高烈度区某大型火车站高位隔震方案分析

欧旻韬，廖旭钊，吴桂广，焦 柯

（广东省建筑设计研究院有限公司 广州510010）

0 前言

本文主要对处于高烈度区的某大型车站站房抗震性能进行研究，讨论了高位隔震应用的可能性，并探索适用于大跨度站台的高位隔震减震新体系，供设计人员参考。

该站房跨越多个地貌单元，场区属于岩溶区，且多条断层从场区穿过，地震烈度高。整个站房建筑面积384 006 m2，从下至上分为出站层、站台层和高架层。由于地形起伏，底部的嵌固部位不在同一平面上，导致底部刚度分布不均匀。站台层的建筑要求较高，不允许设置斜撑、剪力墙等抗侧力构件，导致该层的抗侧力刚度较弱。高架层是候车区，利用悬臂柱支承顶部的双层网架［1］。柱径1.8 m，高23.6 m，悬臂柱抗弯刚度较弱。导致地震作用下，高架层至屋盖间的层间位移角难以满足《建筑抗震设计规范（2016年版）：GB 50011——2010》［2］要求。

该站房停靠高速列车，无法采用底部隔震技术来降低地震力。经过多番论证，初步决定对该站房主体结构采用高位隔震技术，隔震区共使用80个叠层橡胶支座。因在H轴和R轴设置2道结构缝［3］，分缝位置两侧的屋架支承在同一根柱上，导致该处柱顶需设置2个隔震支座。站房各层布置如图1所示。

图1 站房各层示意图Fig.1 Each Floor of the Station

1 计算方案概述

该火车站房采用Midas/Gen中搭建整体模型，然后通过自主开发的StructInter软件［4］快速导入到SAP2000［5］进行结构分析。梁、柱用梁单元模拟，拉索采用索单元（只受拉单元）模拟，楼板、挡土墙采用壳单元模拟。搭建好的模型很庞大，构件截面类型共153个。全模型共29 153个节点，87 242个单元。其中，索单元1 188个，梁单元68 741个，壳单元17 313个，这对计算机和计算软件处理规模都是一个挑战。各建筑层的荷载均按实际布置施加，而屋盖由于节点较多，为加快计算速度，将其面荷载均换算为节点荷载施加在对应节点上。

1.1 隔震支座的布置

图2 高位隔震支座的平面位置Fig.2 Plane Position of High Isolation （m）

图3 隔震支座布置示意图Fig.3 Vibration Isolator Layout

表1 隔震垫参数Tab.1 Parameter List of Vibration Isolator

1.2 地震作用参数

地震作用依据文献［2］确定，地震设防烈度为8度（0.20g），设计地震分组为第三组，场地类别为Ⅲ类，设计特征周期为0.65 s，阻尼比为0.04。人工波--RH1，加速度峰值：（小震）70 cm/s2；（大震）400 cm/s2，计算时间取20 s。X向（顺轨向）、Y向（横轨向）地震波均采用单向加载。

1.3 SAP2000时程分析方法

1.3.1 线性直接积分法

线性直接积分法［6-7］又称为逐步求解法，其本质是在一系列时间间隔范围内求解平衡方程。结构中使用了阻尼器、隔震器等非线性连接单元时，SAP2000将在动力分析过程中考虑这些阻尼的影响，并把连接单元属性中指定的线性有效阻尼系数或者非线性阻尼自动转换为振型阻尼。

1.3.2 非线性振型叠加

非线性振型叠加［8-9］又被称为FNA（快速非线性分析方法），是以模态积分的方式进行时程分析。模态积分方式是以结构的模态分析结果为基础，通过结构不同模态的积分求解来得到结构总的响应值。这种方法的主要优势在于运算速度，一般情况下可比传统方法快几个数量级。

当使用模态积分非线性分析时，只能考虑结构中边界及连接单元的非线性，包括缝、钩、弹簧等分线性连接单元和阻尼器、隔震器等非线性连接单元。

2 不同分析方法的计算结果对比

2.1 基于铰接模型的结果对比

由于高架层以上的悬臂柱比较细长，地震作用下柱顶位移较大，是站房的抗震薄弱位置。下面基于悬臂住与网架之间为铰接的模型，对比反应谱法、非线性振型叠加法（FNA）、线性直接积分法的悬臂柱柱顶位移，如表2所示。各种方法的基底剪力对比如表3所示。

表2 顺轨向悬臂柱柱顶位移Tab.2 Displacement along the Track to Column Top（m）

表3 最大基底剪力Tab.3 Maximum Base Shear Force（k N）

从结果对比中可得到如下结论：

治未病是中医学术思想的基本内容之一，是中医学的突出特色和优势。从国家新医改政策推动大健康产业发展来看，政府已经认识到“治未病”的重要性，各地涌现了一批治未病中心，也出现了全国治未病专委会，推动了中医药学预防为先的思想观念的普及。中医强调“未病先防、已病防变、已变防渐、瘥后防复”。对肿瘤患者经手术和放化疗后的治疗，通常属于已病防变范畴。原位肿瘤在转移前能够在特定器官组织诱导形成有利于肿瘤细胞转移的微环境，该肿瘤转移前微环境的形成需要肿瘤分泌因子、抑制性免疫细胞的动员募集以及该组织部位基质组分炎性极化3方面要素的相互作用。因此，本文从这3个角度综述了中药抗肿瘤转移微环境的现状。

⑴基于该模型，反应谱算出的基底剪力最大，非线性振型叠加和线性直接积分法算出的基底剪力接近。时程分析时，计算所得结构底部剪力不小于反应谱法结果的65%，满足文献［2］要求。

⑵非线性振型叠加法与反应谱相比：顺轨向位移平均值相差7.15%，最大值相差28.21%；横轨向位移平均值相差1.39%，最大值相差4.69%。线性直接积分法与反应谱相比：顺轨向位移平均值相差7.89%，最大值相差28.21%；横轨向位移平均值相差2.39%，最大值相差3.13%。

⑶柱顶与屋盖铰接时，非线性振型叠加法与线性直接积分法计算结果基本一致。横轨向这两种方法的结果与反应谱的比较一致，但顺轨向在位移最大值上有差别。这种差别原因在所以选用地震波的频谱与反应谱不能完全一致，在顺轨向的最大响应值与反应谱的有差别。

2.2 基于隔震模型的结果对比

为方便对比各个计算方法的结果，支座全部统一为侧刚3 000 kN/m系列，且支座不设置粘滞阻尼。各种分析方法的结果对比如表4、表5所示。

表4 顺轨向悬臂柱柱顶位移Tab.4 Displacement along the Track to Column Top（m）

表5 最大基底剪力Tab.5 Maximum Base Shear Force（k N）

非线性振型叠加法与反应谱相比：X向平均值相差3.25%，最大值相差8.45%；Y向平均值相差6.34%，最大值相差4.55%。线性直接积分法与反应谱相比：X向平均值相差22.46%，最大值相差18.31%；Y向平均值相差19.03%，最大值相差19.70%。

但要注意，加上隔震支座后，基底剪力比铰接时的还要大。反应谱和振型叠加法隔震前后剪力相差较大，这种现象与常规的基底隔震结构明显不同。下面根据参与质量与周期的关系来分析其原因。

2个方向的参与质量与周期关系曲线如图4所示，由图4可知，在0.10～0.65（Tg）这个反应谱峰值区内，隔震模型的参与质量比铰接模型的要多，相应的百分比如图5⒜所示。因此从整体看，隔震模型在共振区激发出更多的地震力，如图5⒝所示，导致隔震后的基底剪力比铰接时的要大而柱顶剪力却是隔震时比铰接时要小。

图4 振型参与质量与周期的关系Fig.4 Mode Shapes Participate in the Relationship between Mass and Period

图5 各振型的参与质量百分比及对应基底剪力分布Fig.5 Participating Mass Percentage of Each Mode Shape and Base Shear Force Corresponding to Each Mode Shape

3 多遇地震作用下的计算结果对比

多遇地震的时程计算基于线性直接积分法，柱顶设置的隔震支座各个位置都统一型号，刚度和阻尼系数根据表1选取。设置不同型号隔震支座时的高架层悬臂柱位移角结果如表6所示。顺轨向的位移角和基底剪力是地震波沿顺轨向加载，顺轨向的计算结果。横轨向亦同。

表6 高架层悬臂柱位移角对比Tab.6 Displacement Angles Comparison of Elevated Floors

悬臂柱位移角倒数的分布情况（数值越大越好）如图6所示。

图6 地震作用边柱位移角分布Fig.6 Displacement Angle Distribution of Side Column

从悬臂柱位移角对比结果可以看出：

⑴隔震结构比非隔震结构的位移响应明显减少，刚度和阻尼搭配合适时，柱顶位移只有铰接时的50%左右。小震时的位移角能满足文献［2］小于1/550的要求。

⑵由于结构分缝（H轴、R轴），地震力作用下容易出现缝隙两侧屋盖变形不协调，屋盖各自以不同的形式震动。

⑶当隔震支座侧刚较小时，屋架对柱顶的约束作用降低，悬臂柱的鞭稍效应增强。容易出现相邻柱子之间的摆动方向和频率不一致，特别是分缝部位两侧的柱子。

单根悬臂柱的柱顶剪力最大值、所有悬臂柱的柱顶剪力之和的最大值及水平向减震系数如表7所示。

表7 悬臂柱剪力最大值Tab.7 Maximum Shear Force（k N）

悬臂柱柱顶剪力对比结果如图7所示，由图7可知：①隔震结构比非隔震结构的柱顶剪力明显减少，剪力只有铰接时的30%左右；②随着隔震支座刚度增大，隔震层传递的剪力逐渐增大，隔震支座变形逐渐减小，而隔震位置的柱顶位移出现先逐渐减少然后逐渐增大，存在一定的最优段（侧刚3000系列）。在最优段附近，改变隔震支座的刚度对隔震效果影响不明显。

图7 顺轨向地震作用边柱柱顶剪力分布Fig.7 Shear Force Distribution of Side Column Top

4 罕遇地震的计算结果对比

罕遇地震的时程计算基于线性直接积分法，未考虑几何非线性（P-δ效应）和材料非线性（塑性铰）。柱顶设置的隔震支座各个位置都统一型号，刚度和阻尼系数根据表1选取。悬臂柱位移角结果如表8所示。

表8 高架层悬臂柱位移角对比Tab.8 Displacement Angles Comparison of Elevated Floors

由表8可知，大震下悬臂柱的位移角仍能满足文献［2］小于1/100的要求。而柱顶与网架铰接时只有1/59，可见高位隔震［10-12］效果明显。

隔震支座上下侧的相对变形量如图8所示。大震下的支座位移较大，需采取可靠措施防止大震时支座滑落。要注意到分缝处两侧的屋架变形不协调，且大震时隔震支座变形较大，两侧屋架容易发生碰撞。

图8 地震作用边柱隔震支座变形分布Fig.8 Deformation Distribution of Side-column Isolation Support under Earthquake Action

5 结论

⑴在柱顶与网架间设置隔震支座后，悬臂柱在地震力作用下的位移角有显著改善，小震时的位移角能小于1/550，大震时小于1/100，满足文献［2］要求。

⑵隔震结构比非隔震结构的柱顶剪力明显减少，水平减震系数约30%。

⑶天然橡胶隔震支座耗能能力低下，单独采用天然橡胶隔震支座作为隔震层的隔震结构，地震时不能有效地吸收地震能量，此外隔震支座将产生过大的剪切变形而产生破坏。经本工程验算，在隔震支座配合设置粘滞阻尼器，能有效减少地震力。但若阻尼器的阻尼比取得过大，则起不到耗能作用，且地震力作用局部会增大。

⑷该火车站站房结构层数不高，但由于建筑功能需要不能在有效位置添加剪力墙和斜撑，因此下部结构较柔。而对于高位隔震结构，增强底部的嵌固和下部结构刚度，都能显著增强隔震效果，减少悬臂柱的鞭稍效应。可采用地下层的梁加短撑，楼梯、地下室挡土墙参与抗震等方法。