減震技術丨北京通州中西醫結合醫院隔震設計

減震技術

1震害中看隔震

圖1為汶川地震中白鹿鎮中心學校震害情況，由圖可見，地面隆起2m，但房屋無損。如果考慮地基-基礎-上部結構為一整體，則地基可以隔震耗能，起到了保護上部結構的作用。

圖2為汶川地震中映秀鎮漩口中學震害情況，映秀鎮漩口中學為五層磚混結構，底部一層整體倒塌，成為柔性首層（first soft storey）結構，底部一層破壞起到隔震作用，從而保護了上部結構。

圖1白鹿鎮中心學校震害情況

（來自中國建築科學研究院《2008年汶川地震建築震害圖片集》）

圖2映秀鎮漩口中學震害情況

（來自中國建築科學研究院《2008年汶川地震建築震害圖片集》）

2隔震結構類型

（1）隔震墊型隔震結構：隔震墊型隔震結構，如鉛芯橡膠墊（LRB）隔震結構，這種結構由於隔震墊的非線性和非經典阻尼，使得通常的地震反應分析方法——振型分解反應譜法的應用受到限制。

（2）滑動型隔震結構：滑動型隔震結構，如摩擦擺（FPS）滑動隔震結構，由於滑動過程是非線性的，因此滑動隔震結構的動力分析十分複雜。

3隔震結構設計計算方法

本文以8度區隔震結構設計為例，討論隔震墊型隔震結構的計算方法。

3.1 減震係數β的計算

（1）隔震結構：基礎隔震結構（base isolatedstructure)由上部結構、隔震層、地下室組成。隔震層的鉛芯橡膠墊通過上、下混凝土支墩分別與上部結構的樓層梁和下部結構的樓層梁相連。

（2）隔震計算模型

1）等效線彈性模型：採用ETABS程序計算，鉛芯橡膠墊用隔震單元和Gap單元模擬。隔震單元具有水平和豎向剛度，相當於一個水平彈簧和一個豎向彈簧。水平彈簧採用等效線彈性模型，剛度為k1；豎向彈簧為彈性模型，剛度為k3。Gap單元為豎向彈簧，採用彈性模型，僅能受壓，不能受拉，取其剛度k2=9k3，即隔震層的豎向受壓剛度為豎向受拉剛度的10倍。隔震計算模型含正負零層梁及隔震墊的上支墩，上支墩與正負零層剛接，與基礎為上述彈簧連接。

2）彈塑性模型：採用ETABS程序計算，鉛芯橡膠墊用隔震單元和Gap單元模擬。隔震單元具有水平和豎向剛度，相當於一個水平彈簧和一個豎向彈簧。水平彈簧採用理想彈塑性模型，初始剛度為k1（k1取隔震墊100%剪切變形時的等效剛度）；豎向彈簧為彈性模型，剛度為k3。Gap單元為豎向彈簧，採用彈性模型，僅能受壓，不能受拉，取其剛度k2=9k3，即隔震層的豎向受壓剛度為豎向受拉剛度的10倍。隔震計算模型含正負零層梁及隔震墊的上支墩，上支墩與正負零層剛接，與基礎為上述彈簧連接。

（3）非隔震計算模型：非隔震計算模型含正負零層梁及隔震墊的上支墩，上支墩與正負零層剛接，與基礎鉸接。

（4）減震係數β的計算：採用時程分析法，取7條波（5天然波，2人工波），按8度中震（PGA=200gal),用ETABS軟體計算，結果取7條波平均值。由隔震計算模型得到結構各層的層剪力∑Q和傾覆力矩∑M。由非隔震計算模型得到結構各層的層剪力∑Q′和傾覆力矩∑M′。取∑Q/∑Q′和∑M/∑M′兩者的較大值（一般小於0.4），為減震係數β，即β=max［（∑Q/∑Q′），（∑M/∑M′）］，如β<>，可取β=0.4。

（5）計算隔震後結構的αmax1：取β=0.4，αmax=0.16，Ψ=0.8（或0.85），由αmax1=βαmax/Ψ，得αmax1=0.08，相當於降了1度。將此處得出的αmax1=0.08用於下面的上部結構計算，即採用非隔震計算模型計算7度小震反應譜，用於上部結構設計。

3.2 上部結構計算

採用非隔震計算模型計算7度小震反應譜，用於上部結構設計，從層剪力和傾覆力矩上看，是合適的。但通過計算髮現，構件層面可能出現內力的差別較大的現象，尤其對於北京通州中西醫結合醫院病房樓和裙樓相連存在剛心和質心嚴重偏離的情況下，對於這種框架剪力牆結構，會造成混凝土構件由隔震計算模型算出的偏壓構件變成由非隔震計算模型的偏拉構件。分析原因，可能為：1）採用非隔震計算模型用簡化方法計算隔震結構不準確；2）時程分析法和反應譜法計算結果有差別；3）隔震模型的豎向彈簧剛度對減小因水平地震引起的構件軸力反應有幫助。

4北京通州中西醫結合醫院隔震設計要點

北京通州中西醫結合醫院（圖3）為800床的3甲醫院，建築面積12萬m²，含門診、醫技、病房樓和行政樓。抗震設防烈度為8度（0.2g），設計地震分組為第一組，場地類別為Ⅲ類，場地特徵周期為0.45s，建築類別為乙類。

圖3北京通州中西醫結合醫院

隔震設計分為兩部分：病房樓+裙房，門診樓。本文介紹病房樓+裙樓的隔震設計。病房樓+裙樓為框架剪力牆結構，主樓10層，裙房4層，地下2層，結構高度為45.4m，病房樓+裙樓隔震模型見圖4。採用有鉛芯隔震墊（LRB）和無鉛芯隔震墊（NRR）隔震結構。

圖4病房樓+裙樓隔震模型

（1）隔震支座布置：本工程採用的橡膠隔震支座，在選擇其直徑、個數和平面布置時，主要考慮了以下因素：1）根據《建築抗震設計規範》（GB 50011—2010）第12.2.3條，同一隔震層內各個橡膠隔震支座的豎向壓應力宜均勻，豎向平均應力不應超過乙類建築的限值12MPa；2）在罕遇地震作用下，隔震支座不宜出現拉應力，當少數隔震支座出現拉應力時，其拉應力不應大於1MPa；3）在罕遇地震作用下，隔震支座的水平位移限值應小於其有效直徑的0.55倍和各橡膠層總厚度3倍二者的較小值。根據以上要求，病房樓+裙房共使用了232個隔震支座。

（2）8度中震時程分析：隔震後結構的第1周期由隔震前的1.33s增加到3.21s。計算分析得到隔震層以上結構隔震前後，結構層間剪力比值和結構傾覆力矩比值的平均值的最大值為0.325，根據《建築抗震設計規範》（GB 50011—2010）第12.2.5條，確定隔震後水平地震影響係數最大值為：αmax1＝βαmax/ψ=0.325×0.16/0.8=0.065。上部結構計算時取αmax1＝0.08。

（3）上部結構計算：上部結構採用非隔震模型按7度小震進行結構和構件設計。

5隔震設計計算方法的討論

5.1本例隔震結構計算方法的合理性

（1）隔震結構中震計算的隔震墊等效線彈性問題

隔震結構的減震效果來源於兩個方面：1）增加結構第1周期，降低反應譜值；2）增加結構第1振型阻尼比，減小結構反應。

用等效線彈性方法，採用隔震墊的等效彈性剛度，用中震時程法進行隔震結構計算，利用了第一個條件。

如要用到第二個條件，就要考慮因隔震墊阻尼大引起的結構振型阻尼（尤其是第1振型阻尼）的增加。通常的程序採用Rayleigh阻尼，如何做到這點要設計人員考慮。

（2）非隔震結構降1度小震計算的安全度問題

減震係數β是由中震隔震結構和非隔震結構的地震反應（基底剪力、傾覆力矩）比較得出的，計算時假定上部結構處於彈性狀態。

上部結構的設計是採用非隔震結構模型按降1度小震進行結構和構件設計，由此設計的結構在設防烈度中震下已進入屈服，因此前述的計算減震係數β時上部結構彈性的計算假定不準確，由此帶來的對β值的影響應考慮。

5.2隔震結構中震設計的反應譜法

設想隔震結構的設計，可以採用隔震結構模型，隔震墊按等效線彈性考慮其參數，進行中震下的反應譜計算，這裡需要解決的問題有：

（1）隔震結構的阻尼矩陣為非典型的，因此動力方程在阻尼項耦聯，如採用振型疊加法，忽略阻尼矩陣的非對角項，由此帶來的誤差應加以研究和考慮。

（2）由於隔震墊的阻尼大，由此使得隔震結構的振型阻尼比不同於普通結構的振型阻尼比（如鋼結構2%，混凝土結構5%），特別是前幾階振型阻尼比要比普通結構大得多。如何合理確定隔震結構的振型阻尼比是個問題。

6結論

（1）隔震結構因隔震裝置（元件）的非線性性質使得結構動力計算變得複雜，用通常的結構動力分析方法只能給出近似解。

（2）目前國內的鉛芯橡膠墊隔震結構的計算方法是近似解法，其中的諸多問題還需進一步探討。

（3）摩擦擺滑動隔震結構的地震響應是另一種更為複雜的非線性結構動力分析問題。作為一種有效的隔震方法，摩擦擺自身及與如鉛芯橡膠墊相結合的隔震結構的設計問題需進一步研究。

（4）由於隔震結構非線性反應的複雜性，相對於抗震結構來說，各國的規範和設計差別可能更大。因此，加強對美國、日本、紐西蘭等國家的隔震設計研究是提高我國隔震應用水平的有效途徑。

更多內容詳見2015年4月《減震技術》雜誌第3

更多內容詳見2015年4月《減震技術》雜誌第3期文章：《北京通州中西醫結合醫院隔震設計》；作者：王立軍；單位：中冶京誠工程技術有限公司。