閆帥平，張 杰

(濟(jì)源職業(yè)技術(shù)學(xué)校，河南459000)

0 引 言

疊層鉛芯橡膠隔震支座因其穩(wěn)定的雙線性恢復(fù)力特性，近年來在隔震建筑中得到了廣泛應(yīng)用.疊層橡膠支座受壓時(shí)，橡膠會(huì)向外側(cè)變形，但由于受到內(nèi)部鋼板的約束，以及考慮到橡膠材料的非壓縮性，橡膠層中心會(huì)形成三向受壓狀態(tài).因此疊層橡膠隔震支座受壓時(shí)的變形量很小，可以提供與相同截面積的RC 柱相當(dāng)?shù)膲嚎s剛度.而當(dāng)支座受到剪力作用時(shí)，由于內(nèi)部鋼板不約束橡膠層的剪切變形，橡膠片可以自由發(fā)揮自身柔軟的水平特性.疊層橡膠支座發(fā)生較大剪切變形時(shí)，因在疊層橡膠支座頂部和底部的重疊部分中保持了一種三向受壓狀態(tài)，所以仍然具有承載能力.這種承載機(jī)構(gòu)使得疊層橡膠隔震支座承受較大的豎向壓力的同時(shí)，也可以承受較大的水平變形［1］.關(guān)于疊層橡膠隔震支座豎向壓縮性能和水平剪切性能，國內(nèi)外已經(jīng)有大量的研究，但是關(guān)于疊層橡膠隔震支座剪切破壞機(jī)制的研究為數(shù)不多.本文采用試驗(yàn)的方法，以疊層鉛芯橡膠隔震支座為對(duì)象，對(duì)其極限剪切破壞模式進(jìn)行探討.由于地震作用下，部分支座會(huì)承受拉力，本文對(duì)其中一組試件進(jìn)行了受拉工況之后的極限剪切破壞試驗(yàn)，以考慮地震作用下拉應(yīng)力對(duì)支座剪切破壞模式的影響.

1 試驗(yàn)布置及試件參數(shù)

研究中采用2000 噸電液伺服加載系統(tǒng)對(duì)試件進(jìn)行剪切試驗(yàn)，該系統(tǒng)可以同時(shí)進(jìn)行20000KN 豎向加載和2000KN 水平加載的構(gòu)件試驗(yàn).拉伸試驗(yàn)采用另外一套可以提供2000KN 的豎向拉伸試驗(yàn)機(jī).試件參數(shù)見表1.

2 試驗(yàn)內(nèi)容及結(jié)果分析

2.1 水平剪切性能試驗(yàn)

對(duì)S1，S2，S3 試件在設(shè)計(jì)壓力P=4617KN 作用下，分別進(jìn)行剪切應(yīng)變?chǔ)?50%;γ=100%;γ=250%的動(dòng)力加載試驗(yàn)，水平加載波形為正弦波，剪應(yīng)變?chǔ)?50%和γ=100%時(shí)往復(fù)加載3 次，剪應(yīng)變?chǔ)?250%時(shí)往復(fù)加載5 次.以對(duì)應(yīng)于正剪應(yīng)變?chǔ)?和負(fù)剪應(yīng)變－γ 的水平位移作為最大水平正位移和負(fù)位移，連續(xù)作出3 條(5 條)滯回曲線，用第3 條滯回曲線計(jì)算支座的水平等效剛度.試驗(yàn)過程中，加載速度為5mm/s，恒定壓力允許偏差為±10%，剪切位移允許偏差為±5%.

表1 試件參數(shù)表

設(shè)計(jì)壓力值(kN) 4617 4617鉛芯直徑(mm) 150 150橡膠每層厚度(mm)/總厚度 5/110 5/110橡膠層數(shù) 22 22屈服力Qd(kN) 147 147屈服后剛度K(kN/m) 2100 2100設(shè)計(jì)拉力(kN) 385 385試件表面溫度 22℃ 22℃性能試驗(yàn)項(xiàng)目 剪切性能試驗(yàn)極限剪切破壞試驗(yàn) 拉伸性能試驗(yàn)極限剪切破壞試驗(yàn)

支座的水平等效剛度Kh和等效阻尼比heq按下式計(jì)算(各參數(shù)含義見圖2):

支座的屈服后剛度Kd和屈服力Qd按下式計(jì)算:

圖1 疊層橡膠支座剖面圖及壓剪狀態(tài)受力圖

圖2 水平剪切性能計(jì)算方法

繪出各試件剪應(yīng)變?chǔ)?50%;γ=100%;γ=250%時(shí)的第三條滯回曲線(圖3)，并計(jì)算其對(duì)應(yīng)的剪切性能指標(biāo).根據(jù)水平剪切性能試驗(yàn)結(jié)果，圖4 給出了不同剪應(yīng)變與水平等效剛度Kh、等效阻尼比heq、屈服后剛度Kd和屈服力Qd之間的關(guān)系.

從圖3 中可以看出，試件水平剪切滯回曲線在正、負(fù)坐標(biāo)具有很好的對(duì)稱性，正負(fù)最大變形和剪力的差異小于5%.但是隨著剪切應(yīng)變的增加，支座滯回曲線漸趨“瘦長”，說明支座水平等效剛度和屈服后剛度下降.圖4 中不同剪應(yīng)變下的剪切性能指標(biāo)對(duì)比則明顯反應(yīng)出:隨著剪切變形的增大，疊層鉛芯橡膠隔震支座的水平等效剛度和屈服后剛度均有所下降(圖4(a)(b));支座的等效阻尼比也隨著剪切變形的增大在減小(圖4(c));隨著支座剪切應(yīng)變從γ=50%增大到γ=100%，支座的屈服力有所下降，但是當(dāng)剪切應(yīng)變增大到γ =250%時(shí)，3 個(gè)試件均出現(xiàn)硬化現(xiàn)象，屈服力反而明顯增大(圖4(d));對(duì)比本組試驗(yàn)中的三個(gè)試件，各項(xiàng)剪切性能指標(biāo)接近，且均在產(chǎn)品設(shè)計(jì)值的±10%以內(nèi).

圖3 疊層鉛芯橡膠隔震支座剪切性能滯回曲線

2.2 豎向拉伸試驗(yàn)

對(duì)S4 試件先進(jìn)行剪切應(yīng)變?chǔ)?=50%;γ =100%的水平剪切性能試驗(yàn)，然后進(jìn)行豎向拉伸試驗(yàn)，緩慢加載至設(shè)計(jì)拉應(yīng)力1.0Mpa(385KN)，在拉伸試驗(yàn)完成之后再進(jìn)行剪切應(yīng)變?chǔ)?250%的水平剪切性能試驗(yàn).值得指出的是，因?yàn)榭紤]到剪切應(yīng)變達(dá)到γ=250%時(shí)，支座內(nèi)部可能會(huì)產(chǎn)生輕微損傷或破壞，所以將拉伸試驗(yàn)放在之前進(jìn)行.

S4 試件的剪切性能試驗(yàn)和拉伸試驗(yàn)均未出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，并且沒有出現(xiàn)明顯的不可恢復(fù)的變形.表2 中給出了S4 支座試件在拉伸前后的剪切性能指標(biāo).比較拉伸前后的剪切性能指標(biāo)可以發(fā)現(xiàn):疊層鉛芯橡膠支座在受到拉力作用之后，水平等效剛度和屈服后剛度均有所下降，而等效阻尼比和屈服力略有提高;總體來說，試件受拉力作用前后，其水平剪切性能指標(biāo)變化不大.

表2 試件S4 拉伸前后水平剪切性能指標(biāo)

圖4 剪切應(yīng)變對(duì)支座水平剪切性能的影響

圖5 試件S1，S2，S3 極限剪切破壞發(fā)展過程

2.3 水平極限剪切破壞試驗(yàn)

在上述試驗(yàn)加載完成之后，測定S1，S2，S3，S4支座試件在最大設(shè)計(jì)壓力下的極限剪切位移能力，即對(duì)試件在設(shè)計(jì)最大壓力作用下施加單向水平加載，直至達(dá)到極限剪切位移狀態(tài).極限剪切位移狀態(tài)指支座出現(xiàn)破壞、屈曲或滾翻.表3 中給出了四個(gè)試件達(dá)到極限破壞狀態(tài)時(shí)的位移和水平剪力，并與規(guī)范規(guī)定的水平極限位移385mm(350%剪切應(yīng)變)進(jìn)行了比較.試件數(shù)據(jù)表明:疊層鉛芯橡膠隔震支座在受拉力作用后，其水平剪切剛度有所降低，達(dá)到極限破壞時(shí)的極限承載力和極限位移均有一定程度上的降低.

圖6 試件S4 受拉后極限剪切破壞發(fā)展過程

表3 試件水平極限剪切位移與極限剪切承載力

我們對(duì)試件的破壞發(fā)展過程進(jìn)行了詳細(xì)記錄.試驗(yàn)記錄表明:是否受拉力作用對(duì)疊層鉛芯橡膠隔震支座的極限剪切破壞過程起重要影響.沒有進(jìn)行受拉試驗(yàn)的S1，S2 和S3 試件，其剪切破壞發(fā)展過程一致，如圖5 所示:加載過程中，剪切變形逐漸由線性剪切變形轉(zhuǎn)變?yōu)榉蔷€性剪切變形，然后在橡膠和封板的連接處首先出現(xiàn)橡膠層撕裂翹起現(xiàn)象，隨后翹起變形繼續(xù)發(fā)展，達(dá)到一定程度后橡膠層脫開，試件宣告破壞.未經(jīng)受拉的試件其剪切破壞過程是逐步發(fā)展的，在端部橡膠與封板連接處剪切應(yīng)力最大，伴隨有明顯的翹起變形.經(jīng)過受拉試驗(yàn)后的S4 試件，其破壞發(fā)生突然，如圖6 所示:在S4 試件的水平剪切變形達(dá)到一定程度時(shí)，在中部橡膠層發(fā)生突然的剪斷，剪斷面平整，破壞過程中沒有明顯的局部變形產(chǎn)生.

3 結(jié) 論

本文通過疊層鉛芯橡膠隔震支座的試驗(yàn)研究，先后分析了不同剪切應(yīng)變對(duì)支座剪切性能指標(biāo)的影響，拉力作用對(duì)支座剪切性能指標(biāo)的影響，拉力作用對(duì)支座極限剪切破壞的影響.分析表明:1 隨著剪切應(yīng)變的增大，支座的水平等效剛度、屈服后剛度、等效阻尼比、屈服力等指標(biāo)均有所下降，但是當(dāng)剪切應(yīng)變達(dá)到時(shí)，會(huì)出現(xiàn)硬化現(xiàn)象，支座屈服力一定程度上增大;2 拉力作用對(duì)支座的剪切性能影響很小，支座水平等效剛度和屈服后剛度在受拉后稍有下降，等效阻尼比和屈服力則略有提高;3 拉力作用對(duì)支座的極限破壞模式有明顯影響，沒有受到拉力作用的支座有明顯的破壞發(fā)展過程，而受過拉力作用的支座破壞發(fā)生突然，且極限剪切位移和極限剪切承載力均有所降低.建議在工程設(shè)計(jì)中，避免疊層鉛芯橡膠隔震支座承受較大的拉力作用.

［1］ 日本建筑學(xué)會(huì)，隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)［M］.北京:地震工程出版社，2006.

［2］ 周福霖，工程結(jié)構(gòu)減震控制［M］.北京:地震出版社，1997.

［3］ 莊學(xué)真，等，1200 型大直徑建筑疊層鉛芯橡膠隔震支座性能研究［J］.西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2008，40(3):368－375.

［4］ 熊世樹，周正華，王補(bǔ)林，鉛芯橡膠隔震支座恢復(fù)力模型的分析方法［J］.華中科技大學(xué)學(xué)報(bào):城市科學(xué)版，2003，20(2):28－31.

［5］ GB20688.1－2007，橡膠支座第1 部分:隔震橡膠支座試驗(yàn)方法［S］.

［6］ GB20688.3－2006，橡膠支座第3 部分:建筑隔震橡膠支座［S］.