从地震作用特点分析, 在同一地震动下, 短周期结构地震响应非常剧烈, 而长周期结构地震响应相对较小。常规建筑的周期通常在5倍场地特征周期范围内, 结构承受的地震响应大;隔震后的结构第一自振周期通常在5倍场地特征周期外, 结构承受的地震地震响应显著减小。通过隔震技术, 可以有效地提高结构的抗震能力。

　　 我国最早的隔震概念始于20世纪五六十年代, 早期采用砂垫层的摩擦滑移隔震^[1]。随着技术进步, 普通橡胶隔震支座、铅芯橡胶隔震支座、高阻尼橡胶隔震支座、滚珠隔震装置、摩擦摆隔震支座和滑动隔震支座等各类更加成熟的隔震技术得到应用^[2]。2001版《建筑结构抗震规范》 (GB 50011—2001) 开始加入减隔震的技术章节, 减隔震技术正式纳入抗震结构体系。随后隔震技术日趋完善, 隔震产品愈加丰富, 产品性能和检测方法也逐步具体和合理。隔震支座在复杂应力下的稳定性、耐久性、耐火防护研究, 大型橡胶支座的生产、研发和检测, 层间隔震、高位隔震和特殊部位隔震、隔震的精细化算法^[3]和设计方法等一系列复杂结构隔震技术都是研究的热点。

　　 本文以某一高层剪力墙住宅结构为例, 通过方案比选和优化设计, 给出了经济可行的隔震方案。

　　 天洋城同心园项目位于河北省廊坊市, 发震断层距本场地最近距离约为8km。项目总建筑面积为 103 355.49m², 其中车库建筑面积为29 889.76m², 地上建筑面积为65 821.80m²。地面上由6栋高层住宅楼 (77#, 78#, 79#, 80#, 81#, 82#住宅楼) 和1栋公共服务配套楼 (83#楼) 构成;住宅楼为剪力墙结构, 均采取了隔震措施, 其中 77#, 78#, 79#, 80#, 81#住宅楼地面以上29层, 结构高度为79.750m;82#住宅楼地面以上11层, 结构高度为30.250m;地下3层, 整个项目地下室连为一体, 项目整体建筑效果图见图1。

　　 项目为标准设防类建筑, 设计基准期为50年, 所处场地抗震设防烈度为8度 (0.3g) , Ⅲ类场地, 设计地震分组为第二组。基本风压为0.45kN/m², 因结构高度大于60m, 构件承载力设计时按照1.1倍基本风压取值, 地面粗糙度类别为B类。

　　 综合考虑建筑要求, 隔震层设置于地下室顶部。6栋隔震建筑中, 除了82#住宅楼高宽比小于规范限值4以外, 77#, 78#, 79#, 80#, 81#住宅楼高宽比均超过了规范限值4, 按《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[4] (简称抗规) 规定应进行专门研究。本文以高宽比最大 (高宽比4.8) 的77#住宅楼为例介绍隔震设计方案。

　　 77#住宅楼隔震层设置于地下室顶部, 层高1.95m, 其下设3层地下室, 地下3层～地下1层层高均为3.3m。地上29层, 1～29层均为标准层, 层高均为2.75m, 标准层结构平面布置见图2, 所有剪力墙的厚度均为200mm。

　　 对77#住宅楼进行了4种隔震方案对比。方案1为普通刚度橡胶隔震支座, 方案2为低刚度橡胶隔震支座, 方案3为橡胶隔震支座+滑板支座, 方案4为橡胶隔震支座+滑板支座+黏滞阻尼器。4种方案的计算结果对比见表1。根据抗规并参考《乌鲁木齐建筑隔震技术应用规定》 (乌建发[2015]252号) ^[5]的规定, 支座在水平和竖向罕遇地震同时作用下, 拉应力不应超过1MPa, 上部结构高宽比大于4时, 隔震层以上上部结构抗倾覆力矩系数应不小于1.2。由表1可以看出, 方案1抗倾覆力矩系数小于1.2, 不能满足结构抗倾覆要求, 支座拉应力超过1MPa, 也不满足抗规要求;方案3支座拉应力满足要求, 但结构抗倾覆不满足要求且隔震层变形过大导致隔震层下部结构、隔震沟及设备等的设计难度增加。方案2和方案4均是较为合理的方案, 但方案2拉应力更小, 抗倾覆能力更高, 安全储备也更大, 为最优方案, 最终确定采用方案2。

　　 采用的隔震支座平面布置见图3, 结构计算模型见图4。隔震前, 结构总质量为15 673t, 风荷载作用下X向基底剪力标准值为1 383kN, Y向基底剪力标准值为1 827kN, 满足风荷载作用下基底剪力标准值小于结构总重量的10%。隔震层屈服力为 5 536kN, 满足抗风承载力要求。

　　 隔震前后结构前3阶周期见表2, 重力荷载代表值下支座竖向压力分布见图5。从表2可以看出, 采用隔震方案后, 结构的第1阶自振周期由1.68s延长到4.15s, 已经大于5倍场地特征周期 (3.25s) , 将大幅度降低结构地震响应。从图5看出, 重力荷载代表值下, 所有支座竖向压应力均满足规范规定的支座压应力不大于15MPa的要求, 其中多数隔震支座的压应力在8MPa以下, 隔震支座13压应力最大, 为14MPa。

　　 采用ETABS软件对隔震结构进行时程分析, 为验证模型的正确性, 在设置隔震支座前, 将ETABS计算模型和PKPM计算模型的计算结果进行了比较, 对比结果见表3。从表3可以看出, 两种计算模型计算结果非常相近, 其质量误差小于0.3%, 周期误差小于4%, 验证了模型的正确性。

　　 各条地震波作用下隔震结构基底剪力与振型分解反应谱计算结果对比见表4。由表4可以看出, 每组地震波作用下结构基底剪力均超过振型分解反应谱法计算结果的65%, 7组地震波计算所得的结构基底剪力平均值大于振型分解反应谱法计算结果的80%, 满足抗规要求。

　　 在ETABS软件中, 隔震支座采用Wen模型, 考虑弹簧的非线性刚度。在设防地震作用时, 7组地震波作用下隔震结构与非隔震结构的楼层剪力和楼层倾覆力矩的平均值见图6。

　　 由图6可见, 隔震后, 楼层剪力和楼层倾覆力矩均大幅度减小, 隔震效果十分显著。经对比, X向地震作用下, 隔震后各楼层剪力和隔震前各楼层剪力比为0.28～0.36, Y向地震作用下, 隔震后各楼层剪力和隔震前各楼层剪力比为0.26～0.38。根据抗规规定, 结构减震系数取各楼层隔震后楼层剪力和隔震前楼层剪力之比的较大值, 最终本结构减震系数为:X向0.36, Y向0.38。

　　 罕遇地震作用下, 隔震支座的内力和变形见表5, 其中支座型号LRB1000, LRB1100, LRB1200分别为直径1 000, 1 100, 1 200mm的铅芯隔震支座, LNR1000为直径1 000mm的橡胶隔震支座。由表5可以得出如下结论:

　　 (1) 支座直径最小1 000mm, 最大1 200mm, 支座最大变形均不大于0.55倍支座直径, 变形满足抗规要求。

　　 (2) X向和Y向地震作用下, 支座最大面压分别为26.69 MPa和28.16 MPa, 不大于30MPa, 最小面压分别为0.68 MPa和0.88 MPa, 不大于1MPa, 承载力满足抗规要求。

　　 采用PKPM软件对上部结构进行反应谱分析。非隔震方案的上部结构按本地区的抗震设防烈度设计;隔震方案的上部结构设计采用隔震支座底端设铰的模型, 地震影响系数最大值取隔震后水平地震影响系数最大值α_max1, 地震影响系数曲线形式不变。

　　 隔震方案与非隔震方案的结构构件尺寸按满足安全、经济和使用功能的要求确定, 为满足使用功能, 标准层墙厚上限为500mm。非隔震方案标准层结构平面布置见图7 (t为剪力墙厚度, mm) , 隔震方案标准层结构平面布置见图2, 隔震方案和非隔震方案主要构件和混凝土用量对比见表6。

　　 从表6可以看出, 非隔震方案地上混凝土总量比隔震方案多46%, 非隔震结构的构件尺寸和材料用量显著高于隔震结构, 而且部分标准层剪力墙厚度已达500mm, 构件尺寸严重影响到建筑的空间使用功能。

　　 隔震方案与非隔震方案结构在小震下的楼层剪力和结构层间位移角见图8。由图8可以看出, 非隔震方案最大层间位移角达1/833, 不满足规范规定的层间位移角限值 (1/1 000) 要求, 隔震方案结构最大层间位移角减小到1/1 100, 满足规范要求。采用隔震方案后结构楼层剪力大幅度减小, 不但降低了构件设计难度, 也实现了结构的经济性。

　　 本文以某一高层剪力墙住宅结构为例, 通过方案比选和优化设计, 给出了经济可行的隔震方案及其计算过程, 主要有以下结论:

　　 (1) 对于隔震层设计方案, 对比了普通刚度橡胶隔震支座方案、低刚度橡胶隔震支座方案、橡胶隔震支座+滑板支座方案和橡胶隔震支座+滑板支座+黏滞阻尼器方案的减震效果。经过方案对比, 选取了低刚度橡胶支方案。

　　 (2) 对采用隔震方案的结构进行了设防地震和罕遇地震下非线性动力弹塑性时程计算, 隔震后减震系数为0.38, 隔震层最大变形为443mm, 支座拉应力和抗倾覆等满足规范要求。

　　 (3) 非隔震方案地上标准层剪力墙厚度即使设计为500mm, 层间最大位移角最大值仍然能够达到1/833, 不满足规范要求。采用隔震方案后, 标准层剪力墙厚度减小到200mm, 包含层间位移角在内的各项指标均能满足规范要求, 并能很好地满足建筑使用需求, 且社会经济效益较好。