高烈度区高层建筑结构采用隔震技术是一种良好解决方案,不同学者进行了大量研究及工程实践 ^[1,2,3]。在体型和功能多样化的高层隔震建筑中,大底盘多塔隔震结构是典型代表。在大底盘隔震结构理论研究方面,赵楠等 ^[4]探讨了多塔基础隔震结构的抗震性能,邓煊等 ^[5]根据大底盘多塔的特性对基础隔震层刚度及屈服力的优化进行了研究;在试验研究方面,李诚凯 ^[6]对大底盘单塔楼隔震结构模型进行了振动台试验。以上研究结果均表明,大底盘基础隔震结构的隔震效果良好。

　　 目前大底盘多塔结构采用底部隔震方案面临一些挑战,如竖向电梯井功能要求不中断、底部商业及上部住宅功能要求结构协调统一等。同时,隔震层设置在底部也使得结构整体造价相对偏高。因此,对于大底盘结构的隔震层设置位置应进行更深入研究,以便获得建筑使用功能及结构抗震性能协调统一的良好结构方案。冈田健 ^[2]、章征涛 ^[7]和孙臻 ^[8]等对于大底盘多塔层间隔震结构进行了地震反应研究和工程设计,结果表明层间隔震结构不仅具有良好的隔震效果,同时也尽可能满足了建筑功能的要求。针对高烈度地区大底盘层间隔震结构建筑功能与抗震性能协调统一的要求,本文以高烈度区某大底盘多塔高层建筑结构为例,对其地震反应、抗震性能进行了研究,并对若干关键技术问题进行设计及讨论,可为类似工程实践提供参考。

　　 本工程建筑面积约104 858m²,含公寓、商业及地下室。建筑地下2层为车库,地上28层,其中1～3层为商业配套裙房,4～28层为两栋公寓塔楼,建筑平面总图及效果图见图1。两栋塔楼屋面高度均为93.8m,裙房高度为15.4m。裙房平面为矩形,平面尺寸约为103.2m×82.3m;塔楼B平面为L形,塔楼A平面为T形,相对布置在裙房平面的东西两侧。塔楼B的L形平面长肢在标高为81.6m呈1次退台收进,如图2所示。塔楼A的T形平面长肢分别在标高29.75,75.1m处呈2次退台收进。本工程所在地抗震设防烈度为8度(0.2g),场地的特征周期T_g为0.4s。

　　 各塔楼采用钢筋混凝土框架-核心筒结构体系,大底盘裙楼采用钢筋混凝土框架-核心筒(剪力墙)结构,其结构特点主要如下:1)上部两栋塔楼B和A分别为L形和T形平面,属于结构抗扭不规则;2)高度方向逐级收进,塔楼B呈1次收进,塔楼A呈2次收进,塔楼质量、刚度突变较大;3)本项目位于8度强震区,地震作用大,塔楼自身质量及刚度突变给整体结构受力带来不利影响。

　　 为解决以上结构特点带来的建筑功能不协调及结构受力不利影响,必须从建筑使用及抗震性能两方面综合考虑结构方案的选型。

　　 针对项目结构特点初期选用了3种技术方案,即传统抗震方案、首层底基础隔震方案及层间隔震方案。

　　 结构的不规则带来诸多抗震不利问题,且高烈度地震作用使得整体结构的层间位移角及扭转位移比均难以满足规范要求,需将结构划分为5个规则的单体,相应平面上设置5道防震缝(图3)。该方案技术可行,但存在以下不利因素:1)5道防震缝数量较多,影响建筑使用;2)剪力墙数量较多,框架柱截面较大;3)框架梁截面较大,影响室内布置。以上因素导致建筑的使用品质较低,且“硬抗”的方式使得结构经济性相对较差,需通过其他路径获得既经济且抗震性能良好的技术方案。

　　 将隔震层设置在地下室顶板,将地面以上的裙房及塔楼整体进行隔震,形成首层底基础隔震方案(图4)。该方案优点主要有:可大幅减小塔楼及裙房的地震反应,隔震概念及原理清晰,隔震构造细节处理简便,有利于改进结构布置,提高建筑品质。但该方案整个大底盘包括裙房每个转换柱下均需设置隔震支座,导致隔震支座数量众多,共需布置148个隔震支座,对方案经济性有所影响。

　　 将隔震层设置在裙房屋面与上部塔楼之间,形成层间隔震方案(图5)。该方案优点主要有:可大幅减小塔楼及裙房的地震反应,有利于改进结构布置,提高建筑品质。此外,由于仅需在塔楼底部转换柱下布置隔震支座,支座数量共布置102个,该方案经济性较好。

　　 以上3种技术方案的计算结果均能满足结构抗震性能目标要求,考虑到项目结构特点、经济性及建筑品质的提升,最终选择层间隔震方案作为实施方案。采用层间隔震方案后,取消了原有抗震结构的5道防震缝,取消了部分塔楼剪力墙,优化了塔楼框架柱和框架梁截面(表1),并大幅减小塔楼的地震反应,有利于改进结构布置(图6),提高了建筑品质。

　　 为避免竖向电梯井的电梯轨道阻碍隔震层的水平变形,将隔震支座设置在不同标高处,塔楼核心筒范围以外的隔震支座设置在裙房顶,塔楼核心筒剪力墙直落于地下室基底,并将部分隔震支座设置在核心筒底部,形成错位层间隔震结构体系,如图7所示。

　　 由于该项目结构高度较高,隔震前结构周期较长,为了有效延长结构周期,提高隔震效果,部分转换柱下采用竖向承载力大、水平刚度小、耗能能力强的弹性滑板支座,与铅芯橡胶支座及天然橡胶支座并联布置形成组合隔震方案,进一步减小隔震层刚度、增大隔震层耗能,更有效地减小地震反应。

　　 由于裙房顶隔震层与核心筒底隔震层竖直方向形成错层高差,隔震层水平运动过程中,连系两个隔震层的核心筒由于刚体转动导致底部橡胶支座出现拉应力现象,因此在核心筒底部设置抗拉装置作为二道保护防线,图8为本工程研发的平面360°滑动抗拉装置,确保抗拉装置可随着隔震层在平面内任意角度(α)变形时均能正常滑动工作。

　　 为获得合理布置的隔震支座及良好的隔震效果,本工程采用组合隔震方案,其中铅芯橡胶支座(LRB)、天然橡胶支座(LNR)及弹性滑板支座(ESB)这3种类型共102个隔震支座,橡胶支座直径在900～1 300mm之间共5种,弹性滑板支座的橡胶支座部直径为1 300mm。以隔震层水平恢复力、隔震层偏心率、减震系数为控制目标进行隔震支座布置,最终采用的隔震支座平面布置如图9所示,隔震层偏心率在1.5%以内,隔震支座布置合理。

　　 隔震层的水平恢复力特性由铅芯、橡胶和弹性滑板支座3部分组成决定,本工程隔震层的水平恢复力特性如图10所示,由图10可知,隔震层屈服力大于风荷载作用下产生的水平剪力,结构满足抗风性能目标。

　　 为了研究大底盘多塔层间隔震结构的地震响应,采用ETABS软件进行有限元分析。计算模型采用隔震支座局部非线性、其余结构构件弹性的假定。隔震橡胶支座采用非线性连接单元Rubber Isolator模拟,其中天然橡胶支座水平向刚度为线弹性本构,铅芯橡胶支座两个水平方向非线性刚度为双折线恢复力本构;由于Rubber Isolator单元的竖向拉、压刚度相等,而隔震橡胶支座具有竖向拉、压刚度不等的特性,在ETABS中采用Rubber Isolator单元和Gap单元组合模拟其竖向刚度力学本构,受拉刚度取为受压刚度的1/7;弹性滑板支座采用Friction Isolator单元模拟。结构动力特性分析采用RIZE法求解振型,动力时程分析采用FNA法,且各分析过程均考虑重力荷载二阶效应。考虑重力荷载和地震作用非线性组合时,先采用非线性重力荷载工况加载,在保持重力荷载的作用下,再施加不同工况的地震作用,整体分析模型如图11所示。由于核心筒底标高低于地下2层底板标高,因此ETABS分析模型在地下2层底板标高以下增加了2个模型层,模型地下共4层,地上共32层,模型总楼层为36层,计算结果中的楼层号均为模型层号。

　　 隔震前与隔震后结构前两阶平动周期对比见表2,可知隔震结构的周期明显延长,有利于降低结构的地震反应。

　　 《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[9](简称抗规)中采用全部楼层剪力比和楼层倾覆力矩比的较大值作为隔震建筑减震效果的评价指标,即减震系数。图12,13分别为塔楼A和塔楼B两个方向的减震系数,由图12,13可知,塔楼A水平减震系数的最大值为0.411,塔楼B水平减震系数的最大值为0.445,裙房水平减震系数的最大值为0.560,表明采用层间隔震后,结构的地震反应明显减小,隔震效果良好。

　　 设防地震作用下结构的变形验算采用双向水平地震作用时程分析,计算结果取2组人工波和5组天然波的平均值,结构层间位移角及楼层位移计算结果如图14及表3所示。塔楼最大层间位移角为1/685,塔楼顶层侧向位移为226mm,隔震层变形为149mm,表明隔震后结构的变形主要发生在隔震层,隔震层以上结构变形较小,基本处于弹性状态,隔震效果良好。隔震层以下裙房最大层间位移角为1/1 122,裙房顶层侧向位移为9.3mm,表明裙房具有足够的刚度。

　　 罕遇地震作用下隔震支座承载力验算采用双向水平及竖向地震作用时程分析,计算结果取2组人工波和5组天然波的平均值,隔震支座承载力及变形结果见表4。

　　 根据抗规要求,隔震支座的竖向压应力不应大于30MPa,拉应力不应大于1MPa。三向地震作用下隔震支座最大压应力为25.1MPa,竖向压应力均满足规范要求。三向地震作用下橡胶支座最大拉应力为0.70MPa,弹性滑板支座始终保持为受压状态;出现拉应力的橡胶支座共27个,受拉支座占总支座数的比例为26.5%(小于30%),时程分析全过程中相同时刻出现拉应力的最大支座数量只有15个(仅占支座总数的14.7%),受拉支座数比例及竖向拉应力均满足规范要求。

　　 由表4可知,隔震支座矢量方向最大变形为466mm,小于900mm直径橡胶支座水平位移限值495mm,满足规范要求。

　　 本工程采用高性能非线性分析软件SAUSAGE进行动力弹塑性时程分析,隔震橡胶支座力学模型采用具有竖向拉、压刚度不等特性的隔震支座单元模拟,弹性滑板支座力学模型采用摩擦摆支座单元模拟。经计算,塔楼及裙房最大层间位移角见表5,塔楼最大层间位移角为1/142,裙房最大层间位移角为1/221,均满足抗规中层间位移角限值要求,塔楼及裙房具有足够的刚度。

　　 图15为人工波Y主方向作用下剪力墙、框架柱的损伤情况,塔楼采用层间隔震技术后,大震作用下的结构反应相对较小,并且核心筒设置了合理连梁耗能,大部分剪力墙和框架柱未出现明显的损伤。图16为人工波Y主方向地震作用下结构能量曲线,由图16可见,隔震支座耗能约占总外力功的50%,耗能明显,通过隔震层耗散能量,能够有效降低隔震层上部结构的地震反应。

　　 弹性滑板支座是由橡胶支座部、滑移材料(聚四氟乙烯板)、滑移面板(不锈钢板)及上、下连接钢板组成的隔震支座(图17),通过聚四氟乙烯板与不锈钢板所组成的一对摩擦副提供良好的摩擦耗能。与隔震橡胶支座相比,弹性滑板支座具有竖向承载力大、水平刚度较小、滑动位移大、耗能能力强等优点。此外,弹性滑板支座不能承受竖向拉力,必须保持受压状态,因此弹性滑板支座宜布置在内部轴力变化较小且始终保持受压状态的位置。

　　 表6为各类型隔震方案的隔震效果对比结果,与采用铅芯橡胶支座、天然橡胶支座传统隔震方案相比,铅芯橡胶支座、天然橡胶支座及弹性滑板支座并联形成的组合隔震方案使得结构的隔震周期延长了6%,地震力下降了8%,获得了更好的隔震效果。

　　 由于隔震支座的大变形作用,隔震支座自身弯矩及上部结构重力荷载形成的偏心弯矩构成了隔震支座的附加弯矩(图18),隔震层以下直接支承隔震层的竖向构件应考虑隔震支座产生的附加弯矩影响。设计中应注意软件程序是否已反映了隔震支座附加偏心弯矩对下部结构内力的影响,工程设计时可采用在模型中直接输入隔震支座在大震作用下的最大支座反力(轴力、剪力、附加弯矩)的方式进行隔震支座连接件、隔震支墩和隔震层以下相关构件的承载力验算,确保相关构件满足大震下的承载力要求。

　　 本工程所采用的抗拉装置的工作原理主要体现为:上钢架与上部结构相连,下钢架与基础相连,上、下钢架间设置具有滚动作用的滑动装置,该抗拉装置具有较强抗拉能力的同时具有较大的滑动变形能力,滚动摩擦力小,不会阻碍抗拉装置在任意方向的水平运动。对该抗拉装置进行了设计并完成了力学性能试验,见图19。试验结果表明,该抗拉装置抗拉承载力较强、滑移摩擦力小、滑动变形能力大。

　　 对高烈度地区某大底盘多塔高层建筑结构采用层间隔震技术,对隔震层进行设计并进行了整体结构地震反应分析,得到以下结论:

　　 (1)在高烈度区大底盘多塔高层建筑结构中采用隔震技术可以大幅减小地震反应,是提高结构抗震安全性的有效手段。

　　 (2)综合考虑项目结构特点、经济性及建筑品质的提升,在高烈度区大底盘多塔结构中采用层间隔震技术是一种优选的实施方案。

　　 (3)设防地震作用下层间隔震结构偏心率、减震系数合理,整体减震效果良好,罕遇地震作用下支座承载力、变形及结构弹塑性变形、受力性能满足规范要求,进一步验证了在高烈度区应用层间隔震技术是安全、可行的。

　　 (4)对组合隔震方案、隔震支座附加弯矩、支座抗拉装置等相关关键技术问题进行了设计和讨论,为类似工程实践提供参考。