辛 力， 楊 琦， 王紅群， 荊 罡， 鄒勝利

(中國(guó)建筑西北設(shè)計(jì)研究院有限公司， 西安 710018)

1 工程概況

項(xiàng)目位于甘肅省天水市麥積區(qū)，建筑面積約5萬(wàn)m2，建筑高度47.25m，地下1層，層高3.85m；地上11層(不含隔震層)，其中1層層高4.8m，2～11層層高4.2m。結(jié)構(gòu)采用鋼筋混凝土框架-剪力墻結(jié)構(gòu)體系，在地下室頂板以上設(shè)隔震層，隔震層層高2.1m。

考慮到結(jié)構(gòu)平面布置不規(guī)則，地上部分采用防震縫將結(jié)構(gòu)分隔為三個(gè)獨(dú)立的隔震單體：主樓、東副樓、西副樓，其中主樓長(zhǎng)103.0m，寬27.0m；東副樓長(zhǎng)32.6m，寬20.6m；西副樓長(zhǎng)32.6m，寬16.7m，防震縫凈寬800mm，建筑效果圖見(jiàn)圖1。

該建筑屬于標(biāo)準(zhǔn)設(shè)防類(lèi)，抗震設(shè)防烈度8度(0.30g)，場(chǎng)地類(lèi)別Ⅱ類(lèi)，設(shè)計(jì)地震分組第二組(Tg=0.40s)。

2 隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)抗震性能目標(biāo)

隔震結(jié)構(gòu)主要抗震性能目標(biāo)如下：1)上部結(jié)構(gòu)按本地區(qū)抗震設(shè)防烈度降低一度(7度，0.15g)進(jìn)行設(shè)計(jì)；2)大震作用下，上部結(jié)構(gòu)層間位移角小于1/200；3)大震作用下，結(jié)構(gòu)構(gòu)件滿(mǎn)足FEMA356[1]第6章人身安全性能水平的設(shè)防目標(biāo)要求。

圖1 建筑效果圖

圖2 隔震支座初始方案布置圖

3 計(jì)算參數(shù)及隔震支座選型布置

3.1 計(jì)算模型

上部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)采用YJK軟件，隔震分析采用ETABS軟件，使用ETABS中的連接單元“Rubber isolator+gap”模擬橡膠隔震支座。ETABS計(jì)算模型由YJK-ETABS軟件轉(zhuǎn)換得到，并保證兩個(gè)軟件計(jì)算所得結(jié)構(gòu)質(zhì)量、周期、層間剪力誤差均在5%以?xún)?nèi)，然后在柱底施加隔震支座和邊界條件。

3.2 隔震支座布置

本工程隔震支座布置原則[2]：1)滿(mǎn)足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016年版)[3](簡(jiǎn)稱(chēng)抗規(guī))第12.2.3條規(guī)定，丙類(lèi)建筑重力荷載代表值作用下隔震橡膠支座的壓應(yīng)力不宜超過(guò)15MPa；2)控制結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，上部結(jié)構(gòu)質(zhì)心與隔震層剛心偏心率不大于3%；3)變形指標(biāo)滿(mǎn)足規(guī)范設(shè)計(jì)要求，大震時(shí)隔震支座位移不超過(guò)支座有效直徑的0.55倍和支座內(nèi)部橡膠總厚度的3.0倍二者的較小值；4)最大限度發(fā)揮隔震效果，水平向減震系數(shù)不大于0.40。

由于結(jié)構(gòu)高度較高，自重大，為有效控制結(jié)構(gòu)在大震下的位移，支座盡量選擇LRB型鉛芯橡膠支座，少量LNR型橡膠支座僅用于調(diào)節(jié)扭轉(zhuǎn)不規(guī)則。根據(jù)以上原則，采用一柱一支座的布置方法，共使用98個(gè)隔震支座，其中LRB700支座8個(gè)，LRB800支座18個(gè)，LRB900支座27個(gè)，LRB1000支座13個(gè)，LRB1100支座15個(gè)，LRB1200支座11個(gè)，LNR700支座4個(gè)，LNR900支座2個(gè)，支座布置見(jiàn)圖2。

3.3 隔震支座性能參數(shù)

隔震支座相關(guān)力學(xué)性能參數(shù)(除屈服前剛度外均為實(shí)測(cè)值平均值)見(jiàn)表1。

對(duì)比時(shí)程分析法與振型分解反應(yīng)譜法分析選取地震波時(shí)，采用彈性計(jì)算方法，此時(shí)隔震支座選取水平剪切應(yīng)變?yōu)?00%時(shí)對(duì)應(yīng)的等效剛度，隔震層等效阻尼比采用抗規(guī)第12.2.4條中方法進(jìn)行計(jì)算，然后將其按照剛度比例分配給每一個(gè)鉛芯橡膠支座。

中震水平向減震系數(shù)計(jì)算以及大震作用分析時(shí)，隔震支座水平恢復(fù)力模型假定為二折線型，其中屈服后剛度與屈服前剛度之比取0.1[4]。另外，隔震支座的豎向抗拉剛度取豎向抗壓剛度的0.1倍[5]。

隔震支座力學(xué)性能參數(shù) 表1

3.4 隔震前后結(jié)構(gòu)基本特性

根據(jù)以上隔震支座性能參數(shù)及布置方案，計(jì)算得到的各塔樓隔震層扭轉(zhuǎn)偏心率見(jiàn)表2。由表2可以看出，各塔樓隔震層扭轉(zhuǎn)偏心率滿(mǎn)足不大于3%的要求。

結(jié)構(gòu)隔震層扭轉(zhuǎn)偏心率 表2

各塔樓非隔震模型和隔震模型前三階自振周期對(duì)比以及隔震后結(jié)構(gòu)各振型的阻尼比見(jiàn)表3。由表3可知，隔震后結(jié)構(gòu)周期明顯延長(zhǎng)，阻尼比變大；結(jié)構(gòu)X，Y向的基本自振周期差值小于較小值的30%，滿(mǎn)足《疊層橡膠支座隔震技術(shù)規(guī)程》(CECS 126∶2001)[6](簡(jiǎn)稱(chēng)橡膠支座規(guī)程)第4.1.3條的相關(guān)規(guī)定。

隔震與非隔震結(jié)構(gòu)前三階周期、阻尼比對(duì)比 表3

3.5 地震波選取

采用時(shí)程分析法時(shí)，抗規(guī)第5.1.2條以及《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 3—2010)[7](簡(jiǎn)稱(chēng)高規(guī))第4.3.5條對(duì)地震波的選取做了詳細(xì)規(guī)定。

本工程擬選取7條地震波分別對(duì)三個(gè)塔樓進(jìn)行分析，要求地震波頻譜特性、有效持續(xù)時(shí)間、計(jì)算所得地震作用效應(yīng)均滿(mǎn)足規(guī)范相關(guān)要求，地震波擬合的平均地震影響系數(shù)曲線應(yīng)與振型分解反應(yīng)譜法所采用的地震影響系數(shù)曲線相比，在對(duì)應(yīng)于非隔震結(jié)構(gòu)和隔震結(jié)構(gòu)主要振型的周期點(diǎn)上相差均不大于20%。經(jīng)過(guò)一系列試算調(diào)整，選取El Centro波、NRG_00波、SFY_360波、PEL90波、SAN_NS波和人工波1、人工波2作為本工程時(shí)程分析的地震波。時(shí)程反應(yīng)譜曲線和規(guī)范反應(yīng)譜曲線比較見(jiàn)圖3。由圖3可以看出，設(shè)防烈度時(shí)(地震加速度時(shí)程最大值0.30g)，各條地震波擬合的地震影響系數(shù)曲線與抗規(guī)反應(yīng)譜法的地震影響系數(shù)曲線在各塔樓非隔震、隔震模型第一振型周期點(diǎn)上的相差值均小于20%。

圖3 地震波反應(yīng)譜曲線比較

4 隔震分析計(jì)算結(jié)果

4.1 水平向減震系數(shù)取值

8度(0.3g)設(shè)防輸入地震波，中震、大震時(shí)，加速度峰值分別調(diào)整為300gal和510gal，時(shí)程分析地震波均按X，Y向雙向輸入，雙向輸入時(shí)X，Y向加速度峰值按1∶0.85調(diào)整。抗規(guī)第12.2.5條規(guī)定，對(duì)于高層建筑，結(jié)構(gòu)水平向減震系數(shù)β取隔震結(jié)構(gòu)與非隔震結(jié)構(gòu)各層層間剪力最大比值與傾覆力矩最大比值的較大值。隔震與非隔震結(jié)構(gòu)最大層間剪力比、傾覆力矩比取7條地震波時(shí)程分析結(jié)果的平均值，結(jié)果見(jiàn)表4。

隔震與非隔震結(jié)構(gòu)最大剪力比、傾覆力矩比 表4

由表4可知，主樓、東副樓、西副樓的水平向減震系數(shù)β分別為0.41,0.36,0.38。根據(jù)抗規(guī)第12.2.5條規(guī)定，隔震后的水平地震影響系數(shù)最大值αmax1為：

αmax1=βαmax/ψ

(1)

式中：β為減震系數(shù)；αmax為非隔震結(jié)構(gòu)的水平地震影響系數(shù)最大值；ψ為調(diào)整系數(shù)。

本工程支座剪切性能偏差為S-B類(lèi)，對(duì)應(yīng)調(diào)整系數(shù)ψ取0.80，則主樓、東副樓、西副樓水平地震影響系數(shù)最大值分別為0.123，0.108，0.114?？梢?jiàn)，主樓水平地震影響系數(shù)最大值略大于0.12，不滿(mǎn)足上部結(jié)構(gòu)降低一度設(shè)計(jì)的設(shè)防目標(biāo)。

為達(dá)到主樓上部結(jié)構(gòu)降低一度的設(shè)防目標(biāo)，對(duì)增大結(jié)構(gòu)阻尼比、延長(zhǎng)自振周期與主樓水平向減震系數(shù)的關(guān)系進(jìn)行了敏感性分析。以《建筑隔震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)(征求意見(jiàn)稿)》反應(yīng)譜為計(jì)算依據(jù)，計(jì)算出主樓上部結(jié)構(gòu)水平向減震系數(shù)與其自振周期、阻尼比的關(guān)系，見(jiàn)圖4。

圖4 主樓結(jié)構(gòu)水平向減震系數(shù)與自振周期、阻尼比關(guān)系

由圖4可知，當(dāng)結(jié)構(gòu)阻尼比大于0.15時(shí)，進(jìn)一步提升結(jié)構(gòu)阻尼比對(duì)降低結(jié)構(gòu)水平向減震系數(shù)的影響有限；而當(dāng)結(jié)構(gòu)自振周期處于3s左右時(shí)，延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)自振周期仍能有效地降低結(jié)構(gòu)水平向減震系數(shù)。鑒于主樓全部選用的是LRB型支座，其100%剪應(yīng)變對(duì)應(yīng)等效剛度大于同直徑的LNR型支座，因此，計(jì)劃將隔震層中間區(qū)域(圖5)的部分LRB支座替換為同直徑的LNR支座。替換后，主樓隔震后的自振周期和阻尼比見(jiàn)表3中括號(hào)內(nèi)數(shù)值，計(jì)算得到主樓隔震與非隔震結(jié)構(gòu)最大剪力比、傾覆力矩比見(jiàn)表4中括號(hào)內(nèi)數(shù)值，則主樓的水平向減震系數(shù)可按0.39取值。

圖5 隔震支座調(diào)整后方案布置圖

根據(jù)橡膠支座規(guī)程第4.1.7條規(guī)定，并考慮到剪重比、豎向地震可能起控制作用等因素，本工程三個(gè)塔樓水平地震影響系數(shù)最大值αmax1取0.12，本工程三個(gè)塔樓均可按隔震結(jié)構(gòu)比非隔震結(jié)構(gòu)降低一度設(shè)計(jì)。

4.2 大震隔震支座位移和軸力

橡膠支座規(guī)程第4.3.5條規(guī)定，各隔震支座在大震作用下的最大水平位移不應(yīng)大于0.55倍支座直徑和3倍支座厚度的較小值。因此，將地震波加速度峰值按比例放大，取為510gal，在ETABS軟件中采用FNA法進(jìn)行隔震結(jié)構(gòu)大震彈塑性時(shí)程分析，結(jié)構(gòu)隔震支座剪力和位移取7組地震波的平均值。大震作用下，主樓、東副樓、西副樓隔震層最大位移分別為417，358，401mm，因主樓、東副樓、西副樓隔震支座最小直徑分別為800，700，700mm，可知西副樓隔震層最大位移已超出隔震支座極限位移允許值385mm(700×55%=385mm)。

西副樓結(jié)構(gòu)平面X向兩跨的跨度差異大(分別為11.7，4.2m)，且剪力墻主要布置在西側(cè)，框架柱底在重力荷載代表值的豎向壓力下差異較大，使得隔震支座布置嚴(yán)重不對(duì)稱(chēng)，扭轉(zhuǎn)效應(yīng)對(duì)邊支座位移影響較大。雖然隔震層偏心率控制在0.8%以?xún)?nèi)，但時(shí)程分析結(jié)果顯示，大震下隔震層X(jué)向位移比達(dá)到1.24，導(dǎo)致邊支座極限位移超限。究其原因，計(jì)算隔震層偏心率時(shí)，隔震支座采取100%剪應(yīng)變對(duì)應(yīng)的等效剛度，而實(shí)際上，由于不同隔震支座的剛度退化機(jī)制不同(圖6)，大震時(shí)鉛芯橡膠支座剛度退化明顯，此時(shí)隔震層的扭轉(zhuǎn)偏心率遠(yuǎn)大于中震。

圖6 橡膠支座水平力-位移關(guān)系曲線

對(duì)西副樓大震作用下隔震層扭轉(zhuǎn)偏心率進(jìn)行計(jì)算，鉛芯橡膠支座等效剛度Keff按照?qǐng)D6(a)中Fu/Du計(jì)算，其中Du取大震時(shí)隔震層的平均位移，計(jì)算得到西副樓X，Y向隔震層的扭轉(zhuǎn)偏心率，見(jiàn)表5。由表5可知，大震時(shí)X向扭轉(zhuǎn)偏心率遠(yuǎn)大于中震時(shí)，達(dá)到3.64%。為降低隔震層大震時(shí)的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，將西副樓東側(cè)南北兩端各兩個(gè)LNR支座改為L(zhǎng)RB支座，同時(shí)適當(dāng)增大西側(cè)LRB支座直徑(圖5)，在盡量不增大支座直徑、增加結(jié)構(gòu)造價(jià)的前提下，使中震時(shí)隔震層偏心率進(jìn)一步降低，也使得東西兩側(cè)支座剛度退化機(jī)制盡量一致。經(jīng)過(guò)大震時(shí)程分析計(jì)算，此時(shí)隔震層X(jué)向扭轉(zhuǎn)位移比降低為1.15，隔震層扭轉(zhuǎn)偏心率降低為2.12%。在隔震層平均位移變化不大的情況下，將隔震支座最大位移降低為369mm，滿(mǎn)足大震下隔震支座極限位移的變形需求。

考慮到本項(xiàng)目結(jié)構(gòu)高度高，自重大，隔震支座壓力大、變形大，將東、西副樓角部的三個(gè)LRB700支座換為L(zhǎng)RB800支座(圖5)，通過(guò)調(diào)整隔震支座第二形狀系數(shù)的方式，保證二者水平剪切剛度一致。即：

(2)

式中：G為橡膠剪切模量；A700，A800分別為L(zhǎng)RB700，LRB800支座截面面積；TR700，TR800分別為L(zhǎng)RB700，LRB800支座橡膠層厚度。

支座調(diào)整前、后西副樓隔震層扭轉(zhuǎn)偏心率 表5

抗規(guī)第12.2.4條規(guī)定：隔震橡膠支座在水平向和豎向大震同時(shí)作用下，拉應(yīng)力不應(yīng)大于1.00MPa。本工程主樓、東副樓、西副樓隔震支座最小軸向應(yīng)力分別為-4.65，-4.75，-2.48MPa，均未出現(xiàn)拉應(yīng)力，滿(mǎn)足大震下支座軸力的要求。

5 超長(zhǎng)結(jié)構(gòu)溫度荷載分析

本工程主樓結(jié)構(gòu)長(zhǎng)103.0m，遠(yuǎn)超《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)(2015年版)[8]第8.1.1條規(guī)定的結(jié)構(gòu)伸縮縫設(shè)置間距，屬于超長(zhǎng)結(jié)構(gòu)。因沿縱橫向各設(shè)置兩條伸縮后澆帶，可近似不考慮混凝土收縮變形對(duì)隔震支座變形和應(yīng)力的影響。取當(dāng)?shù)卦缕骄鶜鉁刈畈焕麥夭钪怠?0.5℃作為溫度荷載,對(duì)上部結(jié)構(gòu)樓蓋進(jìn)行了溫度應(yīng)力分析。由于隔震支座水平剛度較小，得到的隔震層樓板最大拉應(yīng)力為0.23MPa，小于混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，因此，樓板配筋時(shí)可不考慮溫度應(yīng)力的影響，采取雙層雙向通長(zhǎng)布置鋼筋進(jìn)行構(gòu)造加強(qiáng)。另外，溫度荷載作用下，隔震(邊)支座產(chǎn)生的最大水平位移為15mm，將其與地震作用下的隔震支座位移進(jìn)行組合，以考慮溫度作用對(duì)隔震支座及其下部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的不利影響。

6 隔震結(jié)構(gòu)與非隔震結(jié)構(gòu)層剪力分布比較

抗規(guī)中隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)采用分離式計(jì)算方法，將其分為上部結(jié)構(gòu)、隔震層、下部結(jié)構(gòu)和基礎(chǔ)分別進(jìn)行設(shè)計(jì)。上部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)仍采用傳統(tǒng)反應(yīng)譜法，考慮到隔震支座的抗彎剛度、抗扭剛度相對(duì)混凝土柱非常小，為使模型結(jié)構(gòu)與真實(shí)結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)更為一致，上部結(jié)構(gòu)非隔震結(jié)構(gòu)模型的底層柱下端按鉸接考慮[9]，由此產(chǎn)生的不利偏差，本工程在相關(guān)構(gòu)件設(shè)計(jì)過(guò)程中給予復(fù)核驗(yàn)算。分析結(jié)果表明，隔震結(jié)構(gòu)模型與非隔震結(jié)構(gòu)模型的側(cè)移模式差異較大，導(dǎo)致兩種計(jì)算模型側(cè)向荷載分布模式、層剪力等差異較大，容易引起結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)偏于保守或偏于不安全。

以主樓為例，上部結(jié)構(gòu)隔震結(jié)構(gòu)模型中，隔震支座采用100%剪應(yīng)變對(duì)應(yīng)等效剛度和等效阻尼進(jìn)行模擬，分別采用底部隔震模型和底部鉸接模型對(duì)上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行小震下的振型分解反應(yīng)譜法分析，以7度(0.15g)底部鉸接模型計(jì)算結(jié)果為依據(jù)，使得二者底部剪力相等，計(jì)算得到兩種模型的樓層剪力分布見(jiàn)圖7。由圖7可知，在相同基底剪力情況下，底部鉸接模型的上部樓層剪力均大于底部隔震模型(真實(shí)模型)，即上部樓層設(shè)計(jì)均偏于保守，不經(jīng)濟(jì)。

考慮到框架-剪力墻結(jié)構(gòu)二道防線以及與抗震措施相關(guān)的內(nèi)力調(diào)整等因素，底部鉸接模型和底部隔震模型的框架柱承載力設(shè)計(jì)值基本相等，但由于剪力墻內(nèi)力基本不調(diào)整，兩種模型的剪力墻承載力設(shè)計(jì)值存在較大偏差。兩種模型剪力墻樓層剪力分布見(jiàn)圖8。由圖8可知，底部鉸接模型計(jì)算所得的不同樓層剪力墻剪力在上部樓層普遍大于底部隔震模型，且隨著樓層數(shù)增加，二者的差值逐漸增大，其中X向剪力最大相差3 946kN(7層)，Y向剪力最大相差4 470kN(6層)。

分別對(duì)底部鉸接模型和底部隔震模型采用YJK軟件進(jìn)行配筋設(shè)計(jì)，計(jì)算所得隔震層以上剪力墻含鋼量分別為333t和297t，可見(jiàn)，底部鉸接模型由于上部樓層剪力墻剪力值偏大，其含鋼量大于底部隔震模型，造價(jià)較高。

7 大震彈塑性時(shí)程分析及性能評(píng)估

為準(zhǔn)確分析隔震結(jié)構(gòu)在大震時(shí)各構(gòu)件的損傷耗能情況，采用PERFORM 3D軟件對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行大震性能評(píng)估。以地震剪力最大的天然波 (NRG-00波)雙向輸入結(jié)果為依據(jù)，其中梁、柱采用集中塑性鉸模型，剪力墻采用纖維模型，天然橡膠支座采用彈性連接單元模擬，鉛芯橡膠支座采用無(wú)剛度退化的標(biāo)準(zhǔn)二折線恢復(fù)力模型。結(jié)構(gòu)構(gòu)件塑性轉(zhuǎn)角指標(biāo)參考FEMA356，見(jiàn)表6。

大震彈塑性時(shí)程分析得到隔震層以上結(jié)構(gòu)各層層間位移角分布，如圖9所示。由圖9可知，結(jié)構(gòu)大震時(shí)層間位移角最大值為1/327，滿(mǎn)足預(yù)設(shè)性能目標(biāo)要求。

結(jié)構(gòu)構(gòu)件塑性轉(zhuǎn)角指標(biāo) 表6

大震下結(jié)構(gòu)隔震層質(zhì)心位移時(shí)程軌跡見(jiàn)圖10。由圖10可知，大震下結(jié)構(gòu)隔震層質(zhì)心最大位移為493mm。

結(jié)構(gòu)整體能量耗散占比、構(gòu)件塑性耗能占比見(jiàn)圖11。由圖11可知，整體能量耗散中，結(jié)構(gòu)構(gòu)件塑性耗能約占45%，而隔震支座耗能占構(gòu)件塑性耗能的90%左右，其余10%為梁、柱的塑性耗能，且其中絕大多數(shù)為梁塑性耗能。這表明，大震時(shí)隔震支座有效發(fā)揮了隔震效果，消耗了絕大部分地震能量，保護(hù)了主體結(jié)構(gòu)安全，主體結(jié)構(gòu)損傷主要集中在框架梁和連梁構(gòu)件，符合“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)理念。

圖7 底部隔震與鉸接模型樓層剪力分布

圖8 底部隔震與鉸接模型剪力墻樓層剪力分布

圖9 結(jié)構(gòu)大震層間位移角

圖10 隔震層質(zhì)心位移時(shí)程軌跡

圖11 X向大震下結(jié)構(gòu)能量耗散占比

大震下，結(jié)構(gòu)在人身安全性能水平(LS)的塑性轉(zhuǎn)角利用率如圖12所示。由圖12可知，除隔震層個(gè)別框架梁塑性轉(zhuǎn)角大于LS性能水平限值外，其他結(jié)構(gòu)構(gòu)件滿(mǎn)足LS性能水平塑性轉(zhuǎn)角要求，基本能夠做到“大震可修”。

圖12 結(jié)構(gòu)構(gòu)件LS性能水平塑性轉(zhuǎn)角利用率

大震彈塑性分析結(jié)果也表明，結(jié)構(gòu)剪力墻部位的損傷主要集中在底部樓層，因此，基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)采用底部鉸接近似模型進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，上部樓層配筋結(jié)果可能偏大，這對(duì)于提高結(jié)構(gòu)抗震性能水平的作用不明顯，反而可能導(dǎo)致底部集中破壞。

8 結(jié)論

(1)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的隔震效果，與結(jié)構(gòu)隔震前后自振周期、阻尼比關(guān)系較大，二者對(duì)結(jié)構(gòu)水平向減震系數(shù)的影響呈非線性關(guān)系，隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)根據(jù)實(shí)際需要調(diào)整二者的關(guān)系，做到隔震效果、位移控制等最優(yōu)。

(2)隔震支座布置不均勻、不對(duì)稱(chēng)時(shí)，應(yīng)考慮不同隔震支座因剛度退化機(jī)制不同而引起大震時(shí)隔震層扭轉(zhuǎn)效應(yīng)放大的問(wèn)題，此時(shí)應(yīng)控制隔震層大震時(shí)對(duì)應(yīng)的扭轉(zhuǎn)偏心率，減小結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。

(3)個(gè)別標(biāo)準(zhǔn)化支座產(chǎn)品性能指標(biāo)難以滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求時(shí)，可通過(guò)調(diào)整隔震支座第一形狀系數(shù)、第二形狀系數(shù)方法，調(diào)整隔震支座豎向和水平向剛度，達(dá)到預(yù)期的設(shè)計(jì)效果。

(4)隔震結(jié)構(gòu)采用現(xiàn)行抗規(guī)分離式計(jì)算方法時(shí)，上部結(jié)構(gòu)底層柱下端一般按鉸接處理。因鉸接模型與實(shí)際隔震模型側(cè)向荷載分布模式存在較大差異，使得結(jié)構(gòu)上部樓層配筋結(jié)果往往偏大，易導(dǎo)致(極)大震下在結(jié)構(gòu)底部樓層產(chǎn)生集中破壞，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該予以重視。