劉功良，姜偉，馬令勇，郭巍，劉桂德

（1.黑龍江八一農墾大學土木水利學院，大慶 163319；2.東北石油大學土木建筑工程學院）

隔震結構是通過設置隔震層，使變形主要集中于剛度相對較小的隔震層[1-2]，從而延長了整體結構的基本周期，并通過上下部結構之間產生較大的相對位移，降低上部結構的地震力，提高建筑物的安全性能[3-5]，保護主體結構及構件在強地震中免遭破壞，確保主體結構在強地震中的安全[6]。根據我國GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》規(guī)定隔震設計可用于對抗震安全性和使用功能有較高要求，或專門要求的建筑[7]。因此，隔震技術主要用在對使用功能有較高要求或高烈度區(qū)的建筑以及投資方愿意通過追加投資來提高抗震安全的建筑物。采用《抗規(guī)》給出的水平向減震系數法設計時，將隔震結構分為上部結構、隔震層和下部結構分別設計。這種分離式的設計方法需要使用多個軟件，建立若干個不同的計算模型，又常由不同單位分工計算，模型轉換和荷載輸入等大量繁瑣工作也給設計人員帶來繁重的工作量，而且計算時間長[8]。所以隔震技術應用并不廣泛。根據《建設工程抗震管理條例》第十六條位于高烈度設防地區(qū)、地震重點監(jiān)視防御區(qū)的新建學校、幼兒園、醫(yī)院、養(yǎng)老機構、兒童福利機構、應急指揮中心、應急避難場所、廣播電視等建筑應當按照國家有關規(guī)定采用隔震減震等技術，保證發(fā)生本區(qū)域設防地震時能夠滿足正常使用要求[9]。這就意味著很多低烈度區(qū)的重點設防烈建筑也要進行隔震設計，對于沒有隔震設計經驗的低烈度區(qū)的設計師來說是一種挑戰(zhàn)。《建筑隔震設計標準》GB T51408-2021 對隔震結構設計提出了不同于《建筑抗震設計規(guī)范》GB 50011-2010 的方法，該標準不再采用以前的分部設計方法，而是確立了以“整體分析法”、“CCQC 復振型分解反應譜法”和新一代隔震設計反應譜為代表性內容的方法體系。在抗震設防目標問題上，將原有的“小震不壞、中震可修、大震不倒”提升為“中震不壞、大震可修、巨震不倒”[10]，采用中震進行內力計算和構件設計。采用《建筑隔震設計標準》提出的整體設計法，簡化了設計流程，并應用CCQC 復陣型法，結合PKPM-GZ 模塊來研究低烈度區(qū)建筑物隔震設計的主要流程及探討在設計過程中存在的問題，探索出的設計方法可為同類工程設計提供借鑒[11]。

1 工程概況

工程為鋼筋混凝框架結構，計算模型如圖1 所示。建筑功能為某中學食堂，結構共2 層，1～2 層層高均為4.5 m，總高度為9.0 m，平面尺寸為32.2 m×49.5 m，高寬比為0.28?；炷翉姸炔捎昧薈30 級混凝土，工程抗震設防烈度為7 度，設計基本地震加速度為0.10 g。場地屬中軟土，場地類別為Ⅲ類，屬抗震有利地段，設計地震分組為第一組，場地特征周期為0.45 s。

圖1 結構計算模型Fig.1 Structure calculation model

2 隔震支座布置

工程采用基礎隔震體系，能明顯的減輕結構的地震反應，使上部結構處于彈性工作狀態(tài)，隔震層阻尼大于其他層，消耗地震主要能量[12-16]，隔震層設置在基礎和首層之間，工程共使用了45 個隔震支座，其中鉛芯橡膠支座L500G4 為25 個，普通橡膠支座N500G 為7 個、N600 為13 個。鉛芯橡膠支座見圖2，普通橡膠支座見圖3[17-19]。隔震支座平面布置見圖4，隔震層屈重比為0.023，最大偏心率為2.13%，隔震支座的力學性能參數如表1 所示。

表1 隔震支座使用情況統(tǒng)計Table 1 Statistics of isolation bearing usage

圖2 鉛芯橡膠支座Fig.2 Lead rubber bearing

圖3 普通橡膠支座Fig.3 Common rubber bearing

圖4 隔震支座布置圖Fig.4 Isolation bearing layout

3 隔震設計

采用《建筑隔震設計標準》中的整體設計法，使用PKPM-GZ 模塊建立整體隔震結構模型，即：采用上下部結構、隔震層一體化分析設計，并順接基礎設計的設計分析方法。PKPM-GZ 模塊可以根據前處理參數的設定一鍵生成中震隔震模型、中震非隔震模型及罕遇地震隔震模型，并且可以一并計算。通過在計算結果中切換不同計算模型的菜單來查看相應的計算結果，結構三維模型見圖1。

3.1 支墩及隔震支座驗算

《建筑隔震設計標準》要求隔震層支墩的設計不僅僅要按照關鍵構件進行中震彈性正截面及斜截面的承載力設計，同時《隔標》4.7.2 條還要求，隔震層支墩、支柱及相連構件應采用在罕遇地震作用下隔震支座底部的豎向力、水平力及彎矩進行承載力驗算，并且要滿足大震不屈服，斜截面大震彈性驗算[10]，PKPM-GZ 自動生成罕遇地震計算模型，進行支墩構件的包絡設計，支墩構件配筋采用設防地震性能設計、罕遇地震抗剪彈性及抗彎不屈服設計的較大值。經計算本工程支墩的截面尺寸為800×800，支墩的配筋結果滿足大震不屈服，斜截面大震彈性驗算。

《建筑隔震設計標準》要求隔震支座的布置應滿足對在重力荷載代表值作用下支座壓應力的要求；同時在罕遇地震作用下支座的最大壓應力、支座最大拉應力、支座的最大水平位移均不應大于規(guī)范的限值。本工程通過計算結果表明，在重力荷載代表值作用下的最大壓應力為11.21 Mpa 小于12 Mpa；在罕遇地震下的最大壓應力為11.32 Mpa 小于25 Mpa；在罕遇地震下的最大拉應力為0；在罕遇地震下的最大水平位移116.82 mm 小于限值275 mm，以上數值均滿足規(guī)范要求。

3.2 隔震前后的底層層間剪力比β 確定

工程建筑高度為9 m＜24 m，采用CCQC 復振型反應譜法計算地震作用，對比隔震前后的底層層間剪力比β，來確定隔震結構的抗震措施，層間剪力比β 見表2，隔震層位于2 層；根據2 表格可得，底層層間剪力比β 為0.31 小于0.5，上部結構可按降低一度采取抗震措施，因此，可按六度重點設防采取抗震措施，抗震等級為三級。

表2 層間剪力比Table 2 Layer shear force ratio

3.3 隔震前后結構自振周期對比

隔震前后結構的基本周期見圖5、6，對比隔震前后結構的前三個陣型周期可知，隔震后結構周期明顯延長，以第一振型為例，基本周期由隔震前的0.628 6 s 延長至2.233 1 s。周期被拉長，放大3.55倍，有效避開了場地特征周期0.45 s，從而抑制上部結構動力響應，隔絕部分地震能量，減小了地震力，可達到“中震不壞、大震可修、巨震不倒”的要求。

圖5 隔震前結構基本周期Fig.5 Basic period of structure before isolation

圖6 隔震后結構基本周期Fig.6 Basic period of structure after isolation

3.4 隔震層抗風承載力驗算

隔震層必須具備足夠的屈服前剛度和屈服承載力，以滿足風荷載和微振動的要求?！动B層橡膠支座隔震技術規(guī)程》[20]規(guī)定，抗風裝置應按下式進行計算：

工程抗風裝置計算結果如下：

X 向順風向風荷載驗算1.4Vwk=1 019.4＜1 738.9 KN（8）滿足要求；

Y 向順風向風荷載驗算1.4Vwk=715.6＜1 738.9 KN（9）滿足要求。

式中：VRw：抗風裝置的水平承載力設計值。當不單獨設抗風裝置時，取隔震支座的屈服荷載設計值；γw：風荷載分項系數，取1.4；Vwk：風荷載作用下隔震層的水平剪力標準值。根據計算結果可知本工程隔震層具備足夠的屈服前剛度和屈服承載力，以滿足風荷載和微振動的要求。

3.5 彈性時程分析補充計算

由于項目為多層建筑，且結構形式并不復雜，按照《建筑隔震設計標準》的要求，可以不采用彈性時程分析法進行補充計算，但為了完整的展現低烈度區(qū)的隔震設計流程，為其它項目設計提供參考，因此，采用彈性時程分析法進行補充計算，計算結果與CCQC 計算結果包絡設計。

3.5.1 地震波的選用

工程選取了實際7 條強震記錄，包括5 條天然地震波：T1：TH026TG045；T2：TH035TG045；T3：KOBE，JAPAN；T4：TH113TG045；T5：CHI-CHI，TAIWAN。兩條人工波：R1：RH7TG045；R2：RH3TG045。7 條波時程反應譜和規(guī)范反應譜曲線及地震影響系數的對比如圖7 所示，各條地震波X、Y 方向剪力簡圖見8、9，其中橫坐標為樓層剪力（KN），縱坐標為樓層號。根據地震剪力簡圖得出X 方向CCQC 計算的底部剪力為2 494.95KN，七條地震波計算的底部剪力平均值為2 700.35 KN，最大值為3 079.46 KN，Y 方向CCQC 計算的底部剪力為2 494.51 KN，七條地震波計算的底部剪力平均值為2 730.76KN，最大值為3 059.40 KN，從以上數據可知時程分析法所計算的底部剪力平均值大于振型分解反應譜法計算值的80%，每條波的計算值大于振型分解反應譜法計算值的65%，且地震波所計算的基底最大剪力不大于CCQC 計算值的135%，所選地震波滿足規(guī)范要求。結構地震作用效應取時程法計算結果的平均值與振型分解反應譜法計算結果的較大值。取所有地震波樓層剪力的平均值與CCQC 結果進行對比得到各層地震力放大系數見表3，重新進行結構計算，并配筋。

表3 地震力放大系數Table 3 Amplification coefficient of earthquake force

圖7 7 條波時程反應譜與規(guī)范反應譜曲線對比Fig.7 7 Comparison of time-history response spectrum and standard response spectrum curve

圖8 X 方向樓層剪力包絡簡圖Fig.8 X-direction floor shear envelope diagram

圖9 Y 方向樓層剪力包絡簡圖Fig.9 Y-direction floor shear envelope diagram

4 低烈度區(qū)隔震結構設計中的問題探討

隔震設計與傳統(tǒng)的抗震設計并不相同，抗震設計需要控制結構的整體指標，例如剛重比、層間位移角、周期比、層間剛度比、剪重比等等，但是隔震結構是否也需要按照抗震設計方法來控制相關指標呢?針對《抗規(guī)》與《建筑隔震設計標準》等有關規(guī)定，來對現階段隔震結構設計所存在整體指標控制的問題進行以下探討：

（1）剛重比：抗震設計時結構剛重比計算是假定荷載是一個倒三角形分布，在這種倒三角形荷載分布下，假定結構底部剛接，來計算結構的傾覆及二階效應，但是結構隔震設計采用的是設防地震（中震），對于中震下的剛重比的限值是多少，要不要控制以及如何控制《建筑隔震設計規(guī)范》并未要求，那設計師要不要控制該指標呢？如果按照從嚴的標準來說應該控制，剛重比反應結構剛度的大小，如剛度過小，導致結構太柔，導致二階效應過大。因此，隔震設計時應該按中震下的剛重比來控制，但現有《高規(guī)》限值是小震下的限值，這就產生了矛盾，該如何解決需要以后進一步探討。

（2）層間位移角：因為隔震設計是中震設計，層間位移角按中震下的層間位移角控制。

（3）結構的周期比：從規(guī)范的角度來講周期比主要是避免結構發(fā)生過大扭轉效應，現行規(guī)范中對周期比的控制是針對框架柱底部為剛接的條件下控制的，但隔震結構的扭轉效應已經在隔震層上體現了，隔震結構的變形均體現在隔震層上，《建筑隔震設計標準》規(guī)定上部結構的重心和隔震層的剛心宜重合，偏心率不超過3%，因此，一般情況下可認為隔震結構周期比不用控制。并且隔震結構的前三個周期均很長，如要控制周期比很難。

（4）結構樓層的剛度比：由于隔震層的存在，隔震層及以下樓層剛度比不需要控制，但是上部結構的剛度比需控制。

（5）結構樓層的位移比及層間位移比：這兩個指標是描述結構平面不規(guī)則的程度，隔震層以上結構層應該進行控制。但是對于隔震層上一層的層間位移比一般都會超限，因此，對于這一層一般不控制。

（6）結構樓層的剪重比：根據規(guī)范要求按多遇地震的地震影響系數的最大值來控制。

（7）結構的抗傾覆控制：傳統(tǒng)抗震結構是按照小震驗算的抗傾覆，但是隔震結構采用的是大震驗算，要求抗傾覆力矩為傾覆力矩的1.1 倍。

（8）軸壓比：抗震設計時柱軸壓比采用小震的組合計算，墻的軸壓比采用的是重力荷載代表值下的軸壓比，因此對于墻來說不影響，但對與柱來說是有影響的，因為隔震結構采用的是中震設計的，因此，柱軸壓比的計算應采用中震計算。

（9）周期折減：《建筑隔震設計標準》中未提到周期折減，隔震結構不同于抗震結構，在進行振型分解反應譜法計算時，采用實驗確定的支座參數計算隔震結構的基本周期不應折減，因為支座的等效剛度已經決定了結構的基本周期，且隔震結構中一般前三個陣型上對結構的有效質量系數的貢獻達到99%，基底的剪力基本由前三個振型決定，而后面的振型對剪力的貢獻很小，因此可以不考慮周期折減。

（10）隔震層偏心率：《建筑隔震設計標準》明確規(guī)定隔震層在兩個主軸方向的偏心率不應超過3%。隔震層偏心率大于3%，則說明隔震層的質心與其剛心偏心過大，導致結構角部隔震支座水平位移過大，甚至超過位移限值，而此時結構中部個別隔震支座變形很小，導致結構扭轉效應明顯，整體隔震不合理，在罕遇地震下扭轉變形過大容易引起隔震層支座出現破壞，并導致連續(xù)倒塌，因此，應該嚴格控制隔震層的偏心率。

5 結論

（1）采用《建筑隔震設計標準》中的整體分析法進行隔震設計，該標準確立了以“整體分析法”、“CCQC 復振型分解反應譜法”和新一代隔震設計反應譜為代表性內容的方法體系，方法大大的簡化了隔震設計流程。

（2）經計算結構隔震前后的底部剪力比為0.31小于0.5，滿足上部結構按本地區(qū)設防烈度降低一度的要求采取抗震措施，但豎向地震及相關構造不降低。采用隔震技術后，周期明顯被拉長，放大3.55 倍，有效避開地震波中高頻部分，削弱隔絕地震作用，從而降低結構響應。

（3）對于低烈度區(qū)隔震設計過程中存在的主要問題，提出了解決方法。所得成果可供設計師在低烈度區(qū)的重點設防類建筑隔震減震設計工程中參考使用。