本文综合考虑建筑物结构形式和地铁振动的特点, 结合隔震体系设计的设计思想、分析方法和设计流程, 提出了合理的隔震方案, 包括支座选型、平面布置和基本构造。利用ETABS软件分别建立添加隔震支座前后的有限元计算模型, 选取了合适的真实地震波和模拟人工波, 考虑水平地震波的输入, 计算设防烈度地震下层剪力比、隔震层位移、支座面压应力。采集并输入典型地铁站上部站台的时程数据, 考虑轨道列车竖向振动激励作用, 选取有代表性的6个考察点进行隔震前后的加速度响应分析。

武汉天河机场交通中心在现有天河机场T2航站楼东北, 与在建T3航站楼通过廊桥相连, 其功能主要是为机场客流集散提供多种交通换乘服务。屋面为玻璃幕墙和钢结构相结合, 设计中整个建筑屋顶造型像一只翩翩飞舞的蝴蝶, 屋面采用层层逐级抬高的形式, 十分具有动感, 与T3航站楼一起形成了“蝶飞凤舞, 层层高飞”的美好形象。该工程屋面两侧为混凝土结构, 中部为钢结构屋盖 (见图1) 。屋面钢结构屋盖位于 (22) ~ (27) 轴以及轴形成区域, 该区域长247.5m、宽69.85m, 主要截面均为箱形钢梁, 共有20榀主梁, 其中12榀为3连跨, 8榀为4连跨, 一般跨度13.05m, 最大跨度17.6m, 单榀梁呈拱形, 生根于混凝土柱顶或混凝土牛腿上的隔震支座上, 由轴沿东西方向总跨度逐步增大, 拱高逐步减小, 最高拱顶结构标高为16.300m, 每2榀弧形主梁间连接有14根次梁。

主要有4个功能层, 其中地下2层中部区域为交通转换大厅, 共有6条列车线路通过, 其中4条线路为城际铁路, 另2条为武汉市地铁线路。

由于钢结构屋盖位于城铁、地铁隧道的正上方, 通行城铁、地铁所引起的竖向振动会对钢结构屋盖使用的功能性和安全性造成影响;并且结构跨度较大, 为了解决地震和轨道列车运行带来的结构水平振动、竖向振动问题, 必须对钢屋盖采取有效的隔震措施以满足结构安全性要求。

钢屋盖的边界条件和约束力强弱对其动力响应有很大影响, 在钢屋盖下设置柔性隔震支座, 减小水平约束力, 相当于在下部钢筋混凝土主体结构与上部钢结构屋盖之间设置了阻尼单元, 从而延长了结构的自振周期, 减小地震作用下的动力响应。在地震力作用下, 柔性隔震装置可吸收地震能量, 使下部结构只将部分地震波传至上部屋盖, 并且限制上部屋盖的过大位移, 让屋盖的大部分位移由隔震装置提供, 这样在地震波的作用下钢屋盖发生的位移就非常小, 隔震装置的应用便为建筑物的抗震防护提供安全保障。支座隔震装置的固有频率会影响隔震效果, 一般材料的厚度越大, 其固有频率越低。因此, 在成本允许的情况下, 支座隔震装置材料厚度宜尽量取大。

轨道列车的运行引起的振动会通过轨道基础、框架柱等竖向结构传至钢屋盖, 对屋盖的受力产生不利影响。对钢结构屋盖的影响隔震处理主要在于减小轨道列车运行激励下结构的动力响应。为分析采用隔震技术后的隔震效果, 可对钢屋盖结构在实测列车激励下的竖向振动进行分析。

可靠的分析模型是进行结构静、动力分析的基础。分析模型应能够真实地反映结构动力特性, 且能够比较准确地模拟结构线性和非线性的动力响应。目前, 屋盖的动力响应分析应用比较广泛的是非线性动力时程分析法, 为了保证计算分析的准确性、提高结构建模的效率, 采用结构分析软件ETABS中的非线性link单元“Isolator1”隔震支座的力学行为进行模拟。

在钢结构屋盖下的柱顶布置隔震橡胶支座, 共布置82个隔震支座 (见图2) 。通过布设两种不同竖向刚度的支座, 减小结构在振动下的动力响应, 提升结构的安全性。

边部支座即弧形梁端下方为混凝土结构梁 (见图3) , 需设置牛腿支撑支座;跨中支座直接落在柱上 (见图4) 。隔震支座的高度由其型号决定, 隔震支座系统分为下预埋件、隔震橡胶支座、上连接件 (分为跨中短钢柱及弧形梁端部下方连接板) , 其中隔震橡胶支座与上下结构通过高强螺栓连接。

根据工程情况, 选用2种隔震支座进行组合隔震。其中, 组合隔震支座依照其直径分为2组, 相关产品参数如表1所示。

建立天河机场交通中心隔震结构有限元计算模型 (见图5) , 上部结构及隔震层均采用三维模型, 上部结构梁、柱及楼板均只考虑弹性, 隔震支座采用非线性模型计算, 恒荷载及活荷载均按实际情况输入。通过隔震前后两个模型的对比分析, 可比较隔震前后隔震层作用力、位移和加速度响应的变化, 反映隔震方案对提升结构安全性的作用。上部结构梁、柱及楼板均只考虑弹性, 隔震支座采用非线性模型计算, 恒荷载及活荷载均按实际情况输入。

选取实际2条强震记录和1条人工模拟加速度时程曲线, 各地震波反应谱与规范反应谱的偏差<15%。各地震波信息如下: (1) 人工波RG持时40.00s, 记录时间步长为0.02s (见图6a) ; (2) 天然波TR1持时30s, 记录时间步长为0.005s (见图6b) ; (3) 天然波TR2持时40s, 记录时间步长为0.02s (见图6c) 。

所选地震波反应谱与规范反应谱的比较 (见图7) , 可以看出所选地震波的反应谱与规范反应谱在统计意义上具有一致性。

安装隔震支座后, 交通中心结构水平振动周期延长, 一阶周期由0.75s延长至2.17s。在设防烈度地震作用下, 天河机场交通中心工程钢屋盖隔震上部结构与非隔震结构分别在两条地震波和模拟人工波作用下, x向、y向隔震结构层间与非隔震结构层间的剪力比计算对比如表2所示。可以看出, 6度设防地震作用下, 隔震层楼层剪力与非隔震结构层剪力比最大值为0.41, 水平向减震率可取0.59, 满足钢屋盖结构水平地震减震率0.55的要求。

在6度罕遇地震作用下, 计算隔震支座最大水平位移已考虑扭转效应。罕遇地震下隔震支座最大水平位移结果如表3所示。可见隔震层最大水平位移在6度地震作用下满足最大容许位移要求。

罕遇地震下隔震支座的面压分长期面压和短期面压分别控制, 长期面压考虑了重力荷载代表值的作用, 短期面压同时考虑了水平罕遇地震的作用。隔震支座在罕遇地震下拉应力 (即短期极小面压) 验算, 主要考虑了水平地震、竖向地震、恒荷载及活荷载的作用。交通中心钢结构屋面82个隔震支座对应的支座极大面压最大值在x方向为4.45MPa, y方向为4.47MPa, <30MPa, 且各隔震支座的短期极小面压值均为正值, 未出现拉应力, 满足规范要求。

城铁、地铁激励采用现场动测得到的时程曲线。通过加速度传感器DH610V和相应测量仪器, 采集了地铁到站前后北京城铁13号线五道口站上部站台的时程数据。相应时程曲线如图8所示, 相应的反应谱如图9所示。所采集的数据仅用于计算隔震支座的隔震效率, 实际城铁、地铁振动的幅值和频率应按照现场实测的结果确定。

为考察竖向减震效果, 选取6个振动显著的屋盖支座处节点作为观察点考察其加速度, 以表征地铁激励对该结构不同位置的动力响应。各测点安装隔震支座前后的最大加速度对比如表4所示。

由表4可见, 安装隔震支座后, 竖向振动的加速度大幅度减小, 减小率基本在50%以上, 所取6个点的平均减震效率为58%。

天河机场交通中心工程采用隔震技术进行钢屋盖施工, 隔震支座总体施工思路为:材料、设备进场→放线定位→下预埋件安装→隔震支座下部结构柱混凝土浇筑→隔震支座吊装→上连接件安装→钢结构箱梁安装→网壳安装。

天河机场交通中心隔震支座下预埋件共2种规格, 分别由边长600, 800mm预埋板及锚筋组成, 预埋锚筋与预埋板穿孔塞焊, 端部设置100mm加强锚筋, 与预埋锚筋双边焊接。每个预埋板设置4个预埋套筒, 以便与隔震支座下底板通过高强螺栓连接。

预埋件安装是钢屋盖施工中的第1道工序, 也是确保钢屋盖工程质量的前提, 利用塔式起重机将下预埋件吊至牛腿顶部及柱顶, 通过水平位置移动将埋件平面定位偏差控制在2mm内, 然后对预埋件标高进行调整, 初步安装平整后, 进行底板钢筋绑扎固定并点焊, 利用水准仪对预埋板四角标高复核, 复核结果合格后对钢筋焊接牢固。

在安装过程中, 应保证预埋件上弧形主梁外侧高强螺栓连接孔连线平行于主梁中心线 (见图10) , 同时4个高强螺栓孔对角线连线交点在弧形主梁中心线上。控制水平精度倾斜率在1/300内, 标高高度差±3mm内, 水平偏差±2mm内。

采用机械浇筑方式在混凝土自由倾落冲击下易造成预埋板偏位, 所以宜采用人工布料方式, 混凝土振捣时振捣棒不宜接触主筋及预埋板。严禁施工作业人员浇筑混凝土时踩踏牛腿及混凝土柱钢筋、模板及预埋件。浇筑完毕后及时将预埋板的残余混凝土清除并用抹布擦拭干净。

混凝土在浇筑完毕后立即对预埋板的安装偏差进行复核, 判断混凝土浇筑对预埋板安装有无影响。

待下部混凝土柱或牛腿强度达到设计强度的80%后进行隔震支座安装, 安装前进行定位复测并记录, 复测内容包括预埋件标高、中心位置以及平整度。复测满足要求后可进行隔震支座安装, 安装前将预埋件上表面清理干净, 根据施工现场隔震支座平面布置图, 在每个预埋件上标记安装隔震支座的规格及型号, 避免出现规格及型号出错。

考虑到隔震支座质量较大, 采用塔式起重机进行吊装。在安装孔中插入导插销, 隔震支座接触下预埋板取出导插销, 用高强螺栓将下连接板牢固地与预埋板连接。螺栓连接时, 严禁用锤敲打等破坏方法强行穿入螺栓, 另外要保持构件摩擦面的清洁干燥, 严禁雨中作业。隔震支座上端板上的螺栓孔用胶带封堵、抹平。隔震支座安装完后, 复测隔震支座标高及平面位置并记录。

上连接件分为跨边和跨中两种结构形式。跨边上连接件位于弧形主梁端部底面, 设计与隔震支座上连接板通过高强螺栓相连, 待现场复测跨边隔震支座水平位置后, 并准确调整上连接件安装位置, 方可现场焊接于弧形主梁端部底面;跨中上连接件是一位于主梁与支座之间的短柱 (见图4) , 其中短柱下方连接板与隔震支座通过高强螺栓连接, 短柱上连接板与主梁底部现场焊接。

跨中上连接件需现场测量后再由工厂制作。待跨中混凝土柱顶隔震支座安装完成后, 根据复测记录的数据, 与设计值进行比较, 计算出实际短柱连接件的长度, 保证主梁定位准确。让跨中上连接件起到定位、承载双重作用。

1) 隔震支座的支墩 (或柱) , 其顶面水平度误差宜≤5‰;在隔震支座安装后, 隔震支座顶面的水平度误差宜≤8‰。

2) 隔震支座中心的平面位置与设计位置的偏差应≤5.0mm。

3) 隔震支座中心的标高与设计标高的偏差应≤5.0mm。

4) 同一支墩上的隔震支座的顶面高差宜≤5.0mm。

5) 隔震支座连接板和外露连接螺栓应采取防锈保护措施。

6) 在隔震支座安装阶段, 应对支墩 (或柱) 顶面、隔震支座顶面的水平度、隔震支座中心的平面位置和标高进行观测并记录。

7) 在工程施工阶段, 对隔震支座宜采取临时覆盖保护措施。

钢屋盖施工完毕后, 为验证在交通中心下部城铁、地铁运行激励下钢屋盖隔震层减震效率是否达到了预期效果, 在原选取的6个振动显著的屋盖支座处节点作为观察对象, 分别在混凝土柱顶和相应隔震支座上方钢梁处设置监测点, 监测交通中心钢屋盖在下部真实列车激励下隔震层与非隔震层的竖向加速度。测量仪器采用日本东京测振株式会社生产的SPC-51型振动采集分析仪, 对所采集信号进行分析之前, 首先对信号进行预处理, 消除趋势项和噪声部分, 提取有用信号。结果表明, 对于地铁激励, 混凝土柱顶处各测点竖向加速度最大幅值平均值为1.535cm/s², 相应钢梁处各测点竖向加速度最大幅值平均值为0.661cm/s², 减震率达到57%。监测结果充分证明了隔震支座的有效性, 同时也从侧面验证了ETABS模型的合理性。

本项目大跨双曲面钢屋盖的隔震设计考虑的因素较多, 包括支座选型、布置形式、地震波和人工波的选择、模型参数等, 尤其是在上部结构还承受下方轨道列车传来的振动情况下, 还需充分考虑真实可靠的地铁振动时程。本文针对工程实际情况, 采用2种不同型号的隔震支座和合适的布置形式, 对大跨双曲面钢屋盖的隔震设计进行科学合理的分析, 基于本文的模型分析结果和施工完后的实测结果, 采用组合隔震技术, 大大改变了大跨双曲面钢屋盖的抗震性能, 提高了结构安全性。