近十年来，随着我国经济水平的不断提高以及设计理念、制造工艺的不断进步，隔震建筑越来越多，隔震技术应用越来越广泛。已建成的大型公共建筑如昆明长水国际机场航站楼、北京大兴国际机场航站楼^[1]、海口美兰国际机场T2航站楼^[2]、成都博物馆、唐山新体育中心体育馆、西安国际会议中心、芦山县人民医院、北京通州中西医结合医院等均采用了隔震技术;烈度较高地区 (8度及以上) 的中小学校、住宅小区如云南、四川、新疆、海南等地已有不少成功应用案例。部分隔震建筑经受了实际地震的考验，如芦山县人民医院经历了芦山7.0级地震 (震中烈度达到9.0度) ，且距离震中较近，震后上部结构完好，医院功能未受影响，达到了隔震设计的目标，充分体现了隔震技术在抗震领域的优越性，进一步推动了隔震技术在我国的快速发展。

　　 由于我国地震频发，在政府层面也在大力推广隔震技术，目前，在云南、海南、新疆等地政府已经发布相关规定，对于烈度较高地区重点设防类的公共建筑、学校、幼儿园、医院医疗用房等建筑工程应采用隔震减震技术，并鼓励规定范围外的建筑工程采用隔震减震技术。同时，由广州大学周福霖院士牵头正在编制的国家标准《建筑隔震设计规范》为规范隔震设计提供指导。可以预见隔震技术在我国将迎来更大的发展空间。

　　 目前，国内绝大部分隔震建筑均采用橡胶隔震支座。橡胶隔震支座具有水平刚度低、竖向抗压刚度及受压承载力高等特性，但其抗拉刚度及受拉承载力明显不足。研究表明，叠层橡胶受拉时，橡胶内部形成负压状态，内部产生空洞而受到损伤。当橡胶隔震支座经较大受拉变形后再受压，其竖向受压刚度降低为初始刚度的1/2左右。并且在拉应力达到1.5～3.0MPa时支座抗拉刚度会急剧下降，表现出双非线性特征^[3]。

　　 随着隔震建筑高度的增加，高宽比加大，采用隔震技术的设计难度也不断加大，其中一个非常重要的难点问题就是如何解决支座受拉问题。当支座拉应力水平较低 (1.0～1.5MPa) ，通常可通过调整上部结构或降低隔震层的剪切刚度等手段将支座拉应力控制在限值1MPa以内^[4]。但当地震力进一步加大引起更大倾覆力矩，如设防烈度达到9度，高宽比超过3，甚至达到4以上时，很难通过以上调整手段来实现支座不出现超限值的拉应力。

　　 解决隔震支座抗拉能力不足的问题，目前研究现状主要是通过抗拉限位装置来解决。抗拉限位装置分两类:类型一是将抗拉限位装置与橡胶隔震支座设置为一体 (图1 (a) ) ，这种类型的抗拉隔震支座具有限制隔震支座拉伸变形的作用，但支座构造复杂，实施难度大，同时增加了支座水平刚度，减震效果有所降低;类型二是将抗拉限位装置单独设置在隔震支座附近 (图1 (b) ) ，并通过优化其刚度和连接间隙值，限制隔震支座在地震作用下的拉伸变形，这类抗拉限位装置不影响隔震支座水平性能。

　　 但以上限位装置在抗震设计中通常作为二道防线来使用，不参与整体受力的计算分析，如将抗拉限位装置用于解决设计阶段的支座拉应力超标时，会带来新问题。准确计算支座拉力至关重要。抗拉装置需参与整体受力分析，一方面需要考虑支座拉、压刚度的差异以及抗拉装置因初始间隙形成的非线性本构;另一方面需要考虑整体自重加载产生的初始压力及初始变形的影响^[5]，可通过非线性钩单元、间隙单元等组合模拟。

　　 分析发现，由于支座拉力水平较小，通常远远不足以平衡上部建筑在倾覆力矩下产生的转动，拉力的大小与支座的抗拉刚度基本成线性关系。以某实际工程为例，支座 (可含抗拉装置) 设置不同的抗拉刚度与支座拉力的关系见图2。从图2可以看出，按照支座等效抗拉刚度与抗压刚度的合理比值范围1/20～1/7^[6]计算，支座的刚度与计算拉力值基本呈现线性变化;即使附加抗拉装置刚度增加后，支座反力与刚度值仍接近线性关系。因此，可以得出两个初步结论:1) 支座拉力的大小跟支座刚度取值密切相关，刚度越大，支座拉力就会越大，但由于关于支座拉伸试验的研究较少，刚度取值的范围较大，拉力的计算结果差异也很大;2) 即使增加抗拉装置，由于总体抗拉刚度不足，无法有效限制上部楼体转动引起的支座拉伸变形量，仍主要依靠上部楼体的结构自重提供抗倾覆力矩来平衡地震产生的倾覆力矩，因此用抗拉装置达到减小支座拉应力的作用有限。

　　 为实现抗拉装置小刚度、大拉力的贡献，设计一种高强预应力抗拉装置 (图3) ，通过对钢拉索施加预应力对附近支座提供初始压力，为平衡后续的倾覆力矩提供储备，由于采用了高强度材料，抗拉装置的附加刚度大幅度减小，可有效降低后续拉力的增长。该抗拉装置主要依靠预应力实现对支座的预压，从而提高隔震层的抗倾覆能力，但预压力会明显增大隔震支座的受力，从而增大隔震支座的尺寸，并最终增加隔震层的造价。

　　 当倾覆力矩进一步增大，高强预应力抗拉装置也难以控制支座拉力，需要寻找一个更有效的方法解决支座受拉问题。区别于前面所述“抗”的思路，尝试采用“放”的思路来保护支座免受过大拉应力。

　　 为充分发挥橡胶支座的性能，避免橡胶支座承受不利的拉力，设计可提离隔震橡胶支座装置 (图4) 。该装置主要包括两部分:可提离扣盖和橡胶隔震支座。可提离扣盖由顶板、水平限位环板、加劲板、聚四氟乙烯板以及与上支墩连接的螺栓和预埋套筒组成。橡胶隔震支座与常规橡胶支座类似，不同点在于上盖板不直接与上支墩连接，而是通过提离限位销与扣盖顶板连接，同时通过过渡配合卡入扣盖的限位环板内。橡胶隔震支座底部通过螺栓与下支墩连接^[7]。

　　 可提离隔震橡胶支座装置工作原理:1) 非地震作用下，可提离隔震橡胶支座装置主要承受竖向压力，此时，隔震橡胶支座上盖板与聚四氟乙烯板直接接触传递压力 (细部关系见图4压力状态) 。2) 地震作用下有两种受力模式:压剪模式及拉剪模式，压剪模式时，隔震橡胶支座上盖板与聚四氟乙烯板直接接触传递压力，剪力通过限位环板与上盖板接触传递 (细部关系见图4压力状态) ;拉剪模式时，橡胶隔震支座上盖板与聚四氟乙烯板脱开，不传递拉力，拉力依靠设置另外的抗拉装置承担，剪力依然通过限位环板与上盖板接触传递，为确保可提离隔震橡胶支座的可靠度，设置提离限位销，当提离距离超过设计距离时，与扣盖顶板塞焊的销钉发挥作用，拉住橡胶支座与扣盖，利用支座有限的抗拉能力承担超设防烈度地震作用，不至脱开失效 (细部关系见图4拉力状态) 。

　　 根据以上工作原理，将可提离装置与隔震支座串联，竖向受力需同时考虑可提离装置与隔震橡胶支座的共同作用，采用多段线性弹簧进行模拟，如图5所示。其中初始间隙u₀ (设计提离间隙) 可通过试算确定，受压刚度K_c为隔震橡胶支座受压刚度，K_t为隔震橡胶支座抗拉刚度。支座的水平特性不变^[8]。

　　 为进一步验证可提离隔震橡胶支座装置在各种组合受力下工作性能能否达到设计预期，进行了可提离隔震橡胶支座装置的力学试验。

　　 隔震橡胶支座采用LNR400 (天然橡胶支座) ，高度为197mm，橡胶层总厚度为75mm，竖向刚度为1 400kN/mm，水平刚度为0.94kN/mm，提离间隙为30mm (图6) 。采用1 000～3 000kN组合式试验系统 (图7) ，试验温度为10℃。试验共分为五个工况，分别为:压剪一工况 (纯拉、拉剪前) 、拉剪一工况 (先拉后剪) 、拉剪二工况 (先剪后拉) 、压剪二工况 (拉剪后) 以及极限单向拉剪工况。受装置竖向加载能力限制，竖向压应力加载控制在5MPa内。重点评估以下三部分内容:1) 支座在有剪切变形时的提离效果;2) 支座在提离拉伸后对剪切性能的影响;3) 拉剪后对支座压剪性能的影响。

　　 试验加载压应力为5MPa，剪切变形为100%，循环加载3次，试验过程照片及滞回曲线见图8、图9。从图8、图9可以看出，滞回曲线稳定，且有一定的滞回面积，表明压剪作用下，支座剪切性能稳定，并有一定的耗能能力。

　　 轴向拉伸应变为5%，提离间隙为 (30+3.75) mm，剪切变形为100%，循环加载3次，试验过程照片见图10，水平剪切滞回曲线及提离曲线见图11。从水平滞回曲线 (图11 (a) ) 可以看出，滞回曲线稳定。与压剪一工况下相比，拉剪滞回曲线滞回面积变小，表明拉剪状态支座的耗能能力比压剪状态下降，由于试验采用的无铅芯橡胶支座在设计时采用计算本构为线性本构，无论压剪还是拉剪过程均未考虑耗能能力对结构的贡献，因此，拉剪状态耗能能力的降低不影响结构安全。从提离过程力与竖向提离距离的关系 (图11 (b) ) 可以得出，支座在提离间隙过程 (0～30mm) 提离力接近恒定，提离力约为30kN (含提离扣盖重量) ，表明提离较顺畅，阻力较小，附加给支座的拉应力约为0.2MPa。后续通过限位螺栓拉伸橡胶支座时拉力迅速上升，基本呈现线性增长，表明支座在拉离过程处于弹性刚度范围。

　　 试验加载压应力为5MPa，推剪应变100%后，再竖向拉伸应变5%，提离间隙为 (30+3.75) mm，之后保持拉剪状态循环加载3次，试验过程照片见图12，水平剪切滞回曲线及提离曲线见图13。从水平滞回曲线 (图13 (a) ) 可以看出，滞回曲线仍较稳定，但在剪切变形到100%后提离时出现水平力的小幅度增加。同时从提离曲线 (图13 (b) ) 可以看出，在提离间隙过程 (0～30mm) 提离力基本稳定在50kN左右，比无剪切变形时提离力有所增加。经分析发现，侧移后提离扣盖出现轻微倾斜，倾斜后加大了支座上盖板与提离扣盖的摩擦力，从而使提离力和水平力均出现小幅度增加，但增加有限。提离力附加给支座的拉应力约为0.4MPa。同样提离间隙完成后拉伸橡胶支座后拉力迅速增长，仍呈现线性增长，表明支座在拉升过程仍处于弹性刚度范围。

　　 试验加载压应力为5MPa，剪应变为100%，循环加载3次。经过拉剪工况后，为评估拉剪状态对支座的影响，再次进行压剪试验，试验过程照片见图14。压剪试验结果 (图15) 表明，水平滞回性能稳定，滞回曲线与拉剪前对比 (图9) ，滞回曲线重合度较高，表明提离后对支座水平剪切性能无不利影响。

　　 基准压应力为5MPa，水平剪应变为300%。为进一步验证支座在罕遇地震下的拉剪性能，对支座进行极限单向拉剪试验，试验过程照片见图16，试验水平剪切滞回曲线见图17。由图17可以看出，支座剪切刚度相对稳定，与压剪大变形试验结果类似，在剪切变形200%以后出现明显的刚度硬化。

　　 通过对支座进行五个工况试验后，可初步得出以下结论:1) 拉剪作用水平滞回曲线扁平，耗能能力下降，但剪切刚度变化不大;2) 反复拉剪对支座的压剪性能无明显不利影响，拉剪前后的压剪滞回性能稳定;3) 设置提离装置的橡胶支座在无剪切变形或100%剪切变形时，提离阻力较小，对支座的附加拉力有限，支座受拉在弹性范围，不会对支座造成明显的受拉损伤;4) 提离装置达到了设计预期，与计算分析采用的竖向力学模型及水平剪切力学模型基本吻合，进一步验证了提离装置工程应用的可行性。

　　 某项目位于四川省西昌市，地块总建筑面积约为12万m²，均采用框架-剪力墙结构 (图18) 。抗震设防烈度为9度，设计地震分组为第三组，场地类别为Ⅲ类，且处于发震断裂5km以内，近场影响系数为1.5。1#塔楼高宽比最大，支座受拉问题显著，选取1#塔楼为分析对象。1#塔楼结构高度为40m，平面长度为60.2m，最大宽度为12.8m，高宽比为3.1，结构模型见图19。

　　 从经验上判断，该单体角部支座拉应力控制难度很大，为减小支座拉力，降低地震倾覆力矩是关键。本文通过以下三种方案解决此难题:方案一通过采用低剪切模量橡胶，适当加大支座高度并组合使用少量弹性滑板支座，减小隔震层水平刚度，隔震后周期延长至3.95s，减震系数低至0.24。但由于地震力过大，支座拉力仍超出支座的承受范围，同时由于隔震层刚度降低，罕遇地震下的支座变形过大。

　　 为解决上述问题，方案二采用预应力抗拔装置来降低支座拉力，并在隔震层双向设置黏滞阻尼器。经分析，设置6组共12个抗拔装置，每个装置设计抗拔力为2 500kN。黏滞阻尼器共16套，设计最大阻尼力为1 500kN，隔震层布置见图20，其中天然橡胶支座 (含可提离) 4个，天然橡胶支座 (无可提离) 6个，铅芯橡胶支座 (含可提离) 15个，铅芯橡胶支座 (无可提离) 2个。设置预应力抗拔装置后，最大支座拉力减小一半以上 (图21) 。但支座拉应力水平仍较高，接近1MPa，同时因为设置了数量较多、行程较大的黏滞阻尼器，造价高。

　　 为进一步避免橡胶支座受拉破坏的风险，节省工程造价。方案三在易出现拉力的位置采用提离装置，取消抗拔装置，释放拉力，同时加大隔震层刚度，减小罕遇地震下位移，从而达到减少甚至取消隔震层的黏滞阻尼器 (图22) 。经计算分析，隔震周期降至2.45s，减震系数增大至0.32，仍能实现较好的预期隔震效果，虽然未布置黏滞阻尼器，罕遇地震下的位移仍然满足支座限值要求。提取含提离装置的支座罕遇地震下的提离时程结果 (图23) ，用于确定提离装置的设计提离间隙。

　　 由于该建筑属于高烈度区隔震建筑，需进行抗倾覆验算，确保结构抗倾覆能力满足规范要求。提取上部结构在罕遇地震下的倾覆力矩时程曲线 (图24) 。经验算，上部结构X向抗倾覆安全系数为6.0, Y向抗倾覆安全系数为1.5，均大于规范限值1.2，表明结构抗倾覆能力满足设计要求。

　　 三个方案主要指标对比见表1。从表1可以看出，采用方案一，支座拉应力达到4.1MPa，超过限值1.0MPa较多，超限严重，方案不可行;采用方案二后，支座拉应力降低至1.0MPa，基本满足规范要求，但增大支座规格的同时也增加黏滞阻尼器及抗拉装置，造价增加较多;采用方案三后，与方案二相比，支座直径规格从1 200mm减小至1 100mm，并可全部取消抗拉装置及黏滞阻尼器，大幅度减小造价，且支座无拉应力。说明采用提离装置解决抗拉问题最为经济可靠。

　　 (1) 提离装置配合隔震橡胶支座共同作用，通过设计适当的提离间隙，可以从根本解决高烈度、大高宽比结构中橡胶支座拉应力超限问题。

　　 (2) 通过试验验证了提离装置隔震橡胶支座的拉剪、压剪性能、提离性能的稳定性和可靠性。

　　 (3) 在实际工程应用中，采用提离装置解决抗拉问题最为经济、可靠，并可大幅度减小工程造价，该方法可为类似工程提供借鉴。