2.2 隔震设计
为了从经济性的角度对比不同方法的设计结果，本文分别采用一体化直接设计法、传统分部设计法和传统抗震设计法对同一烈度地震作用下的高层结构进行设计。其中传统分部设计法和传统抗震设计法均采用《抗规》规定的抗震设计反应谱，基于8度小震进行设计；一体化直接设计法则采用《隔标》规定的隔震设计反应谱，基于8度中震进行设计。
图3 有限元模型Fig.3 Finite element model
同时为了避免构件截面尺寸过大而导致构造配筋过多，本文分别对不同设计方法下的计算模型进行侧向刚度优化。在采用分部设计法和传统抗震设计时，分别调整隔震结构和抗震结构在小震作用下的最大层间位移角接近《抗规》规定的层间位移角限值1/800。在采用一体化直接设计法时，调整隔震结构在中震作用下的最大层间位移角接近《隔标》规定的层间位移角限值1/500。
一体化直接设计法与传统分部设计法采用相同的隔震层布置，表1给出了隔震支座的力学性能参数，隔震层的平面布置见图4。
表1 隔震支座性能参数Table 1 Performance parameters of seismic isolator
图4 隔震层平面布置图Fig.4 Layout of seismic isolation
2.3反应谱修正
《抗规》规定在采用振型分解反应谱法计算减震系数时，直接取隔震支座水平剪切变形100％时的等效参数进行计算，然而这与隔震支座在地震作用下实际所表现的力学性能可能有所偏差。因此为了得到更加精确的设计结果，本文根据《隔标》建议通过迭代求取隔震层的等效刚度和等效阻尼比，并对隔震设计反应谱进行修正。
表2给出了隔震层等效线性化迭代过程。由表2可知，经过迭代后隔震层的等效阻尼比为21.37%，对应铅芯橡胶隔震支座LRB1300的等效刚度为5.062 kN/mm，经过修正后得到隔震设计反应谱见图6。在后续进行时程分析计算时，直接根据不同的设计反应谱进行选波。本文根据规范要求至少选取了两条天然波（RSN880波和RSN6896波）和一条人工波，地震波反应谱与设计反应谱的对比情况见图6。
表2 等效线性化迭代过程Table 2 Equivalent linearization iterative process
图5 反应谱对比与选波（21.37%） Fig.5 Response spectrum comparison and wave selection（21.37%）
2.4设计结果及经济性分析
图6给出了不同设计方法下各计算模型的层间位移角。采用传统抗震设计法时，抗震结构在小震作用下的X、Y向最大层间位移角分别为1/905和1/850；采用传统分部设计法时，隔震结构在小震作用下的X、Y向最大层间位移角分别为1/867和1/845；采用一体化直接设计法时，隔震结构在中震作用下的X、Y向最大层间位移角分别为1/535和1/584，不同方法下的计算模型均满足相应的规范限值要求。
图6 层间位移角Fig.6 Story drift angle
根据传统分部设计法进行隔震设计时，需要分别计算隔震结构和抗震结构在中震作用下的层剪力和层弯矩。图7给出了隔震结构与抗震结构的层剪力和层弯矩对比情况。由图7可知，高层隔震结构X、Y向的最大层剪力比分别为0.55和0.50；X、Y向的最大层弯矩之比分别为0.56和0.51，得到减震系数β=0.56，取调整系数ψ=0.8，计算得到隔震后的地震影响系数最大值αmax1=0.11，最后再对抗震结构在减震后的小震作用下进行设计与分析计算。由此可知，传统分部设计法需要经过多次的建模和计算，其设计过程较为繁琐。
图7 地震反应对比情况（分部设计法） Fig.7 Comparison of seismic response （divisional design method）
图8 地震反应对比情况（一体化直接设计法） Fig.8 Comparison of seismic response （integrated direct design method）
与传统分部设计法不同，一体化直接设计法直接对隔震结构进行中震设计，避免了多次建模和计算的繁琐过程，并且通过“底部剪力比”确定隔震结构的抗震措施，避免了地震波选取的不确定性对设计结果造成的影响。由图7可知，高层隔震结构X、Y向的底部剪力比分别为0.55和0.54，根据《隔标》第6.1.3可知，上部结构按本地区设防烈度规定采取相应的抗震措施。
最后根据不同设计方法完成高层结构的配筋设计：采用传统抗震设计法时，对高层抗震结构进行8度小震配筋计算；采用传统分部设计法时，对高层抗震结构进行减震后的8度小震配筋计算；采用一体化直接设计法时，直接对高层隔震结构进行8度中震配筋计算，其中一体化直接设计法又分为：①不考虑性能化配筋的直接隔震设计；②按照规范“中震基本完好”的性能目标进行性能化配筋设计。图9给出了不同设计方法下各构件的用钢量，图 10给出了不同设计方法下各楼层的单位面积用钢量，不同设计方法下各构件的总用钢量统计情况见表3。
图9 不同设计方法构件用钢量Fig.9 Steel consumption of components with different design methods
图 10 不同设计方法单位面积用钢量Fig.10 Steel consumption per unit area with different design methods
由表3所示配筋结果可知，一体化直接设计法的总用钢量最多，其中直接隔震设计的总用钢量为1821.4 t，总单位面积用钢量为39.3 kg/m2；性能化设计总用钢量为1692.9 t，总单位面积用钢量为36.5 kg/m2。以性能化设计的总用钢量为基准进行对比发现，性能化设计相比分部设计法增加10.13%，相比传统抗震设计增加12.61%，但相比直接隔震设计减少7.59%，这是由于直接隔震设计没有考虑不同构件的重要性程度，而直接对结构进行中震设计，导致上部结构用钢量明显增多。其中柱配筋和墙体配筋相比性能化设计分别增加了13.7%和21.9%，存在配筋超限的安全隐患。而采用性能化设计可以根据对隔震结构性能目标的要求，通过定义不同构件的重要性程度实现配筋的合理分配，从而有效避免构件出现抗剪超限现象，使设计结果更具经济性。
表3 不同设计方法的构件总用钢量统计（t） Table 3 Statistics of total steel consumption of components with different design methods （unit: t)
通过对比不同设计方法下各楼层的配筋结果可知，一体化直接设计法与分部设计法和传统抗震设计相比，用钢量主要增加在中下部楼层，而随着高度增加，上部楼层用钢量逐渐减少并与分部设计法和传统抗震设计基本持平。这种用钢量沿楼层分布的趋势与上部各楼层的内力分布趋势相一致，说明一体化直接设计法的配筋分布较为合理。分部设计法虽然对上部结构的地震作用进行了折减，但由于增设了隔震层，因此总用钢量相比传统抗震设计增加了2.25%，而总单位面积用钢量则相差不大。
综上所述，本文对比了不同设计方法下该高层隔震结构的配筋情况。结果表明，在采用一体化直接设计法并结合“中震基本完好”的性能目标进行设计时，由于考虑了不同构件的重要性程度而进行性能化配筋设计，即使隔震结构设防目标由小震提升至中震，即地震作用提升约3倍的前提下，该高层隔震结构总用钢量的增加仍控制在15%以内，说明一体化直接设计方法在显著提升隔震结构安全的同时还具有较好的经济性。
；n为脉动风频率； 
为10 m高度处的平均风速。
