李楓悅 周德源 鐘玉成 張 暉

（1.同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)防災(zāi)減災(zāi)工程系，上海200092；2.廈門市城市管理綜合事務(wù)中心，廈門361004；3.上海建筑設(shè)計研究院有限公司，上海200040）

0 引 言

地震災(zāi)害是人類面臨的最嚴(yán)重的自然災(zāi)害之一。醫(yī)療建筑是承擔(dān)著救護(hù)功能的生命線工程，是抗震設(shè)防的重點(diǎn)考慮對象［1］。老舊的醫(yī)療建筑抗震設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)較低、抗震構(gòu)造措施不足導(dǎo)致其抗震能力較弱，因此對既有醫(yī)療建筑框架結(jié)構(gòu)開展抗震加固技術(shù)的研究具有一定的現(xiàn)實(shí)研究意義和實(shí)用價值。結(jié)構(gòu)被動控制類型主要可分為消能減震、基礎(chǔ)隔震等［2］。基礎(chǔ)隔震是指在建筑物的上部結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)之間設(shè)置隔震層，地震來臨時延長自振周期、耗散地震能量，達(dá)到抗震的目的［3］。本文以上海某三甲醫(yī)院的一制劑樓為研究對象，利用PERFORM-3D 軟件建立兩種不同隔震體系的模型（天然橡膠支座隔震體系和鉛芯橡膠支座隔震體系），進(jìn)行有限元計算，評估基礎(chǔ)隔震加固技術(shù)的隔震性能。

1 工程概況

本文研究對象為上海某三級醫(yī)院的一制劑樓，設(shè)計總建筑面積為3 150 m2，無地下室，地上主體結(jié)構(gòu)7 層，建筑主體總高為38.3 m?？拐鹪O(shè)防級別為重點(diǎn)設(shè)防（乙類），結(jié)構(gòu)設(shè)計使用年限為50年，抗震設(shè)防烈度為7度，基本地震加速度設(shè)計值為0.1 g。設(shè)計地震分組為第一組，建筑場地類別為Ⅳ類，多遇地震時場地特征周期0.9 s，罕遇地震時為1.1 s，框架抗震等級為三級［4］。結(jié)構(gòu)三維模型見圖1。

圖1 三維模型圖Fig.1 Three-dimensional model

2 模型的建立與驗(yàn)證

在PKPM 中建立制劑樓結(jié)構(gòu)的整體線彈性模型，然后把STAWE 模型導(dǎo)入到NosaCAD 結(jié)構(gòu)分析軟件中，生成彈塑性分析模型，最后利用NosaCAD 把彈塑性模型轉(zhuǎn)化成相應(yīng)的Perform-3D計算模型［5］。對比兩種軟件計算模型周期結(jié)果見表1，結(jié)構(gòu)第一扭轉(zhuǎn)周期與第一平動周期的比值為0.704，滿足規(guī)范規(guī)定的周期比不大于0.85的要求。Perform-3D 模型總質(zhì)量為5 318 t，PKPM 模型質(zhì)量為5 291 t，兩模型質(zhì)量相對誤差0.5%。其六階周期最大相對誤差為7.5%，可見兩種模型前六階周期基本吻合。

表1 結(jié)構(gòu)模型自振周期Table 1 Natural vibration period of structural model

3 隔震加固方案簡介

根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）［2］中的相關(guān)規(guī)定，橡膠隔震支座在重力荷載代表值下的壓應(yīng)力限值不應(yīng)超過12 MPa。根據(jù)支座力學(xué)特性，通過計算按照豎向承載力選擇支座：選用28 個天然橡膠支座LNR500（其相關(guān)參數(shù)見表2），選用28個鉛芯橡膠支座LRB500（其相關(guān)參數(shù)見表3）分別形成隔震方案，詳見圖2、圖3。

表2 天然橡膠隔震支座參數(shù)一覽表Table 2 Parameters of natural rubber isolation

表3 鉛芯橡膠隔震支座參數(shù)一覽表Table 3 Parameters of lead rubber isolation

4 地震波的選取

本文采用時程分析法對隔震結(jié)構(gòu)和無控結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，時程分析的結(jié)果與地震動輸入有很大關(guān)系，按照建筑場地類別以及多遇和罕遇地震作用類別從PEER-NGA-Record 數(shù)據(jù)庫中分別選取2條天然地震波和1 條人工波見表4。各條地震波頻譜特性與規(guī)范反應(yīng)譜對比見圖4、圖5。從圖中可以看出，在特征周期Tg點(diǎn)到結(jié)構(gòu)基本周期點(diǎn)范圍內(nèi)，天然波的反應(yīng)譜曲線與規(guī)范反應(yīng)譜符合得較好，天然波長周期成分中，卓越周期和結(jié)構(gòu)周期接近，可以較好反映地震時的共振效果。對多遇地震作用下的時程分析底部剪力與振型反應(yīng)譜法底部剪力進(jìn)行對比分析，地震波時程曲線中每條計算所得結(jié)構(gòu)底部剪力均大于振型分解反應(yīng)譜計算結(jié)果的65%，小于振型分解反應(yīng)譜計算結(jié)果的135%。并且這3 條地震波時程計算所得結(jié)構(gòu)剪力的平均值也大于振型分解反應(yīng)譜計算結(jié)果的80%，小于振型分解反應(yīng)譜計算結(jié)果的135%。地震波選取合理。

圖2 天然橡膠支座隔震加固體系的支座平面布置圖Fig.2 Layout drawing of natural rubber isolation reinforcement system

圖3 鉛芯橡膠支座隔震加固體系的支座平面布置圖Fig.3 Layout drawing of lead rubber isolation and reinforcement system

表4 時程分析地震波基本信息表Table 4 Basic information of seismic wave in time history analysis

圖4 多遇時程加速度譜與規(guī)范反應(yīng)譜對比圖Fig.4 Comparison of time acceleration spectrum and standard response spectrum

圖5 罕遇時程加速度譜與規(guī)范反應(yīng)譜對比圖Fig.5 Comparison of time acceleration spectrum and standard response spectrum

5 隔震加固體系響應(yīng)對比與分析

5.1 結(jié)構(gòu)的自振特性

利用Perform-3D 有限元分析軟件建立不同隔震方案下隔震結(jié)構(gòu)模型并進(jìn)行模態(tài)分析，其前六階對應(yīng)的自振周期見表5。由表5可知，兩種隔震體系都延長了結(jié)構(gòu)的基本自振周期，天然橡膠支座隔震體系的第一階周期是非隔震結(jié)構(gòu)的1.823倍。鉛芯橡膠支座隔震體系的第一階周期是非隔震結(jié)構(gòu)的1.11倍。鉛芯橡膠支座隔震體系比天然橡膠支座隔震體系延長的周期小，這是因?yàn)殂U芯橡膠支座具有較大的初始剛度。所以需要較大的地震力才能充分地發(fā)揮鉛芯支座的隔震效果。在較小的地震力作用下，鉛芯支座沒有發(fā)生屈服，隔震體系未必能發(fā)生較好的隔震效果。

5.2 多遇地震下結(jié)構(gòu)動力時程分析

5.2.1 水平向減震系數(shù)

《上海市建筑抗震設(shè)計規(guī)程》（DGJ 08-9—2013J10284—2013）［4］中水平向減震系數(shù)β 定義為：對于多層房屋，為按彈性計算所得的隔震與非隔震各層層間剪力的最大比值，對于高層建筑結(jié)構(gòu)，尚應(yīng)計算隔震與非隔震各層傾覆力矩的最大比值，并與層間剪力的最大比值相比較，取二者的較大值。對隔震體系和無控結(jié)構(gòu)進(jìn)行多遇地震下的時程分析后得知：天然橡膠支座隔震體系X 向水平減震系數(shù)為0.59，Y 向水平減震系數(shù)為0.62。鉛芯橡膠支座隔震體系X 向水平減震系數(shù)為0.66，Y 向水平減震系數(shù)為0.65。進(jìn)行隔震加固后，結(jié)構(gòu)的層間剪力和傾覆力矩都有較大程度的減小。X 方向，天然橡膠支座隔震體系的層間剪力為無控結(jié)構(gòu)的44%～59%，層間傾覆力矩為無控結(jié)構(gòu)的30%～56%。Y 方向，天然橡膠支座隔震體系的層間剪力為無控結(jié)構(gòu)的22%～62%，層間傾覆力矩為無控結(jié)構(gòu)的41%～58%。鉛芯橡膠隔震體系在X 方向的層間剪力為無控結(jié)構(gòu)的24%～66%，層間傾覆力矩為無控結(jié)構(gòu)的30%～58%。Y 方向，鉛芯橡膠隔震體系的層間剪力為無控結(jié)構(gòu)的45%～65%，層間傾覆力矩為無控結(jié)構(gòu)的42%～62%。隔震效果顯著，隔震后上部結(jié)構(gòu)性能明顯提高。層間剪力詳見圖6。

表5 結(jié)構(gòu)模型自振周期Table 5 Natural vibration period of structural model

圖6 多遇地震作用下層間剪力圖Fig.6 Inter-storey shear diagram under frequent earthquake

5.2.2 樓層層間位移角分析

對隔震體系和無控結(jié)構(gòu)進(jìn)行多遇地震下的時程分析，隔震后上部結(jié)構(gòu)和無控結(jié)構(gòu)X、Y 向的層間位移角沿樓層分布見圖7。相比于無控結(jié)構(gòu)，在三種不同的地震波作用下，兩種隔震體系的層間位移角都有所減小。無控結(jié)構(gòu)最大層間位移角在X 向?yàn)?.002 27、Y 向?yàn)?.003 49，不滿足規(guī)范要求。天然橡膠支座隔震體系在不同地震作用下的最大層間位移角在X向?yàn)?.00116、Y向?yàn)?.001 80，鉛芯橡膠支座隔震體系在不同地震作用下的最大層間位移角在X 向?yàn)?.001 15、Y 向?yàn)?.001 78，均小于規(guī)范規(guī)定的0.001 82。

圖7 多遇地震作用下層間位移角Fig.7 Inter-storey drift diagram under frequent earthquake

5.2.3 頂層加速度時程對比

多遇地震下隔震體系與無控結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)相對加速度時程軌跡對比見圖8、圖9。隔震體系的頂點(diǎn)加速度峰值比無控結(jié)構(gòu)有明顯的減小。同一地震作用下，無控結(jié)構(gòu)與隔震體系頂點(diǎn)相對加速度最大值出現(xiàn)的時間不一致。這是因?yàn)楦粽痼w系加了隔震支座，延長了結(jié)構(gòu)的周期，改變了結(jié)構(gòu)自身的動力特性，因此結(jié)構(gòu)的響應(yīng)也不同。

5.2.4 能量耗散

隔震體系及無控結(jié)構(gòu)的能量耗能組成見表6。在多遇地震作用下，隔震體系耗散的總能量比無控結(jié)構(gòu)要多。

圖8 多遇地震下天然橡膠支座隔震體系頂點(diǎn)相對加速度時程軌跡對比圖Fig.8 Comparison of peak relative acceleration time history track of rubber isolation system under frequent earthquake

圖9 多遇地震下鉛芯橡膠支座隔震體系頂點(diǎn)相對加速度時程軌跡對比圖Fig.9 Comparison of peak relative acceleration time history track of lead rubber isolation system under frequent earthquake

表6 多遇地震下結(jié)構(gòu)能量耗能組成Table 6 Energy consumption composition of structures under frequent earthquake

天然橡膠支座隔震體系主要是結(jié)構(gòu)阻尼耗能，上部結(jié)構(gòu)基本處于彈性狀態(tài)，這是由于：隔震體系大部分變形都在隔震層，上部結(jié)構(gòu)沒有進(jìn)入塑性狀態(tài)，并且天然橡膠支座本構(gòu)模型為線性，沒有耗能能力。而鉛芯橡膠支座隔震體系除了阻尼耗能，還有極少一部分塑性耗能，塑性耗能占3.5%，主要是因?yàn)殂U芯橡膠支座本生具備耗能的能力，并且在多遇地震作用下，鉛芯支座有很小一部分進(jìn)入了彈塑性耗能狀態(tài)。

5.3 罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)動力時程分析

5.3.1 樓層層間位移角分析

對隔震體系和無控結(jié)構(gòu)進(jìn)行罕遇地震下的時程分析，隔震后上部結(jié)構(gòu)和無控結(jié)構(gòu)X、Y 向的層間剪力沿樓層分布見圖10。在罕遇地震作用下，鉛芯橡膠支座隔震體系在X向最大層間位移角為0.013 89，在Y 向最大層間位移角為0.016 23。隔震以后結(jié)構(gòu)的層間位移角都能滿足規(guī)范規(guī)定的不大于0.02的要求。而鉛芯橡膠支座能充分耗散地震能量，所以鉛芯橡膠支座隔震體系的層間位移角降低率整體上比天然橡膠支座隔震體系的要大。

圖10 多遇地震作用下層間位移角Fig.10 Inter-storey drift dragram under rare earthquake

5.3.2 頂層加速度時程對比

在罕遇地震作用下，隔震體系的頂點(diǎn)相對加速度峰值比無控都有明顯的減小，天然橡膠支座隔震體系與鉛芯橡膠支座隔震體系都能減小結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)，保護(hù)主體結(jié)構(gòu)。頂點(diǎn)相對加速度時程軌跡對比見圖11、圖12。

圖11 罕遇地震下天然橡膠支座隔震體系頂點(diǎn)相對加速度時程軌跡對比圖Fig.11 Comparison of peak relative acceleration time history track of rubber isolation system under rare earthquake

圖12 罕遇地震下鉛芯橡膠支座隔震體系頂點(diǎn)相對加速度時程軌跡對比圖Fig.12 Comparison of peak relative acceleration time history track of lead rubber isolation system under rare earthquake

5.3.3 支座最大位移

罕遇地震下對兩種不同的隔震體系進(jìn)行時程分析，可以得到隔震支座的最大水平位移見表7。由表可知，這兩種隔震體系的最大水平位移相差較大，天然橡膠支座的最大水平位移要遠(yuǎn)大于鉛芯橡膠支座的水平位移，這是由于天然橡膠支座初始剛度比較小，而鉛芯橡膠支座的初始剛度較大并且屈服后有較好的耗能能力。

5.3.4 能量耗散

結(jié)構(gòu)在地震發(fā)生前面的時間段內(nèi)主要由結(jié)構(gòu)的阻尼耗散地震輸入的能量。隨著時間的增加，結(jié)構(gòu)開始進(jìn)入塑性，塑性變形耗能不斷增加。隔震層中含有鉛芯橡膠支座的隔震體系不僅通過延長結(jié)構(gòu)周期，也能提供塑性耗能來起到減震效果，天然橡膠支座沒有塑性耗能能力。隔震層上部結(jié)構(gòu)塑性耗能的大小決定結(jié)構(gòu)損傷程度。表8 列出了塑性耗能、隔震層塑性耗能、上部結(jié)構(gòu)塑性耗能所占比例和具體數(shù)值。

由表8 可知，同一建筑的隔震體系和無控體系在相同地震作用下，鉛芯橡膠支座隔震體系吸收的地震能量大，總塑性耗能也更大，但結(jié)構(gòu)絕大部分的塑性耗能集中在隔震層中，真正由隔震層上部結(jié)構(gòu)耗散掉的塑性能量卻減少了，這與隔震設(shè)計理念一致。

5.4 隔震層的抗風(fēng)承載力驗(yàn)算

由《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）［2］，采用隔震支座的結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的產(chǎn)生的總水平力不宜超過結(jié)構(gòu)總重力的10%，本結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的產(chǎn)生的總水平力為948.5 kN，結(jié)構(gòu)的總重力為52 120 kN，滿足規(guī)范要求。

6 結(jié) 論

本文選取上海市現(xiàn)有的一棟制劑樓作為計算模型，對兩種基礎(chǔ)隔震體系（天然橡膠支座隔震體系和鉛芯橡膠支座隔震體系）進(jìn)行抗震性能分析，可得到如下結(jié)論：

表7 罕遇地震作用下支座最大位移Table 7 Maximum displacement of bearing under rare earthquake

（1）兩種隔震體系均有效地延長了結(jié)構(gòu)的基本自振周期，很好地避開了地震中的高頻成分，降低地震響應(yīng)作用。隔震體系的層間位移主要集中在隔震層，表現(xiàn)出近似整體平動的趨勢。隔震加固后，多遇地震作用下，隔震體系的最大層間位移角為0.001 80（1/556），小于規(guī)范規(guī)定的0.001 82（1/550）；罕遇地震作用下，隔震體系的最大層間位移角為0.019 90（1/50.25），小于規(guī)范規(guī)定的0.020 00（1/50），都滿足了規(guī)范的要求。

表8 罕遇地震下結(jié)構(gòu)能量耗能組成Table 8 Energy consumption composition of structures under rare earthquakes

（2）采用不同的隔震支座加固會產(chǎn)生不同的隔震效果，隔震體系在不同的地震作用下隔震效果也不相同。在多遇地震作用下，天然橡膠支座隔震體系的隔震性能比鉛芯橡膠支座隔震體系好；而在罕遇地震作用下，鉛芯橡膠支座隔震體系的隔震性能更好。

（3）兩種隔震支座最大水平位移都能滿足規(guī)范要求，鉛芯橡膠支座的抗位移能力比天然橡膠支座的好。同一隔震體系中，相同型號的隔震支座最大位移也有較大差距。

（4）由能量耗散分布可知：天然橡膠支座只具備延長結(jié)構(gòu)周期的能力，鉛芯橡膠支座在延長結(jié)構(gòu)周期的同時還能塑性耗能；鉛芯橡膠隔震體系相對無控結(jié)構(gòu)吸收的地震能量大，總塑性耗能也更大，但結(jié)構(gòu)絕大部分的塑性耗能集中在隔震層中，上部結(jié)構(gòu)耗散掉的塑性能量減少。