隔震技术在地铁上盖建筑结构中的应用分析

林志波

(北京城建设计发展集团股份有限公司厦门分公司 福建厦门 361000)

隔震技术在地铁上盖建筑结构中的应用分析

林志波

(北京城建设计发展集团股份有限公司厦门分公司 福建厦门 361000)

由于空间条件的限制等因素，地铁结构按照传统的抗震设计难以达到使用要求，各城市地铁工程正逐渐尝试将减隔震技术运用到地铁上盖结构中。为研究隔震技术应用于地铁上盖结构的减震效果，对厦门某地铁车辆基地上盖结构进行了隔震设计，基于ETABS有限元软件，建立隔震与非隔震结构模型并对两种模型进行结构动力分析，结果表明：相对于非隔震结构，隔震结构的自振周期明显延长，隔震前后各层层间剪力比值不大于35.13%，各层层间倾覆力矩比值不大于32.73%。在大震作用下隔震层水平位移249mm且小于限值。隔震结构最大层间位移角为1/295，隔震支座最大拉应力为0.77MPa,均小于限值。因此，隔震技术应用于地铁上盖结构满足安全性和可靠性要求，具有良好的减震效果。

隔震技术；基础隔震；地铁上盖结构；ETABS

1 概述

近几十年来，隔震是逐渐应用于建筑结构已比较完善的一种技术。所谓“隔震”，就是在上部结构与基础或结构标准层之间设立隔震层，阻断地震作用向上传递，延长结构的自振周期，避开地震主要作用频带对结构主体的影响，从而降低结构的地震反应，达到更高的设防要求，保证结构安全。考虑隔震层位置将隔震体系分为基隔和层隔这两种。所谓基隔是隔震层位于主体结构与下部或基础之间，主要适用于主体结构体系刚度较大的建筑，也是目前国内应用最多的隔震形式[1-2]。

层隔是将隔震层设置在建筑物某层(下部几层)进行地震反应控制，隔震层的设置较为灵活，便于满足建筑和使用方面的要求[2]。对于隔震技术应用于地铁上盖物业开发，多为层间隔震，国内也有其研究案例，其中一些已得到了工程应用。截止2015年年底，国内已竣工的地铁上盖隔震结构工程有8个，分别是：深圳前海车辆段工程、深圳蛇口车辆段工程、北京平西府车辆段工程、北京八王坟车辆段工程、杭州七堡车辆段工程、香港将军澳车辆段工程和南京大学城工程[3-8]。

同济大学石广[3,6]通过ETABS软件对一栋7层大平台框架结构进行层间隔震设计，减震效果良好，但隔震装置布置单一，对于隔震支座的布置优化仍有待研究。丁永君、赵明阳、李进军对天津某地铁上盖高层结构进行层间隔震设计，满足安全性、可靠性要求，但隔震层下部结构减震效果不明显。

图2 四～十四层标准层平面图

本文按照工程实例设计了底部框架+小汽车库层设置转换层+上部框架剪力墙以及底部框架+小汽车库层设置转换层+隔震层+上部框架剪力墙两种结构布置方案。选用大型通用有限元ETBAS软件建模并分析两种结构布置方案的动力响应，并将EATBS软件和常用的国内结构计算SATWE软件对非隔震模型计算得到的质量、周期和层间剪力进行对比，以验证ETABS建模的准确性，同时考虑了结构抗风要求以及隔震层的偏心率对结构的影响。

1 工程概况

该工程属地为福建省厦门市，抗震设防烈度7度(0.15g)，设计地震分组第三组，III类场地，场地特征周期0.65s，场地基本风压为0.8kN/m2。工程效果如图1所示。

运用库上盖面积为102 590m2，其上设置一层小汽车库层和多栋十二～十四层的高层住宅，以及附属配套建筑，总建筑面积288 639m2，车库建筑面积为90 020m2，住宅建筑为196 119m2，附属配套建筑面积为2 500m2。其中四～十四层标准层平面如图2所示，剖面如图3所示，建筑结构高度40.9m，宽14.4m，高宽比2.84。属于标准设防类，丙类建筑。结构设计依据GB50011-2010建筑抗震设计规范，本文简称《10版抗规》。

图1 某地铁车辆基地效果图

图3 四～十四层标准层剖面图

运用库上高层住宅采用框支—框架剪力墙结构体系，运用库及小汽车库框架、框支框架抗震等级为二级、抗震构造措施等级为一级，上部结构框架抗震等级为三级、抗震构造措施等级为二级，剪力墙抗震等级为二级、抗震构造措施等级为一级，按《10版抗规》要求，对于7度0.15g地区建筑隔震后的抗震措施不降低。运用库主要柱网为12.6m×8.4m，按照多层民用建筑标准的荷载标准值设计，结构构件设计信息如表1所示。

表1 结构构件设计信息

2 隔震设计与考虑

2.1 结构隔震方案选择

该工程的建筑和结构特点有：①建筑平、立面的设计基本规整；②经初步验算，按抗震设计的结构基本周期1.597s，整体刚度较大；③高宽比为2.84(40.9m/14.4m)，小于4的要求[1]；④场地基本风压大，风荷载满足小于建筑总质量的10%的要求[1]。以上这些特点表明了该工程适合应用隔震技术，采用层间隔震方案实施。隔震层布置在汽车库层顶上的转换层和上部结构之间。

本文仅介绍了小汽车库层上主楼下设置隔震层的转换方式，也考虑过基础隔震和柱顶隔震的方案。

对于基础隔震，由于运用库内存在检查坑使得地梁无法拉结，无法满足隔震构造要求，对该工程并不适用。对于柱顶隔震，一方面，该工程为大底盘结构，若采用柱顶隔震会增加较多的隔震支座，并不经济；另一方面轨道限界要求和隔震支座设置构造要求，需适当增大层高，对于本身就是平台上的上盖开发，其景观、交通、管线设置等更难于协调布置。

2.2 结构模型建立

运用库层高为10.0m，小汽车库层层高为5.0m，隔震层层高为2.0m，首层住宅层高为3.2m，其余各层层高均为2.9m，总高度为57.9m。建模采用了传统抗震和层间隔震两种方案。计算模型如图4所示。

图4 计算模型图

方案一结构布置如下：结构采用底部框架+小汽车库层设置转换层+上部框架剪力墙的结构形式，运用库和小汽车库为大底盘框架结构，计算时考虑单塔和多塔的包络设计，对于单塔，由于塔楼间距离较近，按主楼外扩一跨作为相关范围进行验算。如图5所示，属于超限结构并需进行抗震性能化设计，性能目标为：

(1)大平台柱、框支柱：中震正截面承载力弹性、斜截面承载力弹性；大震正截面承载力不屈服、斜截面承载力弹性。

(2)转换梁：中震正截面承载力弹性、斜截面承载力弹性；大震正截面承载力不屈服、斜截面承载力不屈服。

(3)大平台梁、底部加强部位剪力墙：中震正截面承载力不屈服、斜截面承载力弹性。

(a)

(b)图5 方案一结构布置示意图

方案二结构布置如下：结构采用底部框架+小汽车库层设置转换层+隔震层+上部框架剪力墙的结构形式，如图6所示，属于超限结构，需进行抗震性能化设计，性能目标为：

(1)大平台柱、框支柱：中震正截面承载力弹性、斜截面承载力弹性；大震正截面承载力不屈服、斜截面承载力弹性。

(2)转换梁：中震正截面承载力弹性、斜截面承载力弹性；大震正截面承载力不屈服、斜截面承载力不屈服。

(3)大平台梁：中震正截面承载力不屈服、斜截面承载力弹性。

(a)

(b)图6 方案二结构布置示意图

采用ETBAS软件进行结构模型建立，同时用YJK软件(盈建科有限元分析软件)对非隔震普通设计模型进行建模，对比两种软件所建立的普通抗震设计模型质量、周期和层间剪力(振型分解法)，结果如表1～表3所示。对整体结构进行建模，隔震橡胶支座都由两种连接单元来模拟，分别是Isolator1和Gap。

表1 非隔震结构质量对比

表2 非隔震结构周期对比

表3 非隔震结构地震剪力对比

从表1～表3的结果表明，ETABS模型与YJK模型的结构质量、前三阶周期和各层间剪力差异不大，ETABS软件建立的结构模型具有充分的真实性和准确性。

2.3 隔震支座选取与布置

2.3.1 平面布置与参数设计

根据《10版抗规》第12.2.3条，隔震支座竖向压应力不应超过丙类建筑的限值15MPa。为此，布置6套LRB700支座、16套LRB500支座以及12套LRB500支座。具体平面布置方案如图7所示。本工程上盖结构为框架剪力墙结构，剪力墙墙下设置转换梁，采用柱下隔震支座的做法。所选用隔震支座规格与力学性能参数如表4～表5所示。

图7 隔震层布置图

表4 隔震支座型号和规格

表5 隔震支座力学性能参数

2.3.2 结构偏心率与抗风设计要求

日本、美国和我国台湾的设计规范规定隔震层的偏心率≤3%。隔震层计算结果为：X方向0.69%，Y方向2.20%，隔震层刚度中心与上部质量中心基本重合，满足要求。

按照《10版抗规》第12.1.3的规定，为防止隔震结构刚度较低导致其在风荷载作用下产生较大位移，对整体结构需进行抗风承载力验算，其中隔震结构风荷载水平总推力不宜超过总重力的10%。经计算，本结构风荷载的产生的总水平力(隔震层以上结构)为3 851kN，总重力(隔震层以上结构)为88 298kN，满足要求。同时隔震层必须有可靠的初始刚度来保证满足抗风和微振动的要求。《10版抗规》规定，抗风验算应按下式进行：

γwVwk≤VRw

经计算风荷载作用下隔震层水平剪力设计值γwVwk=5 391kN大于各铅芯支座的屈服力之和2028kN，需在支座上设置抗风装置，每一个抗风装置能够承担200kN剪力，则隔震层水平承载力设计值为5 628kN,满足抗风承载力要求[7-8]。

3 结构地震反应分析

3.1 地震波的选取

该工程选取了实际5条强震记录和2条人工波，根据场地设防烈度要求将地震峰值加速度调至0.15g。经计算各时程计算得到的底部剪力与分解反应谱法所得结果比例最小值为0.65，多条时程计算平均值与分解反应谱法所得结果比例X向0.93，Y向0.83,符合《10版抗规》第5.1.2条3款的规定，所选地震波均有效。

3.2 结构基本周期

在多遇地震作用下(7度设防，0.15g)，用ETABS软件分析了隔震模型与非隔震模型的基本周期，结果如表6所示。

表6 隔震前后结构周期

由表6可知，采用隔震技术后，结构的自振周期明显延长，由于结构比较规则，X、Y方向前两阶振型均为平动，隔震结构两个方向的基本周期相差9.3%，小于30%，满足《10版抗规》要求。

3.3 地震作用下分析

3.3.1 多遇地震作用下层间剪力、倾覆力矩的分析

在7度设防的多遇地震作用下，对非隔震模型和隔震模型进行了7个工况下的动力时程分析，得到了两种结构的层间剪力平均值及其比值如表7所示。

表7 隔震结构与非隔震结构层间剪力比值

由表7可知，隔震模型与非隔震模型的最大剪力比值在第5层出现，其数值为0.3 513，上部结构地震力降低显著，减震效果良好。

隔震结构与非隔震结构，其楼层倾覆力矩平均值对比如表8所示。

表8 隔震结构与非隔震结构楼层倾覆力矩对比

由表8可知，隔震设计与非隔震设计的楼层倾覆力矩比值的平均值最大为0.3 273，且结构层间剪力及其比值的平均值最大为0.3513，减震系数0.27<β=0.3 513<0.40，可按《10版抗规》要求，上部计算水平地震影响系数可按7度0.10g取0.08，但抗震措施不予降低。

3.3.2 罕遇地震作用下的结构位移分析

在7度罕遇地震作用下，隔震结构各层间位移角需满足一定要求，经计算，除隔震层(第三层)外，隔震结构各层位移角如表9所示。

表9 7度罕遇的隔震结构层间位移角

由表9可知，采用隔震技术后罕遇地震下隔震结构最大层间位移角为1/295，小于1/100(除隔震层“楼层3”)，满足《10版抗规》要求。同时隔震层下部一、二层层间位移角分别为1/1 060、1/1 715，说明下部结构刚度很大，且隔震层以上各层位移角变化趋于平缓，层间剪力较小。而隔震层的最大水平位移为249mm，小于0.55D及3Tr的较小值，满足要求。

3.3.3 罕遇地震作用下的隔震支座应力计算

根据《10版抗规》第12.2.4条规定：隔震橡胶支座在罕遇地震的水平作用下，拉应力不应大于1.0MPa。因此，需用ETABS软件对隔震层各支座的应力进行验算。其中隔震支座拉应力验算采用的荷载组合：1.0×恒荷载±1.0×水平地震；隔震支座压应力验算采用的荷载组合：1.0×恒荷载+0.5×活荷载+1.0×水平地震，经计算，当荷载组合为 1.00D±1.00Fek 时，支座最大拉应力为0.77MPa，均出现在16号支座LRB500，小于1MPa，符合《10版抗规》要求。

3.3.4 隔震结构与非隔震结构性能

隔震结构与非隔震结构性能比较与总结如表10所示。

表10 隔震结构与非隔震结构分析

由表10可知，隔震结构对于上部建筑的底部加强区没有性能目标的要求，且降低了地震力，结构构件也较小，而非隔震结构多对剪力墙的底部加强区提出性能目标的要求，地震力取值是按地区取值，因此为满足结构整体及构件受力要求，对于底部加强区部位的剪力墙局部墙厚会适当增加。

4 结论

本文通过厦门地铁建设的工程实例，对其工程特点及隔震技术应用进行了分析。

(1) 隔震技术应用于地铁上盖结构具有较强的安全性，可以满足工程抗震能力的承载力要求。

(2) 隔震结构周期相比与非隔震结构周期可延长约2倍，可达到隔震设计目的。

(3) 采用隔震技术可以有效降低结构底部地震剪力。对于隔震层以下结构底部地震剪力可降低约20%，对于隔震层以上结构底部地震剪力可降低约70%，从而提高结构抗震性能。

(4) 采用隔震结构可以降低工程造价。一方面，隔震层上部结构的地震力明显下降，减少了构件截面及配筋；另一方面，隔震支座的产品生产成熟价格合理。因此，其综合造价相对于非隔震结构是有所降低的。

(5) 通常隔震层上部结构设防烈度可适当降低，但若上部结构隔震与非隔震层间剪力比超过0.40则不能降低设防烈度，此时可考虑改善隔震支座的平面布置。

[1] GB50011-2010建筑抗震设计规范[S]．北京：中国建筑工业出版社，2010．

[2] 吴应雄，夏侯唐斌，颜桂云，等．考虑增设变刚度抗风支座的隔震结构减震分析[J]．振动工程学报，2016，29(5)：851-859

[3] 石广，周健，赵宪忠.层间隔震技术在地铁车辆段上部空间开发中的应用研究[J].建筑结构，2014，44:441-444.

[4] 钟科举.地铁上盖高层建筑层间隔震方案对比研究[D].广州：广州大学，2015.

[5] 又恒，叶烈伟，郁银泉，等.大底盘多塔隔震结构设计[J].建筑结构，2015，45(8):13-24.

[6] 丁永君，赵明阳，李进军.地铁上盖开发的层间隔震结构设计[J].建筑结构，2015，45(16):77-81.

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[8] GB50157-2013地铁设计规范 [S].北京：中国建筑工业出版社，2013．

Application and Analysis of Isolation Technology in Building Structure of Metro

LINZhibo

(Beijing Urban Construction Design Development Group Co., Ltd.Xiamen Branch,Xiamen 361000)

Due to the constraints of space conditions and other factors, the subway structure in accordance with the traditional seismic design is difficult to meet the requirements.The city subway project is gradually trying to reduce the isolation technology applied to the subway structure.In order to study the shock absorption effect of the isolation technology applied to the subway roof structure, the isolation structure of the superstructure of a subway vehicle base in Xiamen was designed.ETABS software was used to build the isolated and non-isolated structure model.The results show that the self-vibration period of the isolated structure is obviously prolonged with respect to the non-isolated structure, and the shear ratio of the interlayer is less than 35.13% after the isolation.The ratio of the overturning moment is less than 32.73% after the isolation; Under the action of the earthquake, the isolation layer horizontal displacement is 249mm, which is less than the limit.The maximum interlaminar displacement angle of the isolated structure is 1/295, and the maximum tensile stress of the isolation bearing is 0.77MPa, which is less than the specified limit.Therefore, the isolation technology used in subway cover structure meet the safety, reliability requirements, with a good shock absorption effect.

Isolation technology; Base isolation; Subway cover structure; ETABS

林志波(1984.8- )，男，工程师。

E-mail:99897141@qq.com

2017-05-25

TU352.1

A

1004-6135(2017)07-0097-08