

表1 隔震層等效周期及阻尼比

根據(jù)塔樓的中心與隔震層剛心重合的原理，且隔震層支座偏心不能大于上部結(jié)構(gòu)中心3%的要求，鉛芯橡膠支座布置在結(jié)構(gòu)的四周，提供抗扭剛度；由于橡膠支座不能提供側(cè)向剛度，布置在結(jié)構(gòu)的中間位置，各塔樓隔震支座布置如圖5、圖6所示，紅色為鉛芯橡膠支座，其余為橡膠支座。

圖5 12層塔樓隔震支座布置(紅色為L(zhǎng)RB800)

圖6 6層塔樓隔震支座布置(紅色為L(zhǎng)RB800)

2.2.2 計(jì)算結(jié)果

(1)首層剪力比

對(duì)應(yīng)于隔震層不同的周期和阻尼比，12層塔樓和6層塔樓X、Y方向首層隔震后剪力與非隔震剪力的比值如圖7～圖10所示。

圖7 12層塔樓首層X向剪力比

圖8 12層塔樓首層Y向剪力比

圖9 6層塔樓首層X向剪力比

圖10 6層塔樓首層Y向剪力比

通過對(duì)圖7～圖10研究，可以得出如下結(jié)論：

①塔樓首層剪力隨隔震層等效阻尼比增大而減小，隨隔震層等效周期增大而減小，且變化幅值較為明顯；

②當(dāng)隔震層等效周期在2.5 s以上，阻尼比大于0.15時(shí)，12層塔樓首層剪力與非隔震相比能降低至0.5倍以下，6層塔樓首層剪力與非隔震相比能降低至0.36倍以下。

(2)隔震層位移比較

對(duì)應(yīng)于隔震層不同的周期和阻尼比，12層塔樓和6層塔樓隔震層層間位移如圖11～圖14所示。

圖11 12層塔樓隔震層X方向?qū)娱g位移

圖12 12層塔樓隔震層Y方向?qū)娱g位移

圖13 6層塔樓隔震層X方向?qū)娱g位移

圖14 6層塔樓隔震層Y方向?qū)娱g位移

通過對(duì)以上結(jié)果的分析，可得到如下結(jié)論：

①對(duì)比隔震層位移變化，可以看到隔震層位移隨周期增加而增大，隨阻尼比增加而減?。?/p>

②12層塔樓及6層塔樓可選用相同隔震層參數(shù)時(shí)，隔震層位移值均相差不大，說明如選用相同隔震層參數(shù)，隔震后各塔樓隔震層位移值可以較為接近。

2.2.3 隔震層參數(shù)選用

由以上結(jié)果分析可知，隔震層周期在2 s以上，對(duì)上部塔樓均有明顯的減震效果；隔震阻尼比的增加對(duì)減小隔震層上部、下部結(jié)構(gòu)在地震作用下的剪力和隔震層層間位移均有幫助，但當(dāng)隔震層阻尼比超過15%以后，較高的阻尼比將會(huì)給隔震層支座的選取帶來一定的難度同時(shí)也會(huì)引起費(fèi)用的增加。

由于本隔震項(xiàng)目處于四類場(chǎng)地，地震作用下的隔震層位移較大，故隔震層剛度及阻尼比均不宜太小，以控制隔震層在罕遇地震下的層間位移；同時(shí)，隔震層剛度過小，將會(huì)引起大底盤地震剪力放大，對(duì)大底盤設(shè)計(jì)不利，根據(jù)分析，隔震層等效周期在2.5s時(shí)，大底盤剪力基本不放大。

綜合考慮以上因素，本項(xiàng)目的隔震設(shè)計(jì)目標(biāo)須滿足隔震后上部塔樓剪力能夠顯著減小，隔震后底部平臺(tái)剪力不致放大，并限制隔震層的位移不超過規(guī)范限值要求；因此本項(xiàng)目隔震層按照等效周期2.5s左右、等效阻尼比15%以上進(jìn)行設(shè)計(jì)。

2.3 隔震支座選取

根據(jù)《上海建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)程》(DGJ08-9-2013)第12.2.6條：對(duì)橡膠隔震支座，罕遇地震下隔震支座變形不應(yīng)超過該支座有效直徑的0.5倍和支座內(nèi)部橡膠層總厚度2.0倍二者的較小值。

根據(jù)前述隔震層參數(shù)分析的初步結(jié)果，對(duì)于四類場(chǎng)地而言，隔震支座的變形均較大，故在經(jīng)濟(jì)合理的前提下優(yōu)先選用大直徑橡膠支座，以滿足罕遇地震下支座最大變形要求。故擬采用的橡膠支座的橡膠層總厚度均為200 mm，最小直徑為800 mm，此時(shí)隔震層極限變形限值可達(dá)400 mm。為提供較大阻尼，鉛芯橡膠支座的鉛芯采用φ160 mm，屈服力160 kN，減少隔震層水平位移。天然橡膠材料采用常用的G4規(guī)格，剪切彈性模量為0.4 N/mm2，經(jīng)換算和查閱相關(guān)資料，對(duì)φ800 mm鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座的計(jì)算參數(shù)取值如表2所示。

表2 鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座采用的計(jì)算參數(shù)

3 隔震效果分析

3.1 計(jì)算模型

整體計(jì)算分析采用通用有限元計(jì)算軟件MIDAS Gen和ETABS。底部大平臺(tái)及隔震層上部結(jié)構(gòu)的梁柱單元均采用空間梁柱線單元，剪力墻和大平臺(tái)樓板采用具有平面內(nèi)和平面外剛度的殼單元，隔震層上部結(jié)構(gòu)樓板采用具有平面內(nèi)剛度的膜單元，隔震支座采用非線性彈簧單元，計(jì)算模型如圖15所示。

圖15 整體三維計(jì)算模型

3.2 時(shí)程波選取及輸入方式

時(shí)程波選取《上海建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)程》(DGJ08—9—2013)附錄A提供的14條時(shí)程波曲線，其中時(shí)程波SHW1～SHW7對(duì)應(yīng)的場(chǎng)地特征周期0.9s(SHW1～2為人工波，其余為天然波)，可用于多遇地震和設(shè)防地震的時(shí)程分析；SHW8～SHW13對(duì)應(yīng)的場(chǎng)地特征周期為1.1 s(SHW8～SHW9為人工波，其余為天然波)，可用于罕遇地震下的時(shí)程分析。故本計(jì)算模型在彈性時(shí)程分析時(shí)選用SHW1～SHW7，并取計(jì)算結(jié)果平均值。彈塑性時(shí)程分析時(shí)采用SHW8～SHW13，地震波按三向輸入，即X∶Y∶Z=1∶0.85∶0.65或X∶Y∶Z=0.85∶1∶0.65。

3.3 隔震層上部結(jié)構(gòu)

在小震作用下，12層塔樓和6層塔樓樓層剪力比較如圖16～圖19所示。

圖16 12層塔樓中震下X方向剪力

圖17 12層塔樓中震下Y方向剪力

圖18 6層塔樓中震下X方向剪力

圖19 6層塔樓中震下Y方向剪力

通過對(duì)以上圖表分析，可得如下結(jié)果：

(1)12層塔樓，X方向樓層減震系數(shù)為0.3～0.4，Y方向樓層減震系數(shù)為0.3～0.6，滿足規(guī)范要求的減震系數(shù)0.3～0.7的要求，隔震層參數(shù)和支座選取滿足設(shè)計(jì)要求，施工圖設(shè)計(jì)不需要做調(diào)整；

(2)6層塔樓，X方向樓層減震系數(shù)小于0.3，Y方向樓層減震系數(shù)為0.25～0.34，不滿足規(guī)范要求的減震系數(shù)0.3～0.7的要求，施工圖設(shè)計(jì)時(shí)，減震系數(shù)按不低于0.3取用。

3.4 隔震層3.4.1 隔震層變形驗(yàn)算

在罕遇地震作用下，根據(jù)《上海建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)程》(DGJ08—9—2013)第12.2.6條：對(duì)橡膠隔震支座，隔震層變形限值不應(yīng)超過該支座有效直徑的0.5倍和支座內(nèi)部橡膠層總厚度2.0倍二者的較小值。本工程采用的橡膠支座的橡膠層總厚度均為200 mm，最小直徑為800 mm，故隔震層極限變形限值應(yīng)為400 mm。各塔樓隔震與非隔震結(jié)果的時(shí)程下最大變形(由于輸入三向地震波，以下層位移取主方向和次方向的雙向組合位移值)如圖20～圖23所示。

圖20 12層塔樓罕遇地震作用下X方向位移

圖21 12層塔樓罕遇地震作用下Y方向位移

圖22 6層塔樓罕遇地震作用下X方向位移

圖23 6層塔樓罕遇地震作用下Y方向位移

由圖20～圖23可以看出，罕遇地震作用下，隔震層上部塔樓近似于平動(dòng)，其中第7條時(shí)程波對(duì)隔震層的位移影響較大，隔震后隔震層變形平均值未超過400 mm，隔震層水平位移值滿足罕遇地震下變形要求。

3.4.2 隔震支座拉應(yīng)力驗(yàn)算

《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2011)12.2.4條規(guī)定：橡膠支座在罕遇地震的水平和豎向地震同時(shí)作用下，拉應(yīng)力不應(yīng)大于1 MPa?！渡虾＝ㄖ拐鹪O(shè)計(jì)規(guī)程》(DGJ08—9—2013)第12.2.4-1條規(guī)定：橡膠支座在罕遇地震的水平和豎向地震同時(shí)作用下，拉應(yīng)力不應(yīng)大于0.5 MPa。罕遇地震作用下，12層塔樓和6層塔樓隔震層隔震支座拉應(yīng)力如圖24～圖25所示。

圖24 罕遇地震作用下12層塔樓隔震層隔震支座的拉應(yīng)力

從圖24～圖25可見，12層塔樓有少數(shù)支座拉應(yīng)力超過0.5 MPa，但不超過1 MPa，超出《上海建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)程》小于0.5 MPa的規(guī)定，參考《上海建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)程》12.2.4條文說明，在隔震支座拉力超過0.5 MPa位置設(shè)置了抗拉裝置。

圖25 罕遇地震作用下6層塔樓隔震層隔震支座的拉應(yīng)力

4 結(jié)論

(1)高位層間隔震體系能夠解決鐵路上蓋物業(yè)開發(fā)豎向抗側(cè)力構(gòu)件無法落地的問題。

(2)合理選用隔震層的等效周期和阻尼比，對(duì)隔震層支座選型、上部結(jié)構(gòu)的隔震效果以及隔震層在罕遇地震作用下的變形至關(guān)重要。

(3)為避免結(jié)構(gòu)發(fā)生傾覆，控制隔震層隔震支座在罕遇地震作用下的拉應(yīng)力對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)的安全非常重要，必要時(shí)可以增加抗拉裝置和粘滯阻尼器，以減小隔震支座的拉應(yīng)力。