高層建筑基礎(chǔ)隔震支座受拉問(wèn)題的分析與控制

袁劍亮（廣州市花都建筑設(shè)計(jì)院有限公司，廣東 廣州 510800）

經(jīng)過(guò)幾十年發(fā)展，以疊層橡膠隔震技術(shù)為首的隔震技術(shù)已經(jīng)應(yīng)用于許多落地工程，部分工程經(jīng)受過(guò)真實(shí)強(qiáng)震考驗(yàn)，用事實(shí)證明隔震技術(shù)的優(yōu)越性和經(jīng)濟(jì)性。然而從早些年建筑發(fā)展來(lái)看，我國(guó)的高層建筑尤其是復(fù)雜高層建筑應(yīng)用該技術(shù)很少。除了經(jīng)濟(jì)發(fā)展水平原因外，主要原因是房屋高度過(guò)高、地震力較大時(shí)，結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震下產(chǎn)生非常大的傾覆力，使柱底支座產(chǎn)生很大的軸向拉應(yīng)力而使橡膠支座發(fā)生變形、破壞。當(dāng)支座高度較高、剪切變形過(guò)大時(shí)，結(jié)構(gòu)甚至有倒塌風(fēng)險(xiǎn)。因此，如何控制橡膠支座的受拉應(yīng)力對(duì)隔震技術(shù)在高層建筑中的應(yīng)用和推廣變得尤為關(guān)鍵。對(duì)此，國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者做了大量深入研究，并取得了豐富的研究成果。

王曙光等[1]對(duì)十層框架按不同柱網(wǎng)下角部支座進(jìn)行對(duì)比，通過(guò)時(shí)程分析得出，柱網(wǎng)間距越小，支座就越容易受拉。還對(duì)剪力墻不同方案進(jìn)行對(duì)比，認(rèn)為規(guī)范要求剪力墻結(jié)構(gòu)支座間距不宜過(guò)大的規(guī)定是不利于支座受拉控制的；熊偉[2]對(duì)一框筒隔震結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，層高越高，支座軸力呈線性增長(zhǎng)，降低上部結(jié)構(gòu)層高對(duì)控制支座受拉是有利的；程華群等[3]認(rèn)為可采用高抗拉性能支座或普通橡膠支座與滑板支座混合應(yīng)用來(lái)解決支座受拉大的問(wèn)題；蘇鍵等[4]提出可利用支座承壓能力來(lái)抵抗拉應(yīng)力的設(shè)計(jì)方法。

從以上可以看出，不少學(xué)者對(duì)控制隔震支座受拉問(wèn)題研究，多從支座材料、上部結(jié)構(gòu)等方面入手。盡管不少新型隔震支座已申請(qǐng)專利，但很多沒有實(shí)用性，且造價(jià)高，無(wú)法大規(guī)模推廣。

傳統(tǒng)設(shè)計(jì)思路和流程中，高層隔震建筑往往根據(jù)結(jié)構(gòu)豎向壓力和廠家試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定支座的初步布置方案，并根據(jù)受力結(jié)果調(diào)整支座的大小。當(dāng)結(jié)構(gòu)體型復(fù)雜時(shí)，邊角處豎向力較小部位的支座拉應(yīng)力反而非常大，為控制拉應(yīng)力而盲目增大支座的直徑是非常不經(jīng)濟(jì)合理的，必須探索更好的思路來(lái)解決這一問(wèn)題。

對(duì)此，基于某國(guó)內(nèi)第一高隔震樓隔震設(shè)計(jì)為依據(jù)，提出了適當(dāng)降低隔震支座豎向剛度的方法可有效降低支座在地震作用下的受拉作用，方法簡(jiǎn)單，方便有效。為驗(yàn)證其有效性，對(duì)某一棟25 層建筑簡(jiǎn)化算例模型進(jìn)行對(duì)比分析，通過(guò)研究支座剛度不同對(duì)其在地震下拉應(yīng)力的變化關(guān)系，提出了保持支座直徑不變的前提下，可改變部分支座的剛度來(lái)控制其拉應(yīng)力過(guò)大問(wèn)題，得出相應(yīng)結(jié)論。

1 結(jié)構(gòu)模型

如圖1 所示，25 層的剪力墻結(jié)構(gòu)，平面尺寸24m×15m，標(biāo)準(zhǔn)層高為3m，總高度74.5m，在基礎(chǔ)頂設(shè)置2.5m高的隔震層進(jìn)行框架托墻轉(zhuǎn)換，轉(zhuǎn)換梁尺寸為1m×1.6m；14 層以下剪力墻0.3m 厚，14 層以上為0.25m厚，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30～C40。

圖1 標(biāo)準(zhǔn)層結(jié)構(gòu)平面圖

采用ETABS和盈建科YJK對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行非隔震工況下受力分析并相互校驗(yàn)對(duì)比。根據(jù)非隔震模型柱底內(nèi)力及規(guī)范對(duì)支座短期面壓不應(yīng)超過(guò)15MPa 的要求，隔震支座直徑取1m。ETABS 和YJK 算得總重量分別為15743t和15892t，軟件誤差在允許范圍內(nèi)。按結(jié)構(gòu)總重量的2%確定需要12 個(gè)屈服力為248kN 的鉛芯橡膠支座。為增加結(jié)構(gòu)抗扭剛度，在隔震層靠中布置了8個(gè)普通橡膠支座，沿隔震層周圍及角部布置了12 個(gè)鉛芯橡膠支座，各支座型號(hào)和編號(hào)布置如圖2所示。

圖2 隔震層平面及支座布置圖

2 橡膠支座參數(shù)的調(diào)整

以國(guó)內(nèi)某廠家生產(chǎn)的標(biāo)準(zhǔn)支座技術(shù)參數(shù)為標(biāo)準(zhǔn)，保證普通橡膠隔震支座參數(shù)不變，通過(guò)調(diào)整鉛芯橡膠支座的橡膠厚度和層數(shù)，得到不同支座豎向剛度Kv值的方案。

2.1 豎向剛度

疊層橡膠支座參數(shù)受多種因素影響，兩個(gè)重要指標(biāo)中第一形狀系數(shù)S1表示抗壓能力，第二形狀系數(shù)S2表示變形能力。其中S1=為計(jì)算方便，采用單一變量控制法保持支座大小不變，由Kv=EcvπdS2/4 知，Kv與S2和橡膠修正壓縮彈性模量Ecv有關(guān)。而體積壓縮模量Ev為定值，Ecv=EcEv/(Ec+Ev)，橡膠墊彈性壓縮模量Ec=E(1+2k)與S1有關(guān)。即支座直徑不變時(shí)，可通過(guò)改變橡膠總厚度ntr1來(lái)控制S2的變化。為保證橡膠修正壓縮彈性模量Ecv不變，通過(guò)改變橡膠層數(shù)來(lái)保證S1為定值，進(jìn)而控制Ecv為定值。

當(dāng)支座直徑固定時(shí)，由于豎向剛度受S2的影響，通過(guò)控制橡膠總厚度ntr1來(lái)改變S2進(jìn)行參數(shù)設(shè)計(jì)，并以S2來(lái)體現(xiàn)同一直徑支座不同的豎向剛度值。

表1中Kv=5529kN/mm為某隔震支座廠家所提供的標(biāo)準(zhǔn)型號(hào)參數(shù)，為計(jì)算簡(jiǎn)便，將S2值由2.0 增大到6.5，以0.5 的間隔不斷調(diào)整，分別得到不同S2值下對(duì)應(yīng)的KV。即S2由2.0 增加到6.5 時(shí)，Kv相應(yīng)由2023kN/mm 增大到6602kN/mm，橡膠層總厚度則由498mm 減少到180mm。

表1 隔震支座參數(shù)（LNR為普通支座，LRB為鉛芯支座）

2.2 相關(guān)參數(shù)變化計(jì)算

橡膠支座的水平剛度也會(huì)隨著其厚度的變化而變化。鉛芯支座水平剛度計(jì)算如下：

（1）屈服力：由唐家祥[5]等試驗(yàn)結(jié)果得出屈服力經(jīng)驗(yàn)公式為Qy=+4.7。

（2）屈服剛度：普通支座屈服前后的水平剛度相差約10倍，水平屈服前剛度計(jì)算式為Kd=1.05GA/Tr。

（3）支座的等效剛度Keq與屈服前和屈服后有關(guān)，即Keq=Qd/Tr+Kd。

據(jù)此，以表1 為基礎(chǔ)，通過(guò)調(diào)整橡膠層數(shù)和各層厚度，得出直徑1m的鉛芯橡膠支座對(duì)應(yīng)不同層數(shù)和厚度下相應(yīng)的S2和Kv值。

采用ETABS 建模并布置隔震支座相關(guān)參數(shù)，其中固定的支座按廠家標(biāo)準(zhǔn)產(chǎn)品參數(shù)選取，參數(shù)變化的鉛芯支座取S2不同所對(duì)應(yīng)的參數(shù)。隔震支座采用Isolator1單元來(lái)模擬（普通和鉛芯橡膠支座分別按線性和非線性計(jì)算）。對(duì)上述模型只對(duì)隔震層邊角處鉛芯支座參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，按以下兩種方案時(shí)程分析研究其應(yīng)力變化。

方案1：改變角部單個(gè)鉛芯支座的KV；

方案2：改變四周鉛芯支座的KV。

按620cm/s2峰值加速度輸入Elcentrol 波進(jìn)行時(shí)程分析，統(tǒng)計(jì)不同方案下支座受拉結(jié)果。支座只考慮豎向荷載及地震作用，拉應(yīng)力荷載組合為（重力荷載代表值+地震產(chǎn)生的最大軸力）/支座面積。支座的最大軸力為正，最小軸力為負(fù)，若某一支座地震時(shí)拉力大于其重力荷載值時(shí)，其應(yīng)力為正，即支座受拉（規(guī)范限值為1MPa）。

3 支座拉應(yīng)力受豎向剛度影響分析

3.1 單支座剛度變化影響其拉應(yīng)力

高層建筑在地震作用下受傾覆力矩和扭轉(zhuǎn)作用，邊角處的剪力墻會(huì)吸收更多的地震力和變形，導(dǎo)致該處的隔震支座更易受拉。因此，通過(guò)改變角部1號(hào)支座的S2，輸入表中不同數(shù)值，其余支座按廠家標(biāo)準(zhǔn)支座的參數(shù)進(jìn)行時(shí)程分析，得到罕遇地震不同S2下拉應(yīng)力的變化規(guī)律，其拉應(yīng)力曲線如圖3所示。

圖3 1號(hào)支座應(yīng)力變化圖

由圖3可知，支座的拉應(yīng)力隨S2不斷增大而增大：x向地震時(shí)拉應(yīng)力由-5.8MPa增到-0.8MPa，y向地震時(shí)拉應(yīng)力由-4.3MPa 增到1MPa。由于y向抗傾覆力矩比x向小，當(dāng)S2達(dá)到6.5 時(shí)，該支座產(chǎn)生了1MPa 的拉應(yīng)力。即當(dāng)個(gè)別支座拉應(yīng)力過(guò)大時(shí)，可以減小該支座的S2來(lái)使其拉應(yīng)力降低，保證該支座的受力安全。

3.2 相鄰支座應(yīng)力受單支座剛度變化的影響

由上一節(jié)的結(jié)果還需統(tǒng)計(jì)與該支座相鄰支座的應(yīng)力變化，統(tǒng)計(jì)結(jié)果分別見圖4、圖5。

圖4 16號(hào)支座應(yīng)力變化圖

圖5 17號(hào)支座應(yīng)力變化圖

由圖4 和圖5 知，相鄰支座的拉應(yīng)力均隨1 號(hào)支座S2不斷增大而減小。其中，x向地震時(shí)16號(hào)支座拉應(yīng)力由-7.6MPa 減小到-8.8MPa，y向地震時(shí)由-3MPa 減小到-5MPa。x向地震時(shí)17號(hào)支座的拉應(yīng)力由1.2MPa 減小到-0.6MPa，y向地震時(shí)由-3.6MPa 減小到-6.4MPa。這表明，通過(guò)減小邊角部支座的剛度KV值能控制其受拉作用，但地震力會(huì)傳遞到周邊尤其是與其相鄰的支座中。通過(guò)該方法減小支座受拉應(yīng)力時(shí)，必須考慮對(duì)其他支座受拉的不利影響。若隔震層周邊的受拉作用本身較大，單一采用該方法就不一定滿足，可能需要調(diào)整多個(gè)支座的參數(shù)值。

3.3 改變多個(gè)支座豎向剛度

實(shí)際工程可能結(jié)構(gòu)體型多種多樣，拉應(yīng)力超限的支座數(shù)量可能較多，且出現(xiàn)的位置不一致，只通過(guò)改變單個(gè)支座的剛度KV無(wú)法根本解決受拉過(guò)大問(wèn)題。對(duì)此，按方案2對(duì)本算例中所有鉛芯橡膠支座的豎向剛度KV進(jìn)行修改，對(duì)比受拉狀況。圖6為1號(hào)支座的應(yīng)力變化曲線。

圖6 1號(hào)支座應(yīng)力變化圖

由圖6 可知，增大模型中的鉛芯橡膠支座的S2，角部1 號(hào)支座x和y向拉應(yīng)力值由-5.4MPa 和-5.2MPa 分別增大到-1.1MPa和1.1MPa，即方案2可以有效控制邊角部位各個(gè)支座的應(yīng)力值。當(dāng)使用方案1 的方法效果不明顯或者使相鄰支座的應(yīng)力難以控制時(shí)，方案2可有效避免該問(wèn)題。

為研究其對(duì)整體結(jié)構(gòu)的作用，對(duì)全樓支座的地震豎向力平均值進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果見圖7。

圖7 支座總拉力變化圖

由圖7可知，單個(gè)支座的S2變化對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)地震總軸力影響不大。當(dāng)周圍鉛芯支座S2都增大時(shí)，結(jié)構(gòu)地震的總拉力隨之增大，說(shuō)明采用小剛度的支座吸收的地震軸力比大剛度支座要小得多，這能增加支座抗壓富余量。

4 結(jié)語(yǔ)

高層建筑隔震設(shè)計(jì)中，為控制支座受拉而盲目增大支座直徑是很不經(jīng)濟(jì)合理的，可以通過(guò)改變拉應(yīng)力過(guò)大處支座豎向剛度來(lái)解決這一難題，并通過(guò)對(duì)某高層隔震結(jié)構(gòu)算例模型進(jìn)行受力對(duì)比，得出以下結(jié)論：

（1）個(gè)別隔震支座拉應(yīng)力難以控制時(shí)，減小該支座豎向剛度能降低其拉應(yīng)力。

（2）通過(guò)調(diào)整部分支座剛度控制受拉時(shí)須兼顧周邊支座的受力情況，若結(jié)構(gòu)整體傾覆較大時(shí)，需綜合考慮。

（3）盡管隔震支座豎向剛度越低，對(duì)抗拉越有利，但整體結(jié)構(gòu)需慎重全部采用低剛度支座，從經(jīng)濟(jì)性和合理性考慮盡量采用廠家標(biāo)準(zhǔn)的支座型號(hào)。

盡管減小支座豎向剛度KV和第二形狀系數(shù)S2能減小支座受拉應(yīng)力，但相應(yīng)影響了支座的穩(wěn)定性，設(shè)計(jì)時(shí)不能盲目減小其值，否則支座容易失穩(wěn)。同時(shí)也不能過(guò)大，否則也影響減震效果，因此，S2取值區(qū)間一般為3～6[6]。本文未考慮減小支座豎向剛度對(duì)水平剛度影響而帶來(lái)水平變形增大的問(wèn)題。此外，減小隔震層鉛芯支座的豎向剛度會(huì)影響結(jié)構(gòu)的抗扭作用。由于篇幅受限，未對(duì)上述問(wèn)題做進(jìn)一步分析。高層建筑基礎(chǔ)隔震設(shè)計(jì)中橡膠支座受是一個(gè)復(fù)雜的問(wèn)題，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)根據(jù)上部方案、柱網(wǎng)布置、柱底內(nèi)力、減震效果等多方面入手來(lái)綜合考慮。