屈 濤，衛(wèi) 文，古靜欣

(廣東省建筑設計研究院有限公司深圳分公司， 深圳 518063)

1 工程概況

某學校項目位于廣東省廣州市南沙區(qū)，項目總建筑面積約80 000m2，其中學院樓面積約12 000m2，辦公面積約68 000m2[1]。學院樓結(jié)構高度23.5m，下部為階梯教室和教學輔助用房，上部設置兩層“玻璃盒子”為專家樓辦公區(qū)。學院樓首層中軸線位置為大型報告廳，“玻璃盒子”橫跨兩端教學區(qū)域坐落在報告廳上方。呈現(xiàn)出懸浮在下部結(jié)構之上的建筑效果，如圖1所示。

本工程設計使用年限為50年，結(jié)構安全等級為二級，抗震設防烈度為7度，設計基本地震加速度為0.10g，設計地震分組為第一組，場地類別為Ⅲ類，特征周期為0.45s，結(jié)構阻尼比為0.04[2]。采用廣州地區(qū)50年重現(xiàn)期基本風壓為0.60kN/m2，地面粗糙度類別為B類，風荷載體型系數(shù)為1.4。辦公標準層樓面恒荷載1.7kN/m2，活荷載3kN/m2。

2 結(jié)構體系

為實現(xiàn)整體建筑效果，整個學院樓采用下部混凝土框架結(jié)構支撐上部大跨度鋼結(jié)構。下部階梯教室、教育輔助用房等功能用房采用混凝土框架結(jié)構。

上部專家樓為大跨度鋼桁架結(jié)構，外圍的鋼桁架為主要受力構件(圖2)，桁架頂?shù)讓釉O置面內(nèi)支撐，使外圍桁架形成整體，其余樓面鋼梁支撐在外圍鋼桁架上。X向跨度37.2m，Y向跨度19.8m，桁架高度10m，鋼桁架結(jié)構模型如圖3所示。

上部鋼桁架結(jié)構兩端各設四個支座，橫跨兩端教學樓，支撐在下部混凝土框架上。整體模型如圖4示意。本文后續(xù)將上部的專家樓結(jié)構，稱為上部結(jié)構。

3 下部混凝土結(jié)構與上部鋼結(jié)構協(xié)同設計

與大跨度鋼屋蓋和下部混凝土結(jié)構的整體設計類似，此類結(jié)構設計需考慮上、下部結(jié)構的協(xié)同工作，考慮其互相影響。實際考慮下部結(jié)構的協(xié)同作用后，對上部結(jié)構在靜力工況和地震工況下的受力均有較大影響[3]。

現(xiàn)階段的工程設計大多是將上部大跨鋼結(jié)構與下部混凝土支承結(jié)構分開進行設計計算，可簡化設計流程適應項目的推進進度。在基本完成各單體的設計后，再進行整體計算復核，取包絡設計。

本項目為更好地實現(xiàn)建筑效果要求，上部結(jié)構通過支座與下部結(jié)構連接，同時為了減少地震作用、降低溫度應力，選用隔震支座方案。設計團隊對本項目提出了三種隔震方案，分別為鉛芯橡膠支座方案、鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器方案、摩擦擺支座方案。本文將對各方案的隔震設計進行對比研究。

4 上部結(jié)構地震作用計算

本項目處于方案階段，采用上部結(jié)構和下部結(jié)構單獨設計的方法，確認各部分的最終方案。如第3節(jié)所述，上部鋼桁架結(jié)構地震作用的計算需考慮下部結(jié)構的影響，其底部剪力會有一定的放大。一般可考慮反應譜法、時程分析法、樓面譜法三種方法計算放大系數(shù)[4]。本文的研究分析采用反應譜法考慮上部結(jié)構底部剪力的放大。對整體結(jié)構和單獨上部結(jié)構分別進行分析，通過對比鋼桁架的底部剪力，得到上部結(jié)構的底部剪力放大系數(shù)，見表1。

表1 上部結(jié)構的底部剪力放大系數(shù)

5 隔震方案研究

本節(jié)進行隔震方案的研究，采用時程分析的方法進行地震作用分析，以非隔震整體模型的底部剪力為基準進行時程波的選取。最終選取三條時程波進行后續(xù)的研究分析，每條時程波計算所得底部剪力不小于振型分解反應譜法的65%，平均值不小于反應譜法結(jié)果的80%。天然波1、天然波2、人工波的名稱分別為ArtWave-RH2TG045、Big Bear-01_NO_902(0.49)、Big Bear-01_NO_907, Tg(0.43)，以X向為例，三條地震波時程曲線如圖5所示。

以單獨上部結(jié)構作為研究對象，對比各個隔震方案的不同，分析軟件采用SAP2000。根據(jù)第4節(jié)中得到的放大系數(shù)，峰值加速度取X向100×2.08=208cm/s2，Y向100×2.22=222cm/s2。上部桁架結(jié)構支座采用鉸接，得到非隔震模型的底部剪力結(jié)果如表2所示。

表2 上部結(jié)構非隔震模型底部剪力/kN

5.1 鉛芯橡膠支座方案

首先考慮鉛芯橡膠支座方案。橡膠支座在重力荷載代表值下的支座壓應力需滿足《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)(簡稱抗規(guī))的限值要求，同時為避免采用額外的抗風措施，要求支座在50年一遇風荷載下不屈服。隔震層抗風設計需滿足以下要求：γwVwk≤VRw，其中γw為風荷載分項系數(shù)，Vwk為風荷載下總水平剪力標準值，VRw為隔震支座的水平屈服荷載設計值[5]。同時，隔震支座設防地震下的彈性恢復力必須大于抗風裝置受剪承載力設計值的1.4倍，以保證隔震支座在多次地震作用后仍具有良好的復位功能[6]。即需滿足K100tr≥1.4VRw,其中K100為隔震支座在水平剪切應變100%時的水平有效剛度；tr為橡膠層總厚度。

將以上兩點作為鉛芯橡膠支座選型的標準，最終選取LRB1400型號的支座，參數(shù)如表3所示。

表3 鉛芯橡膠支座參數(shù)

風荷載1 095kN，單個橡膠支座屈服力420kN，總的水平承載力VRw=3 360kN，大于1.5×1 095=1 642kN，滿足要求。支座橡膠層總厚度240mm，支座恢復力K100tr=4.1×240mm=984kN，大于1.4×420=588kN。鉛芯橡膠支座的參數(shù)滿足抗風設計的要求。

采用SAP2000中快速時程分析算法(FNA)，支座采用Rubber Isolator單元進行模擬。各中震時程波下底部剪力見表4。根據(jù)底部剪力計算結(jié)果，根據(jù)隔震模型和非隔震模型底部剪力的比值得到減震系數(shù)為X向0.261、Y向0.141。此處參考抗規(guī)第12.2.5條，以各條時程波中的底部剪力之比的最大值，計算減震系數(shù)[2]。

表4 鉛芯橡膠支座的中震底部剪力/kN

各支座在三條大震時程波下的位移包絡如表5所示，可見支座最大位移553mm小于0.55倍的支座有效直徑，即770mm。

表5 大震下鉛芯橡膠支座的支座位移/mm

5.2 鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器方案

為減小大震下的位移，避免過大的變形縫，在支座處同時設置黏滯阻尼器。每個支座在X、Y兩個方向上分別設置一個黏滯阻尼器，共8對、16個阻尼器，協(xié)助吸收地震能量，減小地震下隔震結(jié)構的變形[3]。黏滯阻尼器參數(shù)見表6。

表6 黏滯阻尼器參數(shù)

設置黏滯阻尼器后，由于增加了結(jié)構阻尼，結(jié)構抗震性能得到了進一步提高，支座位移減小到220mm，減小了變形縫的寬度，對建筑設計有利；但底部剪力相對無阻尼器的方案略有增加，減震系數(shù)有所增大。這是因為黏滯阻尼器具有動剛度，增加了整套橡膠支座在地震下的剛度，底部剪力(支座剪力+阻尼力)有所增加，但橡膠支座的受力是有所減少的。設置阻尼器后可起到保護支座的作用。

黏滯阻尼器中震下底部剪力及大震下支座位移如表7、8所示。結(jié)果表明，最大內(nèi)力775kN<1 000kN，最大位移204mm<300mm。阻尼器受力及變形均能滿足設計要求。

表7 帶阻尼器方案的中震底部剪力/kN

表8 帶阻尼器方案的大震支座位移/mm

從以上結(jié)果可知，支座處X、Y兩個方向的位移相差不大，X、Y兩個方向的阻尼器均需要發(fā)揮阻尼作用。而一般黏滯阻尼器是單向受力的，為保證阻尼器在另一方向不至出現(xiàn)剪切破壞，需采用相應的構造措施?？稍谧枘崞髦味嗽O置萬向鉸[7]并且采用斜向布置阻尼器的方式，具體如圖6所示。

5.3 摩擦擺支座方案

本節(jié)研究摩擦擺隔震支座方案。同鉛芯橡膠支座一樣，摩擦擺支座要滿足50年一遇風荷載下不滑動的要求。根據(jù)此要求，上部結(jié)構恒荷載62 380kN，50年一遇風荷載為1 095kN，支座的最小摩擦系數(shù)為0.018。摩擦擺隔震支座的隔震效果主要由曲率半徑和摩擦系數(shù)決定[8]。按表9所示的三種摩擦擺參數(shù)進行方案比選。

表9 摩擦擺支座方案參數(shù)

以人工波為例，對比三種方案在中震下的底部剪力和大震下的支座最大位移，見表10。

表10 摩擦擺支座中震下底部剪力及大震下最大位移

由表10可以看出，通過設置合適的曲率半徑及摩擦系數(shù)可控制摩擦擺支座在大震下的最大位移。方案1～方案3隨著摩擦系數(shù)的增大，大震最大位移逐步減少，但底部剪力會相應增大[9]。

由于位移越小變形縫的處理越簡單，同時摩擦擺支座的造價與最大允許位移有直接的關系，所以選擇大震下支座位移最小的方案對設計有利。方案3的位移與鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器方案結(jié)果接近，可以進一步比較兩種方案的差別。摩擦擺支座方案最終選取方案3，支座的具體參數(shù)見表11。

表11 摩擦擺支座的參數(shù)

支座的具體參數(shù)確定后，進一步分析摩擦擺支座方案在其余兩條時程波下的響應，以得到減震系數(shù)并復核大震下允許位移。各時程波下的底部剪力如表12所示。

表12 摩擦擺支座的中震底部剪力/kN

由以上結(jié)果可知，減震系數(shù)為X向0.416，Y向0.199。各支座在三條大震時程波下的位移包絡如表13所示，可見支座最大位移339mm小于支座的允許最大位移400mm，滿足設計要求。

表13 摩擦擺支座的大震支座位移/mm

5.4 隔震方案比選

5.4.1 減震效果

通過減震系數(shù)和大震下位移，對鉛芯橡膠支座、鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器、摩擦擺隔震支座三種減震方案進行比較。

表14 摩擦擺支座的大震支座位移/mm

三種方案的減震效果均十分明顯，地震剪力顯著降低。由于鉛芯橡膠支座的阻尼較小，其大震下的變形較大，接近600mm，對建筑的影響相對較大。當附加阻尼器后，大震下位移明顯減少，底部剪力有所增大。摩擦擺支座方案由于可以通過增加摩擦系數(shù)靈活地調(diào)整支座的阻尼效應，所以在適當增加摩擦系數(shù)后可以達到鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器的效果，既保證隔震效果也能使結(jié)構變形不至于過大。

5.4.2 最終隔震方案優(yōu)勢

根據(jù)上述方案比較，最終選擇了摩擦擺支座的隔震方案。下部結(jié)構除了對地震作用有放大作用，同時會改變地震動的頻譜特性，在確定了隔震方案后，進一步用整體模型確認最終的隔震效果。在整體模型中，采用摩擦擺支座后，專家樓底部剪力結(jié)果如表15所示。

表15 采用摩擦擺支座后專家樓底部剪力/kN

與整體模型中的非隔震模型專家樓底部剪力進行對比，得到減震系數(shù)為X向0.460、Y向0.341。與5.1～5.3節(jié)中僅考慮上部結(jié)構的結(jié)果有一些差異，最終需在整體模型中進行相應的隔震結(jié)構設計。

本項目采用摩擦擺隔震支座后，除地震下構件內(nèi)力明顯減少外，由于為柔性支座，在溫度作用下構件內(nèi)力也大幅降低[10]。采用摩擦擺支座后上部鋼結(jié)構的用鋼量也相應降低，由1 480t減少到1 280t，可節(jié)省用鋼量約15%。

6 結(jié)論

該項目目前處于方案階段，本文主要對三種隔震方案進行了研究，采用了SAP2000中的快速時程分析算法(FNA)，該方法僅考慮了支座的非線性，在后續(xù)設計階段，需用完整的非線性時程方法進行大震下的支座性能的詳細復核。本文對比了鉛芯橡膠支座、鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器、摩擦擺支座三種隔震方案，結(jié)論如下：

(1) 在下部混凝土、上部鋼結(jié)構且相互相對獨立的結(jié)構中，應在上部結(jié)構的支座處采取措施減少其相互影響。采用隔震支座既可釋放溫度應力同時也可減少地震作用，具有較好的應用優(yōu)勢。

(2)三種隔震方案均可取得良好的隔震效果。采用鉛芯橡膠支座方案，由于位移較大，需要設置較寬的變形縫，影響構造措施，同時也會造成下部支撐構件的附加彎矩較大。

(3)在鉛芯橡膠支座方案的基礎上加設黏滯阻尼器后，結(jié)構耗能能力提高，可明顯減小罕遇地震下的變形；由于結(jié)構兩個方向變形均較大，阻尼器的安裝需采用措施保證阻尼器在橫向變形作用下不發(fā)生剪切破壞。

(4)摩擦擺隔震支座的耗能作用和摩擦系數(shù)相關，通過調(diào)整摩擦系數(shù)，即可取得良好的隔震效果同時也能使變形在可控范圍內(nèi)；且摩擦擺支座的耐久性更好。

(5)對于此類高位隔震結(jié)構的設計分析，除需要考慮下部結(jié)構對地震的放大作用外，還需考慮對地震動頻譜特性的影響，必須對整體結(jié)構進行隔震分析，確定最終的設計。