较重荷载下公共建筑的隔震设计研究

孔 鹏

（山西省建筑设计研究院有限公司，山西 太原 030000）

0 引言

随着结构软件计算能力的提升，建筑隔震设计也从最初的简化设计阶段逐步过渡到关注强震下建筑工作性能及建筑全生命周期内性能水准等更高要求的设计阶段。地震来临时隔震建筑的变形主要集中在隔震层，上部结构的变形及室内设施设备损伤小，人员的震感减弱。与传统抗震结构相比，隔震建筑在遭遇大震时表现良好。

目前单体联合隔震的工程较多，建筑形式也多样化，没有统一的特点可遵循。本文主要对采用整体设计法计算的公共建筑进行隔震设计方面的研究。

1.1 工程概况

本项目以某图文中心（学校建筑）为例进行隔震设计的相关研究，工程整体效果见图1。工程建设区域内场地平坦，项目地下一层为人防层（核6 常6 级）、汽车库，一层为报告厅、会议室、开架阅览室，二～五层为图书阅览区及局部相关功能区，整体结构模型如图1 所示。

图1（a） 效果图

图1（b） 整体结构模型

项目设计工作年限为50 年，安全等级为二级，地基基础设计等级为乙级。结构采用钢筋混凝土框架结构，建筑抗震设防烈度为8 度（0.20g），设计地震分组为第二组，场地特征周期Tg=0.55s，抗震设防类别为重点设防类。建筑场地类别为III 类，项目所在地地面粗糙度类别为B 类，基本风压为0.40KN/m2，基本雪压为0.35KN/m2，场地标准冻深为0.74m。

1.2 结构布置及荷载

地下一层长× 宽为126.6m×126.8m，一层长× 宽为118.7m×75.6m，二层～五层长×宽为110.1m×51.2m，室外有大台阶连通首层地面至二层楼面。建筑物高度为H=29.9m，室内外高差0.9m，结构采用框架结构体系。为解决结构立面的高低错落问题，在首层大台阶顶部（含大台阶两侧的出地面单层结构）位置及主楼的高低层交界位置共设置两道通长结构缝，将整个建筑分成3 个独立单体，其中大台阶及其左右突出地面单层结构与地下车库连成整体（为非隔震结构），其余地面以上的低层及高层部分为共用同一个隔震层的独立单体。单体建筑均属于平面体形规则的建筑物。根据《建设工程抗震管理条例》 第十六条[1]之规定，本工程采用层间隔震技术[2]，以保证发生本区域设防地震时建筑能够满足正常使用要求。

本工程因要考虑图书及藏书的问题，建筑面层做法为楼面（恒载）1.7kN/m2、楼面可变荷载普遍在6.0～8.0kN/m2；考虑建筑做法及设备重量取屋面（恒载）10.0kN/m2、屋面活荷载2.0kN/m2。为满足建筑装配率，结构采用钢筋混凝土叠合楼板，楼板厚度比常规建筑加厚。总体来看，该结构属于高宽比较小但建筑荷载总量相对较大的公共建筑。

2 隔震概述及关键指标控制

2.1 隔震设计概述

本工程以《建筑隔震设计标准》（以下简称《隔标》）为主要依据进行隔震设计，工程采用pkpm 软件进行复振型分解反应谱法（迭代计算）进行隔震结构的分析，并采用时程分析法进行校核。本工程隔震设计方法采用“整体分析设计法”，底部剪力比由设防地震下的复振型分解反应谱法结合迭代分析确定。

相关构件重要性分类[3]如下：关键构件：隔震层框架梁、隔震层转换梁；隔震层上、下支墩；普通竖向构件：关键构件之外的竖向构件；普通水平构件：关键构件之外的水平构件。

工程设计中对该结构上、下支墩进行罕遇地震下的承载力验算，设计其承载力达到抗弯不屈服、抗剪弹性的要求，并在计算中考虑了隔震支座大变形带来的附加弯矩。

2.2 隔震支座布置及特点

该工程竖向荷载分布不均，单体间柱轴力差异较大，为将各支座压应力控制在合理范围以达到预期的隔震效果，经过反复试算，最终确定隔震层由铅芯橡胶隔震支座（LRB）[4]、普通橡胶隔震支座（LNR）以及弹性滑板支座（ESB）[5]共同组成[6]。支座在每根柱子下布置一个，铅芯橡胶支座尽量布置在结构周边。本工程共采用176 套隔震支座，平面布置见图3（图中双支座的上方部分为主楼支座，下方为裙楼支座）。其中LRB 隔震支座120 个（直径为Φ800、Φ900、Φ1000 共3 种）、LNR隔震支座32 个（直径为Φ800 共1 种）、ESB 弹性滑板支座24 个（Φ800 共1 种）。根据结构受力特点及整体抗扭需求，工程的ESB 弹性滑板支座仅布置于荷载较轻的一层裙楼的内部（外围仍采用铅芯橡胶支座），弹性滑板支座连接大样见图4。

图3 隔震支座布置图

图4 弹性滑板支座连接大样

2.3 关键指标控制

隔震支座在重力荷载代表值作用下压应力不超规范限值。本工程隔震橡胶支座的最大压应力是9.8MPa 小于限值是12MPa。因计算调整需要及成品支座规格原因，弹性滑板支座的最大压应力是6.8MPa 小于限值是15MPa，弹性滑板支座留有一定的储备，并有利于保持支座间的变形协调。

上部结构的质心与隔震层隔震支座的刚心不重合时，地震作用下隔震层的外围端部的支座扭转位移会增大，而中部的靠近刚度中心的支座变形很小，此时整体隔震不合理。为避免过大的扭转变形出现，设防烈度地震作用下的偏心率不宜大于3%。本工程的计算结果为：X 方向0.06%，Y 方向1.91%。

风载下的稳定验算[7]要求是满足建筑正常使用的基本要求，《建筑抗震设计规范》要求结构风荷载的产生的总水平力标准值不宜超过结构总重力的10%。该结构风荷载的产生的总水平力为1 621.2kN，总重力为613 875.4kN，满足要求。从以下验算可知铅芯橡胶支座的屈服承载力远大于风载下的水平力设计值为：

隔震层必须具备足够的屈服前刚度，以满足风荷载和微振动的要求。本工程铅芯橡胶支座水平刚度简化为双线性、天然橡胶支座的水平刚度简化为线性，隔震层的水平恢复力同时考虑铅芯橡胶支座和天然橡胶支座共同刚度，经计算可知隔震层水平抗恢复力满足《隔标》要求。

3 主要隔震分析

3.1 地震波的选取及模型验证

本工程选取了实际5 条强震记录和2 条人工模拟加速度时程，时程波有效持续时间均在（5～10）T1 的范围内。抗震模型及隔震模型设防地震采用地震加速度最大值均为200cm/s²；隔震模型罕遇地震采用地震加速度最大值为400cm/s²。在保证基底剪力满足要求的前提下，多组时程波的平均地震影响系数曲线与振型分解反应谱法所用的地震影响系数曲线相比，在对应于结构主要振型的周期点上相差不大于20%，选波符合要求。

对比ETABS 和PKPM 非隔震模型的质量、周期和层间剪力，两软件模型的质量差值仅在0.58%，周期仅相差1%。用于本工程隔震分析计算的ETABS 模型与PKPM 模型是基本一致的。

3.2 设防地震分析

采用隔震技术后，结构的周期T1 由隔震前的1.479s 延长为隔震后的2.871s。

由表1 分析得到隔震层以上结构隔震前后，结构底部剪力比值的最大值为0.355，隔震后结构与隔震前结构底部剪力比不大于0.5，上部结构可按设防烈度降低1 度确定抗震措施。

表1 结构层剪力比计算结果

由表2 可知，上部结构隔震设防最大位移角为1/409，满足要求。

表2 设防地震下结构层间位移角

3.3 罕遇地震分析

3.3.1 隔震层水平位移计算

对比小震同波形平均值及反应谱分析的结果分析可知，隔震层最大水平位移约为190mm，小于0.55D=440mm（D 为最小隔震支座直径，本工程采用隔震支座最小直径为800mm）及3Tr ≥447mm（Tr 为最小隔震支座的橡胶层总厚度）中的较小值，满足要求；端部支座考虑边支座扭转影响，放大1.15 倍后为190×1.15=218.5mm，满足支座位移要求。

表3 罕遇地震时隔震结构各支座最大位移

为使大震下隔震支座力学性能的充分发挥，保证隔震层各个区域支座的剪切变形位移相差不至过大，设计中验算了弹性楼板下隔震层最大最小位移比值并按经验值1.2 进行控制。

按罕遇地震位移计算结果，本工程隔震沟宽按不小于600mm考虑，大于隔震支座在罕遇地震作用下最大水平位移的1.2倍，且大于300mm。水平隔离缝高20mm，后期考虑柔性材料填充。

3.3.2 隔震支座应力验算及结构抗倾覆验算

经分析，工程橡胶隔震支座的竖向压应力较均匀，且竖向压应力未超过乙类建筑的限值12MPa。裙楼部分结构低、荷载小，设计中对弹性滑板支座按竖向变形协调控制支座压应力，压应力远小于规范限值15MPa。在罕遇地震作用下，该建筑各隔震支座均未出现拉应力。因建筑的高宽比较小，支座应力验算较容易满足。

上部结构重力荷载代表值作为抗倾覆力矩，抗倾覆力矩安全系数应大于1.1。X 方向 617 437.8×118/2/1 100 095=33.11 ＞1.1；Y 方向 617 437.8×75.6/2/1 059 490=22.03 ＞1.1，罕遇地震作用下抗倾覆验算满足要求。

经验算统计，上部结构隔震罕遇最大位移角为1/193，满足规范1/100 要求。

4 轻荷载与重荷载条件下隔震设计的对比研究

本工程属于楼面活荷载较大的公共建筑，加之使用了装配式楼板，板厚普遍增加2～5cm，因此，本建筑与一般公共建筑（如办公楼等）相比重量变大。工程每个结构层每平方米荷载标准值（含屋面）较一般的办公建筑增加约6.5kN/m2，为了研究楼面荷载变化对隔震设计的影响，在结构抗侧力构件布置及支座布置不做调整的情况下，对两种不同楼面荷载下的模型进行了隔震设计的对比分析，其中模型一为轻荷载模型，模型二为本工程的较重荷载模型。对比发现，轻载模型的结构总质量减小约15%，前3 主振型的自振周期相差约为15%～18%。主要指标层剪力比及支座压应力如表4 所示。

表4 结构层剪力比（对比）

对比可知，在隔震支座布置和参数不变的情况下，本工程出现在较重荷载模型下底部剪力比更小的情况，隔震技术对较重荷载下结构的隔震效果更优。对于质量和刚度分布不均匀且荷载较重的结构而言，荷载总量大小是影响隔震层偏心率进而影响到隔震建筑剪力比的主要原因。当建筑高宽比较小时，15%左右的总荷载标准值的变化并未在总体上影响隔震层的布置以及建筑的总体隔震效果。

荷载减轻前后支座的设计压应力相差在2MPa 以内。反过来看，对于一般公共建筑在增加约6.5KN/m2的楼面荷载的情况下，若隔震层支座总面积有12%左右富余度时，隔震层的结构布置并不需要做调整。以上荷载值的增量完全可以满足对建筑的常规后期改造要求。可以看出隔震建筑对荷载变化的适应能力较强.因此，建议结构设计时对隔震支座的面压进行控制时，留有10%左右的富余量（实际工程中因橡胶隔震支座一般均按型号规格选取，这一点基本均可实现），以适应目前行业内建筑改造现象比较突出的现状，另外也有基于对地震不确定性下极罕遇地震的考虑。

5 结论

建筑高宽比是控制隔震建筑强震下整体稳定的主要控制指标。高宽比小于1.0 时结构重量不是影响隔震结构整体稳定的最主要的控制因素。对于高低塔楼共用一个隔震层且单体间重量及刚度差别较大的建筑，采用弹性滑板支座（用于小荷载的塔楼下）与橡胶支座组合来调整隔震层偏心率是一种比较实用的隔震设计方法。组合支座使用时还需考虑弹性滑板支座位置处结构的竖向变形协调问题并进行支座压应力控制，具体可对比考虑支座位移差后的设计结果进行包络设计。隔震建筑对荷载变化的适应能力较强。在设计阶段对隔震支座的面压控制时宜留有约10%的余量，有利于适应当前建筑改造现象比较突出的现状，也是对极罕遇地震不确定性的考虑。