第27卷第4期
2007年8月地 震 工 程 与 工 程 振 动JOURNAL OF E ART HQUAKE E NGI N EER I N G AND E NGI N EER I N G V I B RATI O N Vol .27No .4Aug .2007收稿日期:2007-03-13; 修订日期:2007-05-20
基金项目：国家自然科学基金项目(50608039)
作者简介：程华(1977-)，男，硕士研究生，工程师，主要从事结构抗震控制方面的研究.E 2mail:wqliu@njut .edu 闰土的立方时空
文章编号:100021301(2007)0420161206
程华，刘伟庆，王曙光
(南京工业大学土木工程学院，江苏南京210009)
摘要：高层建筑由于高宽比相对较大，倾覆效应明显，当采用隔震技术时，有可能使隔震支座出现拉应
力，而通常使用的叠层橡胶隔震支座抗拉能力不强。因此，隔震支座受拉问题成为隔震技术在高层建 筑中推广应用的主要障碍之一。本文提出了避免隔震支座受拉的上部结构布置原则及隔震层优化设 计方法，并对目前隔震支座拉应力计算方法提出了改进建议。本文的研究工作可为工程设计提供借
鉴，为隔震设计相关规范的修订提供依据。
关键词：高层隔震；支座受拉；受拉刚度；混合隔震
中图分类号:P315.966 文献标志码:A
Ana lysis of the ten si on of rubber bear i n gs i n the desi gn
of isol a ted h i gh 2r ise bu ild i n gs
CHENG Huaqun,L I U W eiqing,WANG Shuguang
(College of Civil Engineering,Nanjing University of Technol ogy,Nanjing 210009,China )
清教运动Abstract:The rubber bearings used in is olated high 2rise buildings may be in tensi on due t o the lar
ge as pect rati o and overturning,whereas lam inated rubber bearings are usually not g ood in tensi on .The p r oble m of the rubber bearings in tensi on becomes the main obstacle t o the app licati on of ne w seis m ic technol ogy f or high 2rise buildings .Some methods are p r oposed t o avoid the possible tensi on,including the arrange ment p rinci p le of super 2structure,the op ti m izati on design method f or is olati on layer,and the modified computati on methods of tensile stress of is ola 2t ors .The study may be used for reference in engineering design and f or the revisi on of the design code f or seis m ic is olati on .
Key words:high 2rise building;base 2is olati on;is olat or in tensi on;tensi on stiffness;hybrid is olati on
引言
隔震技术由于具有概念明确、效果明显、经济效益显著等特点，一直是国内外研究与应用的热点，而叠层橡胶支座隔震是当今应用广泛且较为成熟的隔震技术
[1,2]。2000年～2001年，我国相继颁发了《建筑隔震橡胶支座》[3]、《叠层橡胶支座隔震技术规程》[4]，修订后的《建筑抗震设计规范》[5]也首次将“隔震和消能减
震设计”的内容列入其中，对叠层橡胶支座的生产和隔震设计提出了要求，形成了较为完善的规范体系。但是，目前我国规范规定的隔震结构的应用范围主要局限于结构自振周期为1s 以下的结构。
彭罗斯
日本的研究表明，高层隔震建筑经合理设计，也能取得较好的隔震效果。近年来，日本对高层隔震的需求日益增长，已建成数十栋高层隔震建筑，目前最高的隔震建筑已经达到了50层。我国台湾地区也正建造
30层以上的高层隔震建筑。制约隔震技术在我国高层隔震建筑中推广应用的因素主要集中在以下方面:(1)没有针对高层建筑隔震设计的规范指引;(2)不具备大直径隔震支座的生产能力。随着国内大直径橡胶隔震支座生产能力的不断提高，对高层隔震的需求也在不断增多，因此对规范的修订势在必行。
高层建筑高宽比较大，倾覆效应显著，易使隔震支座出现拉应力，而通常使用的叠层橡胶支座抗拉能力不强，隔震支座的受拉问题一直是阻碍隔震技术在高层建筑中应用的主要障碍之一。我国《规范》明确要求隔震支座不宜出现拉应力，即使出现拉应力也应控制在1.2MPa 以下。从隔震支座受拉的成因来看，地震引起的倾覆力超过了隔震支座所承受的结构重量，因此可以通过增大隔震支座所承受的重力荷载范围、减小地震作用引起的倾覆力或采用其他高抗拉能力的隔震支座三种思路去解决隔震支座受拉问题。
1 上部结构的布置原则
采用大间距的竖向构件均匀布置，可使其下隔震支座承受的重力荷载增大；亦使隔震层隔震支座的总数量减少，使隔震支座的直径变大，提高了隔震层的水平变形能力，降低隔震层的水平刚度及地震作用。因此，上部结构及隔震支座布置合理有可能会避免隔震支座受拉的出现。
1.1 柱网布置对隔震支座受拉的影响
同样高宽比的10层混凝土结构，按图1的3种竖向抗侧构件布置,X 向4跨,Y 向改变柱距，分别布置成1～3跨(Y 向固有周期分别为1.45s 、1.32s 、1.23s )，如图2所示。采用G4规格的隔震支座，三方案柱下分别采用了10个LRB900、12个LRB700+3个LRB800和14个LRB600+6个LRB700隔震支座。3种布置方案的隔震层屈服力相近，承受同样的风荷载作用。对图1中极易产生拉应力的角部支座N 1进行对比分析，图3为沿Y 向输入典型强震记录El Centr o (1940)NS 分量后的隔震支座轴力变化时程曲线(正值为支座竖向压力，负值为支座竖向拉力)
。
图1 结构平面示意图
易服癖Fig .1 Layout p lan of
structure 图2 Y 向3种柱距布置
Fig .2 3kinds of colu mn s pace in Y directi
on
(a )轴力变化(3500～6892kN ) (b )轴力变化(1372～4638kN ) (c )轴力变化(934～3915kN )
图3 角部隔震支座的轴力时程对比
Fig .3 Ti m e hist ory comparis on of axial force of corner is olat or
由图3可以看出，同样高宽比的建筑，随隔震支座间距的减小，隔震支座所承受的重力荷载下降明显，
而地震倾覆轴力变化较小，基本保持稳定；故随柱距的减小，柱下隔震支座的受拉可能也逐渐增加。采用大间
261 地 震 工 程 与 工 程 振 动 第27卷
距的隔震支座布置方式，有利于隔震结构承受水平荷载作用；但高度较高时重力荷载不断增大，就需要更大承载力的大直径隔震支座。工程设计中应合理布置柱距，选择合适直径的隔震支座。在日本已建隔震建筑中,20层以下结构采用图2(a )布置方案的案例较多。
新华手机报1.2 抗震墙布置对隔震支座受拉的影响
抗震墙所承受的倾覆力矩比框架要大，所以抗震墙下隔震支座的轴力变化也变得突出，抗震墙布置位置对隔震支座受拉有较大的影响。对于框架结构，边缘隔震支座比较容易受拉，所以布置抗震墙时，抗震墙布置于边缘就比布置于内部更有可能引起隔震支座受拉。下面对图4两种抗震墙布置的20层结构进行分析，共采用了20个LRB800隔震支座，在El Centr o NS 地震动Y 向输入后的反应结果绘于图5
。
图4 抗震墙布置图
Fig .4 A rrange ment of seis m ic walls
由图5可知，抗震墙下隔震支座(a _N 1,b _N 2)轴力变化明显比单纯框架柱下隔震支座(a _N 2,b _N 1)轴力变化加剧，所以抗震墙布置于框架易产生拉应力的边缘和角部时，使隔震支座(a _N 1处)产生了拉应力，而避开框架较易产生拉应力的位置布置(b _N 2处)比布置于结构的边缘避免了拉应力的出现
。
图5 隔震支座轴力时程曲线对比
Fig .5 Ti m e hist ory comparis on of axial f orces of is olat or
1.3 抗震墙下隔震支座布置
我国《建筑抗震设计规范》对抗震墙下隔震支座的布置规定为:“隔震墙下隔震支座的间距不宜大于210m 。”当时国内没有大直径隔震支座的生产能力，这种隔震支座密布方法，使抗震墙下隔震支座的直径较小，结构在长期荷载作用下冗余度较高；而且对于自振周期为1s 以下的中低层结构，由于隔震效果明显，地震力较小，也不易使隔震支座产生拉应力。对于高层建筑，这种密布方法会使隔震支座易产生拉应力；同时，由于隔震支座的密布使得所用隔震支座的直径变小，减小了隔震层的水平变形能力，对隔震效果不利；而且
361第4期程华等：高层隔震建筑设计中隔震支座受拉问题分析
由于高层建筑使用的隔震支座直径较大，这种布置方法使得抗震墙下隔震支座的净距很小，不利于施工维护和隔震支座的置换，也使得抗震墙下托梁的剪应力变得复杂。对图4(b )结构的每个抗震墙下增设2个RB700的隔震支座后,N 2处支座的轴力时程绘于图7(a )，图中轴力出现了负值，即隔震支座出现
了拉应力。因此，抗震墙下隔震支座的布置不宜有具体的最小间距的规定
。
震荡波图6 抗震墙下密布隔震支座
Fig .6 Multi is olat or assign ment
under seis m ic
wall 图7 隔震支座轴力时程对比Fig .7 Ti m e hist ory comparis on of axial f orces of is olat or
2 计算方法的改进
2.1 叠层橡胶支座竖向受拉刚度的考虑
叠层橡胶支座在地震中受拉时，处于拉剪工作状态。日本的叠层橡胶支座拉剪试验表明，叠层橡胶支
座在拉剪时弹性阶段的应力-应变关系表现为双线型，在拉应力1MPa ～2MPa 之前，表现为弹性状态，受拉刚
度(包括支座安装部分的影响)比受压刚度小很多[2,6]，约为受压刚度的1/5～1/10；我国的相关试验也表明,
在拉应力1MPa 之前表现为弹性状态，受拉刚度约为受压刚度的1/7[7]。隔震支座在弹性阶段后将屈服，屈
服后其受拉刚度进一步下降，故设计时应控制隔震支座的拉应力在弹性状态
。
图8 隔震支座竖向刚度简化模型Fig .8 Si m p lified vertical stiffness model of is olat or
通常隔震支座的生成厂商只提供隔震支座的竖向受压刚
度参数，隔震分析软件(如Etabs 、Sap2000、M idas 等)对隔震支
座的竖向刚度也只采用线弹性模型进行计算，当采用受压刚
度时会使支座的拉力计算偏大；考虑叠层橡胶支座竖向刚度
的二线型，简化模型见图8，这样可使隔震支座计算拉应力接
近实际情况，对图6结构隔震支座竖向刚度的两种考虑方法的
结果对比绘于图7。由图7(b )可以看出，当竖向刚度考虑二
线型时，取用受压刚度的1/8为受拉刚度，隔震支座承受的轴
拉力明显降低，比单纯采用受压刚度时降低约70%，而轴压力
时程基本没有变化。
2.2 地震动输入方向的影响对于规则结构，设计时通常只考虑两水平方向的地震输入，而对于一些角部的支座，斜向输入时，对支座的受压和受拉最为不利。对图2(c )结构采用图9的3种地震输入,El Centr o NS 地震动输入后支座轴的计算结果比较列于表1。
表1 不同方向地震动输入下的支座轴力
Table 1 Axial f orces of is olat or under gr ound moti on
input in different directi ons
地震输入方向
支座N 1轴力变化支座N 2轴力变化N m in N max N m in N max X 方向
1760331534623528Y 方向934
39161777490945°方向
846403822734
519图9 水平地震输入示意图
Fig .9 Sketch map of gr ound moti on input
461 地 震 工 程 与 工 程 振 动 第27卷
由表1可知，角部支座轴力变化在45°向地震作用下最为不利，而其邻侧支座在45°向地震作用下的轴力介于X 和Y 向之间。因此，对隔震支座受压及抗拉验算时应考虑地震动的斜向输入。3
提高隔震支座的抗拉能力
图10 隔震层水平向二线型恢复力
Fig .10 B ilinear rest oring f orce of
is olati on layer in horizontal directi on
对于一些特殊情况，可考虑采用高抗拉能力的隔震支座。日
本已建建筑中有多个成功例子：东京杉并花园城(28层)采用了
一种高强橡胶支座，由竹中工务店和石桥公司联合开发，在橡胶
中加入碳和其他材料，提高橡胶支座的硬度和强度[8]；大坂DT
办公楼(27层)采用了直线轨道式滑移支座，由竹中工务店、三菱
制钢株式会社和T HK 株式会社合作开发，摩擦系数可做到0.01
左右，最大抗压能力45,000kN，最大抗拉能力可达18,000kN 。
4 混合隔震技术的应用 图10中的隔震层二线型特性是隔震结构中最基本的水平向恢复力特性[9]。δ为隔震层水平位移,Q 为
隔震层水平剪力,K 1为屈服前刚度,K 2为屈服后刚度,Q y 为屈服力,δy 为屈服位移,K e 为等效刚度。
由图10，不难得出如下关系式:
K e =K 2+Q y δ21-K 2K 1(1)
通常
K 2<<K 1(2)
所以式(1)可简化为
K e ≈K 2+Q y
δ2(3)
从式(3)可以看出，对隔震层刚度起主要影响的是隔震层屈服后刚度、隔震层的屈服力及隔震层的水平变形能力。而隔震层屈服力通常根据风荷载来控制，所以对不同的隔震方案，隔震层屈服后刚度对
隔震效果的影响最大。
高层建筑固有周期普遍较长，要想取得更好的隔震效果就须进一步延长结构的周期。带有初始刚度的铅芯橡胶支座屈服后仍具有叠层橡胶支座的水平刚度；而弹性滑移支座在滑动后无水平刚度，不具有特定的周期，且其初始静摩擦力可增大隔震层的初始水平屈服力来抵抗风荷载作用。但由于弹性滑移支座的自恢
复能力较差，如果和叠层橡胶支座并用，可以提高隔震层的自恢复能力。所以采用叠层橡胶支座和弹性滑移支座隔震比单纯采用叠层橡胶支座隔震往往能取得更好的隔震效果，图11为2种隔震方法的水平恢复力特
图11 隔震层水平向恢复力
Fig .11 Rest oring force of is olati on layer in horizontal directi on
性对比。自日本第一幢超过60m 的高层隔震建筑[10]采用这种方法以来，已有数幢高层隔震建筑采用这种混合隔震技术并取得了较好的隔震效果。但这种混合隔震技术的主要问题是，滑移类支座布置太多会降低隔震层的自恢复能力，如何提高隔震层自复位能力仍然是未来混合隔震研究的重要课题。
561第4期程华等：高层隔震建筑设计中隔震支座受拉问题分析
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