自2008年汶川地震以来, 国内隔震技术得到了飞速发展。由于在高烈度区 (不小于8度) , 采用常规的抗震设计手段进行高层剪力墙设计时, 剪力墙往往较厚, 严重影响建筑使用功能, 采用隔震技术后, 一方面可以提高建筑抗震性能, 另一方面可以减小断面尺寸, 使得建筑空间得到最大利用。基于上述显著优势, 隔震技术正逐步推广应用在高层建筑工程中。目前, 国内已完成多个高层隔震建筑^[1,2,3], 其中唐山新华文化广场主楼高达119m^[1]。近年来, 国内学者也对高层隔震建筑关键技术进行了系统的研究。肖从真^[2]对高层隔震设计的关键问题进行了研究, 分析了结构整体抗倾覆和抗风等问题。卢德辉^[4]对高层建筑隔震作用效应组合方式进行了研究, 分析了采用线性组合和非线性组合效应对支座受拉的影响。何文福^[5]开展了高层隔震振动台试验研究。马长飞^[6]对高层隔震结构支座提离易损性进行了理论研究, 分析了不同阻尼比、屈服力以及地震动输入方向对隔震支座提离易损性的影响。本文系统性介绍了高烈度区高层剪力墙采用隔震技术的应用难点。

　　 本项目位于北京周边地区, 总建筑面积约为22万m²。地面上由14栋24～27层高层住宅及相应的商业配套构成, 主楼部分均为剪力墙结构, 商业裙房部分为框架结构, 结构高度为72～79m, 高宽比在4～5之间。其中3-3#楼、3-7#楼、3-8#楼以及4-1#楼～4-4#楼均由高度不对称的双塔组成 (图1) 。地下室层数为1～2层。

　　 本工程是在最新区划图正式实施后进行的设计, 抗震设防烈度为8度, 基本地震加速度为0.3g, 场地类别为Ⅲ类, 特征周期为0.55s, 与最近的断裂带距离小于5km, 需要考虑场地不利因素。采用常规的抗震设计手段进行设计时, 剪力墙厚度达到400mm, 严重影响建筑使用功能, 综合考虑上述条件, 本工程采用隔震技术。

　　 目前进行隔震设计时, 主要依据的是《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[7] (简称抗规) 中第12章以及《叠层橡胶支座隔震技术规程》 (CECS 126∶2001) ^[8], 本项目14栋楼减震系数在0.37～0.42之间, 最终的水平地震影响系数最大值α_max1按下式进行计算:

　　 $\alpha {}_{\max 1}=\left(\alpha {}_{\max }\beta /\phi \right)\times 1.5$

　　 式中:α_max1为隔震后的水平地震影响系数最大值;α_max为非隔震的水平地震影响系数最大值, 按抗规5.1.4条采用;β为水平向减震系数;φ为调整系数, 本工程支座剪切性能偏差为S-A类^[9], 取0.85;1.5为近场影响系数。

　　 根据抗规第12章及相应的条文说明, 本工程隔震后的水平地震影响系数最大值在0.167～0.189之间, 抗震措施和抗震构造措施按照8度 (0.2g) 采用。

　　 上部结构和地下结构按照分步设计法进行, 即隔震层以上结构按照隔震后的水平地震影响系数最大值进行上部结构设计, 隔震层以下结构按照抗规要求进行中、大震设计。

　　 抗规中明确规定, 进行隔震结构分析时, 宜采用时程分析法进行计算;输入地震波的反应谱特性和数量, 应符合抗规第5.1.2条的规定, 计算结果宜取其包络值。

　　 本工程采用有限元软件ETABS (V9.7) 和ABAQUS 6.11分别进行弹性动力时程分析和弹塑性动力时程分析, 动力时程分析时选用三条地震波 (地震波幅值乘以1.5近场影响系数) , 包含一条人工波 (RG波) 和两条天然波 (TR1, TR2波) , 三条地震波与规范反应谱对比见图2, 从图2中可以看出所选地震波满足抗规要求。

　　 本工程中隔震支座类型包括普通橡胶隔震支座和铅芯橡胶隔震支座, ETABS和ABAQUS中均可采用相应的连接单元模拟。隔震支座水平向单元形式为双轴滞后隔震单元, 该单元的特性是对于两个主方向的剪切变形有耦合的塑性属性^[10], 其中普通橡胶隔震支座为线弹性属性, 铅芯橡胶隔震支座为非线性属性。ETABS无法直接模拟支座拉压不等刚属性, 目前通常的做法是引入一个Gap单元 (只压不拉) 和隔震支座单元组合而成, 由于ETABS软件的局限性, 单元竖向非线性这种组合的正确性还有待研究;ABAQUS中采用折线不等刚非线性模型进行竖向力学特性模拟。参考以往学者对支座拉压刚度取值的研究^[11], 本工程支座竖向拉压刚度比取为1/10。隔震支座单元力学模型见图3。

　　 图3 隔震支座单元力学模型

　　 由于本工程处在发震断层5km以内, 时程分析时需要乘以1.5的近场影响系数, 因此为了控制罕遇地震下隔震层最大位移不超过规范限值, 采用黏滞阻尼器。ETABS和ABAQUS中均有相应的黏滞阻尼单元, 滞回曲线见图4, 图中F_d为阻尼力;F_{d, max}为阻尼力最大值;u_d为相对位移;u_{d, max}为相对位移最大值。

　　 图4 黏滞阻尼器滞回曲线

　　 ETABS中阻尼单元为精确的Maxwell计算模型, 该模型中阻尼器与弹簧串联, 力学模型见图5。实际设计时, 弹簧刚度K设置为实际阻尼支撑的刚度, 便可以考虑阻尼单元的实际阻尼特性。ABAQUS中采用Dashpota单元来模拟黏滞阻尼特性, 其力学模型见图6。

　　 图5 ETABS中阻尼力学模型

　　  

　　 图6 ABAQUS中阻尼力学模型

　　  

　　 限于篇幅, 本文仅以4-1#楼为例说明隔震层设计。本工程采用地下室顶板隔震, 由于上部结构为剪力墙结构, 隔震层顶部梁按转换梁 (应避免三级转换) 进行设计, 主要梁截面尺寸为1 000×1 200, 楼板厚度为180mm。隔震支墩布置图见图7, 典型位置 (下沉核心筒) 剖面图见图8。

　　 图7 隔震支墩布置图

　　  

　　 图8 下沉核心筒剖面图

　　  

　　 本工程共设置隔震支座94个、黏滞阻尼器15套, 具体布置见图9, 各隔震支座的参数见表1, 2, 黏滞阻尼器参数见表3。

　　 图9 隔震支座及阻尼器布置图

　　 隔震层偏心率也是隔震层设计的一个重要指标, 其他国家的规范明确规定隔震层偏心率不得大于3%。在本工程的设计当中, 对隔震结构的隔震层偏心率进行了相关计算。隔震层偏心率计算结果见表4, 隔震支座位置与质心、刚心分布图见图10。

　　 4-1#楼由高度不对称的双塔及裙房组成, 为控制隔震层刚心和质心偏心率, 采取在柱底荷载普遍较小的裙房区域布置侧向刚度较小的弹性滑板支座, 以及在低塔楼布置小直径支座的措施来控制偏心率, 最终结构X, Y双向偏心率均小于3%。

　　 高层隔震结构需要考虑抗风设计, 本工程分别基于50年和100年的基本风压对结构X, Y向进行抗风验算。由于结构较高, 受风面大, 在X, Y向增加抗风装置 (图11) , 单个抗风装置屈服力为400kN。抗风装置由合金高强脆性钢组成 (图12, 13) , 为得到抗风关键构件抗剪屈服力, 进行了5对共10组抗剪试验, 限于篇幅只给1对共2组试件的试验曲线 (试件编号为28-1, 28-2) 。

　　 图11 抗风装置连接示意图

　　  

　　 图12 抗风关键构件

　　  

　　 图13 试验构件

　　  

　　 图14, 15为试验装置和试验曲线, 从试验曲线可以看出抗风关键构件在超过其承载力后立马发生脆性断裂。图16为增加抗风装置后的结构隔震层水平恢复力特性曲线 (添加抗风装置前, 隔震结构屈服力为7 656kN;增加8套抗风装置后, 屈服力为10 056kN) , 两条水平线分别为结构在50年和100年基本风压作用下结构基底剪力。由图16可见, 100年基本风压作用下结构基底剪力小于结构总屈服力, 满足《叠层橡胶支座隔震技术规程》 (CECS 126∶2001) 对隔震层抗风的要求, 当基底剪力超过10 056kN时, 抗风装置断裂, 结构屈服力恢复至7 656kN。

　　 图14 试验装置

　　  

　　 图15 试验曲线

　　  

　　 图16 隔震层水平力恢复特性

　　  

　　 隔震设计最关注的就是减震效果问题, 高层隔震结构可以通过分别对比隔震与非隔震结构的层间剪力和层倾覆力矩的比值来衡量减震效果。图17, 18分别给出了三条地震波作用下隔震与非隔震结构层间剪力及倾覆力矩对比, 从图中可以看出本工程减震效果良好, 减震系数为0.37。

　　 图17 三条地震波作用下层间剪力对比

　　 图18 三条地震波作用下层间倾覆力矩对比

　　 抗规12.2.9条指出, 与隔震层相连的下部结构相关构件应进行罕遇地震承载力验算。由隔震支座传给下部结构的外力分析见图19。其中P和V分别为在罕遇地震工况下产生的轴向力和剪力, M为支座发生偏移并考虑竖向荷载作用下由于P-Δ效应产生的附加弯矩, 计算公式如下:M_x= (PU_x+V_xh_b) ×0.5, M_y= (PU_y+V_yh_b) ×0.5, 其中U_x, U_y分别为罕遇地震作用下隔震支座产生的X, Y向水平位移;h_b为隔震支座高度。

　　 图19 受力分析图

　　 本工程进行下部结构墙体设计时, 手动将罕遇地震作用下支座反力添加到相应的下部结构节点上, 然后进行相应的大、中震设计。

　　 为了验证隔震技术的应用对结构在罕遇地震作用下抗震性能的提升作用, 对结构进行了罕遇地震动力弹塑性时程分析。分析采用ABAQUS有限元软件, 仍以4-1#楼为例, 有限元分析模型见图20。

　　 图20 ABAQUS模型

　　 分析过程中考虑几何非线性和材料非线性。梁、柱杆件采用纤维梁单元, 该单元是基于Timoshenko梁理论, 可以考虑剪切变形刚度;剪力墙采用壳单元模拟, 可以有效模拟剪力墙损伤机理。

　　 计算模型的合理性是进行大震时程分析的基础, 因此, 在进行大震时程分析之前, 首先对ABAQUS模型进行了模态分析, 通过模态对比验证ABAQUS模型的正确性。

　　 表5给出了ABAQUS模型和ETABS模型的主要动力特性参数对比, 包括总质量和前6阶周期, 其中两者总质量偏差为0.34%, 周期最大偏差为4.05%, 说明ABAQUS模型有效可靠, 可以进行后续分析。图21给出了ABAQUS模型前6阶振型图。

　　 抗规对罕遇地震下隔震支座最大位移有明确规定:不应超过该支座有效直径的0.55倍和支座内部橡胶总厚度3.0倍二者的较小值^[2]。罕遇地震作用下三条地震波的隔震支座最大位移见表6, 每个支座位移随时间变化曲线见图22, 最大位移为390mm小于min (3×192, 0.55×800) , 满足抗规要求。

　　 抗规对支座面压的控制有明确的规定, 较大的极大面压 (压力) 会使支座内部钢板发生屈曲, 造成支座失稳;较大的极小面压 (拉力) 一方面会使支座内部橡胶损坏, 影响支座的力学性能, 另一方面也导致上部结构存在倾覆危险。在高层建筑隔震中控制极值面压显得尤为重要。

　　 本工程中为控制极值面压, 选用的均是大直径支座 (直径大于800mm) , 同时在北侧易受拉的核心筒下布置了直径为1 200mm支座。最终最大极值面压为20.3MPa, 控制在25MPa以下;最小极值面压为0.86MPa, 控制在1MPa以下, 图23给出了所有支座面压随时间变化曲线。

　　 图23 各支座面压随时间变化曲线

　　 本工程混凝土剪力墙在RG波作用下受压、受拉损伤分布见图24。从图24可以看出:受压损伤较大部位主要集中在连梁处, 局部出现在墙肢底部, 其余部位损伤较小;受拉损伤主要集中在连梁和墙肢底部, 局部损伤因子较大, 混凝土开裂, 但该位置钢筋未进入屈服状态, 其余部位混凝土损伤系数较小, 大部分混凝土未进入开裂状态。

　　 图24 剪力墙损伤云分布云图

　　 支座和阻尼器荷载-位移曲线见图25。从图25可以看出:1) 支座和阻尼器耗能滞回曲线饱满, 能够消耗大部分地震能量;2) 支座最大位移为390mm, 相当于最小支座203%的剪切变形 (γ=390/192) , 小于规范限值;3) 阻尼器最大出力为1 550kN, 小于阻尼器最大阻尼力2 000kN。说明支座和阻尼器起到了良好的耗能作用, 布置合理。

　　 图25 支座和阻尼器荷载-位移曲线

　　 抗规要求对高宽比大于4的隔震建筑应进行抗震专项审查, 应根据专家意见进行弹塑性验算, 加强地下室和基础部分整体刚度, 避免局部地基基础零应力区面积过大, 同时要求抗倾覆安全系数大于1.2。地震作用下结构受力示意图见图26。

　　 图26 结构受力示意图

　　 本工程4-1#楼抗倾覆验算结果如下:4-1#楼平面尺寸约为70m×17m, 自重为W=299 140kN, ABAQUS模型计算倾覆力矩为M_of=1.62×10⁶kN·m。重力荷载代表值作用下的抗倾覆力矩M_w=299 140×17×0.5=2.54×10⁶kN·m;抗倾覆安全系数为:M_w/M_of=1.56>1.2, 满足抗规要求。

　　 本项目由于设防烈度高, 场地特殊, 采用常规抗震技术手段设计时, 墙体厚度主要以450, 350mm为主, 墙体配筋较多, 土建成本大幅增加。采用隔震技术后, 上部结构墙体截面以200mm为主, 配筋量显著减小, 上部结构土建成本大幅降低。同时由于多了一层隔震层梁板及较大的地下墙体配筋 (按中、大震进行承载力验算) , 隔震结构总体直接成本造价与非隔震结构基本持平, 但从建筑空间利用率、建筑全寿命周期来对比, 隔震建筑带来的经济效益远远超过了传统抗震建筑。

　　 本工程是在最新区划图实施后设计的, 抗震设防烈度高 (8度0.3g) , 靠近断裂带, 场地复杂, 采用常规抗震手段进行设计时, 严重影响建筑使用功能, 采用隔震技术后, 上部结构地震力大幅减小, 建筑空间得到充分利用。

　　 隔震层设计合理, 能够满足抗风、抗震要求, 有效提高了地震作用下结构的安全性。本工程对高烈度、断裂带区的隔震设计有重要的借鉴意义, 同时对隔震技术在高层住宅建筑中广泛应用具有推动作用。