某地铁沿线高层住宅项目隔震设计与研究

俞 涵，戴君武，许德峰，程金永，程 博，施远航

（1.宁波东衡工程科技发展有限公司，浙江宁波315100；2.宁波市房屋建筑设计研究院有限公司，浙江宁波315100；3.中国地震局工程力学研究所，黑龙江哈尔滨150080）

随着国内城市轨道交通线路的大量运营，城市轨道交通对沿线环境的不良影响，特别是振动及二次结构噪声问题尤为凸显，已引起社会各界的广泛关注。本文研究的这幢高层住宅正是拟建在地铁沿线，建筑外轮廓线离地铁盾构的最小水平距离仅5 m，工程效果见图1。在桩基施工过程中，发现地铁运行给所在场地带来非常明显的振动影响，经研究，采用增加隔震层的方式进行隔震（振）设计以减轻上述振动影响。

本文将主要阐述该地铁沿线项目在已完成施工图设计、建筑平立面规划审批且桩基施工基本完成的情况下，采取相应的隔震措施优化现场环境，可为在建或地铁沿线规划待建物业提供参考。

1 工程概况

图1 隔震项目工程效果

本项目位于宁波市，总建筑面积约23万m2，设置1～2层地下室，地上共21栋高层剪力墙住宅，对地铁盾构沿线50 m范围内的6栋高层住宅采取隔震措施。本文以15＃楼为例开展研究，建筑平面长75 m，原结构在地下室以上部分设置抗震缝，将上部结构分为A、B塔楼［1］。A塔楼建筑高度50.4 m，B塔楼建筑高度53.3 m，典型平面宽度均为12.4 m，高宽比分别为4.1和4.3，进行了超限隔震结构的抗震专项审查。本地区抗震设防烈度7度（0.1 g），设计地震分组第一组，特征周期为0.45 s，场地类别为Ⅲ类，属于标准设防类建筑。

2 隔震设计抗震性能目标

1）原结构按规范要求中最大位移角限值及最小剪重比的要求进行设计，上部结构偏柔，剪力墙为构造配筋，框架梁配筋主要是竖向荷载控制，隔震措施的作用不在于上部结构的配筋优化，主要目标是提高结构的抗震性能，保证上部结构与内部人员、装修与设备的安全。

2）依据《宁波市装配式建筑预制率计算细则》的规定：“当采用隔震技术时，应满足国家及地方相关规程规范要求，且隔震结构底部剪力比（设防地震作用下，建筑隔震后与隔震前的上部结构底部剪力之比）不应大于0.5。”可以增加装配式建筑预制率计算分值6分，本项目减震系数目标定为0.5。

3）大震时上部结构层间位移角不大于1／200。

3 隔震设计难点

1）原建筑施工图已完成并通过设计审查，建筑平立面均已通过规划局审批，无法进行大的调整，给隔震建筑的隔震层、隔震沟及抗震缝的设计带来一定困难。

2）7度区18～20层剪力墙住宅，根据抗震设计经验，第1周期2 s左右，场地特征周期0.45 s，周期点位于地震影响系数曲线下降段末段，采取隔震措施延长周期对降低地震作用的效果不明显。

3）本工程桩基施工完毕，为保证桩基均匀受力，不产生补桩的情况，需布置较多数量的隔震支座，对既定减震系数目标的达成提出了更高的要求，设计难度较大。

4 隔震设计

4.1 隔震层的选择

由于项目报规已完成，地下室顶增设隔震层将影响建筑高度，无法采用该设计方案。

由于原设计主楼部分位于地下室内，局部位于地下室外，地下室外部分设置2.85 m高的结构空腔且主楼基础底板顶标高不在同一水平面上，故无法采用基础隔震的方案。结合建筑专业的净高要求，以及设备专业的各类管线布置需要，将隔震支座设置在地下室顶板下1 m的位置（转换梁高度0.9 m）。隔震层剖面示意见图2。

图2 隔震层剖面示意

4.2 隔震支座布置及参数

本项目桩基施工已完成，原设计桩基根据上部剪力墙的形式布置，且现场没有补桩的条件。见图3。因此上下支墩设计时，支墩截面尽量包住上部剪力墙，满足上部剪力墙的竖向荷载作用合力点与支墩的形心重合，同时支墩上应均匀布置多个隔震支座，以保证底部桩基受力均匀，布置关系见图4。原电梯井处的剪力墙底布置了桩基，因此电梯井采用支撑式，底部使用滑板隔震支座，以满足桩基承载力的要求。

考虑到上部结构两个方向刚度差异较大，扭转效应明显，隔震支座布置时，基本原则是隔震层的刚度中心和质量中心尽量重合，铅芯隔震支座布置在平面外周，普通橡胶支座布置在平面内部以增加隔震层的抗扭刚度。由于隔震层上部为双塔结构，考虑到单塔的扭转效应，在抗震缝的下部，布置适量的铅芯隔震支座，形成与上部结构协调的隔震层以提高隔震效率。

图3 隔震层剖面示意

图4 BIM 构件关系（局部）

隔震层由铅芯橡胶隔震支座（LRB）、叠层橡胶隔震支座（LNR）、滑板支座（ESB）组成，共计使用LRB 44个、LNR 41个、ESB 18个，电梯井处采用滑板支座，隔震支座布置见图5，隔震支座参数见表1、表2，滑板支座参数见表3。

表1 铅芯橡胶隔震支座参数

表2 叠层橡胶隔震支座参数

表3 滑板支座参数

4.3 分析模型的建立与验证

本工程采用PKPM和ETABS软件对比分析，非隔震模型在两种软件下，整体指标对比见表4。ETABS软件采用Gap缝单元和Isolter1隔震单元并联的方式模拟隔震支座，Isolter1隔震单元的竖向刚度取隔震支座的竖向压刚度的1／10，Gap缝单元的竖向刚度取隔震支座压刚度的9／10，缝隙取0。此方法计算的隔震支座竖向抗压刚度为Gap缝单元和Isolter1隔震单元刚度之和，抗拉刚度为Isolter1隔震单元刚度。隔震前与隔震后自振周期对比详见表5。

表4 PKPM与ETABS非隔震模型整体指标对比

表5 隔震前与隔震后自振周期对比（ETABS结果）

4.3.1 隔震支座重力荷载代表值下压应力验算

在重力荷载代表值（1.0恒载＋0.5活载）作用下，支座压应力验算见表6，满足规范要求。同时，各尺寸支座压应力值较接近。

表6 隔震支座压应力验算

4.3.2 隔震层抗风验算

隔震层的抗风验算见表7，风荷载产生的总水平剪力最大值为2 987 kN，小于结构总重（304 206 kN）的10%。

表7 隔震层抗风承载力验算

4.3.3 隔震支座弹性恢复力验算

隔震支座弹性恢复力验算［2］见表8，满足规范要求。

图5 隔震支座布置

表8 隔震橡胶支座弹性恢复力验算

4.3.4 隔震层的偏心率验算

隔震层偏心率是隔震结构计算的重要指标，日本和中国台湾地区的规范明确规定隔震层偏心率不应大于3%。见表9。

表9 整体隔震结构的偏心率

4.4 地震动选择

本工程选取以7度（0.10g）反应谱为设计目标谱，依据整体结构及塔楼A、塔楼B的主要周期点，共同选取5条强震记录和2条人工模拟加速度时程。多组时程的平均地震影响系数曲线，应与振型分解反应谱法中所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符。弹性时程分析时，每条时程计算的结构底部剪力不应小于振型分解反应谱计算结果的65%，多条时程计算的结构底部剪力的平均值不应小于振型分解反应谱法计算结果的80%。7条时程反应谱和规范反应谱曲线见图6。

4.5 主楼隔震分析

A塔楼、B塔楼及整体结构在设防烈度地震作用下，进行7条地震动的各层平均减震系数计算，最大值分别为0.49、0.49、0.5，减震系数取包络值为0.5，满足预期目标要求。

通过7条地震动对结构在多遇、设防、罕遇地震下的减震系数计算，分别为0.61、0.5、0.45。小震下充分发挥主体结构的抗震性能，在中大震甚至超大震作用下隔震支座发挥良好的隔震效果，保证结构在中大震下的安全性［3］。

图6 设防地震主方向7条时程反应谱与规范反应谱曲线

4.6 罕遇地震支座位移、拉、压应力验算

使用7条地震动时程，分别在罕遇地震下（输入时程的加速度峰值为0.22 g，三向输入1∶0.85∶0.65），对隔震结构进行非线性地震反应分析，根据不同验算目的，选择不同的荷载组合。

4.6.1 罕遇地震下隔震支座最大拉压应力验算

隔震支座面压验算采用的荷载组合为（1.0×恒荷载＋0.5×活荷载）±1.0×水平地震＋0.4竖向地震。最大面压为23.4 MPa，满足规范要求的30 MPa。

隔震支座拉应力验算采用的荷载组合为0.9×恒荷载±1.0×水平地震－0.5x竖向地震，最小压应力为2.0 MPa，未出现拉应力。

4.6.2 罕遇地震下隔震支座最大位移验算

罕遇地震下隔震层水平位移计算采用的荷载组合为1.0x恒荷载＋0.5x活荷载＋1.0x水平地震，得到7条地震动作用下各个支座水平位移最大平均水平位移163 mm，小于0.55D及3T r的较小值330 mm，满足要求。

4.6.3 罕遇地震下隔震结构位移角验算

罕遇地震下7条地震动（输入时程的加速度峰值为0.22 g，双向输入1∶0.85），隔震结构层间位移角最大值为1／446＜1／120，见图7。远小于规范要求限值，结构在大震作用下安全性能可靠。

图7 XY向较大值位移角

5 多塔结构隔震与非隔震结构温度应力对比

本工程建筑平面长75 m，原结构设计通过设置160 mm宽的抗震缝，将地下室以上结构分为A、B塔楼，如采用各塔楼分别进行隔震设计的方式，为保证各塔楼在地震作用下不发生碰撞，须将隔震缝设置得较宽；但桩基施工已完毕，建筑平立面已报规，无法增加抗震缝宽度，所以采用隔震层顶板将A、B塔楼连成整体，使隔震层整体协同工作，保证上部结构在地震作用下的变形一致。

降温对水平构件产生楼层平面内拉力，对竖向构件产生向内的拉力；升温则反之。水平构件平面内压力对混凝土构件影响较小，可以忽略，设计仅需要考虑平面内的拉力影响；竖向构件则应考虑推力和拉力的影响。本项目在夏季施工，降温的温差较大，所以对结构温度效应仅考虑降温的影响，适当考虑混凝土收缩当量温差，结构计算总温差为－35℃。

5.1 非隔震与隔震结构变形对比分析

通过计算分析非隔震及隔震结构的降温工况，发现结构整体都发生了收缩变形。非隔震结构由于竖向构件底部受到较强的约束，底部2层变形相对较大，上部结构相对变形非常小，水平绝对位移从下往上不断增大，整体结构变形见图8。隔震结构由于底部设置隔震支座，底部约束得到释放［4］，上部结构相对变形接近自由变形，见图9。从模型中选取角点1为代表（角点1见图5），隔震结构的绝对位移量为非隔震结构的水平位移量的2倍左右，见图10。

图8 非隔震结构变形

图9 隔震结构变形

图10 隔震与非隔震结构角点1绝对位移对比

隔震结构温度工况的变形主要集中体现在隔震支座上，通过图11可知，隔震支座的变形量同支座与平面温度应力中心的距离成正比，平面两端的变形量最大，应注意平面两端的隔震支座位移量是否超容许水平偏差［5］，对超长结构应采取设置后浇带、膨胀加强带等措施［6］。

5.2 非隔震与隔震结构隔震层楼板应力对比分析

图11 隔震支座坐标与变形的关系

本项目通过底部隔震层将上部两个单塔连成整体，隔震层平面超长，底部区域温度应力较大。通过对非隔震和隔震结构底层楼板进行温度应力分析，在降温工况下，非隔震结构底层楼板的温度应力中间最大，往两侧逐步减小，中间最大温度应力为2.5 MPa，混凝土强度采用C35（抗拉强度标准值为2.2 MPa），此处楼板需配温度应力筋。隔震结构隔震层楼板温度应力远小于非隔震结构，隔震支座对建筑底部的约束释放，极大地降低了上部结构的温度应力。非隔震与隔震结构底层楼板温度应力对比见图12。

图12 非隔震结构与隔震结构底层楼板应力云图

6 结 语

1）针对多塔楼底部进行整体隔震设计是可行的，由于柔性隔震层的存在，既阻断了地震力往上部结构传递，保证了结构的抗震性能，同时释放了结构底部的约束，降低了上部结构的温度应力作用。

2）隔震层以上结构可不受《混凝土结构设计规范（GB 50010—2010）》［7］表 8.1.1规定的伸缩缝间距的限值，但平面超长的隔震层应对温度应力及混凝土收缩采取应对措施，防止平面端部隔震支座变形过大，相关问题需进一步研究。

3）在低烈度区常发生超烈度地震，提出采用提高隔震层屈服水平，仅在中大震下发挥良好的隔震效果，是不错的设计思路。

4）剪力墙结构单片墙底采用双支座或多支座转换，使结构竖向传力直接，隔震层转换梁应力均匀，相较于剪力墙下单支座的布置方式，结构可靠性大大提高，是值得推广的隔震支座布置方案。

5）多塔结构采取隔震措施，地震动选取建议以整体结构及各塔楼的主要周期点进行选取，保证隔震结构的底部剪力满足规范要求，非隔震结构的底部剪力与反应谱的比值要求可适当放松。

6）采用增设隔震层的方案解决地铁振动引起的竖向振动问题，需待进一步研究。

7）本文涉及的多塔结构隔震层选择、隔震支座布置、上下支墩的设计方式等均是针对本工程的特殊情况提出，也可供相似工程借鉴及对比。