歐旻韜，廖旭釗，吳桂廣，焦 柯

（廣東省建筑設計研究院有限公司 廣州510010）

0 前言

本文主要對處于高烈度區(qū)的某大型車站站房抗震性能進行研究，討論了高位隔震應用的可能性，并探索適用于大跨度站臺的高位隔震減震新體系，供設計人員參考。

該站房跨越多個地貌單元，場區(qū)屬于巖溶區(qū)，且多條斷層從場區(qū)穿過，地震烈度高。整個站房建筑面積384 006 m2，從下至上分為出站層、站臺層和高架層。由于地形起伏，底部的嵌固部位不在同一平面上，導致底部剛度分布不均勻。站臺層的建筑要求較高，不允許設置斜撐、剪力墻等抗側力構件，導致該層的抗側力剛度較弱。高架層是候車區(qū)，利用懸臂柱支承頂部的雙層網(wǎng)架［1］。柱徑1.8 m，高23.6 m，懸臂柱抗彎剛度較弱。導致地震作用下，高架層至屋蓋間的層間位移角難以滿足《建筑抗震設計規(guī)范（2016年版）：GB 50011——2010》［2］要求。

該站房停靠高速列車，無法采用底部隔震技術來降低地震力。經(jīng)過多番論證，初步?jīng)Q定對該站房主體結構采用高位隔震技術，隔震區(qū)共使用80個疊層橡膠支座。因在H軸和R軸設置2道結構縫［3］，分縫位置兩側的屋架支承在同一根柱上，導致該處柱頂需設置2個隔震支座。站房各層布置如圖1所示。

圖1 站房各層示意圖Fig.1 Each Floor of the Station

1 計算方案概述

該火車站房采用Midas/Gen中搭建整體模型，然后通過自主開發(fā)的StructInter軟件［4］快速導入到SAP2000［5］進行結構分析。梁、柱用梁單元模擬，拉索采用索單元（只受拉單元）模擬，樓板、擋土墻采用殼單元模擬。搭建好的模型很龐大，構件截面類型共153個。全模型共29 153個節(jié)點，87 242個單元。其中，索單元1 188個，梁單元68 741個，殼單元17 313個，這對計算機和計算軟件處理規(guī)模都是一個挑戰(zhàn)。各建筑層的荷載均按實際布置施加，而屋蓋由于節(jié)點較多，為加快計算速度，將其面荷載均換算為節(jié)點荷載施加在對應節(jié)點上。

1.1 隔震支座的布置

圖2 高位隔震支座的平面位置Fig.2 Plane Position of High Isolation （m）

圖3 隔震支座布置示意圖Fig.3 Vibration Isolator Layout

表1 隔震墊參數(shù)Tab.1 Parameter List of Vibration Isolator

1.2 地震作用參數(shù)

地震作用依據(jù)文獻［2］確定，地震設防烈度為8度（0.20g），設計地震分組為第三組，場地類別為Ⅲ類，設計特征周期為0.65 s，阻尼比為0.04。人工波--RH1，加速度峰值：（小震）70 cm/s2；（大震）400 cm/s2，計算時間取20 s。X向（順軌向）、Y向（橫軌向）地震波均采用單向加載。

1.3 SAP2000時程分析方法

1.3.1 線性直接積分法

線性直接積分法［6-7］又稱為逐步求解法，其本質是在一系列時間間隔范圍內求解平衡方程。結構中使用了阻尼器、隔震器等非線性連接單元時，SAP2000將在動力分析過程中考慮這些阻尼的影響，并把連接單元屬性中指定的線性有效阻尼系數(shù)或者非線性阻尼自動轉換為振型阻尼。

1.3.2 非線性振型疊加

非線性振型疊加［8-9］又被稱為FNA（快速非線性分析方法），是以模態(tài)積分的方式進行時程分析。模態(tài)積分方式是以結構的模態(tài)分析結果為基礎，通過結構不同模態(tài)的積分求解來得到結構總的響應值。這種方法的主要優(yōu)勢在于運算速度，一般情況下可比傳統(tǒng)方法快幾個數(shù)量級。

當使用模態(tài)積分非線性分析時，只能考慮結構中邊界及連接單元的非線性，包括縫、鉤、彈簧等分線性連接單元和阻尼器、隔震器等非線性連接單元。

2 不同分析方法的計算結果對比

2.1 基于鉸接模型的結果對比

由于高架層以上的懸臂柱比較細長，地震作用下柱頂位移較大，是站房的抗震薄弱位置。下面基于懸臂住與網(wǎng)架之間為鉸接的模型，對比反應譜法、非線性振型疊加法（FNA）、線性直接積分法的懸臂柱柱頂位移，如表2所示。各種方法的基底剪力對比如表3所示。

表2 順軌向懸臂柱柱頂位移Tab.2 Displacement along the Track to Column Top（m）

表3 最大基底剪力Tab.3 Maximum Base Shear Force（k N）

從結果對比中可得到如下結論：

治未病是中醫(yī)學術思想的基本內容之一，是中醫(yī)學的突出特色和優(yōu)勢。從國家新醫(yī)改政策推動大健康產(chǎn)業(yè)發(fā)展來看，政府已經(jīng)認識到“治未病”的重要性，各地涌現(xiàn)了一批治未病中心，也出現(xiàn)了全國治未病專委會，推動了中醫(yī)藥學預防為先的思想觀念的普及。中醫(yī)強調“未病先防、已病防變、已變防漸、瘥后防復”。對腫瘤患者經(jīng)手術和放化療后的治療，通常屬于已病防變范疇。原位腫瘤在轉移前能夠在特定器官組織誘導形成有利于腫瘤細胞轉移的微環(huán)境，該腫瘤轉移前微環(huán)境的形成需要腫瘤分泌因子、抑制性免疫細胞的動員募集以及該組織部位基質組分炎性極化3方面要素的相互作用。因此，本文從這3個角度綜述了中藥抗腫瘤轉移微環(huán)境的現(xiàn)狀。

⑴基于該模型，反應譜算出的基底剪力最大，非線性振型疊加和線性直接積分法算出的基底剪力接近。時程分析時，計算所得結構底部剪力不小于反應譜法結果的65%，滿足文獻［2］要求。

⑵非線性振型疊加法與反應譜相比：順軌向位移平均值相差7.15%，最大值相差28.21%；橫軌向位移平均值相差1.39%，最大值相差4.69%。線性直接積分法與反應譜相比：順軌向位移平均值相差7.89%，最大值相差28.21%；橫軌向位移平均值相差2.39%，最大值相差3.13%。

⑶柱頂與屋蓋鉸接時，非線性振型疊加法與線性直接積分法計算結果基本一致。橫軌向這兩種方法的結果與反應譜的比較一致，但順軌向在位移最大值上有差別。這種差別原因在所以選用地震波的頻譜與反應譜不能完全一致，在順軌向的最大響應值與反應譜的有差別。

2.2 基于隔震模型的結果對比

為方便對比各個計算方法的結果，支座全部統(tǒng)一為側剛3 000 kN/m系列，且支座不設置粘滯阻尼。各種分析方法的結果對比如表4、表5所示。

表4 順軌向懸臂柱柱頂位移Tab.4 Displacement along the Track to Column Top（m）

表5 最大基底剪力Tab.5 Maximum Base Shear Force（k N）

非線性振型疊加法與反應譜相比：X向平均值相差3.25%，最大值相差8.45%；Y向平均值相差6.34%，最大值相差4.55%。線性直接積分法與反應譜相比：X向平均值相差22.46%，最大值相差18.31%；Y向平均值相差19.03%，最大值相差19.70%。

但要注意，加上隔震支座后，基底剪力比鉸接時的還要大。反應譜和振型疊加法隔震前后剪力相差較大，這種現(xiàn)象與常規(guī)的基底隔震結構明顯不同。下面根據(jù)參與質量與周期的關系來分析其原因。

2個方向的參與質量與周期關系曲線如圖4所示，由圖4可知，在0.10～0.65（Tg）這個反應譜峰值區(qū)內，隔震模型的參與質量比鉸接模型的要多，相應的百分比如圖5?所示。因此從整體看，隔震模型在共振區(qū)激發(fā)出更多的地震力，如圖5?所示，導致隔震后的基底剪力比鉸接時的要大而柱頂剪力卻是隔震時比鉸接時要小。

圖4 振型參與質量與周期的關系Fig.4 Mode Shapes Participate in the Relationship between Mass and Period

圖5 各振型的參與質量百分比及對應基底剪力分布Fig.5 Participating Mass Percentage of Each Mode Shape and Base Shear Force Corresponding to Each Mode Shape

3 多遇地震作用下的計算結果對比

多遇地震的時程計算基于線性直接積分法，柱頂設置的隔震支座各個位置都統(tǒng)一型號，剛度和阻尼系數(shù)根據(jù)表1選取。設置不同型號隔震支座時的高架層懸臂柱位移角結果如表6所示。順軌向的位移角和基底剪力是地震波沿順軌向加載，順軌向的計算結果。橫軌向亦同。

表6 高架層懸臂柱位移角對比Tab.6 Displacement Angles Comparison of Elevated Floors

懸臂柱位移角倒數(shù)的分布情況（數(shù)值越大越好）如圖6所示。

圖6 地震作用邊柱位移角分布Fig.6 Displacement Angle Distribution of Side Column

從懸臂柱位移角對比結果可以看出：

⑴隔震結構比非隔震結構的位移響應明顯減少，剛度和阻尼搭配合適時，柱頂位移只有鉸接時的50%左右。小震時的位移角能滿足文獻［2］小于1/550的要求。

⑵由于結構分縫（H軸、R軸），地震力作用下容易出現(xiàn)縫隙兩側屋蓋變形不協(xié)調，屋蓋各自以不同的形式震動。

⑶當隔震支座側剛較小時，屋架對柱頂?shù)募s束作用降低，懸臂柱的鞭稍效應增強。容易出現(xiàn)相鄰柱子之間的擺動方向和頻率不一致，特別是分縫部位兩側的柱子。

單根懸臂柱的柱頂剪力最大值、所有懸臂柱的柱頂剪力之和的最大值及水平向減震系數(shù)如表7所示。

表7 懸臂柱剪力最大值Tab.7 Maximum Shear Force（k N）

懸臂柱柱頂剪力對比結果如圖7所示，由圖7可知：①隔震結構比非隔震結構的柱頂剪力明顯減少，剪力只有鉸接時的30%左右；②隨著隔震支座剛度增大，隔震層傳遞的剪力逐漸增大，隔震支座變形逐漸減小，而隔震位置的柱頂位移出現(xiàn)先逐漸減少然后逐漸增大，存在一定的最優(yōu)段（側剛3000系列）。在最優(yōu)段附近，改變隔震支座的剛度對隔震效果影響不明顯。

圖7 順軌向地震作用邊柱柱頂剪力分布Fig.7 Shear Force Distribution of Side Column Top

4 罕遇地震的計算結果對比

罕遇地震的時程計算基于線性直接積分法，未考慮幾何非線性（P-δ效應）和材料非線性（塑性鉸）。柱頂設置的隔震支座各個位置都統(tǒng)一型號，剛度和阻尼系數(shù)根據(jù)表1選取。懸臂柱位移角結果如表8所示。

表8 高架層懸臂柱位移角對比Tab.8 Displacement Angles Comparison of Elevated Floors

由表8可知，大震下懸臂柱的位移角仍能滿足文獻［2］小于1/100的要求。而柱頂與網(wǎng)架鉸接時只有1/59，可見高位隔震［10-12］效果明顯。

隔震支座上下側的相對變形量如圖8所示。大震下的支座位移較大，需采取可靠措施防止大震時支座滑落。要注意到分縫處兩側的屋架變形不協(xié)調，且大震時隔震支座變形較大，兩側屋架容易發(fā)生碰撞。

圖8 地震作用邊柱隔震支座變形分布Fig.8 Deformation Distribution of Side-column Isolation Support under Earthquake Action

5 結論

⑴在柱頂與網(wǎng)架間設置隔震支座后，懸臂柱在地震力作用下的位移角有顯著改善，小震時的位移角能小于1/550，大震時小于1/100，滿足文獻［2］要求。

⑵隔震結構比非隔震結構的柱頂剪力明顯減少，水平減震系數(shù)約30%。

⑶天然橡膠隔震支座耗能能力低下，單獨采用天然橡膠隔震支座作為隔震層的隔震結構，地震時不能有效地吸收地震能量，此外隔震支座將產(chǎn)生過大的剪切變形而產(chǎn)生破壞。經(jīng)本工程驗算，在隔震支座配合設置粘滯阻尼器，能有效減少地震力。但若阻尼器的阻尼比取得過大，則起不到耗能作用，且地震力作用局部會增大。

⑷該火車站站房結構層數(shù)不高，但由于建筑功能需要不能在有效位置添加剪力墻和斜撐，因此下部結構較柔。而對于高位隔震結構，增強底部的嵌固和下部結構剛度，都能顯著增強隔震效果，減少懸臂柱的鞭稍效應?？刹捎玫叵聦拥牧杭佣虛危瑯翘?、地下室擋土墻參與抗震等方法。