橡胶隔震支座是工程中应用最多的隔震装置之一^[1]，其抗拉能力远远小于抗压能力。我国《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) 明确规定，橡胶隔震支座的极限拉应力不大于1MPa。橡胶隔震支座拉应力过大会导致支座产生许多空孔，其竖向受压刚度降低为初期刚度的1/2左右，并且抗拉刚度急剧下降^[1]。橡胶隔震支座抗拉能力不足，严重制约了其在高宽比较大的建筑和高烈度区高层建筑中的应用^[2,3]。

　　 控制橡胶隔震支座拉应力的主要手段有设计新型抗拉支座和设置抗拉装置两种。抗拉隔震支座要求支座同时具有水平隔震和竖向抗拉的功能，采用碟形弹簧与橡胶支座串联，构造复杂^[2]，竖向刚度与水平刚度易发生耦合。陈鹏等^[3]在隔震支座四周安装滑轨式抗拉装置，张龙飞等^[4]在橡胶支座四角设置了提供附加抗拉刚度的导轨式抗拉装置。简易的抗拉装置是两根拉杆的上端固定在与上部结构一体的隔震专用梁上，下端利用横杆反兜于隔震专用梁的下部，支座出现拉力时会导致支座发生较明显的变形，使抗拉装置的横杆与隔震专用梁接触，确保隔震支座不会出现过大的拉应力^[5]。葛家琪等^[6]把简易抗拉限位装置应用于成都博物馆隔震设计中，有效减小了支座拉应力。吴从晓等^[7]介绍了两种工程中常用的抗拉装置，并对某14层剪力墙结构进行隔震设计，避免了支座出现受拉情况。综上所述，抗拉支座宜导致竖向和水平向产生耦联，简易抗拉装置主要用于拉力不宜过大的情况。

　　 本文以高烈度区某钢筋混凝土剪力墙结构为例，提出一种释放周边橡胶隔震支座拉应力的隔震结构设计方法，设置简易抗拉装置防止结构倾覆，形成了可用于高烈度区大高宽比高层结构的隔震设计方法，在仅增加较少造价的情况下保护了隔震支座，对推动橡胶支座隔震结构的应用具有重要作用。

　　 某钢筋混凝土剪力墙结构，位于四川省西昌市，结构地上共19层，结构总高度为57m，标准层层高为3m，标准层平面尺寸为17.42m×28.1m，高宽比为3.3。剪力墙混凝土强度等级自下而上采用了C60, C50和C30，墙体厚度自下而上为300, 250, 200mm。本工程抗震设防烈度为9度，设计基本地震加速度为0.40g。场地类别为Ⅲ类，设计地震分组为第三组，场地特征周期为0.65s。本工程距断裂带最近距离为3.5km，需考虑断裂带近场效应，近场影响系数取为1.5。隔震层位于正负零标高处地下室顶板，层高为2.8m。地面粗糙度为B类，基本风压和雪压均为0.30kN/m²，结构计算模型见图1。

　　 本工程位于高烈度区，抗震设防烈度为9度，并需要考虑近场影响系数，水平和竖向地震加速度幅值分别为0.93g和0.60g。不采取措施时，绝大部分隔震支座极小面压超过1.0MPa，部分隔震支座拉应力达到4.2MPa。同时受拉支座所占比例达到50%，且出现时刻较多。隔震支座承受了较大的拉应力，所以需要采取措施，保护支座，避免承受出现过大的拉应力，而影响支座的水平隔震性能，同时还需兼顾经济性要求。

　　 解决措施为:对大部分易受拉的外圈隔震支座设置可提离装置，通过该装置释放部分受拉变形，防止隔震支座承受拉力破坏，失去水平隔震作用，同时又能保证隔震支座的压剪性能，并沿结构周圈设置简易抗拔装置，参与承担水平地震作用引起的结构倾覆力矩，控制可提离装置的竖向变形，防止结构出现倾覆，并控制其他未设置提离装置的隔震支座在大震下的拉应力水平，最大拉应力不超过1MPa，确保外圈设置可提离装置的隔震支座和内圈未设置可提离装置的隔震支座在罕遇地震下水平剪切性能的可靠性。在满足中震水平减震系数要求的前提下，尽量提高隔震结构的屈重比，减小大震下隔震支座水平变形。

　　 由于隔震支座外侧释放了初始竖向变形，上部结构能够轻微摇摆，上部结构的重力在轻微竖向变形方向上做功，消耗一部分水平倾覆力矩引起的竖向拉力。同时沿周圈设置的简易抗拉装置与可提离装置相适应，设置一定的初始间隙，在地震作用较小时，交叉梁不接触，不影响水平隔震效果。在大震作用下，简易抗拉装置接触受力，防止结构出现倾覆。通过试算设置合理的初始间隙，采用可提离装置和简易抗拉装置解决隔震支座拉应力和抗倾覆问题。

　　 隔震系统主要由三部分构成:橡胶隔震支座、可提离装置和简易抗拉装置。

　　 隔震支座包括铅芯橡胶支座和天然橡胶支座，主要布置在剪力墙下部，共设置26个隔震支座，其中铅芯橡胶支座LRB1200共12个，设置可提离装置的铅芯橡胶支座LRB1200共12个，设置可提离装置的天然橡胶支座LNR1200共2个。简易抗拉装置共设置14个。隔震支座参数见表1，隔震支座布置图如图2所示，屈重比为6.9%。隔震层X, Y向的刚性位置与整体结构重心位置的偏心率分别为0.83%和0.42%，小于3%。隔震支座在重力荷载代表值作用下的面压最大值为6.0MPa，小于丙类设防建筑压应力限值15MPa，满足规范要求。

　　 为充分发挥橡胶隔震支座的性能，避免橡胶支座承受不利的拉力，设计了防受拉橡胶隔震支座的装置^[8,9]。如图3所示，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。

　　 橡胶隔震支座处于压剪模式时，橡胶隔震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;橡胶隔震支座处于拉剪模式时，橡胶隔震支座上盖板与聚四氟乙烯板脱开，不传递拉力。剪力依然通过限位环板与上盖板接触传递。为确保装置的可靠度，设置提离限位销，但提离距离超过设计间隙时，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烈度地震作用，避免脱开失效。试验结果表明，可提离装置在水平变形过程中，能够满足提离释放拉应力的要求^[9]。

　　 可提离装置与橡胶隔震支座串联，竖向力学行为需同时考虑可提离装置与橡胶隔震支座的共同作用，可采用多段线性弹簧进行模拟，考虑到可提离装置自身刚度比橡胶隔震支座竖向刚度大很多，因此可提离装置主要起释放初始变形的作用。可提离装置与橡胶隔震支座竖向力学行为计算模型如图4所示，其中初始提离间隙u₀可通过试算确定，受压刚度K_c为橡胶隔震支座受压刚度，K_t为橡胶隔震支座抗拉刚度。

　　 简易抗拉装置采用十字交叉梁，其刚度主要由交叉梁抗弯刚度串联形成，由于在隔震层产生水平位移的过程中，接触点不同，交叉梁的抗弯刚度亦不相同，串联形成的弹簧刚度呈时变状态，因此为简化计算，根据接触点不同，确定交叉梁变形最大和最小状态时的刚度，取其均值参与计算分析，可采用钩单元进行模拟，简易抗拉装置竖向力学行为简化计算模型如图5所示。

　　 基于美国太平洋地震工程研究中心 (PEER) 提供的强震地面运动数据库PGMD，根据《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) 的要求，选取了实际5组天然波 (表2) 和2组人工波 (人工波1、人工波2) ，人工波1加速度时程如图6所示，计算得到的反应谱曲线如图7所示。

　　 采用SAP2000软件对结构进行隔震层设计和地震反应分析，隔震层采用非线性模型，上部结构采用弹性模型，对非隔震结构和隔震结构进行FNA非线性时程分析。中震作用下减震系数计算时，地震波采用单方向水平输入，加速度幅值为0.60g。大震作用下验算时，地震波采用三向输入 (X向∶Y向∶Z向=0.85∶1∶0.65或X向∶Y向∶Z向=1∶0.85∶0.65) ，加速度幅值为0.93g，共分14个工况。隔震支座抗拉刚度取为抗压刚度的1/10，采用Isolator1和Gap单元组合模拟。

　　 隔震前、隔震后的结构周期如表3所示，从表中可以看出，隔震后100%等效水平刚度K_eq100%的结构的第1阶周期为2.50s，是隔震前第1阶周期的3.0倍。隔震后250%等效水平刚度K_eq250%的结构的第1阶周期为2.80s，是隔震前第1阶周期的3.4倍。隔震前、隔震后结构的前3阶振型分别为Y向平动、X向平动及扭转。

　　 图8为由隔震结构与无隔震层的非隔震结构各层层间剪力和倾覆力矩平均值分别计算得到的减震系数，最大值为0.32，小于0.40，满足水平地震力降低一度计算的要求。考虑1.5倍的近场影响系数，隔震后上部结构地震影响系数可取0.24。

　　 提取各橡胶隔震支座矢量位移最大值，14个工况平均值如图9所示，最大矢量位移为558mm，小于隔震支座有效直径的0.55倍 (660mm) 和支座橡胶厚度3.0倍 (720mm) 的较小值660mm。

　　 橡胶隔震支座极小面压分布如图10所示，从图中可以看出，部分橡胶隔震支座极小面压≤0，这些橡胶隔震支座即为采用了可提离装置的周边橡胶隔震支座，其余橡胶隔震支座极小面压最大值为0.96MPa，满足规范要求。

　　 橡胶隔震支座极大面压分布如图11所示，极大面压的最大值接近25MPa，小于30MPa，满足规范要求。

　　 本工程共设置了14个可提离装置，初始间隙均为15mm，提取了在人工波1XY工况 (人工波1 X为主向，Y为次向，其他类推) 下角部可提离装置 (图2) 的竖向变形曲线，如图12所示。由图可知，角部橡胶隔震支座在重力荷载代表值作用下的初始变形约1.5mm，所有可提离装置竖向变形均未大于15mm，说明周边设置可提离装置的橡胶隔震支座在大震下不会受拉，对橡胶隔震支座起到良好的保护作用，与极小面压结果一致。

　　 简易抗拉装置计算刚度取8.0×10⁸N/m，初始间隙为6mm。人工波1XY工况下角部 (图2) 抗拉装置拉力曲线如图13所示，最大值约4 200kN。抗拉装置横梁和竖杆均采用Q345级钢材，截面如图14所示。横梁应力最大值为290MPa，在大震下不会屈服。

　　 隔震结构的倾覆力矩与抗倾覆力矩分别是指在地震力作用下，由水平地震作用产生的力矩和结构自身重力对结构底部边缘的力矩。计算得到的X向和Y向倾覆力矩时程曲线如图15所示，X向和Y向倾覆力矩最大值约为9×10⁵kN·m，结构重力产生的X向和Y向抗倾覆力矩分别为1.83×10⁶k N·m和1.13×10⁶kN·m，不考虑抗拉装置对抗倾覆力矩的有利作用，X向和Y向的安全系数分别为1.83和1.26，满足抗倾覆安全系数应大于1.2的要求。

　　 钢筋混凝土梁柱采用纤维梁单元和自定义本构模型，剪力墙、楼板采用壳单元和ABAQUS自带的塑性损伤模型。采用自定义Bouc-Wen单元模拟橡胶隔震支座。大震计算过程中结构阻尼比取0.05。

　　 结构X向和Y向的层间位移角曲线如图16所示，可以看出结构各层的最大层间位移角都小于1/120。X向和Y向最大层间位移角分别为1/146和1/130，分别位于第10层和第8层，出现在RSN1115XY和人工波1YX工况，满足“大震不倒”的抗震设防目标。

　　 人工波1XY工况下剪力墙累积受压损伤如图17所示，从图中可以看出，剪力墙累积受压损伤主要出现在连梁及底部墙体，X向和Y向均未出现某层贯通的损伤，结构不会出现倒塌破坏。

　　 如图18所示，从人工波1X和人工波1Y工况下左下角橡胶隔震支座滞回曲线可以看出，橡胶隔震支座充分耗能，滞回曲线饱满，最大单向位移约500mm，略大于上部结构为线性时SAP2000的计算结果。

　　 以某高烈度区剪力墙结构隔震设计为例，阐述了一种释放橡胶隔震支座拉应力的设计方法，该方法的特点是在满足水平减震系数要求的前提下，尽量提高结构的屈重比，减小大震下隔震支座水平变形，通过试算设置合理的初始间隙，采用可提离装置和抗拉装置解决橡胶隔震支座拉应力和抗倾覆问题，提离装置不仅解决了支座拉应力，同时还形成摇摆机制，有一定的减震效果，设计方案容易实现，且具有良好的经济性。

　　 计算结果表明本工程隔震结构水平向减震系数能控制在0.35以内，满足减一度的隔震设计目标，隔震支座变形、面压和上部结构倾覆均能满足规范要求，并对简易抗拉装置的计算进行了探讨，对结构进行大震作用下弹塑性时程分析，结果表明结构满足“大震不倒”的抗震设防目标。