袁涛涛

(陕西省铁道及地下交通工程重点实验室(中铁一院),西安 710043)

引言

近年来，我国轨道交通在大城市中迅速发展，利用地铁停车场、车辆段等上盖开发可进一步提高土地利用率。上盖开发一般先在地铁上方建造大空间底盘，然后再建造塔楼。受工艺制约，上部塔楼结构的竖向构件(剪力墙、框架柱等)难以直接贯通落地，从而导致大底盘上、下楼层刚度变化较大，易产生薄弱楼层，对结构抗震极为不利[1-2]。高烈度区采用隔震技术可解决大底盘与上部结构刚度突变的问题，并可减小上部结构的地震作用，在地铁上盖开发的建筑中采用隔震技术也逐步成为一种趋势[3-6]，目前，国内已经出现较多工程应用，并表现出良好的抗震性能。国内学者也对高层建筑隔震技术进行了系统研究。祁皑等[7-8]对隔震层采用侧移刚度偏小值、优化值和偏大值的层间隔震结构模型进行振动台试验，验证了层间隔震结构的参数化理论；王曙光等[9-10]对不同阻尼比隔震结构的地震影响系数曲线进行研究，对地震影响系数曲线采用阻尼调整的形状参数提出改进建议；刘付钧等[11]对大底盘层间隔震技术的组合隔震方案、隔震支座附加弯矩等若干关键技术问题进行讨论，提出隔震层以下直接支承隔震层的竖向构件应考虑隔震支座产生的附加弯矩影响。

为进一步考察、研究该类结构的抗震性能，以西安地铁14号线骏马村停车场大底盘多塔隔震结构为背景，结合GB50010—2010《建筑抗震设计规范》(以下简称“《抗规》”)[12]和GB/T51408—2021《建筑隔震设计标准》[13](以下简称“《隔规》”)，对该类结构的隔震性能进行分析，并对结构在设防地震、罕遇地震和极罕遇地震作用下的抗震性能进行全面评估，阐述结构的抗震性能化设计流程，研究成果可为该类结构的实际应用提供相关参考。

1 工程概况

项目位于西安国际港务区，西沿灞河，北至铁路北环线，东至西韩公路，南接城市三环和西安绕城高速，规划总用地面积为5.49万m2。受建设条件需要，设计分为盖上、盖下两个部分，其中，盖上部分为非轨道功能的业态开发，业态为16栋高层住宅，层高3 m，盖上总建筑规模约10.2万m2(图1)。盖下为2层结构，长299 m，宽180 m，首层为运用库，层高9.6 m；二层为汽车库，层高4.4 m。整个结构通过抗震缝划分为2个单元(图2)，单元平面尺寸分别为180 m122 m和180 m177 m。首层采用框架剪力墙结构，二层采用框架+支撑结构，上部住宅采用剪力墙结构，住宅剪力墙均不落地，采用梁式转换。塔楼底部设置隔震层进行隔震，隔震层位于二层汽车库顶(图3)。

图2 结构分区(单位：m)

图3 隔震层位置(单位：m)

2 结构设计

2.1 主要设计参数

该工程结构设计基准期和使用年限50年，安全等级为二级，结构重要性系数取1.0，抗震设防烈度为8度，0.20g，建筑抗震设防类别为丙类，建筑场地类别为Ⅱ类，设计地震分组第二组，特征周期0.40 s。50年重现期基本风压为0.35 kN/m2，基础设计安全等级为二级，基础设计等级为甲级。

2.2 上部结构概况

上部住宅采用剪力墙结构体系，共计16栋10层住宅，主要构件截面尺寸如表1所示。

表1 主要构件截面尺寸

2.3 隔震层结构概况

隔震设计最重要的是隔震支座设置，隔震支座从材料上分为天然橡胶隔震支座(LNR)与铅芯橡胶隔震支座(LRB)。铅芯橡胶支座设置在塔楼外侧纵轴上，以控制隔震层变形并减小倾覆作用[14]，在塔楼内部纵轴上设置普通橡胶支座，以6号塔楼为例，隔震支座布置如图4所示。

图4 隔震支座布置

2.4 盖下结构概况

结合工艺要求，盖下首层采用框架剪力墙结构，二层采用框架-支撑结构，如图5、图6所示。根据《抗规》第12.2.9条：隔震层以下结构应满足对上部结构的嵌固刚度比和隔震后设防地震的承载力。因此，对盖下结构进行加强设计，转换柱和转换梁采用型钢混凝土构件，其余框架柱、框架梁、剪力墙等均采用钢筋混凝土构件，通过对构件尺寸优化调整和剪力墙、支撑构件布置，使盖下二层抗侧刚度满足对上部塔楼底层的嵌固要求。由于盖下首层和二层的层高相差较大(>1.5倍)，根据JGJ3—2010《高层建筑混凝土结构设计规程》[15]第3.5.2条，通过调整框架柱截面尺寸和剪力墙布置，满足盖下首层和二层的刚度比≮1.1倍要求。

图5 盖下一层结构布置

图6 盖下二层结构布置

2.5 超限判别及性能化设计目标

由于该结构存在扭转不规则、刚度突变、竖向构件间断和大底盘多塔等多项不规则，属于超限高层建筑工程。具体处理措施为：①合理布置下部结构的剪力墙和支撑，满足刚度比要求；②针对上部结构，通过调整剪力墙布置，使结构刚度中心与质量中心尽量接近，使上部结构位移比、周期比等指标满足规范要求；③盖下结构按照性能化设计，主要构件性能目标如表2所示。

表2 构件抗震性能目标

3 结构分析

3.1 分析模型

选取南区结构，采用三维有限元分析软件ETABS和结构设计软件YJK建立整体计算模型，分别如图7、图8所示。在ETABS建模过程中，框架梁和框架柱采用梁单元模拟，支撑采用杆单元模拟，剪力墙采用壳单元模拟，楼板采用板单元模拟，隔震支座采用“Rubber Isolater+Gap”的组合单元模拟[16]，相关参数按照JG/T 118—2018《建筑隔震橡胶支座》[17]选取，具体参数见表3。

表3 隔震支座参数(S2=5.45)

图7 ETABS计算模型

图8 YJK计算模型

减震系数计算采用设防烈度下的FNA法[16]，按照《抗规》第5.1.2条选取3条地震波：2条天然波和1条人工波。3条波对应的反应谱曲线与规范反应谱曲线对比如图9所示。隔震支座校核采用罕遇地震作用下的FNA法。罕遇地震和极罕遇地震下弹塑性分析采用非线性直接积分法。

图9 地震波反应谱与规范谱对比

3.2 振动特征

对隔震结构和相应的非隔震结构进行模态分析，得到结构主要自振周期和振型，如表4所示。

表4 隔震与非隔震结构振动特征对比

由表4可以看出，隔震后结构周期显著延长，约为非隔震模型的3倍，有利于减小结构地震响应。隔震模型前两阶振型的X、Y向质量参与系数也明显大于非隔震模型的质量参与系数，表明隔震后多塔结构的扭转效应进一步改善。隔震模型前14阶振型均为以平动为主的振型。

3.3 水平减震系数

根据《抗规》第12.2.5条相关规定，采用水平减震系数β计算隔震后结构的水平作用，如式(1)所示。

αmax1=βαmax/ψ

(1)

式中，αmax1为隔震后水平地震影响系数最大值；β为水平向减震系数；αmax为非隔震水平地震影响系数最大值；ψ为与隔震支座相关的调整系数。水平减震系数采用弹性时程分析所得的隔震结构与非隔震结构各层间剪力比值的最大值。对于高层建筑，还应计算各层倾覆力矩的比值，并取二者较大值。对隔震结构和非隔震结构进行设防烈度下的弹性时程分析，得到3条地震波作用下各塔楼的减震系数，如表5所示。

表5 水平减震系数β

《抗规》12.2.5条的条文说明，隔震后结构达到降半度目标，即从8度地震裂度的地震动峰值加速度0.20g降至7度地震裂度的地震动峰值加速度0.15g。

3.4 支座内力及隔震层变形

采用FNA法对结构进行罕遇地震作用分析，并进行隔震支座验算，验算包括：压应力、最大压应力、拉应力和极限水平变形。结果如表6所示，可以看出，支座内力和隔震层变形均满足相关规范要求。

表6 罕遇地震下支座验算

同时选取代表性的橡胶支座和铅芯橡胶支座，提取罕遇地震作用下水平剪力与剪切变形的关系曲线，如图10所示。由图10可以看出，橡胶支座呈现出线弹性的恢复力特征，而铅芯橡胶支座体现出一定的耗能能力，与JG/T 118—2018《建筑隔震橡胶支座》规定的计算模型一致。

图10 隔震支座滞回曲线

3.5 罕遇地震作用下弹塑性分析

对模型进行了罕遇地震下的弹塑性时程分析。框架梁、框架柱、支撑等杆系构件的非线性行为通过定义纤维铰实现，而剪力墙非线性行为则通过定义分层壳单元进行模拟。

最大层间位移角是评价结构抗侧性能的重要指标，《抗规》和《隔规》给出多遇地震、设防地震、罕遇地震和极罕遇地震的设计基本地震动峰值加速度。通过调整地震波峰值，对结构进行弹塑性时程分析，得到大底盘及各塔楼在3条地震动作用下层间位移角，并采用《抗规》中的修正方法对时程分析得到的层间位移角进行修正，以6号塔楼为例，层间位移角如图11所示。同时《抗规》和《隔规》分别给出上部和下部结构在各地震水准下层间位移角限制，如表7所示。由表7可以看出，上部结构除在1条天然波和1条人工波作用下弹塑性位移角不满足《隔规》要求外，其余弹塑性层间位移角均满足《抗规》和《隔规》要求。同时，由于《隔规》设防目标为：当遭受相当于本地区设防地震时，隔震建筑基本完好；当遭受罕遇地震时，可能发生损坏，经修复后可继续使用；当遭受极罕遇地震时，不致倒塌或发生危及生命的严重破坏。其明显高于《抗规》“小震不坏、中震可修、大震不倒”的设防目标，因此，《隔规》的层间位移角限值较《抗规》更加严格。

图11 塔6X向大震弹塑性位移角

表7 规范对层间位移角的限制要求

以损伤因子的计算和输出进行损伤评价，混凝土损伤因子按GB50011—2010《混凝土结构设计规范》[18]附录C进行确定。钢筋和钢骨的损伤因子取最大应变与放大一定倍数后钢筋屈服应变的比值[19]。破损等级以损伤因子的大小分为5级，如图12所示。

图12 构件破损等级

整体结构的混凝土受压损伤云图和破损等级如图13、图14所示，可以看出，构件混凝土最大损伤因子在0.35左右，绝大部分构件仅为轻微破坏，具有较高剩余承载力和刚度。最后时刻各构件的混凝土受压损伤比例见表8，可以看出，下部结构的所有构件基本完好无损，上部塔楼底层仅1.91%的构件处于轻微破坏等级，0.07%的构件处于倒塌破坏等级。

图13 最后时刻混凝土受压损伤包络图

图14 最后时刻混凝土受压损伤破损等级包络图

表8 罕遇地震下最后时刻混凝土受压损伤比例 %

钢筋和钢骨的受拉破损等级如图15所示，可以看出，绝大部分构件钢筋或钢骨未出现损伤。同时，分析结果表明，在罕遇地震作用下，上部塔楼的层间位移角最大值是1/250，满足《抗规》层间位移角1/120的限值要求。而下部结构的剪力墙损伤仅为轻微损坏，框架柱和转换梁基本都处于弹性状态，满足“大震不倒”的设防目标。

图15 最后时刻钢筋层受拉损伤等级包络图

4 基于《隔规》的结构性能分析

4.1 上部结构减震性能对比

《隔规》采用基于振型分解反应谱法的直接设计法，通过反复迭代或时程分析来确定隔震层等效刚度和等效阻尼比，进而采用修正后的反应谱进行相关指标验算和构件设计[20-21]，图16为《隔规》和《抗规》的反应谱的对比。可以看出，《隔规》较《抗规》在反应谱的第二个下降段发生了变化，其下降趋势较《抗规》更大。本节对整体结构进行时程分析时，需要隔震支座的位移时程曲线、速度时程曲线、内力时程曲线和滞回曲线等参数，进而计算有效刚度和有效阻尼，然后再进行反应谱分析。

图16 隔规和抗规反应谱对比

图17 直接设计法和分部设计法对比

采用《抗规》的分部设计法(7度0.15g)和《隔规》的直接设计法对上部结构进行中震下反应谱分析，对比两种分析方法的各塔楼基底剪力，如表9所示。以6号塔楼为例，基于上述两种方法给出楼层剪力和地震力分布模式对比，如图17所示。可以看出，通过《隔规》直接设计法得到的基底剪力大于采用《抗规》分部设计法的基底剪力，其比值为1.74～1.95，楼层剪力比值为1.08～1.95，原因是《隔规》采用了“中震弹性”的设防水准，《抗规》采用了“小震弹性”的设防水准，《隔规》较《抗规》提高了结构设计水准。同时，采用分部设计法得到的地震力呈倒三角分布，而直接设计法的地震力分布较为均匀，这是因为隔震层的设置使上部塔楼侧向变形更趋向于刚体平动。

表9 各塔楼两种设计方法基底剪力对比

4.2 极罕遇地震下变形及损伤分析

按《隔规》表4.2.4将地震动调幅至600 cm/s2进行极罕遇地震作用下的弹塑性时程分析，分析方法与罕遇地震一致，弹塑性位移角结果如图18所示。混凝土受压损伤、破损等级和钢筋、钢骨受拉损伤如图19～图21所示，各构件的混凝土受压损伤比例见表10。可以看出，在极罕遇地震下结构层间位移角最大值为1/153，满足《隔规》层间位移角1/120的限值要求。各构件混凝土受压损伤比例较罕遇地震时有所增大，上部塔楼底层和二层少部分构件达到倒塌破坏等级，大部分构件处于轻微破坏等级和中等破坏级别。而下部大底盘的少部分剪力墙处于轻微破坏等级和中等破坏等级。

图18 极罕遇地震下塔X向层位移角

图19 极罕遇地震下混凝土包络受压损伤

图20 极罕遇地震下混凝土包络受压破损等级

图21 极罕遇地震下钢筋层包络受拉损伤等级

表10 极罕遇地震下混凝土受压损伤比例 %

5 结论

(1)隔震后结构周期显著延长，为非隔震结构的2.96～3.55倍，有利于减小结构地震反应。

(2)在罕遇地震作用下，隔震支座满足压应力、最大压应力、拉应力和极限水平变形的要求；上部、下部结构构件损伤大部分处于基本完好状态，弹塑性层间位移角满足相关规范限值要求。

(3)设置隔震层后，采用分部设计法得出上部塔楼结构的地震力呈倒三角形分布，采用直接设计法得出上部塔楼结构的地震力沿楼层高度分布较为均匀，符合隔震结构真实的受力状态。

(4)由于《隔规》采用了“中震弹性”的设防水准、《抗规》采用了“小震弹性”的设计水准，导致采用直接设计法得到的基底剪力大于采用《抗规》分部设计法的基底剪力，其比值为1.74～1.95。

(5)在极罕遇地震作用下，结构层间位移角最大值为1/153，满足《隔规》限值要求。少部分构件达到倒塌破坏等级，大部分构件处于轻微破坏和中等破坏级别。表明该结构具有很好的抗震性能。