滕曉飛 譚平 周林麗 賀輝

摘要：為解決傳統(tǒng)隔震支座不具備自保護(hù)能力的問(wèn)題，研發(fā)了一種自保護(hù)隔震支座，并對(duì)其工作機(jī)理進(jìn)行了闡述。據(jù)該隔震支座在不同側(cè)向荷載作用下的工作特點(diǎn)可將其分為兩個(gè)工作階段。根據(jù)隔震支座的自保護(hù)能力要求對(duì)支座滑移材料進(jìn)行了摩擦性能測(cè)試及擇優(yōu)分析，并對(duì)本次設(shè)計(jì)的自保護(hù)隔震支座及傳統(tǒng)隔震支座進(jìn)行了力學(xué)性能試驗(yàn)，結(jié)果表明：自保護(hù)隔震支座比傳統(tǒng)隔震支座的豎向剛度最大降低幅值為21.91%，但仍具有足夠的豎向剛度承受上部荷載，且這種差異隨著豎向面壓的增大而逐漸減小;支座在第一工作階段的水平剪切變形加載下未滑動(dòng)，發(fā)揮與傳統(tǒng)隔震支座相同的功效，其滯回特性表現(xiàn)為典型的雙線性特點(diǎn);在第二工作階段的水平剪切變形加載下支座開(kāi)始滑動(dòng)并摩擦耗能，其滯回曲線呈現(xiàn)為三線型特征，雖然有一定的捏攏，但滯回曲線的包絡(luò)面積仍比傳統(tǒng)隔震支座增加約86%;自保護(hù)隔震支座在第一工作階段隨加載速率的增加，屈服力和屈服后剛度均有增加，對(duì)應(yīng)包絡(luò)曲線的面積也呈增大趨勢(shì)，整體的滯回曲線仍和傳統(tǒng)鉛芯橡膠支座相似，呈現(xiàn)出典型的雙線性特性;在“第二工作階段”啟動(dòng)后隨著加載速率的變大，自保護(hù)隔震支座在復(fù)位段的捏攏現(xiàn)象逐漸減輕且支座在滑移狀態(tài)下的性能逐漸趨于穩(wěn)定。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)曲線進(jìn)行參數(shù)識(shí)別發(fā)現(xiàn)自保護(hù)隔震支座的恢復(fù)力模型可以采用呈捏攏效應(yīng)的Bonc-Wen模型進(jìn)行模擬，且擬合曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好。

關(guān)鍵詞：隔震支座;力學(xué)性能;自保護(hù);速率相關(guān)性

中圖分類號(hào)：TU352.1+2;TU311.3文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1004-4523（2020）03-0477-08

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.03.005

引言

隔震支座因性能穩(wěn)定、效果顯著、布置靈活等特點(diǎn)在各類多高層建筑中得到應(yīng)用，其中以疊層橡膠隔震支座的應(yīng)用最為廣泛。由于地震發(fā)生的強(qiáng)度具有不確定性，而疊層橡膠隔震支座缺乏自保護(hù)能力，隔震結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震下很可能因隔震支座的失效而導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)的破壞倒塌。

為此，Yang等和Saiidi等對(duì)限位裝置的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行大量研究并提出各種限位裝置設(shè)計(jì)方法。Kclly等和Heaton等提出對(duì)隔震建筑附設(shè)隔震層阻尼器的位移保護(hù)方案并采用不同的簡(jiǎn)化模型進(jìn)行研究分析。Matsagar等以隔震層彈簧和阻尼器的并聯(lián)形式對(duì)基礎(chǔ)隔震體系的限位碰撞影響規(guī)律進(jìn)行研究。Choi等、Ozbulut等和Mishra等將形狀記憶合金植入傳統(tǒng)隔震支座進(jìn)行性能改進(jìn)，并對(duì)其在橋梁隔震工程中的應(yīng)用進(jìn)行研究。文獻(xiàn)提出“軟碰撞限位”方案并研發(fā)了多種組合軟碰撞限位器，結(jié)合理論分析和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)各種方案的設(shè)計(jì)參數(shù)和影響因素進(jìn)行研究。樊劍等研發(fā)了一種包含剛性限位壁和彈簧阻尼的新型限位裝置，并結(jié)合P0incare映射法研究了采用該裝置的運(yùn)動(dòng)特征以及對(duì)隔震性能的影響規(guī)律。張海龍等開(kāi)發(fā)了一種帶限位裝置的滑移隔震支座，采用二氧化鉬作為滑移材料并進(jìn)行一系列相關(guān)研究。黨武斌研發(fā)了一種“山”型橡膠限位緩沖器并進(jìn)行相關(guān)的力學(xué)性能試驗(yàn)和有限元分析。但上述支座震后損傷破壞給支座替換及結(jié)構(gòu)使用帶來(lái)諸多不便。

針對(duì)傳統(tǒng)隔震支座不具備自保護(hù)功能的缺陷，研發(fā)一種具有自保護(hù)功能的隔震支座，對(duì)自保護(hù)隔震支座的構(gòu)造及工作原理進(jìn)行了闡述，隨后對(duì)該支座進(jìn)行了設(shè)計(jì)，并對(duì)支座的滑移材料及力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，通過(guò)對(duì)試驗(yàn)曲線的參數(shù)識(shí)別給出一種適用于該支座的恢復(fù)力模型。

1自保護(hù)隔震支座的構(gòu)造及工作原理

1.1 自保護(hù)隔震支座的構(gòu)造

本文提出的自保護(hù)隔震支座主要由上部隔震支座和下部導(dǎo)軌兩部分組成，其構(gòu)造如圖1所示，圖中編號(hào)所代表的部件如表1所示。上部隔震支座為傳統(tǒng)隔震支座，具有足夠的剛度和豎向承載力，很小的水平剛度和足夠大的水平變形能力，同時(shí)還具有適當(dāng)?shù)淖枘醽?lái)耗散地震能量。下部導(dǎo)軌作為滑動(dòng)裝置在保證上部支座沿導(dǎo)軌滑動(dòng)的同時(shí)具備了自保護(hù)能力，下部導(dǎo)軌與上部隔震支座通過(guò)支座連接鋼板進(jìn)行連接，且在上部隔震支座和下部連接鋼板之間增設(shè)一道啟動(dòng)開(kāi)關(guān)以使下部導(dǎo)軌在一定條件下開(kāi)始滑動(dòng)。

1.2 自保護(hù)隔震支座的工作原理

根據(jù)自保護(hù)隔震支座在側(cè)向荷載作用下的工作特點(diǎn)，將其分為兩個(gè)工作階段：

第一工作階段：當(dāng)支座承受的側(cè)向荷載由零逐漸增大，剪切變形達(dá)到目標(biāo)設(shè)定值時(shí)啟動(dòng)開(kāi)關(guān)，這一階段支座發(fā)揮與傳統(tǒng)隔震支座相同的功效。

第二工作階段：當(dāng)支座的剪切變形對(duì)應(yīng)的摩擦力超過(guò)閾值時(shí)，啟動(dòng)開(kāi)關(guān)打開(kāi)，隔震支座沿著下部導(dǎo)軌開(kāi)始滑動(dòng)，在滑動(dòng)過(guò)程中一方面避免了上部隔震支座的剪切變形繼續(xù)增大，損傷破壞，另一方面可以通過(guò)滑動(dòng)摩擦耗能，達(dá)到保護(hù)上部支座的目的。

支座在“第二工作階段”滑動(dòng)的過(guò)程中，定向?qū)U上沿滑動(dòng)方向的復(fù)位彈簧壓縮變形產(chǎn)生恢復(fù)力，外部荷載卸載之后由彈簧的恢復(fù)力使支座實(shí)現(xiàn)自復(fù)位功能。

2 自保護(hù)隔震支座的試驗(yàn)研究

2.1 自保護(hù)隔震支座試件

導(dǎo)軌在一定條件下開(kāi)始滑動(dòng)是保證支座具有自保護(hù)能力的關(guān)鍵，因此滑移材料的選擇至關(guān)重要，本文選取了聚四氟乙烯（PTFE），改性聚四氟乙烯（M-PTFE）和改性超高分子量聚乙烯（M-PE）三種滑移材料并對(duì)其進(jìn)行了無(wú)潤(rùn)滑狀態(tài)下的基本摩擦性能測(cè)試，通過(guò)對(duì)三種滑移材料試驗(yàn)結(jié)果的統(tǒng)計(jì)和計(jì)算得到不同材料的摩擦系數(shù)-速率關(guān)系曲線如圖2所示。

由圖2可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)加載速率相對(duì)較小時(shí)（5mm/s），改性聚四氟乙烯（M-PTFE）最大摩擦系數(shù)平均值為0.078，隨著加載速率的提高，動(dòng)摩擦系數(shù)大于靜摩擦系數(shù)且基本處于穩(wěn)定狀態(tài)，最大摩擦系數(shù)隨加載速率增加而略微增加，平均值變化范圍為0.074-0.082，離散性均小于其他兩種材料，表明改性聚四氟乙烯板材（M-PTFE）的水平滑移性能更有利于保證第二階段工作性能的穩(wěn)定性，更適于自保護(hù)隔震支座的第二階段啟動(dòng)開(kāi)關(guān)的穩(wěn)定過(guò)渡需求。故最終選擇改性聚四氟乙烯（M-PTFE）作為本次試驗(yàn)支座的滑移材料。

為研究自保護(hù)隔震支座的力學(xué)性能，本文以鉛芯橡膠隔震支座為例設(shè)計(jì)的自保護(hù)隔震支座（簡(jiǎn)稱為SPIB300）如圖3所示。

自保護(hù)隔震支座的構(gòu)造參數(shù)如表2所示。

其中滑動(dòng)支墩、滑動(dòng)鋼梁及導(dǎo)軌鋼板的側(cè)面尺寸如圖4-6所示，在滑動(dòng)鋼梁和導(dǎo)軌鋼板的上表面設(shè)置不銹鋼2B板，滑移材料采用特制反歐拉庫(kù)倫材料改性聚四氟乙烯材料，二者之間的最大摩擦系

2.2 支座力學(xué)性能試驗(yàn)

在廣州大學(xué)工程抗震研究中心對(duì)研發(fā)的自保護(hù)隔震支座（SPIB300）及傳統(tǒng)隔震支座（LRB300）分別進(jìn)行了力學(xué)性能試驗(yàn)，主要測(cè)試支座的豎向剛度、水平向剪切變形及滯回性能。采用拉壓剪試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)，豎向?yàn)?個(gè)5000kN靜力千斤頂，行程為1000mm;水平向?yàn)?個(gè)2000kN電液壓伺服作動(dòng)器，行程為±350mm。加載裝置如圖7所示。

2.2.1支座豎向力學(xué)性能

測(cè)試支座的豎向剛度時(shí)，取δ₀=12MPa的基本面壓進(jìn)行了測(cè)試，根據(jù)橡膠隔震支座的試驗(yàn)方法，循環(huán)加載4次，得到支座的豎向力-位移曲線如圖8所示。

對(duì)第3次循環(huán)的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，得到LRB300的豎向剛度為1264kN/mm，SPIB300的豎向剛度為987kN/mm。從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，自保護(hù)隔震支座的豎向剛度比傳統(tǒng)隔震支座降低了約21.91%，但仍具有足夠的豎向剛度承受上部荷載。

為研究支座基本面壓對(duì)豎向剛度的影響，分別對(duì)δ₀=-6，12，18，24MPa的支座進(jìn)行測(cè)試，得到兩種支座在4個(gè)面壓下的豎向剛度變化及對(duì)比，如圖9所示。

由圖9可知，本文提出的支座相較傳統(tǒng)支座豎向剛度降低幅度分別為10.11%，21.91%，21.77%，13.16%，以基本面壓δ₀=12MPa的降低幅度最大，當(dāng)基本面壓δ₀>12MPa時(shí)，這種豎向剛度的變化趨勢(shì)隨著面壓的增大逐漸減小。

2.2.2 支座水平向力學(xué)性能

以自保護(hù)隔震支座兩階段設(shè)計(jì)的特點(diǎn)對(duì)支座分別進(jìn)行第一工作階段及第二工作階段的水平剛度及剪切變形測(cè)試，試驗(yàn)采用位移控制加載，取基本面壓δ₀=12MPa，試驗(yàn)過(guò)程中保持不變，加載速率為50mm/s。

根據(jù)自保護(hù)隔震支座兩階段設(shè)計(jì)的初衷，對(duì)第一工作階段的加載位移取對(duì)應(yīng)上部支座剪切變形的100%，第二工作階段的加載位移取對(duì)應(yīng)上部支座剪切變形的250%，試驗(yàn)結(jié)束支座變形如圖10所示。得到的兩個(gè)工作階段的水平力-位移曲線分別如圖11和12所示。

由圖11可以看出，自保護(hù)隔震支座在第一工作階段加載位移為上部支座剪切變形的100%時(shí)，滑移啟動(dòng)開(kāi)關(guān)并未啟動(dòng)，對(duì)應(yīng)的力-位移曲線與傳統(tǒng)隔震支座基本一致且均表現(xiàn)出典型的雙線性特性。

由圖12可以看出，在第二工作階段，傳統(tǒng)隔震支座仍表現(xiàn)為雙線性特性且出現(xiàn)了硬化現(xiàn)象，這說(shuō)明大變形條件下，傳統(tǒng)隔震支座承受的水平剪力將會(huì)大幅度增加，造成隔震支座的內(nèi)部損傷和突然破壞的情況發(fā)生。本文提出的自保護(hù)隔震支座在加載位移約62mm時(shí)開(kāi)始穩(wěn)定滑移，滯回曲線存在一定程度的捏攏現(xiàn)象，呈現(xiàn)為三線型特性，但滯回曲線的包絡(luò)面積仍比傳統(tǒng)隔震支座增加約86%，即大變形條件下，本文提出的隔震支座所承擔(dān)的水平剪力將會(huì)大幅度降低，耗能能力卻大幅增強(qiáng)。

2.2.3 支座水平向力學(xué)性能速率相關(guān)性

為研究加載速率對(duì)自保護(hù)隔震支座水平向剪切性能的影響，取基本面壓δ₀=12MPa，加載速率5，50，150mm/s對(duì)支座分別進(jìn)行第一工作階段及第二工作階段的速率相關(guān)性測(cè)試，第一工作階段取水平剪應(yīng)變r(jià)=100%，第二工作階段水平剪應(yīng)變?nèi)=250%，加載速率從小到大進(jìn)行，得到隔震支座在不同速率下的水平力-位移關(guān)系曲線如圖13，14所示。

由圖13可以看出：第一工作階段隔震支座隨加載速率的增加，屈服力和屈服后剛度均有增加，對(duì)應(yīng)包絡(luò)曲線的面積也呈增大趨勢(shì)。加載速度相對(duì)較高時(shí)的滯回曲線出現(xiàn)一定的偏移現(xiàn)象，這是由于隔震支座在“第一工作階段”下雖然相對(duì)滑移面靜止，但上部隔震支座相對(duì)滑移面仍然為自由狀態(tài)，加載速率越高，黏結(jié)滑移的趨勢(shì)就越大。整體的滯回曲線仍和傳統(tǒng)鉛芯橡膠支座的相似，呈現(xiàn)出典型的雙線性特性。

由圖14可知，自保護(hù)隔震支座在“第二工作階段”啟動(dòng)后的滯回曲線大致可分為復(fù)位和滑移兩個(gè)階段，加載速率為5mm/s時(shí)的摩擦損耗相對(duì)較小，滯回曲線較為飽滿但存在一定的捏攏現(xiàn)象;隨著加載速率的變大，摩擦損耗逐漸變大，滯回曲線包絡(luò)面積減小，但復(fù)位段的捏攏現(xiàn)象逐漸減輕且性能逐漸趨于穩(wěn)定。

試驗(yàn)結(jié)束后上部隔震支座完好無(wú)損，表明白保護(hù)隔震支座不僅具有傳統(tǒng)隔震支座的優(yōu)良性能，且在自保護(hù)的同時(shí)耗能更優(yōu)，從而保護(hù)上部結(jié)構(gòu)的安全。

3 自保護(hù)隔震支座的恢復(fù)力模型

為方便該自保護(hù)隔震支座的實(shí)際工程應(yīng)用，其恢復(fù)力模型的選取至關(guān)重要，為此，首先對(duì)自保護(hù)隔震支座分別進(jìn)行剪應(yīng)變100%，150%，200%，250%條件下的水平性能試驗(yàn)，得到不同剪應(yīng)變條件下的水平力-位移曲線如圖15所示，

通過(guò)對(duì)圖15中自保護(hù)隔震支座試驗(yàn)得到的水平力-位移曲線進(jìn)行不同模型的擬合與參數(shù)識(shí)別對(duì)比表明，采用呈捏攏效應(yīng)的Bonc-Wen模型可以很好的反映自保護(hù)隔震支座的恢復(fù)力模型。

Wen認(rèn)為非線性滯回體系的恢復(fù)力P是由非滯回部分和滯回部分組成，即式中A，β，γ，n為控制Bonc-Wen模型的滯回參數(shù);g（z）為控制捏攏效應(yīng)的函數(shù)，ξ₁與滯回曲線的捏攏程度相關(guān)，ξ₂與捏攏效應(yīng)范圍相關(guān)。根據(jù)滯回耗能ε的關(guān)系。ξ₁和ξ₂有如下表達(dá)式：

當(dāng)ξ₁=0時(shí)，h（x）=1，對(duì)應(yīng)不考慮捏攏效應(yīng)的Bonc-Wen模型;當(dāng)ξ_s≠0時(shí)，ξ₁（ε）和ξ₂（ε）隨著參數(shù)p和ε的增加而增加，從而體現(xiàn)出滯回特性的捏攏效應(yīng)。

采用Bonc-Wen模型對(duì)圖15中250%條件下的試驗(yàn)力-位移曲線進(jìn)行擬合，擬合參數(shù)的取值如表3所示，試驗(yàn)曲線與擬合曲線對(duì)比如圖16所示。試驗(yàn)曲線和擬合結(jié)果整體吻合較好，平均偏差僅為4.41%，說(shuō)明白保護(hù)隔震支座的恢復(fù)力模型可以采用Bonc-Wen模型。

4 結(jié)論

（1）本文研發(fā)了一種自保護(hù)隔震支座，該支座以兩工作階段為特點(diǎn)，在第一工作階段發(fā)揮與傳統(tǒng)隔震支座相同的功效，其滯回特性表現(xiàn)為典型的雙線性特點(diǎn);在第二工作階段支座開(kāi)始滑動(dòng)并摩擦耗能，滯回曲線表現(xiàn)為三線型特性且較傳統(tǒng)隔震支座更為飽滿，表明該自保護(hù)隔震支座具備自保護(hù)功能。

（2）試驗(yàn)研究表明，自保護(hù)隔震支座比傳統(tǒng)隔震支座的豎向剛度最大降低幅值為21.91%，但此時(shí)支座仍具有足夠的豎向剛度承受上部荷載，且兩種支座豎向剛度的差值隨著豎向面壓的增大逐漸減小。

（3）第一工作階段自保護(hù)隔震支座隨加載速率的增加，屈服力和屈服后剛度均有增加，對(duì)應(yīng)包絡(luò)曲線的面積也呈增大趨勢(shì)，整體的滯回曲線仍和傳統(tǒng)鉛芯橡膠支座相似，呈現(xiàn)出典型的雙線性特性。在“第二工作階段”啟動(dòng)后隨著加載速率的增大，自保護(hù)隔震支座在復(fù)位段的捏攏現(xiàn)象逐漸減輕且支座在滑移狀態(tài)下的性能逐漸趨于穩(wěn)定，表明白保護(hù)隔震支座的自保護(hù)特性隨著加載速率的增大逐漸平穩(wěn)。

（4）通過(guò)對(duì)自保護(hù)隔震支座的水平力-位移曲線進(jìn)行不同模型的擬合與參數(shù)識(shí)別對(duì)比，發(fā)現(xiàn)自保護(hù)隔震支座的恢復(fù)力模型可以采用呈捏攏效應(yīng)的Bonc-Wen模型進(jìn)行模擬，且擬合曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好。