0 引言

　　 近年来我国高层建筑迅猛发展 ^[1],因我国也是地震多发的国家,如何提高高层建筑的地震安全性成为了研究热点。隔震技术被广泛视为可显著提高结构、设备和装修的地震安全性,因此得到了大力发展 ^[2]。近年来,随着隔震技术的不断发展和完善,隔震技术在高层建筑中的应用也日趋广泛。

　　 不同于多层建筑,高层建筑较大的倾覆力矩可能会使隔震支座产生一定程度的拉应力,过大的拉应力会使支座存在破坏风险,因此支座拉应力的控制成为了高层隔震建筑设计的难点问题 ^[3,4]。目前,对高层隔震结构支座拉应力控制的主要手段如下。

(1)优化隔震结构设计

　　 熊伟 ^[5]探讨了层高、柱距、剪力墙布置对剪力墙高层隔震结构支座拉应力的影响,并提出了以控制支座拉应力为目标的柱网布置和剪力墙布置优化建议。周涛 ^[6]同样研究了剪力墙布置对剪力墙高层隔震结构支座拉应力的影响,并建议了支座布置方案的优化方法。袁剑亮 ^[7]建议采用剪力墙开洞、分散剪力墙布置和加大隔震支座间距的方法来减小拉应力。王曙光等 ^[3]、程华群等 ^[4]研究了框架-剪力墙结构中竖向抗侧构件和支座布置形式对拉应力大小的影响规律。冯启浩等 ^[8]研究了支座拉压刚度比对拉应力的影响规律。马凯等 ^[9]研究了隔震支座布置方式对结构减震性能的影响规律,建议可以增大支座配重来抵消拉应力。

　　 通过优化隔震结构设计控制支座拉应力,是目前应用最为广泛的手段,大量研究表明该方法可以较好地控制拉应力。然而,现有研究并未对优化隔震结构设计的几种方法的控制效果、经济性进行对比,暂未形成相应的优化设计流程。

(2)采用新型隔震支座或引入抗拉装置

　　 邓烜等 ^[10]对某大底盘多塔结构进行隔震设计时,采用竖向提离装置对拉应力进行了释放。周露等 ^[11]对9度区某框架-核心筒结构进行隔震设计时,采用了橡胶支座和弹性滑板支座混合隔震的方案,避免了拉应力的出现。葛家琪等 ^[12]把抗拉限位装置应用于成都博物馆隔震设计中,结果表明抗拉限位装置可有效减小支座拉应力。吴从晓等 ^[13]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,分析结果表明,拉应力全部由抗拉装置承担,有效避免了支座出现受拉情况。邢珏蕙 ^[14]等对西昌市某高层剪力墙结构进行隔震设计,设计结果表明支座拉应力较为接近规范限值,建议采用简易的抗拔装置。閤东东 ^[15]等采用了可提离装置来释放橡胶隔震支座的拉应力,分析结果表明采用该装置可避免支座受拉。

　　 采用新型隔震支座或引入抗拉装置对高层隔震结构支座拉应力控制效果显著,然而,广泛适用于各类高层隔震结构的新型支座或抗拉装置的开发和研究工作尚不充分,成熟产品还相对较少。

　　 综上所述,通过优化隔震结构设计控制支座拉应力,这一技术手段目前应用最为广泛,且更容易在工程实践中采用。因此,本文针对这一类技术手段,以一RC框架-核心筒高层隔震结构为例,对比研究了4种拉应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会对结构的材料用量以及工程造价造成一定程度的影响,然而目前考虑不同拉应力控制方法对结构经济性指标影响的研究还相对较少。因此,本文量化分析了不同控制方法对结构材料用量的影响。在此基础之上,面向支座最大拉应力控制需求,建议了优选拉应力控制方法,初步提出了支座最大拉应力优化控制流程,并进一步优化了设计案例,验证了该方法的合理性和经济性。

1 基本案例

1.1 上部结构

　　 为了研究适用于RC框架-核心筒高层隔震结构的拉应力控制方法,并对比不同拉应力控制方法的经济性,本研究首先基于课题组29栋高层隔震建筑设计经验设计了一个基本案例。该案例为一27层、高度为98.1m的RC框架-核心筒高层隔震结构,结构平面尺寸为40.8m×40.8m,核心筒尺寸为18m×18m,结构高宽比约为2.4。结构抗震设防烈度为8度(0.30g),场地类别为Ⅱ类场地,设计地震分组为第一组,场地特征周期为0.35s,地面粗糙度为C类。首层层高为5.1m,2～3层层高为4.5m,4～27层层高均为3.5m。上部结构按隔震效果达到降一度目标进行设计,隔震沟尺寸参照已有工程案例设置为350mm。结构的混凝土强度等级为C30～C50,剪力墙厚度为200～400mm,柱截面尺寸为800×800～1 200×1 200,楼板厚度均为120mm。采用PKPM软件建立基本案例结构的分析模型,结构模型和结构平面图如图1所示。结构模型主要构件尺寸和材料强度等级如表1,2所示。结构基本周期为2.242s(Y向平动),7度(0.15g)小震反应谱分析所得的上部结构最大层间侧移角为0.000 7。

　　 图1 基本案例模型和结构平面图  

　　  

　　 梁柱构件尺寸和材料 表1

构件 类型	楼层	混凝土 强度 等级	截面尺寸/mm
			基本案例	增大整体 截面案例	内外优化 案例	流程优化 案例
外框 架梁	1～15	C30	600×900	650×1 000	600×900	650×950
	15～27	C30	500×900	550×1 000	500×900	500×900
内框 架梁	1～27	C30	350×700	400×750	350×700	350×700
柱	1～8	C50	1 200×1 200	1 300×1 300	1 350×1 350	1 400×1 400
	9～10	C50	1 000×1 000	1 100×1 000	1 100×1 100	1 150×1 150
	11～15	C40	1 000×1 000	1 100×1 000	1 100×1 100	1 150×1 150
	16～18	C40	800×800	900×900	900×900	950×950
	19～27	C30	800×800	900×900	900×900	950×950

 

　　  

　　 剪力墙和连梁尺寸以及材料 表2

构件 类型	楼层	混凝土 强度 等级	剪力墙厚度或连梁高度/mm
			基本 案例		增大整体 截面案例		内外优化 案例		流程优化 案例
			外墙	内墙	外墙	内墙	外墙	内墙	外墙	内墙
剪力墙	1～10	C50	400	300	450	350	300	250	350	300
	11～15	C40	400	200	450	200	300	200	350	200
	16～18	C40	300	200	350	200	250	200	300	200
	19～27	C30	300	200	350	200	250	200	300	200
连梁	1～3	C50	1 000	1 000, 600	1 000	1 000, 600	1 000	1 000, 600	1 000	1 000, 600
	4～27	C40	600	1 000, 600	600	1 000, 600	600	1 000, 600	600	1 000, 600

 

　　  

1.2 隔震方案及关键指标

　　 本结构采用传统的±0隔震方案,即隔震层位于1层底部。隔震分析采用有限元软件ETABS。整体结构采用课题组前期所采用的建模方法建立 ^[16,17,18]。在进行隔震设计时,采用了16个黏滞阻尼器以控制大震作用下隔震层位移,阻尼指数和阻尼系数分别为100kN·s/mm和0.3。具体的隔震层方案和极值面压分布如图2所示,定义压应力为“+”、拉应力为“-”,所采用的隔震支座性能参数如表3所示,该隔震方案下结构的基本周期为4.711s。

　　 隔震支座参数 表3

隔震支座型号	LNR 900	LNR 1000	LNR 1200	LRB 1000
支座符号	N9	N10	N12	R10
100%等效水平刚度/(kN/m)	1 110	1 230	1 450	2 300
屈服后刚度/(kN/m)	—	—	—	1 190
屈服力/kN	—	—	—	294
橡胶剪切模量/(N/mm2)	0.32	0.32	0.32	0.32
橡胶层总厚度/mm	176	197	235	197

 

　　  

　　 图2 隔震层布置和极值面压分布图MPa   

　　  

　　 图3 设计地震动反应谱与规范反应谱对比  

　　  

　　 本研究选取了5条天然波(天然波1～5)和2条人工波(人工波1,2),其中天然波从美国太平洋地震研究中心(PEER)数据库 ^[19]中选取,人工波采用软件SIMQKE_GR生成 ^[20]。本研究采用了《建筑隔震设计标准》(征求意见稿) ^[21](简称隔震标准)中的反应谱进行地震波的选取。选取相应地震波时控制反应谱在2～2.4s以及4.7～4.8s间吻合良好,相应地震波的加速度反应谱与规范谱的对比如图3所示。从图中可以看出,在非隔震结构周期(2.242s)和隔震结构周期点(4.711s)上各地震波加速度反应谱值与规范反应谱吻合良好,平均误差不超过20%,满足规范要求,表明上述7条地震波可以用于隔震结构设计。

　　 将上述7条地震波输入到结构中计算相关隔震设计关键指标,关键指标如表4所示。基本案例的减震系数为0.36,满足对上部结构降一度设计的要求。隔震层最大位移平均值为275mm,小于0.55倍支座有效直径和3倍支座橡胶总厚度(528mm)较小值的要求,考虑1.2倍放大系数后为330mm,小于隔震沟宽度,整体满足预期要求。支座的极值应力采用隔震标准中给出的参照公式计算。案例的极大面压和极小面压如图2所示,从图中看出基本案例最大压应力为25.89MPa,小于规范限值30MPa;最大拉应力为0.8MPa,虽然满足规范要求,但与规范限值1MPa较为接近,有必要进一步优化设计方案。整体来说,基本案例的减震系数、极大面压和隔震层大震位移尚存在一定的富余,但拉应力相对较大,有待进一步控制。

　　 基本案例隔震设计关键指标 表4

隔震 前周期/s	隔震 后周期/s	屈重比 /%	减震 系数	隔震层大震 位移/mm	极大 面压/MPa	极小 面压/MPa
2.242	4.711	1.66	0.36	275	25.89	-0.8

 

　　  

2 采用不同支座拉应力控制方法的对比分析

2.1 拉应力控制方法及其关键指标

　　 为了对比分析安全、合理且经济的支座拉应力控制方案,本研究采用了4种支座拉应力控制方法对基本案例进行优化设计,形成了4个研究案例,采用基本案例中的7条地震波进行分析,然后进行关键指标的对比。

　　 (1)增大结构整体刚度的方法(方案1):通过加大上部结构截面提高结构整体刚度,缩短结构基本周期控制拉应力。具体调整时,本研究在建筑尺寸允许范围内尽可能增大框架梁柱和核心筒的截面尺寸,经过反复调试,最终可有效减小最大拉应力,减小了约0.4MPa,调整后的截面尺寸如表1,2所示(增大整体截面案例)。

　　 (2)调整支座的方法(方案2):通过降低出现较大拉应力支座的刚度可一定程度减小拉应力 ^[7,8]。本研究通过少量次数的调试后,最终将内筒中直径为1 200mm的隔震支座替换为900mm和1 000mm,最大拉应力减小了0.16MPa,调整后的隔震层布置如图4所示。图中矩形框▭框起的位置表示此处与基本案例相比,隔震支座有变化。

　　 图4 方案2隔震层布置图   

　　  

　　 (3)基本不改变结构的基本周期,优化外框架柱和内核心筒尺寸(简称内外优化)的方法(方案3):考虑到基本案例最大拉应力出现在核心筒角部墙体,这表明地震下剪力墙承担的地震力较大。理论上而言,在保持结构基本周期不变的前提条件下(即总地震力基本保持不变),通过降低墙体刚度和增大框架柱刚度可在一定程度上减小墙体所承受的地震力。通过不断的调试,最终可有效减小最大拉应力,减小了约0.2MPa,调整后的截面尺寸如表1,2所示(内外优化案例)。

　　 (4)方案2和方案3相结合,即上部结构内外优化和调整支座的方法(方案4):同时降低出现拉应力部位上部结构构件的尺寸和相应支座的刚度,释放该处的拉应力,结果表明两者可有效减小最大拉应力,减小了0.44MPa。

　　 基本案例和上述4个方案的第1阶周期信息以及关键指标的对比如表5,6所示。从表中可以看出,各案例的上部结构周期均在2～2.4s之间,隔震结构周期均在4.7～4.8s之间,表明本研究选取的7条地震波可满足设计要求。

　　 各方案的控制效果具体如下。

　　 各方案结构第1阶周期 表5

方案编号	抗震结构周期/s	隔震结构周期/s	方案优化方法
基本案例	2.242	4.711
1	2.064	4.747	增大结构整体刚度
2	2.242	4.75	调整支座
3	2.353	4.702	内外优化
4	2.353	4.74	内外优化和调整支座

 

　　  

　　 各方案隔震设计关键指标汇总 表6

方案编号	极大面压/MPa	极小面压/MPa	减震系数	隔震层位移/mm
基本案例	25.89	-0.80	0.36	275
1	25.77	-0.40	0.34	285
2	26.01	-0.64	0.36	277
3	26.18	-0.60	0.38	268
4	26.32	-0.36	0.38	269

 

　　  

　　 (1)方案1:随着上部结构周期的减小,拉应力得到了较大程度的控制(减小了0.4MPa),同时该方法一定程度上可以提升隔震效果(减震系数从0.36减小至0.34),但会一定程度增大大震隔震层位移,增加至285mm。

　　 (2)方案2:通过将出现拉应力的支座改为小直径的支座,使得支座拉应力有了一定程度的减小(减小了0.16MPa),该方法不会显著改变结构的隔震效果以及大震隔震层位移。

　　 (3)方案3:采用该方案调整后,上部结构基本周期延长了4.95%,基本不变。最大拉应力得到了一定程度的控制(减小了0.2MPa),隔震效果相对降低,减震系数增加至0.38,大震隔震层位移减小至268mm。

　　 (4)方案4:从表6中可以看出,通过降低拉应力出现部位(上部构件以及相应支座)的刚度,可较大程度的控制拉应力(减小了0.44MPa),隔震效果和大震隔震层位移主要受外框架和内核心筒尺寸调整的影响(支座调整影响较小),因此减震系数也增加至0.38,大震隔震层位移则降低至269mm。

2.2 上部结构材料用量对比

　　 为了进一步明确不同方案的优劣,本研究对各方案的经济性指标进行了对比分析,主要对比了各方案与基本案例的材料用量,上部结构混凝土用量和钢筋用量结果如图5,6所示。图中所示括号内的百分比为各方案与基本案例的相对增量,由于方案2与基本案例上部结构相同,因此未在图中标出。

　　 图5 上部结构混凝土用量对比   

　　  

　　 图6 上部结构钢筋用量对比   

　　  

　　 从图5,6中可以看出,方案1可较好地控制拉应力,但需要额外增加10.34%的混凝土用量以及4.60%的钢筋用量。方案3和方案4可达到与方案1相类似的拉应力控制效果,但减少了0.50%的混凝土用量,仅增加了0.57%的钢筋用量。

　　 总的来说,相比于增大上部结构整体刚度的方案,采用内外刚度优化与支座局部优化,可达到满足相同要求的隔震性能和拉应力控制效果,而且不会引起材料用量的显著改变,因此在拉应力控制时可优先考虑。

2.3 拉应力优化控制流程

　　 基于上述研究结果,本文初步提出了适用于RC框架-核心筒高层隔震结构的拉应力优化控制流程,其流程图如图7所示。

　　 图7 RC框架-核心筒高层隔震结构拉应力优化控制流程   

　　  

　　 具体而言,在形成初步设计方案将拉应力控制小于1MPa后,确定拉应力优化控制目标,然后可首先选择优化内核心筒和外框架的刚度分配,同时优化支座,其基本原则为削弱拉应力较大支座的刚度及与之相连的相应上部构件刚度,若满足优化目标,则完成优化设计。若不满足,则在建筑允许的尺寸下进一步整体加大上部结构尺寸,直至满足。

　　 为了验证该流程的合理性和可靠性,本研究以基本案例为例,进一步提高拉应力控制目标——大震下支座不出现拉应力。基于该优化流程,可首先内外刚度优化和支座优化,将最大拉应力从0.8MPa减小至0.36MPa。在此基础上,本文进一步增大截面尺寸(具体尺寸见表1,2的流程优化),使其不存在拉应力,最终极小面压降低至0.01MPa(压)。该方案的基本周期为2.222s,隔震后周期为4.753s,减震系数为0.35,大震隔震层最大位移为276mm,满足预期要求。该方案的混凝土和钢筋用量分别比基本方案高4.78%和4.54%,材料用量仍低于方案1(增大结构整体刚度),且拉应力控制效果更佳。

3 结论

　　 本文以一栋高宽比约为2.4,抗震设防烈度为8度(0.30g)的RC框架-核心筒高层隔震结构为基本案例,对比了4种支座拉应力控制方案,对其控制效果和上部结构材料用量进行了对比分析。在此基础上,提出了适用于该类结构的拉应力优化控制流程体系,得到了以下结论:

　　 (1)传统增大结构整体刚度控制拉应力的方法可较好控制拉应力,但会显著提升材料用量和工程造价,降低使用面积。

　　 (2)传统调整支座方案也能一定程度控制拉应力,且基本不会改变其他隔震设计关键指标。

　　 (3)维持结构第1阶周期基本不变,优化外框架柱和内核心筒尺寸也可较好控制拉应力,且不会显著改变材料用量和工程造价。

　　 (4)本文案例研究表明结合内外优化和调整支座可获得与增大结构整体刚度相近的控制效果,且不会显著改变材料用量。

　　 (5)基于本研究提出的拉应力控制流程,对基本案例进行了不出现拉应力的优化设计,结果表明采用该方法可使用更少的材料增量获得更高的拉应力控制效果。本文研究成果可为RC框架-核心筒高层隔震结构的设计提供参考。