随着经济发展,隔震技术作为一种被动控制技术越来越多地应用于建筑结构抗震工程中。一般大底盘多塔楼结构若不包含隔震设计,则将下部裙房设计为大底盘,上部为多栋塔楼;若包含隔震设计,隔震层顶板作为大底盘承托上部多栋塔楼为大底盘多塔楼结构的一种特殊形式(简称大底盘多塔楼隔震结构)。针对大底盘多塔楼隔震结构,国内相关学者及设计人员已经进行了一些研究。李照德等 ^[1]通过对一幢9度区多塔楼围合式大底盘建筑进行隔震设计,得出通过对隔震层楼板适当加强,能满足大震下不屈服的性能目标;赵桂峰等 ^[2]通过串并联质点串模型详细研究了主塔、裙楼层的质量、层刚度及隔震层刚度等不同参数变化对结构整体隔震效果的影响规律;贾莉等 ^[3]以一实际工程为例进行分析,结果表明隔震层顶板作为大底盘连成一个整体,上部结构通过设置防震缝分隔为多栋塔楼进行整体隔震时,上部各塔楼防震缝宽只需100mm,远小于各单体分别隔震时的缝宽420mm,且隔震效果同样明显,抗扭性能更好。

　　 然而针对大底盘多塔楼隔震结构,还有许多亟待研究的问题。《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[4](简称抗规)第12.1.3条第2款规定:建筑结构采用隔震设计时,建筑场地宜为Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ类,Ⅳ类场地隔震设计较少,通常软土场地隔震多采用组合隔震的形式 ^[5,6,7],对大底盘多塔结构进行整体隔震设计时,上部结构体量巨大且结构整体质量刚度分布不均,隔震设计困难,本文提出选用大直径隔震支座组合隔震的形式对软土场地结构进行整体隔震,并结合工程实例进行了分析验证。

　　 项目地下1层,地上3～5层,首层层高5.4m,其余楼层层高4.2m。地下室连成一个整体,地上建筑通过防震缝分为四个独立结构单元,包括T1宿舍(5层)、T2实验室(5层)、T3综合楼(4层)、T4办公楼(3层),各结构单元的布置情况见图1。

　　 拟建建筑物所处场地的抗震设防烈度8度,基本地震加速度0.20g,设计地震分组第二组;Ⅳ类场地,特征周期0.65s。根据天津市有关规定,教育类建筑抗震设防等级应提高一级,地震作用按8度(0.30g)取值,并按9度采取抗震措施。各结构单元均为框架结构,各结构单元之间设置150mm宽防震缝,隔震结构与非隔震结构之间设置800mm宽隔震沟。柱截面主要为800×800,700×700,主框架梁截面为400×800,400×700。楼盖采用现浇钢筋混凝土梁板。建筑平面示意图如图2所示,建筑剖面示意图如图3所示。该工程选用基础隔震技术进行设计,隔震层设置于-0.150m标高,采用梁板结构,板厚180mm,双层双向配筋。隔震层作为上部结构的嵌固端通过上支墩与隔震支座进行连接,支墩高度为梁高+150mm。

　　 采取柱下布置隔震支座的方法,隔震层作为整体形成大底盘,上部结构体量巨大且教育建筑柱距较大,需要竖向承载力较高的隔震支座来满足静力荷载及罕遇地震下隔震支座的抗压、抗拉要求;同时又因工程场地的特殊性,软土场地会滤掉地震波中高频分量 ^[9],因此要尽量延长隔震结构的自振周期以避开地震能量集中的频段,要求隔震层水平刚度及隔震层水平位移不能过大,以满足隔震支座变形限值的要求,但隔震层刚度又不能过小,因此隔震支座合理布置尤为重要。

　　 为充分发挥隔震支座的作用且体现经济原则,经反复试算,采用铅芯橡胶支座LRB900-180,LRB800-160和天然橡胶支座LNR800共3种类型支座,主要参数见表1。

　　 共布置了173个隔震支座,其中LRB900-180支座2个、LRB800-160支座112个、LNR800支座59个,隔震支座平面布置见图4,隔震层刚心与上部结构质心位置见图4,隔震层刚度中心与上部结构质心X,Y向偏心率分别为0.12%,0.67%,隔震层的刚度中心与上部结构的质量中心基本重合,减小了结构的扭转影响。

　　 风荷载作用下隔震层荷载-位移曲线如图5所示。分析表明风荷载小于结构总重的10%,满足抗风要求 ^[4]。设防烈度地震作用下(设隔震支座剪切应变为100%)的弹性恢复力大于1.40倍的支座屈服承载力,支座布置满足要求,可以保证隔震支座在多次地震作用后仍具有良好的复位性能 ^[10]。

　　 通过计算得出隔震支座在重力荷载代表值作用下压应力设计值12MPa,重力荷载代表值作用下各支座压应力见图6。结果显示隔震支座最大压应力为11.46MPa,符合抗规规定,且大直径隔震支座轴向性能得到充分利用。

　　 非隔震结构和隔震结构的周期对比见表2。通过对比可以发现,隔震结构的周期较非隔震结构增大比较明显,结构第1阶周期从0.791s延长至2.412s,增大了约3倍,已经远离了建筑场地的特征周期(0.65s),地震作用影响系数大大降低,达到了预期目标。且隔震结构前3阶振型都为平动为主的振型,表明组合隔震形式下隔震层布置合理。

　　 采用ETABS软件对隔震与非隔震结构进行了多遇地震下的弹性时程分析。地震波采用5组天然波(TDC035065,TDC222065,TDT133064,TDT182066,TDT185062)和2组人工波(TDR200065A,TDT200065B),见表3。时程分析均采用双向输入(主方向∶次方向=1.00∶0.85),地震波的峰值加速度修正值取主方向110cm/s²,次方向93.5cm/s²。各地震波反应谱平均值及其与规范设计反应谱的对比见图7。

　　 分析结果表明,多遇地震作用下非隔震结构的最大层间位移角X向为1/335、Y向为1/372,大于1/550。隔震后结构的最大层间位移角X向为1/777、Y向为1/729,均小于1/550,满足抗规要求。多遇地震下隔震结构与非隔震结构层间位移对比见图8。

　　 多遇地震下隔震结构与非隔震结构基底剪力比X向为0.45,Y向为0.46,最大层间剪力比X向为0.48,Y向为0.42,可见隔震效果明显,上部结构地震作用大大减小。

　　 采用ETABS软件对隔震结构与非隔震结构进行设防地震下弹性时程分析,地震波峰值加速度修正值取主方向300cm/s²,次方向255cm/s²。

　　 表4为设防地震作用下,非隔震结构与隔震结构在各条地震波作用下层间剪力平均值对比,由于各塔均为顶层减震系数最大,限于篇幅,只列出顶层数据。

　　 由表4可以看出,减震系数最大值为0.27(其余各层减震系数的平均值为0.22),根据抗规规定:

　　 $\alpha {}_{\max 1}=\beta \alpha {}_{\max }/\psi$

　　 式中:α_max1为隔震结构水平地震影响系数最大值;α_max为非隔震结构水平地震影响系数最大值;β为减震系数;ψ为调整系数,根据本工程支座类型,这里取0.85。

　　 计算得到隔震后水平地震影响系数最大值α_max1为0.08,综合多遇地震时的减震系数,结构承载力设计时,偏于安全考虑,地震影响系数最大值按7度(0.15g)取值,取为0.12。根据分析,减震系数小于0.38,上部结构的抗震措施可降低一度,按抗震设防烈度8度设计。

　　 设防地震下隔震结构与非隔震结构层间位移对比见图9,可见隔震后上部结构层间位移变化不大,近似为平动,通过隔震对上部结构起到了较好的保护作用。

　　 地震波选取5组天然波和2组人工波,详细信息见表5。各地震波反应谱平均值及其与规范设计反应谱的对比见图10。时程分析均采用三向输入(主方向∶次方向∶竖直方向=1.00∶0.85∶0.65),地震波的峰值加速度修正值取主方向510cm/s²,次方向433.5cm/s²,竖直方向331.5cm/s²。

　　 为防止结构发生过大变形而产生破坏,验算罕遇地震下上部结构的最大层间位移角。罕遇地震下隔震结构最大层间位移见图11。各地震波作用下上部结构的弹塑性层间位移角最大值X向为1/139(T2塔2层),Y向为1/133(T1塔1层);其余各楼层层间位移角较小,多在1/180左右。结构在罕遇地震作用下层间位移角均满足抗规1/50的限值要求。

　　 罕遇地震下隔震支座水平位移见图12。计算结果显示,罕遇地震作用下隔震支座的X向水平位移的最大值为369.21mm,Y向水平位移的最大值为381.55mm。隔震支座对应于罕遇地震水平剪力下的水平位移应同时满足小于该支座有效直径的0.55倍和该支座橡胶厚度的3倍两个条件 ^[4]。本工程隔震支座水平位移限值为440mm,各条地震波作用下的支座最大位移的平均值满足此要求,而且具有一定的安全储备,可保证隔震结构充分发挥隔震作用。

　　 隔震支座在罕遇地震作用下最大压应力为14.27MPa,建筑隔震橡胶支座要求的极限压应力(即当支座水平位移为支座内部橡胶直径0.55倍状态时对应的最大竖向压应力)不应小于30MPa ^[11],可见最大压应力小于隔震支座极限压应力。各支座最小轴向应力结果见图13(拉为正,压为负),部分支座出现拉应力,最大拉应力0.7MPa,拉应力均小于1MPa ^[4],表明大直径隔震支座有效控制了隔震层位移,且有效避免了罕遇地震下隔震支座因受拉过大导致隔震性能受损的影响。

　　 按照抗规,罕遇地震下特征周期只需较多遇地震增大0.05s,取0.7s即可,但许多研究表明,随着场地变软,场地特征周期呈增大的趋势 ^[12,13,14],对于软土场地隔震设计,为避免隔震结构周期延长后与软土场地在地震时发生共振,有必要根据工程环境尽量选取符合实际特征值要求的地震波。根据天津地区实际地震记录,其特征周期在0.9～1.2s,因此为了充分估计隔震层位移,罕遇地震分析时,特征周期取0.9s,以充分考虑软土场地特征周期增大的影响。

　　 对于上部结构体量巨大、体型复杂的建筑物,在隔震设计时一般有3种隔震形式可以选择:1)将上部结构分成相对规则的单体,进行单独隔震。但此类设计两相邻隔震建筑之间需要预留隔震沟,且隔震沟宽度不小于两相邻建筑最大位移之和,软土场地上隔震层位移普遍较大,从而导致建筑室内楼地面需要留设非常宽的变形缝,影响建筑使用功能。2)上部结构做成整体,进行整体隔震设计。此类设计上部结构受力状态复杂,常常会出现应力变形集中,导致局部破坏严重。3)选用隔震层作为大底盘,上部结构通过隔震缝分隔成独立规则的结构单元,经计算,本工程各结构单元之间设置150mm宽防震缝即可满足要求。综合考虑,第3种形式对于使用功能的影响较小,而结构工作受力状态合理,对于上部结构体量巨大、体型复杂的建筑物采用上部结构设缝的大底盘多塔隔震形式是合理的。

　　 软土场地上的隔震建筑,其隔震层的位移均较大,通常采用在隔震层加设黏滞阻尼器的方法控制隔震层位移,但用于隔震层的黏滞阻尼器要求吨位大、行程长,并且两个正交的方向需分别布置阻尼器,一般造价较高。而大直径隔震支座允许位移大,铅芯橡胶支座也能提供一定的附加阻尼,从一定程度上可以控制隔震层位移,并且隔震支座没有方向性,竖向承载力也有较大提高,针对上部结构体量巨大、体型复杂的建筑物更加经济。

　　 (1)软土场地隔震建筑的隔震层位移较大,大直径隔震支座允许位移更大,且大直径铅芯橡胶支座可提供额外阻尼控制隔震层位移,有效降低上部结构地震作用;大直径隔震支座可以保证足够的轴向承载力以及罕遇地震下可能发生的支座受拉,故软土场地上上部结构体量巨大、体型复杂的建筑物选用大直径隔震支座合理可行。

　　 (2)针对5.2节隔震方案,相比前两种方案,第3种方案对结构使用功能的影响更小,上部结构受力更合理,隔震效果更明显。对于高层及超高层结构,由于其自振周期相对较长,质量刚度分布更加不均匀,情况复杂,需要具体问题具体分析,是否适合采用大底盘隔震的方式有待进一步研究。

　　 (3)针对Ⅳ类场地更需关注场地特征周期的延长对隔震设计带来的不利影响,选用符合实际工程场地要求的地震波进行时程分析很有必要。