某医疗框架-剪力墙结构隔震设计与分析

张伟欣, 赵远征, 雷远德

(1 中土大地国际建筑设计有限公司，石家庄 050000；2 中国建筑标准设计研究院有限公司，北京 100048)

0 引言

自《建设工程抗震管理条例》(简称《抗震管理条例》)2021年9月1日正式实施以来,建筑防震技术广泛出现于已有建筑和新建建筑中。医疗建筑属于重要的生命线工程[1],根据《抗震管理条例》第十六条规定,位于高烈度地区的新建医院等建筑应采用隔震减震等技术,从而保证结构在设防地震作用下的正常使用功能。隔震技术作为更为有效的防震技术,正大量用于医院、应急场所等可对灾后重建提供重要后勤保障的建筑结构中。

隔震技术通过在结构基础位置或±0标高位置或地上某层顶部设置隔震层,将结构上部结构与下部结构分隔开,可大幅延长整体结构的自振周期。通常隔震结构的自振周期是其隔震前周期的2～3倍,有效避开了场地卓越周期,从而减轻了地震作用对上部结构的能量输入[2-3]。隔震层的主要组成部件为隔震支座,同时也可布置少量阻尼装置,隔震支座则承载了上部结构的所有重量,因此隔震支座应具备较大的竖向承载力、较强的竖向刚度和大变形能力。目前国内最常用的隔震支座为橡胶隔震支座和摩擦摆隔震支座,橡胶支座在长期荷载下的控制面压较低(甲、乙、丙类建筑分别为10、12、15MPa),摩擦摆隔震支座则具有较高的控制面压(甲、乙、丙类建筑分别为20、25、30MPa),且后者在自复位能力、抗扭能力、耐久性、温度稳定性等方面也有着显著优势[4-7]。

同样在2021年9月1日,《建筑隔震设计标准》(GB/T 51408—2021)[8](简称《隔震标准》)也正式实施,为隔震建筑的设计提供了指导方向[9]。本文针对位于高烈度地区的摩擦摆隔震框架-剪力墙结构——廊坊中医院项目,基于《隔震标准》的相关设计方法与规定,分析了设防地震作用下的结构隔震后性能以及罕遇地震作用下结构的变形情况和构件的损伤水平,验证摩擦摆支座隔震技术对高烈度区高层框架-剪力墙结构的减震效果。

1 工程概况

廊坊中医院改扩建项目位于廊坊市,总建筑面积82 400m2,地上建筑包括病房楼、综合楼,建筑高度为56.7m(地上14层),地下3层,项目建筑效果图如图1所示,典型建筑剖面图及首层结构平面布置图分别如图2和图3所示。

图1 建筑效果图

图2 典型建筑剖面图

图3 首层结构平面布置图

本项目位于高烈度地区,抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度为0.20g;建筑场地类别为Ⅲ类,设计地震分组为第二组,场地特征周期Tg为0.55s,建筑抗震设防类别划分为重点设防类(乙类)建筑[10]。本项目为高层框架-剪力墙结构,在地下室与首层间设置隔震层。隔震层顶板标高为±0.000m,层高1.9m,支座类型为摩擦摆隔震支座,隔震层及以下结构抗震等级为一级,上部结构抗震等级为二级。采用了《隔震标准》中的直接设计法进行分析设计,设防地震作用下的水平地震影响系数αmax为0.45,罕遇地震作用下的αmax和加速度峰值分别为0.90和400gal。

本项目基础底板、承台均采用C40混凝土,钢筋采用HRB400,上下部结构及隔震层典型构件截面尺寸及材料强度等级见表1。

表1 典型构件截面尺寸及材料

2 隔震层设计

2.1 摩擦摆隔震支座

摩擦摆隔震支座[11]本质上是一种滑移支座,最早由美国加州大学伯克利分校的Zayas等于1985年提出,并广泛应用于候机厅、桥梁、精密实验室、液压储罐等工程中[12-13]。

典型摩擦摆隔震支座的构成示意图如图4所示,主要包括分别与隔震层上下支墩相连的上下座板以及夹在座板间的球冠板,座板内侧铺设有弧面的不锈钢板作为滑动面,球冠板两侧嵌固有聚四氟乙烯板,图中R1和R2分别为上下座板滑动面的等效曲率半径,h为球冠板高度。

图4 摩擦摆隔震支座构造示意图

摩擦摆隔震支座的上下座板可通过球冠板的滑动产生相对位移,地面对上部结构输入的大部分地震作用被聚四氟乙烯板与不锈钢板摩擦产生的能量消耗掉,少部分地震作用传递到上部结构中,从而大幅降低地震响应[14]。

摩擦摆隔震支座的滞回曲线通常可简化为双线性滞回模型,如图5所示,其中Keff为支座水平等效刚度,Kp和Kc分别为支座的屈服前和屈服后刚度,F为支座的水平恢复力。Keff和F分别按照式(1)和式(2)计算。

(1)

图5 摩擦摆隔震支座滞回曲线

(2)

R=R1+R2-h

式中:P为支座所受竖向荷载;μ为动摩擦系数;D为支座在滑动过程中的水平位移。

2.2 隔震目标

本工程隔震目标为将上部结构与水平地震有关的抗震措施降低1度,隔震结构满足设防地震作用下的正常使用功能,且大震位移不应超过隔震支座极限位移的85%。根据《隔震标准》相关要求,本项目上部结构隔震后与隔震前的底部剪力比应不高于0.5,设防地震下的层间位移角最大值不应高于1/500,罕遇地震下的弹塑性层间位移角不应高于1/200,且罕遇地震下上部结构构件不应出现大面积的轻度以上损伤。

2.3 隔震层支座布置

与橡胶支座不同,摩擦摆隔震支座的选型只与其所承受的重力荷载代表值下的柱底反力有关,本项目的摩擦摆隔震支座布置示意如图6所示。由于本项目选用的摩擦摆隔震支座型号较多,本文仅列举出3种型号支座的详细设计参数和对应支墩尺寸,同时给出所有型号支座的数量,分别如表2和表3所示。本项目共采用了109个摩擦摆隔震支座。

表2 部分摩擦摆隔震支座参数

表3 摩擦摆隔震支座数量统计

图6 摩擦摆隔震支座布置示意图

《隔震标准》规定乙类建筑的摩擦摆隔震支座长期面压不应高于25MPa,而支座选型结果显示所有支座的长期面压均处于15～25MPa,支座长期面压最大值为24.83MPa,表明隔震层具有充足的安全稳定性。

2.4 隔震设计关键构件定义

根据《隔震标准》第4.4.6条规定,在设防地震作用下,隔震建筑的关键构件抗震承载力应满足弹性设计要求,其抗震承载力应按照《隔震标准》式(4.4.6-1)计算。根据《隔震标准》主编单位广州大学和中国建筑标准设计研究院有限公司的相关解释[15],《隔震标准》中的关键构件包括隔震层中的支墩、支柱及其相连构件,底部加强部位的重要竖向构件、水平转换构件及与其相连竖向支承构件等,并且对于基底隔震建筑,其首层柱不按关键构件考虑。在本隔震项目中,关键构件包含隔震层上支墩、下支墩、隔震层顶板主梁及地下一层与下支墩相连的主梁,如图7所示。

图7 隔震设计关键构件范围

2.5 隔震层偏心率及抗风验算

根据《隔震标准》规定,隔震层的刚心与质心应尽量重合,质心与刚心的偏心率不宜超过3%,本项目隔震层的偏心率验算结果如表4所示。由表4可以看出,隔震层X向和Y向的偏心率分别为0.52%和1.77%,均低于3%,表明结构具有较强的抗扭转能力。

表4 隔震层偏心率验算结果

根据《建筑抗震设计规范》(GB 50010—2010)(2016年版)[2](简称《抗规》)规定,隔震结构的风荷载所产生的总水平力标准值Vwk不宜超过结构总重力的10%,且根据《隔震标准》相关规定,本项目隔震层的总屈服力(无抗风装置)VRw不应低于风荷载所产生的总水平力的设计值γwVwk,其中γw为风荷载分项系数。根据《工程结构通用规范》(GB 55001—2021)要求,γw取1.50。本项目隔震层的抗风验算结果如表5所示。由表5可以看出,隔震层X向和Y向的抗风验算均满足规范要求。

表5 隔震层抗风验算结果/kN

3 隔震分析及计算结果

3.1 隔震前后结构基本特性对比

采用图6中摩擦摆隔震支座的布置方式,基于盈建科YJK-A[4.2.0]的隔震设计模块,计算得出本框架-剪力墙结构隔震前后的自振周期及各振型的阻尼比,结果如表6所示。由表6可以看出,隔震结构的各阶振型周期明显要高于非隔震结构,避开了场地及地震动的卓越周期,能显著降低地震作用对上部结构的影响。同时,两水平方向的平动周期相差小于1%,符合规范要求。

表6 隔震前后结构周期、阻尼比对比

项目隔震后的扭转周期比为0.977,超过《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3—2010)[16]第3.4.5条中A级高度高层建筑的扭转周期比限值0.9。根据《隔震标准》主编单位及相关论文解释,隔震层为隔震结构体系中刚度最低部位,地震作用下隔震结构不规则所带来的结构扭转变形将主要体现在隔震层中[17-18],而隔震层的扭转效应主要由其偏心率控制且本项目隔震层偏心率低于限值3%,因此本隔震结构可不考虑扭转位移比的限值要求。

3.2 设防地震作用分析结果

根据《抗震管理条例》和《隔震标准》的相关要求,本项目应进行设防地震作用下的承载力及变形验算,并基于设防地震作用的计算结果进行结构设计。基于YJK-A[4.2.0]隔震模块,建立隔震层与上部结构的一体化模型,并在隔震层中布置对应的隔震支座,采用整体分析方法,以CCQC反应谱法[19-20]的计算结果进行结构设计。

设防地震作用下,上部结构在隔震前后的楼层剪力对比如表7所示。由表7可知,上部结构隔震后与隔震前楼层剪力比值最大值为0.461,根据《隔震标准》第6.1.3条规定,本项目的上部结构可按本地区设防烈度降低1度确定抗震措施。

表7 上部结构隔震前后楼层剪力对比

在设防地震作用下,上部结构X向和Y向的最大层间位移角值分别为1/715和1/891,满足《隔震标准》第4.5.1条中框架-剪力墙结构在设防地震下的位移角限值1/500,满足变形要求。

3.3 罕遇地震作用分析结果

根据《隔震标准》第3.1.3条规定,隔震结构应进行罕遇地震下的结构及隔震层变形验算,同时应对隔震层承载力进行验算。本项目基于弹塑性分析软件Paco-SAP,采用时程分析方法对隔震结构进行了罕遇地震作用下弹塑性分析。

按照建筑场地类别和设计地震分组,选取了2条人工波(RZ1波、RZ2波)和5条天然波(TR1～TR5波)来进行罕遇地震下的时程分析,7条地震波反应谱曲线如图8所示。罕遇地震时程分析采用了三向地震动输入,X、Y、Z向加速度峰值分别为400、340、260gal。

图8 地震波反应谱曲线

(1) 隔震层位移

罕遇地震作用下的隔震层最大位移如表8所示。由表8可以看出,隔震层在X向和Y向的最大位移均值分别为311mm和310mm,二者相差较小且均低于本项目所采用的摩擦摆隔震支座极限位移(400mm)的85%(400mm×85%=340mm),满足《隔震标准》第4.6.6条中关于罕遇地震作用下摩擦摆隔震支座的水平位移要求。

表8 罕遇地震下隔震层最大位移/mm

(2) 隔震结构层间位移角

在罕遇地震作用下,上部结构X、Y向层间位移角最大值分别为1/251和1/342,高于《隔震标准》第4.5.2条规定的框架-剪力墙结构限值1/200,结构变形满足规范要求,同时具备一定的安全储备。

(3) 隔震支座竖向应力验算

本项目为重点设防类建筑(乙类建筑),根据《隔震标准》第6.2.1条规定,摩擦摆隔震支座在罕遇地震下的极值面压不能高于50MPa。罕遇地震作用下的面压计算需考虑重力荷载代表值和三向地震作用,本项目采用Paco-SAP软件建模分析时,通过前期一次性加载重力荷载来进行后续的大震弹塑性时程分析。

罕遇地震下隔震支座的面压极大值计算结果如图9所示。由图9可知,隔震支座在罕遇地震作用下的面压极大值平均值分别为47.32MPa(X向)和47.54MPa(Y向),满足《隔震标准》要求。此外,面压较大处均位于结构剪力墙底部,这些位置处应尽量选择大一个型号的支座,以免出现面压极值超限的问题。面压极小值为0.27MPa,出现在结构平面角部。

图9 罕遇地震下隔震支座面压极大值

3.4 结构耗能分析

罕遇地震作用下,部分摩擦摆隔震支座的滞回曲线如图10所示,隔震结构的能量曲线如图11所示。由图10可知,罕遇地震作用下摩擦摆隔震支座的滞回曲线均饱满,且耗能效果较为明显。从图11中可以看出,摩擦摆隔震支座消耗了大部分的地震动输入能量,其耗能占比可达60%～65%,大大减少了输入到上部结构的地震能量。摩擦摆隔震支座在罕遇地震作用下提供的附加阻尼比可达10%～15%,能发挥相当好的耗能作用,并保证结构的安全性和可靠性。

图10 罕遇地震作用下部分摩擦摆隔震支座滞回曲线

图11 罕遇地震作用下部分摩擦摆隔震支座能量曲线

3.5 结构构件塑性损伤分析

罕遇地震下结构性能水准如图12所示。由图12可以看出,剪力墙由下而上分别处于轻度破坏、轻微破坏和无损坏状态,未出现中度及以上破坏;大部分梁柱构件处于轻微破坏和轻度破坏,少数构件出现中度破坏,局部处于外侧的梁构件出现重度破坏,无构件出现严重破坏。由此可见,采用摩擦摆隔震支座可降低上部结构的地震响应,能有效保护结构的主体构件并大幅改善结构的塑性损伤状况,在罕遇地震作用下可防止结构出现大面积构件失效情况,保障了结构的安全可靠性。

图12 罕遇地震作用下结构性能水准

4 与叠层橡胶隔震支座设计方案对比

4.1 叠层橡胶隔震支座布置方案

针对本项目,同时也进行了叠层橡胶隔震支座的隔震设计,叠层橡胶隔震支座的布置方案如图13所示,支座力学参数见表9。摩擦摆隔震支座方案与叠层橡胶隔震支座方案的隔震层本构特性对比如图14所示。由图14可知,两种隔震支座布置方案在中震作用下的隔震层剪力大致相同,但摩擦摆隔震支座方案的屈服力较大、屈服后刚度较小。

表9 叠层橡胶隔震支座力学参数

图13 叠层橡胶隔震支座布置示意图

图14 隔震层本构特性对比

4.2 不同隔震支座设计方案计算结果对比

两种隔震支座设计方案下的上部结构隔震周期如表10所示。由表10可以看出,摩擦摆隔震支座方案的各阶隔震周期均高于叠层橡胶隔震支座方案。设防地震及罕遇地震作用下的上部结构层间位移角对比如图15所示。由图15可以看出,设防地震作用下,两方案的上部结构层间位移角基本一致;然而在罕遇地震作用下,摩擦摆隔震支座方案的层间位移角明显要小于叠层橡胶隔震支座方案,上部结构的变形量要低于叠层橡胶隔震支座方案。

表10 上部结构隔震周期对比/s

图15 上部结构层间位移角对比

罕遇地震作用下的叠层橡胶隔震支座方案隔震层的最大位移为320mm,略高于摩擦摆隔震支座方案(311mm)。经计算可知,叠层橡胶隔震支座方案的底部剪力比为0.491,高于摩擦摆隔震支座方案的底部剪力比0.461,后者减震效果更好。另一方面,叠层橡胶隔震支座方案的成本约为504万元,其中支座成本约为476万元,检测成本约为28万元。摩擦摆隔震支座方案的成本约为475万元,其中支座成本约为440万元,检测成本约为35万元。

综上可知,摩擦摆隔震支座方案的减震效果及造价成本均优于叠层橡胶隔震支座方案。

5 结论

(1) 高烈度地区医疗建筑采用摩擦摆隔震支座可大大延长结构的自振周期,能提升结构的抗震性能并显著降低上部结构地震响应,保证主体结构安全可靠。

(2) 根据《隔震标准》规定,采用整体设计法对隔震层及上部结构一体化分析,设防地震作用下隔震结构底部剪力比最大值为0.461,上部结构可按本地区设防烈度降低1度确定抗震措施,最大层间位移角为1/751,满足《隔震标准》中对隔震框架-剪力墙结构的要求。

(3) 罕遇地震下的结构弹塑性分析结果表明,隔震层最大位移为311mm,低于本项目采用的摩擦摆隔震支座极限位移的85%,层间位移角最大值为1/251,支座面压极大值为47.54MPa,指标均满足《隔震标准》规定限值,隔震支座在大震作用下也能保证结构整体安全性。

(4) 大震下摩擦摆隔震支座的滞回曲线较为饱满,消耗了地震动输入的大部分能量,其提供的附加阻尼比可达10%～15%,且大部分梁、柱和墙构件处于无破坏～轻度破坏间,少部分构件处于中度破坏,端部的个别框架梁出现中度破坏,摩擦摆隔震支座有效改善了主体结构塑性损伤,增强了结构的抗震性能。

(5) 针对本项目,摩擦摆隔震支座方案的减震效果要优于叠层橡胶隔震支座方案,且前者的整体造价成本要低于后者。