DOI：10. 19701/j.jzjg.2020. 03.008
建筑结构
V〇1.50 No.3Feb. 2020
Building Structure
高地震烈度区体育馆建筑隔震结构设计研究
吴宏磊、丁洁民〃，陈长嘉1
(1同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司，上海200092;
2同济大学土木工程学院，上海200092)
[摘要]
合理地应用隔震技术可保证建筑在中、大震后的正常使用性能，对高烈度区体育馆建筑具有较强的适用
性。以唐山新体育中心体育馆为例，对高烈度区体育馆建筑进行隔震设计研究。首先，对此体育馆进行刚性结构 方案和隔震结构方案比选，以证明此体育馆采用隔震结构方案可减小构件截面尺寸、增大建筑使用空间，同时降低 工程造价。其次，着重讨论了隔震层开洞、黏滞阻尼器布置及其位置等问题，通过在隔震层比赛场地区开洞且沿洞 口周边布置黏滞阻尼器的方式，在实现经济性的同时保证隔震层的整体性，为带比赛场地的体育馆类建筑隔震设 计提供参考。最后，详细阐述此体育馆隔震设计的主要计算结果，证明隔震技术在此项目中应用的有效性和安 全性。
[关键词]
高地震烈度区；体育馆；基础隔震；隔震层开洞；黏滞阻尼器；抗风设计；温度效应
文献标识码：A
文章编号：1002-848X( 2020)03-0045-07
中图分类号：TU398. 7
Research on seismic isolation structure design of gymnasium building in high seismic intensity area
Wu Honglei1，Ding Jiemin 丨 2，Chen Changjia1
(1 Architectural Design and Research Institute of Tongji University (Group) Co., Ltd., Shanghai 200092, China；
2 College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)
Abstract ： By reasonable application, seismic isolation technology can ensure the normal service performance of building after fortification or rare earthquakes, and it has strong applicability to gymnasium buildings in high seismic fortification intensity areas. Taking Tangshan Gymnasium as an example, the seismic isolation structure design of the gymnasium building in the high seismic fortification intensity area was researched. Firstly, the rigid structural scheme and the isolation structural scheme of the gymnasium were compared, and it proves that the isolation structural scheme reduces the member section size, increases the architecture use space and decreases the cost. Secondly, the isolation layer opening, the arrangement and location of viscous dampers were mainly discussed. By setting openings at the playing field on the isolation layer and arranging viscous dampers around the openings, the economy was achieved while the integrity of the isolation layer was ensured, which could provide reference for the isolation design of gymnasium buildings with playing fields. Finally, the main calculation results of the seismic isolation design of the gymnasium were elaborated, proving the effectiveness and safety of the seismic isolation technology used in this project.
Keywords ：high seismic intensity area； gymnasium； base isolation； isolation layer opening； viscous damper； wind-resistant design ； temperature effect
〇 引言
我国地处欧亚板块，地震频繁，高烈度区分布广
高度较低、刚度较大的多高层建筑中应用时隔震效 果显著[2],对体育馆建筑有较强的适用性。
本文以唐山新体育中心体育馆项目为例，介绍 了体育馆建筑基础减隔震分析的全过程，包括隔震 结构体系选型、隔震层的布置、隔震分析主要计算结 果等，并基于体育馆建筑的建筑布置特点，着重讨论 了隔震层开洞影响、黏滞阻尼器布置及位置等问题， 为体育馆建筑的隔震设计提供参考。
泛，尤其在中西部地区较为集中。随着西部大开发 和“一带一路”倡议的深人，西部地区和中部地区的 城市化发展步伐加快，包括体育场馆、机场航站楼、 火车站、会展建筑等在内的公共类建筑建设需求 加大。
体育馆建筑一般髙度较低,结构刚度较大，受到 的地震作用大，同时具有人流密集、重要性高、体型 较为复杂的特点，且一般作为震后救灾场所,抗震性 能要求髙:1]，需采取有效措施保证其在中震、大震 后的正常使用功能。隔震技术近年来发展迅速，在
1 工程概况
唐山新体育中心位于唐山市路南区南湖生态城
作者简介：吴宏慕，博士，高级工程师，Email :8whl@ tjad.cn。
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建筑结构2020 年
内，总建筑面积215 124m2,建筑内容包括35 000座 乙级体育场、6 000座乙级中型体育馆、2 000座乙级 游泳馆、全民健身中心，游泳馆与全民健身中心合 建，能够承办各种规格的单项体育赛事。其中，体育 馆和游泳馆造型采用极具现代感的铝板流线型设 计，建筑线条起伏流畅；夜间内部光线从铝板缝隙中 透出，彰显优雅的气质。体育馆和游泳馆均采用屋 面和立面一体化设计，屋面均有局部掀起一角的弧 线造型的采光天窗，在两个场馆交接的屋面处布置 有条形采光带，两个场馆的立面采用铝板幕墙，局部 采用玻璃幕墙。结构设计时，通过在屋面设置分隔 缝将体育馆和游泳馆划分为两个独立的单体，如图 1所示。
图1唐山体育中心效果图
体育馆地上3层，底层层高6m ,2层、3层层高 5.1m，屋顶建筑最高点31.0m,无地下室。屋顶局 部有凸起的采光天窗，天窗高出下层屋盖〇~ 5m。 屋盖结构横向最大宽度为l〇5m，纵向最大长度为 129m;室内的比赛馆大空间结构最大横向宽度为 8〇m，纵向最大长度为85m。体育馆建筑平面与剖 面图分别如图2、图3所示。
根据建筑屋面形态和跨度需求，结合下部结构 可以提供的支承条件，本项目屋面采用钢结构体系， 结构中部大空间屋面采用张弦梁结构，典型剖面见 图4。并在柱网较为密集的尾部屋面布置正交实腹 梁网格结构，结构四周立面沿轴线布置落地的幕墙 折柱，屋盖整体结构见图5。体育馆看台部分（图 6)采用混凝土框架结构。
体育馆座位数量超过4 500座，根据《建筑工程 抗震设防分类标准》（GB 50223—2008)[3]，此体育馆 属于乙类重点设防类建筑。项目所在地区结构抗震 设防烈度为8度（0. 3g)，建筑场地类别为n类,设计地 震分组为第二组，场地特征周期为〇.4〇S。为提高建 筑抗震性能，结构上采用基础隔震技术，隔震目标为 保证上部结构在地震后仍然保持正常使用功能。
2 计算参数
2.1计算模型
本项目主体结构为平面呈椭圆形的空间结构，
-3Z__16.200
11.>00
6.000
__
土 0巧
图3
唐山体育馆建筑剖面图
刚度和质量在平面和竖向分布都不均匀，隔震分析 时采用空间整体模型进行计算，以较准确地反映结 构特性。分析采用SAP2000软件进行，其中，橡胶 支座采用Rubber Isolator + Gap单元模拟，弹性滑板 支座采用Friction Isolator单元模拟，黏滞阻尼器采 用Damper单元模拟。
2.2地震波选择
分析时选取7条地震时程波（5条天然波和2 条人工波）。经验算，所选地震时程波满足《建筑抗 震设计规范》（GB 50011—2010) (2016年版）[4](简 称抗规）“多组时程曲线的平均地震影响系数曲线 应与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线 在统计意义上相符”的要求，同时满足抗规“弹性时 程分析时，每条时程曲线计算所得结构底部剪力不 应小于振型分解反应谱法计算结果的65%,多条时 程曲线计算所得结构底部剪力的平均值不应小于振 型分解反应谱法计算结果的80%”的要求。后文的 时程分析结果均取7条地震时程波的平均值进行 计算。
第50卷第3期
吴宏磊，等.高地震烈度区体育馆建筑隔震结构设计研究
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图4结构典型剖面图 图5屋盖整体结构三维图 图6体育馆看台结构三维图
3 结构体系选型及隔震层布置幅降低，构件截面尺寸大大减小，上部结构获得了更 本项目隔震目标为隔震层上部结构的水平地震 大的建筑空间。因此，本结构采用隔震结构方案进 作用及有关的抗震措施降低1度，即水平地震的抗 行设计。
震措施按7度（〇. 15g)设计，但与抵抗竖向地震作 框架柱截面尺寸对比
表1
用有关的抗震措施仍按8度（0. 3g)设计[<]。
截面尺寸/mm
3.1结构体系选型
截面编号刚性结构方案
隔震结构方案
项目初步方案阶段对本结构提出以下两种方案 KZ1(f> 1 000
♦600
KZ2<\\> 1 200
进行比选：1)刚性结构方案，通过增大构件截面尺 KZ3 寸增加结构刚度与承载力，抵抗地震作用；2)隔震 KZ41 000x 1 〇〇〇600x600结构方案，通过在上部结构基础顶设置隔震层，使上 KZ51 200x1 200800x800KZ61 200x 1 400800x1 〇〇〇部结构与基础处于隔离状态，从而有效隔绝地震能 KZ7 1 300x1 700 1 OOOx 1 400 量向上传递，大幅减小上部结构所受的地震作用。 框架柱结构平面布置及截面编号见图7,两种 材料造价对比 表2 方案的框架柱截面尺寸和造价对比见表1与表2。 方案材料用量造价对比 刚性结混凝土 ：7 400m3 从表1和表2可以看到，隔震结构方案造价相 构方案 钢筋：1 850t — 对于刚性结构方案增加约48万，但由于地震作用大 上部结构混凝土 ：5 200m3 上部结构钢筋：1 〇〇〇t 混凝土 ：增加约38万 钢筋：减少约254万 隔震结隔震层混凝土 ：3 200m3 构方案 隔震层钢筋：320t 隔震支座与阻尼器： 增加约250万 ^Z6 ^5 G&Z6 °|〇7°KZ7 DKZ7 口 KZ7 aKzVZ4°KZ5 〇KZ丨 hi 隔震支座：152个 合计：增加约48万 黏滞阻尼器：1〇个 1CZ2 °KZ5。05 〇KZS °KZ5。((^ 〇KZ5。《2 .KZt 注：造价对比为隔震结构方案与刚性结构方案的差值〇 'Vzfae °«5 °«5 °KZ5 °KZ5 °KZ5 〇KZ5 〇KZ5 *G1 3. 2隔霉层布置 °KZ2DKZ6 °KZ5 〇K26 DKZ7 口 KZ7 DKZ7 °KZ7 °KZ6 °KZ5 °KZe〇KZ2 'KZ1本项目采用基础隔震，隔震层的布置主要考虑 •KZ1 °KZ3 °KZ4 bKZ4 ■KZ4 •似 坪 .KZ1 .KZ1 了以下几个因素：1)刚度较大的铅芯橡胶支座沿建 °KZ4 °KZ4 *KZ4 °KZ3 *KZ1 *KZ1 筑周边布置，刚度较小的天然橡胶支座沿建筑内部 •〇1 °«3 °KZ4 °KZ \"KZ4 \"K24 °KZ3 *|(Z1 布置，这样有利于增大扭转刚度[5];2)铅芯橡胶支 -°KZ3 °KZ4 °KZ°KZ4 °KZ4 DKZ3 \"KZ1 \\Z1 JCZ3 0K24 座与天然橡胶支座（后文统称橡胶隔震支座）在重 •KZ1 »KZ4 bK24 \"KZ4 °KZ3 'iCZI *KZ1/21 〇KZ3 似■«4 <«4 q(Z3 »ICZ1 力荷载代表值作用下竖向平均应力不应超过乙类建 ja\\ J〇3aKZ4 筑的限值12MPa[<] ;3)隔震层质心与刚心的偏心率 〇KZ4 °KZ4 知3 .ICZ1 VZ1& «S°KZ4 小于3%[6];4)在罕遇地震作用下，橡胶隔震支座不 '〇4 Kl\\ °KZ3 *KZ1 KZ1 宜出现拉应力，当少数橡胶隔震支座出现拉应力时， °KZ4 °K24°KZ4°KZ4mKZA\\l3 KZ1 jai 〇«3 °KZ4 °KZ4°K14°KZ4 °KZ3 fol 其拉应力不应大于lMPa[6];5)在罕遇地震作用下， JCZ1 〇KZJ oKZ3 °KZ3 °«3 K21 橡胶隔震支座的极限水平变位应小于其有效直径的 .KZ1 •KZ1 〇. 55倍和各橡胶层总厚度3. 0倍二者的较小值[4]; — -X jai •KZ1 G1 6)为减小罕遇地震作用下隔震层变形，在隔震层设 j 8500 | 1 ]i50 图7框架柱结构平面布置及截面编号图 承担荷载较小的区域布置弹性滑板支座，主要为训 48 建筑结构2020 年 练场和大平台区域。 根据以上布置原则，共布置支座152个（132个 橡胶隔震支座和20个弹性滑板支座），黏滞阻尼器 10套。经验算，隔震层尤向偏心率0.66%, F向偏 心率1.07%,满足规范限值3%的要求。隔震层的 平面布置见图8,隔震层的典型剖面如图9所示。 i8 l® 9a 18 18 18 M ik •115 ^ ^ ^1180119 012OQ151 1〇7#^〇8^〇9^1〇^ ^ ^ ^ * 11鳜12虎 _14〇15〇 ;03^04^| 01O6Q149 ^94 0148 ,|^3 ^p4J^5 0B6 Q147 (^5 J^6 ^*7 g(78Q146 i ▲Bl ^7 ^68 ^9^70 Q145 ^5^6 A 5i ,1^9 ^1^2Q144 M 7 A49 A 5C ^1 J^2 AP3^4〇i43 ^39 ^〇J^l A ,^3 A 〇U2 J^3 A34 〇141 •23 务 A27 A26 j o ▲15 ^6 Al7 Al8 必 1 ▲ -5 S▲9 赢10 AU A12 ‘13 Ai4 鲁松芯檐胶支座 ▲天然橡胶支座 o r ^ A6 A7 A6»G轉黏性滞滑阻板▲3 A4 尼支嚣座 o UJ m j p 图8 隔震层平面布置示意图 图9 隔震层典型剖面示意 3.3隔震层布置比选 (1)隔震层开洞对比 对于体育场馆类建筑，一般在建筑中部会有一 个较大的比赛场地，比赛场地上方无任何竖向支承 构件,并无抗震需求。因此，本项目考虑将隔震层比 赛场地区挖孔开洞，并与不开洞方案进行对比。由 于不开洞方案在比赛场地区增设隔震层楼面和弹性 滑板支座，因此总重量较开洞方案增加11%，隔震 层开挖量增加28%,弹性滑板支座增设32个。两种 方案的隔震层平面布置如图10所示。 对开洞方案和不开洞方案分别进行动力时程分 析，得到两个方案在设防地震下的减震系数，见表 3,罕遇地震下的隔震层变形对比见图II。 ▲ ▲ ▲ ▲ ▲ ▲ ▲籲»s橡胶支#▲ » ▲ ▲ ▲ ▲天然橡胶支座 ▲ ▲ ▲O#性潛板支座 A ▲ ▲▲ ▲ ▲ » «芯橡胶支座 A ▲ O▲#天性然滑橡板K支支座 *(a)开洞方案 _»滞®尼器 （b)不开洞方案 潇阻尼# 图10开洞与不开洞方案隔震层平面布置示意 开洞方案和不开洞方案减震系数对比 表3 楼层 开洞方案 不开洞方案 X向平均K向平均X向平均y向平均326.3%23.9%21.6%24. 5%227.4%32.5%30. 8%31.3%1 34. 1% 37.4% 31.6% 35.0% 54o 限值385mm 3o 2o 1 o 20 40 60 80 100 120 140 160 支座编号 (a)幵洞方案 o504 ^限值385mm -0oo 3 00^o2 0 0^o 1 0 20 40 60 80 100 120 140 160 支座编号 (b)不开洞方案 图11开洞方案和不开洞方案支座X向变形对比由表3和图11可以看出：1)两个方案的减震系 数均满足设防烈度降低1度要求（根据抗规要求, 减震系数小于38%时，上部结构可按降1度设计）； 2)不开洞方案结构重量较大，导致支座变形较大, 超过规范限值要求；3)不开洞方案增加成本约333 万，主要包括土方开挖约50万，隔震层楼面约251 万，隔震支座约32万。 综上，开洞方案在满足减震效果的同时，较不开 洞方案的抗震性能更优，经济性更佳。 为验算开洞方案隔震层的整体刚度，采用弹性 膜模拟隔震层楼板进行分析。取洞口四边共4个点 (监测点1~4,见图12),分别计算监测点1和监测 点2在Z向主震、监测点3和监测点4在K向主震 下的变形，结果如图13所示。由图13可以看到，监 测点1和监测点2的变形差、监测点3和监测点4 的变形差在罕遇地震作用下均在3mm以内，隔震层 整体变形基本一致，整体刚度较优。为进一步保证 S 第50卷第3期 吴宏磊，等.高地震烈度区体育馆建筑隔震结构设计研究 • 〇 • 〇 •• 〇 〇 〇 〇 〇 〇k 〇 〇 〇 〇 无阻尼器方案和有阻尼器方案减震系数对比 楼层 无阻尼器方案 有阻尼器方案 49 表4 〇 〇 〇 〇 〇 〇 〇 〇 321 X向平均 27. 7%30. 4%39. 9% F向平均26. 1%35. 6%42. 4% 〇 « « X向平均26. 3%27. 4%34. 1% 參 籲 _ « 參 鲁 F向平均23. 9%32. 5%37. 4% 籲 籲 O • ▲▲〇〇〇〇•• • 〇 •▲▲▲〇〇〇〇••••〇 •▲▲〇〇〇〇_• • 〇 參▲▲▲〇〇〇〇••••〇 图12隔震层变形监测点分布示意 图14无阻尼方案及有阻尼方案隔震层阻尼器布置示意 5o0 EE/轮粼 if^ 041o0 3oo 2o o1o . 限值385mm 20 40 60 80 支座编号 100 120 140 160 (a)无阻尼器方案 EE/较粼倒W 500 4 00 3 02000< - 1^00 限值385mm 600400 200 —监测点3 _ •监测点4 20 40 60 80 100 120 140 160 支座编号(b)有阻尼器方案 X) -400 5 TO 15 ib 时间/S 25\\f \\〇J 35 40 图15无阻尼器方案和有阻尼器方案支座;！:向变形对比 (c)监测点3和监测点4变形 (3)黏滞阻尼器位置对比 由于动力荷载作用下，黏滞阻尼器具有一定的 动刚度，因此，为增大隔震层的抗扭刚度，黏滞阻尼 器一般沿建筑物四周对称布置。本项目中，由于隔 L〇 5 10 15 20 时间/s 25 30 35 40 震层在建筑物中部比赛场地区开洞，中部的刚度相 对较弱，黏滞阻尼器布置于洞口周边有利于协调隔 震层刚度的均匀分配。为此，对比了黏滞阻尼器沿 建筑外周边布置和沿建筑内部洞口周边布置两种布 置方式，如图16所示。对两个方案分别进行动力时 程分析，得到设防地震下的减震系数见表5,罕遇地 震下的隔震层变形对比见图17。 建筑外周边布置和内部洞口周边布置黏滞阻尼器 方案减震系数对比 建筑外周边布置黏滞 阻尼器 黏滞阻尼器 表S (d)监测点3和监测点4变形差 图13隔震层变形监测 隔震层的刚度，本项目隔震层楼板厚度取250mm。 (2)黏滞阻尼器布置对比 为研究黏滞阻尼器的布置对隔震层的影响，采 用无阻尼器方案和有阻尼器方案进行对比，如图14 所示。对两个方案分别进行动力时程分析，得到设 防地震下的减震系数如表4所示，罕遇地震下的隔 震层变形对比见图15。 从表4和图15可以看出，黏滞阻尼器的布置有 利于增加结构减震效果，同时支座变形由462mm减 少至377mm,降幅达到18%。 建筑内部洞口周边布置 楼层 321 X向平均 26. 3%27. 4%34. 1% y向平均23. 9%32. 5%37. 4% X向平均26. 7%27. 8%34. 6% y向平均22. 8%31.0%35.5% 50建筑结构 2020 年 r * n \\. : ▲ ■黏滞阻尼器 (a)建筑外周边布置黏 (b)建筑内部洞口周边布置黏 滞阻尼器方案滞阻尼器方案 图 6 建筑外周边、内部洞口周边布置黏滞阻尼器方案示意 1500限值385mm /400轮300制200100 铟0 W 0 20 40 60 80 100 120 140 160 支座编号 (a)建筑外周边布置黏滞阻尼器方案 S500 限值385mm E/400 轮 粼200铟W 1000 20 40 60 80 100 120 140 160 支座编号 (b)建筑内部洞口周边布置黏滞阻尼器方案 图17建筑外周边布置阻尼器和内部洞口周边布置 黏滞阻尼器方案支座X向变形对比 建筑外周边布置和内部洞口周边布置黏滞阻尼器方案 支座变形均匀性对比 表6 支座X向建筑外周边布置 建筑内部洞口周边变形黏滞阻尼器 布置黏滞阻尼器 最大值/mm374367最小值/mm 336342--------(最大-----------------值-最小值） 平均值 X 100% 5. 35% 2. 12% 从表5,6和图17可以看出，黏滞阻尼器的布置 位置对减震效果影响不大，但沿建筑内部洞口周边 布置黏滞阻尼器方案可以使隔震层支座变形更加 均匀。 4 隔震分析 4.1周期与振型 隔震结构与非隔震结构的周期对比见表7,隔 震后结构周期延长3倍以上，有利于结构远离场地 特征周期，减小地震作用。隔震后结构第1阶振型 X向质量参与系数由26%提高到95%，第2阶振型 K向质量参与系数由24%提高到98%，结构振动由 频域很广的复合振型改变为以低阶平动振型为主， 有利于改善不规则结构的扭转效应。 隔霣与非隔震结构周期对比 表7 周期/8 隔震结构方案非隔震结构方案 隔震结构方案 非隔震结构方案 10.90(JT向平动) 2.98U向平动）3.312〇. 8〇(y向平动）2_97(F向平动）3.713 〇.76(扭转） 2.86(扭转） 3.76 4.2减震系数 根据抗规要求，对于高层隔震建筑，应该分别计 算设防地震下隔震与非隔震结构各层层间剪力与层 覆力矩的最大比值，取二者的较大值作为上部结 构的水平减震系数:<]。对本项目隔震结构和非隔 震结构分别进行7组中震时程下的动力时程分析， 在设防烈度地震下，隔震结构;f向层剪力最大减震 系数平均值为34%彳向层剪力最大减震系数平均 值为37%;Z向最大弯矩最大减震系数平均值为 31% 向最大弯矩最大减震系数平均值为33%。 采用隔震技术后，上部结构可按设防烈度降低1度 进行设计（采用黏滞阻尼器时水平减震系数小于 38%)。 4.3支座应力 隔震支座应力验算包括长期面压、短期极大面 压和短期极小面压，可采用下式计算： =7V/A, « [〇■] (1) 式中： 为第i个支座轴向应力；iv,为荷载验算组 合下第i个支座所受轴力；七为理论计算的第；个 支座截面有效面积；[〇•]为隔震支座轴向应力 限值。 长期面压计算考虑恒载和活载的标准组合[6], 图18给出了隔震支座长期面压分布情况。可以看 出，在重力荷载代表值作用下，橡胶隔震支座最大长 期面压值为11. llMPa,弹性滑板支座最大长期面压 值为7. 79MPa,均满足隔震设计标准（征求意见 稿）[6]对支座长期面压的限值要求（橡胶隔震支座 不大于12MPa,滑板支座不大于15MPa),保证了隔 震支座在正常使用情况下的工作性能。 短期极值面压计算考虑重力荷载代表值和罕遇 地震动三向地震作用组合，图19给出了隔震支座 在罕遇地震作用下的短期极大面压分布。可以看 出，罕遇地震作用下，橡胶隔震支座最大压应力为 13_25MPa,弹性滑板支座最大压应力为8.02MPa， 均满足隔震设计标准（征求意见稿）[6]对支座短期 极大面压的限值要求（橡胶隔震支座不大于 25MPa,弹性滑板支座不大于30MPa)。 图20给出了隔震支座在罕遇地震作用下的短 期极小面压分布。可以看出，罕遇地震作用下，橡胶 隔震支座最小压应力为〇. 〇2MPa,弹性滑板支座最 第50卷第3期 吴宏磊，等.高地震烈度区体育馆建筑隔震结构设计研究51 - -3-6 6-9-I2___________扭___一 -151 0 1晒5 0 20 40 60 80 100 120 140 160 支座编号 ■>橡胶隔晨支座*弹性滑板支座__限值 图18隔震支座长期面压分布（负值表示受压） ®_350 20 40 60 80 100 120 140 160 支座编号 〇橡胶隔展支座》弹性滑板支座__限值 图19隔震支座短期极大面压分布（负值表示受压） 〇橡胶隔震支座▲弹性滑板支座一一限值 图20隔震支座短期极小面压分布（负值表示受压） 小压应力为〇. 86MPa,均未出现拉应力，满足隔震设 计标准（征求意见稿）[6]对支座短期极小面压的限 值要求（橡胶隔震支座不大于IMPa，弹性滑板支座 不出现拉应力）。 4.4隔震层变形 抗规规定，橡胶隔震支座在罕遇地震作用下的 最大水平位移不应大于〇. 55倍支座直径和3倍支 座橡胶层厚度的较小值:<]。本项目罕遇地震下支 座水平向最大平均位移为377mm< 385mm(直径 700mm橡胶支座的最大允许变形为700x55% = 385mm)，满足规范限值要求。 4.5能量耗散分布 隔震结构在罕遇地震下的能量耗散分布见图 21。可以看到，地震输人能量大部分由隔震支座和 黏滞阻尼器耗散，耗能占比达到71%,大大减小了 输人到上部结构的地震能量，罕遇地震下上部结构 构件保持弹性，未出现塑性损伤。4.6抗风设计 隔震层必须具备足够的屈服前刚度，以满足风 荷载和微振动的要求。隔震层的水平恢复力特性由 铅芯橡胶支座和天然橡胶支座共同组成，如图22所 示。可以看到，本项目中，隔震层屈服力（6 128kN) 大于100年风荷载标准值作用下隔震层层剪力的 1.4倍（3 716x1.4 = 5 202kN),满足隔震层抗风承 载力要求。 6 从上到下依次为： 4■动能 ■模态阻尼能 ■隔展支座耗能 e 2 ■黏滞阻尼器耗能 .0 21^.x ) /«狴 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 时间/s 图21罕遇地震下隔震结构能量耗散分布 图22隔震层抗风验算示意 4.7温度效应验算 本项目平面尺寸较长（129m)，在上部结构不设 置温度缝情况下，需考量温度效应对隔震支座的 影响。 本地区月平均气温最高为35T ,最低为-151 , 钢结构合拢温度定为1〇~15丈，最终考虑升温降温 各30T,对整体结构进行温度效应分析。计算结果 表明，在上述工况下，隔震支座最大变形值为1. 3mm,温度作用引起的支座变形量较小；最大支座 剪力为20kN,隔震支座远未屈服。温度效应对隔震 支座的影响可忽略不计。5 结论(1) 体育馆建筑重要性高，且结构刚度较大到的地震作用较大，采用隔震技术具有较强的适用 性和必要性。 (2) 唐山体育馆位于髙烈度区，抗震性能要高，且由于建筑造型需求导致上部结构布置不规则， 给结构设计带来一定挑战。设计时通过采用基础隔 震技术，上部结构达到设防烈度降低1度设计目标， 降低了上部结构设计难度，大幅提高了结构抗震 性能。 (下转第113页) 求 、受 第50卷第3期 刘占科，等.扭剪作用下螺栓群最不利螺栓位置的速判法113 (3)梁腹板拼接连接的螺栓群在扭剪作用下， 若连接两侧的合扭矩方向相反，则最不利螺栓的数 量都为1，且位置完全相同，但内力不同；若连接两 侧的合扭矩方向相同，则最不利螺栓的数量都为1， 但位置和内力均不同。 参 考 文 献 [7] 闵亚伟，暴伟，周向前，等.T形连接受拉髙强螺栓规范 设计方法分析[J]•施工技术，2017, 46 (S1): 588-591. [8] 韩琳，陈以一，沈祖炎，等.低抗滑移系数髙强度螺栓 群的承载性能-轻型薄壁钢构件高强度螺栓端板式连 接系列研究之二[J].建筑结构.2004, 34(5): 7-10, 17. [9 ] Specification for structural steel buildings ： ANSI/AISC 360—16 [ S ]• Chicago: American Institute of Steel Construction, 2016. [10] BRANDT G D. Rapid determination of ultimate strength of eccentrically loaded bolt groups [ J ]. Engineering Journal, 1982, Second Quarter： 94-100. [11] [1 ] KULAK G L, FISHER J W, STRUIK J H A. Guide to design criteria for bolted and riveted joints [ M ]. Chicago： Wiley-Interscience, 1987. [2 ]钢结构设计标准：GB 50017—2017 [S]•北京：中国建 筑工业出版社，2018. [3]周燕，雷宏刚，李铁英.摩擦型髙强度螺栓抗剪连接研 究进展及评述[J].建筑结构，2019, 49( 14): 62-68, 95. 张耀春，周绪红.钢结构设计原理[M].北京：高等 教育出版社，2011. [12] 刘训良，成虎.带状螺栓群在偏心力作用下的螺栓数 近似计算[J].建筑结构.1995, 25(5): 27-30. [13] 陈绍蕃，顾强•钢结构（上册）：钢结构基础（第四版） [M]•北京：中国建筑工业出版社，2018. [14] 沈祖炎，陈以一，陈扬骥，等.钢结构基本原理（第三 [4 ]麻志刚.美国CLARIANT化工厂钢结构斜支撑与梁 (柱）螺栓连接非抗震节点设计[J].建筑结构，2018, 48(4) ： 56-60. [5] 李友志，季小莲，吴耀华.髙强度结构钢髙强度螺栓摩 擦型连接节点试验研究[J].建筑结构.2015,45(21): 21-24. 版）[M].北京：中国建筑工业出版社，2018. 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