RC框架-核心筒高層隔震結構支座拉應力控制方法研究*

尹傳印，解琳琳，李愛群,，曾德民，陳 曦，閤東東，楊參天

(1 北京未來城市設計高精尖創新中心， 北京 100044； 2 北京建筑大學土木與交通工程學院，北京 100044； 3 東南大學土木工程學院， 南京 210096；4 北京市建筑設計研究院有限公司， 北京 100045)

0 引言

近年來我國高層建筑迅猛發展[1]，因我國也是地震多發的國家，如何提高高層建筑的地震安全性成為了研究熱點。隔震技術被廣泛視為可顯著提高結構、設備和裝修的地震安全性，因此得到了大力發展[2]。近年來，隨著隔震技術的不斷發展和完善，隔震技術在高層建筑中的應用也日趨廣泛。

不同于多層建筑，高層建筑較大的傾覆力矩可能會使隔震支座產生一定程度的拉應力，過大的拉應力會使支座存在破壞風險，因此支座拉應力的控制成為了高層隔震建筑設計的難點問題[3-4]。目前，對高層隔震結構支座拉應力控制的主要手段如下。

(1)優化隔震結構設計

熊偉[5]探討了層高、柱距、剪力墻布置對剪力墻高層隔震結構支座拉應力的影響，并提出了以控制支座拉應力為目標的柱網布置和剪力墻布置優化建議。周濤[6]同樣研究了剪力墻布置對剪力墻高層隔震結構支座拉應力的影響，并建議了支座布置方案的優化方法。袁劍亮[7]建議采用剪力墻開洞、分散剪力墻布置和加大隔震支座間距的方法來減小拉應力。王曙光等[3]、程華群等[4]研究了框架-剪力墻結構中豎向抗側構件和支座布置形式對拉應力大小的影響規律。馮啟浩等[8]研究了支座拉壓剛度比對拉應力的影響規律。馬凱等[9]研究了隔震支座布置方式對結構減震性能的影響規律，建議可以增大支座配重來抵消拉應力。

通過優化隔震結構設計控制支座拉應力，是目前應用最為廣泛的手段，大量研究表明該方法可以較好地控制拉應力。然而，現有研究并未對優化隔震結構設計的幾種方法的控制效果、經濟性進行對比，暫未形成相應的優化設計流程。

(2)采用新型隔震支座或引入抗拉裝置

鄧烜等[10]對某大底盤多塔結構進行隔震設計時，采用豎向提離裝置對拉應力進行了釋放。周露等[11]對9度區某框架-核心筒結構進行隔震設計時，采用了橡膠支座和彈性滑板支座混合隔震的方案，避免了拉應力的出現。葛家琪等[12]把抗拉限位裝置應用于成都博物館隔震設計中，結果表明抗拉限位裝置可有效減小支座拉應力。吳從曉等[13]介紹了兩種工程中常用的抗拉裝置，并對某14層剪力墻結構進行隔震設計，分析結果表明，拉應力全部由抗拉裝置承擔，有效避免了支座出現受拉情況。邢玨蕙[14]等對西昌市某高層剪力墻結構進行隔震設計，設計結果表明支座拉應力較為接近規范限值，建議采用簡易的抗拔裝置。閤東東[15]等采用了可提離裝置來釋放橡膠隔震支座的拉應力，分析結果表明采用該裝置可避免支座受拉。

采用新型隔震支座或引入抗拉裝置對高層隔震結構支座拉應力控制效果顯著，然而，廣泛適用于各類高層隔震結構的新型支座或抗拉裝置的開發和研究工作尚不充分，成熟產品還相對較少。

綜上所述，通過優化隔震結構設計控制支座拉應力，這一技術手段目前應用最為廣泛，且更容易在工程實踐中采用。因此，本文針對這一類技術手段，以一RC框架-核心筒高層隔震結構為例，對比研究了4種拉應力控制方法的控制效果。值得注意的是，采用不同的控制方法可能會對結構的材料用量以及工程造價造成一定程度的影響，然而目前考慮不同拉應力控制方法對結構經濟性指標影響的研究還相對較少。因此，本文量化分析了不同控制方法對結構材料用量的影響。在此基礎之上，面向支座最大拉應力控制需求，建議了優選拉應力控制方法，初步提出了支座最大拉應力優化控制流程，并進一步優化了設計案例，驗證了該方法的合理性和經濟性。

1 基本案例

1.1 上部結構

為了研究適用于RC框架-核心筒高層隔震結構的拉應力控制方法，并對比不同拉應力控制方法的經濟性，本研究首先基于課題組29棟高層隔震建筑設計經驗設計了一個基本案例。該案例為一27層、高度為98.1m的RC框架-核心筒高層隔震結構，結構平面尺寸為40.8m×40.8m，核心筒尺寸為18m×18m，結構高寬比約為2.4。結構抗震設防烈度為8度(0.30g)，場地類別為Ⅱ類場地，設計地震分組為第一組，場地特征周期為0.35s，地面粗糙度為C類。首層層高為5.1m，2～3層層高為4.5m，4～27層層高均為3.5m。上部結構按隔震效果達到降一度目標進行設計，隔震溝尺寸參照已有工程案例設置為350mm。結構的混凝土強度等級為C30～C50，剪力墻厚度為200～400mm，柱截面尺寸為800×800～1 200×1 200，樓板厚度均為120mm。采用PKPM軟件建立基本案例結構的分析模型，結構模型和結構平面圖如圖1所示。結構模型主要構件尺寸和材料強度等級如表1，2所示。結構基本周期為2.242s(Y向平動)，7度(0.15g)小震反應譜分析所得的上部結構最大層間側移角為0.000 7。

圖1 基本案例模型和結構平面圖

梁柱構件尺寸和材料 表1

剪力墻和連梁尺寸以及材料 表2

1.2 隔震方案及關鍵指標

本結構采用傳統的±0隔震方案，即隔震層位于1層底部。隔震分析采用有限元軟件ETABS。整體結構采用課題組前期所采用的建模方法建立[16-18]。在進行隔震設計時，采用了16個黏滯阻尼器以控制大震作用下隔震層位移，阻尼指數和阻尼系數分別為100kN·s/mm和0.3。具體的隔震層方案和極值面壓分布如圖2所示，定義壓應力為“+”、拉應力為“-”，所采用的隔震支座性能參數如表3所示，該隔震方案下結構的基本周期為4.711s。

隔震支座參數 表3

圖2 隔震層布置和極值面壓分布圖MPa

本研究選取了5條天然波(天然波1～5)和2條人工波(人工波1，2)，其中天然波從美國太平洋地震研究中心(PEER)數據庫[19]中選取，人工波采用軟件SIMQKE_GR生成[20]。本研究采用了《建筑隔震設計標準》(征求意見稿)[21](簡稱隔震標準)中的反應譜進行地震波的選取。選取相應地震波時控制反應譜在2～2.4s以及4.7～4.8s間吻合良好，相應地震波的加速度反應譜與規范譜的對比如圖3所示。從圖中可以看出，在非隔震結構周期(2.242s)和隔震結構周期點(4.711s)上各地震波加速度反應譜值與規范反應譜吻合良好，平均誤差不超過20%，滿足規范要求，表明上述7條地震波可以用于隔震結構設計。

圖3 設計地震動反應譜與規范反應譜對比

將上述7條地震波輸入到結構中計算相關隔震設計關鍵指標，關鍵指標如表4所示。基本案例的減震系數為0.36，滿足對上部結構降一度設計的要求。隔震層最大位移平均值為275mm，小于0.55倍支座有效直徑和3倍支座橡膠總厚度(528mm)較小值的要求，考慮1.2倍放大系數后為330mm，小于隔震溝寬度，整體滿足預期要求。支座的極值應力采用隔震標準中給出的參照公式計算。案例的極大面壓和極小面壓如圖2所示，從圖中看出基本案例最大壓應力為25.89MPa，小于規范限值30MPa；最大拉應力為0.8MPa，雖然滿足規范要求，但與規范限值1MPa較為接近，有必要進一步優化設計方案。整體來說，基本案例的減震系數、極大面壓和隔震層大震位移尚存在一定的富余，但拉應力相對較大，有待進一步控制。

基本案例隔震設計關鍵指標 表4

2 采用不同支座拉應力控制方法的對比分析

2.1 拉應力控制方法及其關鍵指標

為了對比分析安全、合理且經濟的支座拉應力控制方案，本研究采用了4種支座拉應力控制方法對基本案例進行優化設計，形成了4個研究案例，采用基本案例中的7條地震波進行分析，然后進行關鍵指標的對比。

(1)增大結構整體剛度的方法(方案1)：通過加大上部結構截面提高結構整體剛度，縮短結構基本周期控制拉應力。具體調整時，本研究在建筑尺寸允許范圍內盡可能增大框架梁柱和核心筒的截面尺寸，經過反復調試，最終可有效減小最大拉應力，減小了約0.4MPa，調整后的截面尺寸如表1，2所示(增大整體截面案例)。

(2)調整支座的方法(方案2)：通過降低出現較大拉應力支座的剛度可一定程度減小拉應力[7-8]。本研究通過少量次數的調試后，最終將內筒中直徑為1 200mm的隔震支座替換為900mm和1 000mm，最大拉應力減小了0.16MPa，調整后的隔震層布置如圖4所示。圖中矩形框?框起的位置表示此處與基本案例相比，隔震支座有變化。

圖4 方案2隔震層布置圖

(3)基本不改變結構的基本周期，優化外框架柱和內核心筒尺寸(簡稱內外優化)的方法(方案3)：考慮到基本案例最大拉應力出現在核心筒角部墻體，這表明地震下剪力墻承擔的地震力較大。理論上而言，在保持結構基本周期不變的前提條件下(即總地震力基本保持不變)，通過降低墻體剛度和增大框架柱剛度可在一定程度上減小墻體所承受的地震力。通過不斷的調試，最終可有效減小最大拉應力，減小了約0.2MPa，調整后的截面尺寸如表1，2所示(內外優化案例)。

(4)方案2和方案3相結合，即上部結構內外優化和調整支座的方法(方案4)：同時降低出現拉應力部位上部結構構件的尺寸和相應支座的剛度，釋放該處的拉應力，結果表明兩者可有效減小最大拉應力，減小了0.44MPa。

基本案例和上述4個方案的第1階周期信息以及關鍵指標的對比如表5，6所示。從表中可以看出，各案例的上部結構周期均在2～2.4s之間，隔震結構周期均在4.7～4.8s之間，表明本研究選取的7條地震波可滿足設計要求。

各方案的控制效果具體如下。

各方案結構第1階周期 表5

各方案隔震設計關鍵指標匯總 表6

(1)方案1：隨著上部結構周期的減小，拉應力得到了較大程度的控制(減小了0.4MPa)，同時該方法一定程度上可以提升隔震效果(減震系數從0.36減小至0.34)，但會一定程度增大大震隔震層位移，增加至285mm。

(2)方案2：通過將出現拉應力的支座改為小直徑的支座，使得支座拉應力有了一定程度的減小(減小了0.16MPa)，該方法不會顯著改變結構的隔震效果以及大震隔震層位移。

(3)方案3：采用該方案調整后，上部結構基本周期延長了4.95%，基本不變。最大拉應力得到了一定程度的控制(減小了0.2MPa)，隔震效果相對降低，減震系數增加至0.38，大震隔震層位移減小至268mm。

(4)方案4：從表6中可以看出，通過降低拉應力出現部位(上部構件以及相應支座)的剛度，可較大程度的控制拉應力(減小了0.44MPa),隔震效果和大震隔震層位移主要受外框架和內核心筒尺寸調整的影響(支座調整影響較小)，因此減震系數也增加至0.38，大震隔震層位移則降低至269mm。

2.2 上部結構材料用量對比

為了進一步明確不同方案的優劣，本研究對各方案的經濟性指標進行了對比分析，主要對比了各方案與基本案例的材料用量，上部結構混凝土用量和鋼筋用量結果如圖5，6所示。圖中所示括號內的百分比為各方案與基本案例的相對增量，由于方案2與基本案例上部結構相同，因此未在圖中標出。

圖5 上部結構混凝土用量對比

圖6 上部結構鋼筋用量對比

從圖5,6中可以看出，方案1可較好地控制拉應力，但需要額外增加10.34%的混凝土用量以及4.60%的鋼筋用量。方案3和方案4可達到與方案1相類似的拉應力控制效果，但減少了0.50%的混凝土用量，僅增加了0.57%的鋼筋用量。

總的來說，相比于增大上部結構整體剛度的方案，采用內外剛度優化與支座局部優化，可達到滿足相同要求的隔震性能和拉應力控制效果，而且不會引起材料用量的顯著改變，因此在拉應力控制時可優先考慮。

2.3 拉應力優化控制流程

基于上述研究結果，本文初步提出了適用于RC框架-核心筒高層隔震結構的拉應力優化控制流程，其流程圖如圖7所示。

圖7 RC框架-核心筒高層隔震結構拉應力優化控制流程

具體而言，在形成初步設計方案將拉應力控制小于1MPa后，確定拉應力優化控制目標，然后可首先選擇優化內核心筒和外框架的剛度分配，同時優化支座，其基本原則為削弱拉應力較大支座的剛度及與之相連的相應上部構件剛度，若滿足優化目標，則完成優化設計。若不滿足，則在建筑允許的尺寸下進一步整體加大上部結構尺寸，直至滿足。

為了驗證該流程的合理性和可靠性，本研究以基本案例為例，進一步提高拉應力控制目標——大震下支座不出現拉應力。基于該優化流程，可首先內外剛度優化和支座優化，將最大拉應力從0.8MPa減小至0.36MPa。在此基礎上，本文進一步增大截面尺寸(具體尺寸見表1，2的流程優化)，使其不存在拉應力，最終極小面壓降低至0.01MPa(壓)。該方案的基本周期為2.222s，隔震后周期為4.753s，減震系數為0.35，大震隔震層最大位移為276mm，滿足預期要求。該方案的混凝土和鋼筋用量分別比基本方案高4.78%和4.54%，材料用量仍低于方案1(增大結構整體剛度)，且拉應力控制效果更佳。

3 結論

本文以一棟高寬比約為2.4，抗震設防烈度為8度(0.30g)的RC框架-核心筒高層隔震結構為基本案例，對比了4種支座拉應力控制方案，對其控制效果和上部結構材料用量進行了對比分析。在此基礎上，提出了適用于該類結構的拉應力優化控制流程體系，得到了以下結論：

(1)傳統增大結構整體剛度控制拉應力的方法可較好控制拉應力，但會顯著提升材料用量和工程造價，降低使用面積。

(2)傳統調整支座方案也能一定程度控制拉應力，且基本不會改變其他隔震設計關鍵指標。

(3)維持結構第1階周期基本不變，優化外框架柱和內核心筒尺寸也可較好控制拉應力，且不會顯著改變材料用量和工程造價。

(4)本文案例研究表明結合內外優化和調整支座可獲得與增大結構整體剛度相近的控制效果，且不會顯著改變材料用量。

(5)基于本研究提出的拉應力控制流程，對基本案例進行了不出現拉應力的優化設計，結果表明采用該方法可使用更少的材料增量獲得更高的拉應力控制效果。本文研究成果可為RC框架-核心筒高層隔震結構的設計提供參考。