張恩超， 李海旺， 宋夏蕓， 王興宇

(太原理工大學(xué)土木工程學(xué)院，太原 030024)

災(zāi)難性地震發(fā)生時(shí)，公共建筑作為重要的災(zāi)難地震避難所，其安全性和功能性如果得到保障，將會(huì)大幅減少地震帶來(lái)的災(zāi)害，有助于韌性城市的構(gòu)建[1-2]?？臻g網(wǎng)格結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于公共建筑，當(dāng)其遭遇超越抗震設(shè)防烈度的災(zāi)難性地震時(shí)，空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)常發(fā)生超低周疲勞破壞[3-4]?？臻g網(wǎng)格結(jié)構(gòu)中，支座節(jié)點(diǎn)是連接上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)的重要構(gòu)件，板式橡膠支座的隔震效果明顯且構(gòu)造簡(jiǎn)單安裝方便，因而在空間結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛[5-6]。災(zāi)難地震下空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)受水平地震力影響，支座會(huì)發(fā)生較大的水平位移，當(dāng)超出設(shè)計(jì)允許的最大位移時(shí)，支座容易發(fā)生疲勞破壞而與結(jié)構(gòu)脫離，進(jìn)而引起結(jié)構(gòu)的坍塌，因此需要進(jìn)一步研究支座的超低周疲勞性能。

王秀麗等[7]采用有限元模擬軟件ANSYS對(duì)板式橡膠支座的橡膠部分進(jìn)行了模擬分析，得到其水平剛度和豎向剛度的變化規(guī)律；李枝軍等[8]測(cè)量了板式橡膠支座與混凝土間的摩擦系數(shù)，研究了加載速率和豎向荷載對(duì)摩擦系數(shù)的影響；李沖等[9]分析了板式橡膠支座在往復(fù)荷載作用下，橡膠與鋼板之間的摩擦力、摩擦系數(shù)和摩擦耗能的變化規(guī)律；肖建春等[10]通過(guò)理論推導(dǎo)及公式計(jì)算得出，在加勁板式橡膠支座中，錨栓的參與可以增大結(jié)構(gòu)的剛度，從而降低或延緩支座的變形；陳海鵬[11]通過(guò)有限元軟件ANSYS分析得出在大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中應(yīng)用平板橡膠支座，可以使上部網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的自振頻率和桿件內(nèi)力明顯減??；彭天波等[12]采用實(shí)時(shí)混合試驗(yàn)研究疊層天然橡膠支座，發(fā)現(xiàn)加載速率對(duì)水平等效剛度和阻尼比有顯著的影響；孫新陽(yáng)等[13]針對(duì)橡膠隔震支座的穩(wěn)定性問(wèn)題，提出了計(jì)算橡膠支座臨界行為新型理論模型。

目前關(guān)于板式橡膠支座在災(zāi)難地震下的超低周疲勞性能研究較少，本文初步探討了在空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)中，板式橡膠支座在超低周疲勞試驗(yàn)下的破壞過(guò)程、滯回曲線、骨架曲線和水平剛度退化規(guī)律，為研究板式橡膠支座在發(fā)生超低周疲勞破壞時(shí)的整體水平剛度退化規(guī)律提供參考。

1 加載裝置及試件參數(shù)

通過(guò)FCS電液伺服結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)板式橡膠支座施加水平往復(fù)荷載進(jìn)行超低周疲勞試驗(yàn)。支座下部與鋼柱通過(guò)高強(qiáng)螺栓連接，提供水平力的作動(dòng)器錨固于實(shí)驗(yàn)室的大型剪力墻上，作動(dòng)器通過(guò)轉(zhuǎn)換支座與螺栓球板式橡膠支座相連[圖1(a)]。使用千斤頂對(duì)支座施加豎向荷載，千斤頂基座錨固于平板滑移小車上，滑移小車通過(guò)高強(qiáng)螺栓固定在反力架橫梁上，保證在加載過(guò)程中豎向荷載可以隨支座發(fā)生水平運(yùn)動(dòng)，不致發(fā)生過(guò)大的偏心。為了釋放橡膠支座在加載過(guò)程中產(chǎn)生的傾角，千斤頂與支座之間設(shè)置可以自由轉(zhuǎn)動(dòng)的球鉸，球鉸下部通過(guò)轉(zhuǎn)換支座與螺栓球板式橡膠支座相連[圖1(b)]。

圖1 加載裝置Fig.1 Loading device

針對(duì)中小跨度為30～40 m的螺栓球空間雙層網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的支座節(jié)點(diǎn)，依據(jù)《空間網(wǎng)格技術(shù)規(guī)程》(JGJ7—2010)[14]設(shè)計(jì)了3種足尺的螺栓球板式橡膠支座，支座參數(shù)如表1所示。螺栓球采用45號(hào)鋼，支座肋板、底板、過(guò)渡板和錨栓采用Q235鋼，分別在支座底板和橡膠墊上設(shè)置長(zhǎng)圓孔和圓孔，用于釋放由于溫度應(yīng)力引起的支座位移。螺栓球、肋板和底板通過(guò)焊接的方式連接，焊縫尺寸滿足設(shè)計(jì)計(jì)算要求。試驗(yàn)中為了方便安裝與拆卸，將過(guò)渡板(圖2)與鋼柱頂面通過(guò)高強(qiáng)螺栓連接，并在過(guò)渡板周圍設(shè)置擋板，防止過(guò)渡板在加載過(guò)程中發(fā)生移動(dòng)，以此來(lái)模擬工程中將過(guò)渡板焊接在柱頂?shù)倪吔鐥l件。按照構(gòu)造要求使用502膠水將橡膠墊分別與支座底板和過(guò)渡板膠結(jié)，過(guò)渡板上以塞焊的方式設(shè)有4個(gè)錨栓，錨栓依次穿過(guò)橡膠墊和支座底板。橡膠墊(圖3)采用疊層橡膠，總厚度為42 mm，共13層，上下兩層橡膠的厚度為2.5 mm，其余各層的厚度均為5 mm，夾層薄鋼板的厚度為2 mm，共6層。板式橡膠支座示意圖如圖4所示。

表1 支座基本參數(shù)

圖2 過(guò)渡板Fig.2 Transition board

圖3 疊層橡膠墊Fig.3 Laminated rubber pad

圖4 板式橡膠支座Fig.4 Plate rubber bearing

2 試驗(yàn)方案與加載制度

試驗(yàn)采用雙向加載方案，加載時(shí)豎向力恒定，水平方向采用增幅循環(huán)的位移控制加載方案，(圖5)。試驗(yàn)加載制度規(guī)定，作動(dòng)器向西運(yùn)動(dòng)為正，向東運(yùn)動(dòng)為負(fù)，加載順序?yàn)橄日筘?fù)，加載位移幅值從2 mm開(kāi)始，每級(jí)增幅2 mm，每級(jí)幅值循環(huán)3次，水平位移加載頻率為0.1 Hz。支座的水平位移和荷載數(shù)據(jù)通過(guò)作動(dòng)器反饋到TUST擬靜力控制軟件中，具體加載制度如表2所示。

圖5 增幅加載方案Fig.5 Augmented loading scheme

表2 加載制度

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

支座RSA-20、RSA-22與RSB-22的破壞過(guò)程基本一致，取支座RSA-20進(jìn)行詳細(xì)的描述，圖6為支座正視圖。

圖6 支座正視圖Fig.6 Front view of the bearing

支座RSA-20在100 kN的豎向壓力下，進(jìn)行水平往復(fù)運(yùn)動(dòng)，圖7(a) 為初始狀態(tài)。水平位移幅值為0～10 mm時(shí)，由于支座有長(zhǎng)圓孔，支座整體平穩(wěn)運(yùn)動(dòng)，支座底板與橡膠連接可靠，整體無(wú)傾斜，橡膠墊發(fā)生水平剪切變形[圖7(b)]，錨栓不受力；當(dāng)水平位移幅值超過(guò)水平位移設(shè)計(jì)值時(shí)，錨栓與孔壁接觸，支座整體開(kāi)始發(fā)生傾斜，傾斜幅度隨位移的增大而增大，水平反力也在不斷增長(zhǎng)；當(dāng)達(dá)到48 mm時(shí)[圖7(c)]，兩個(gè)方向的水平荷載均達(dá)到最大值，支座整體發(fā)生明顯的傾斜，橡膠墊板一側(cè)受拉，一側(cè)受壓，受壓側(cè)產(chǎn)生明顯的壓縮變形，受拉側(cè)橡膠墊下部已然脫膠，錨栓上的彈簧發(fā)生明顯的壓縮變形，此時(shí)錨栓受拉彎作用；之后隨著水平位移幅值的增大，水平荷載呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)，支座整體的傾斜幅度繼續(xù)增大，當(dāng)加載位移至50 mm第二次循環(huán)時(shí)，東側(cè)錨栓斷裂[圖7(d)]，受拉側(cè)橡膠墊脫膠程度加深，加載位移至-52 mm第一次循環(huán)時(shí)，西側(cè)與北側(cè)錨栓斷裂，加載位移至52 mm第二次循環(huán)時(shí)，南側(cè)錨栓斷裂，支座與柱子脫離，支座已然失效。

圖7 RSA-20支座的破化過(guò)程Fig.7 Destruction process of RSA-20 bearing

其余支座的破壞過(guò)程與支座RSA-20相似，各支座試驗(yàn)結(jié)果詳見(jiàn)表3。

表3 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)中支座的錨栓最先發(fā)生斷裂，錨栓的宏觀斷面有明顯的裂紋起源區(qū)、擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)等疲勞破壞特征(圖8)。由于往復(fù)加載，錨栓斷面的裂紋呈現(xiàn)對(duì)稱的特點(diǎn)，過(guò)渡板上的錨栓斷面也呈現(xiàn)相同的疲勞破壞特征[圖9(a)]。橡膠墊表面因水平循環(huán)加載產(chǎn)生了清晰的滑移痕跡且錨栓孔處因受擠壓而發(fā)生破損[圖9(b)]。試驗(yàn)表明當(dāng)板式橡膠支座產(chǎn)生的水平位移超過(guò)設(shè)計(jì)允許值時(shí)，錨栓與孔壁接觸，在水平往復(fù)加載過(guò)程中，錨栓反復(fù)受拉彎作用產(chǎn)生了裂紋，隨著應(yīng)力幅值與循環(huán)次數(shù)的增加，裂紋緩慢擴(kuò)展最終在錨栓根部發(fā)生疲勞斷裂。

圖8 支座RSA-20錨栓的宏觀斷面Fig.8 Macro section of anchor bolt of bearing RSA-20

圖9 試驗(yàn)后的過(guò)渡板與橡膠墊Fig.9 Transition plate and rubber pad after test

3.2滯回曲線

圖10為支座RSA-20、RSA-22和RSB-22的水平位移和水平荷載關(guān)系的滯回曲線，可知，當(dāng)水平位移幅值為0～10 mm時(shí)，支座整體發(fā)生平穩(wěn)運(yùn)動(dòng)，橡膠墊發(fā)生水平剪切變形。水平位移幅值繼續(xù)增加，錨栓與孔壁接觸，橡膠墊以外的部分參與耗能，水平荷載越來(lái)越大，滯回環(huán)面積不斷增加，表明支座耗散的能量也在增加。水平荷載達(dá)到峰值后，開(kāi)始呈現(xiàn)“斷崖式”下降，表明隨著水平位移的增大，支座產(chǎn)生的損傷不斷累積，當(dāng)損傷累積到一定程度時(shí)，水平承載力開(kāi)始下降，支座即將發(fā)生破壞；當(dāng)支座加載至某一水平位移時(shí)，第一根錨栓斷裂，水平荷載大幅下降，隨著循環(huán)次數(shù)和加載位移的增加，其他錨栓也很快發(fā)生斷裂，最終支座失效。由于支座有滑移階段，致使3個(gè)試件的滯回曲線有明顯的“捏攏”現(xiàn)象。

E、W、S、N分別表示東、西、南、北側(cè)錨栓，F(xiàn)表示斷裂圖10 滯回曲線Fig.10 Hysteresis curve

3.3 骨架曲線

E、W、S、N分別表示東、西、南、北側(cè)錨栓，F(xiàn)表示斷裂圖11 骨架曲線Fig.11 Skeleton curve

圖11為支座RSA-20、RSA-22和RSB-22的骨架曲線，可知骨架曲線的發(fā)展主要分為三個(gè)階段:第一階段，位移幅值為0～10 mm時(shí)，由于設(shè)有長(zhǎng)圓孔，支座整體發(fā)生平穩(wěn)運(yùn)動(dòng)，橡膠墊發(fā)生水平剪切變形，支座RSA-20與RSA-22相比，骨架曲線基本重合，而RSB-22支座的水平荷載明顯大于支座RSA-22，表明豎向力的增大會(huì)使橡膠墊的整體水平剛度得到提升；第二階段，當(dāng)錨栓與孔壁接觸后，橡膠墊以外的部分開(kāi)始承當(dāng)水平力，支座承受的水平荷載提高，曲線斜率增大，表明支座的整體水平剛度提高；第三階段，當(dāng)水平荷載接近峰值時(shí)，曲線斜率即支座的整體水平剛度開(kāi)始下降，說(shuō)明支座已經(jīng)產(chǎn)生了較大的損傷，損傷不斷累積致使支座的整體水平剛度下降，之后支座承受的水平荷載下降，經(jīng)過(guò)幾輪循環(huán)加載后錨栓相繼斷裂，支座失效。

支座RSA-22與RSA-20相比，當(dāng)錨栓直徑增大后，支座的水平承載力得到提升，骨架曲線的斜率也增大，表明支座的整體水平剛度也得到提升。支座RSB-22與RSA-22相比，支座所承受的豎向力增大時(shí)，整體水平承載力與水平剛度也得到提升。試驗(yàn)表明：①增大板式橡膠支座的錨栓直徑，可以有效提高支座的整體水平承載力與水平剛度；②當(dāng)支座承受的豎向壓力較大時(shí)，支座的水平承載力與水平剛度也相應(yīng)增大，這是因?yàn)樨Q向力的增大會(huì)提高支座整體抗傾覆的能力，對(duì)支座產(chǎn)生一定的保護(hù)作用，從而有利于提高支座的水平剛度。

3.4 剛度退化曲線

為進(jìn)一步考察不同直徑錨栓，不同豎向力下板式橡膠支座的剛度退化情況，現(xiàn)根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[15]引入割線剛度ki，ki滿足:

ki=(|+Fi|+|-Fi|)/(|+Xi|+|-Xi|)

(1)

式(1)中：ki為第i次加載時(shí)的割線剛度；+Fi和-Fi為第i次正、負(fù)向峰值點(diǎn)的水平荷載；+Xi和-Xi為第i次正、負(fù)向峰值點(diǎn)的水平位移。

割線剛度ki可以反映同級(jí)加載下循環(huán)次數(shù)對(duì)板式橡膠支座剛度退化的影響，還能表現(xiàn)出支座在不同位移幅值下的剛度退化情況。

圖12為支座RSA-20、RSA-22和RSB-22的剛度退化曲線。可以看出當(dāng)加載位移幅值為0～10 mm 時(shí)，曲線呈傾斜的“階梯狀”，即隨著位移幅值的增大，支座的水平割線剛度呈“階梯式”下降，從圖8(b)中可以發(fā)現(xiàn)橡膠墊板表面有明顯的滑移痕跡，根據(jù)李沖等[9]對(duì)板式橡膠支座的研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)板式橡膠支座發(fā)生水平往復(fù)運(yùn)動(dòng)時(shí)，橡膠墊會(huì)與支座底板發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，這種摩擦滑移會(huì)使支座的水平剛度隨位移的增大而減??；位移幅值繼續(xù)增長(zhǎng)，割線剛度上升，這是因?yàn)殄^栓與孔壁接觸后，橡膠以外的支座部分開(kāi)始承當(dāng)水平荷載，支座的水平剛度得到提升；而后割線剛度呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)，表明隨著位移幅值的增大，支座在往復(fù)加載過(guò)程中產(chǎn)生的疲勞損傷不斷累積，當(dāng)損傷累積到一定程度，支座的水平割線剛度開(kāi)始下降；當(dāng)位移達(dá)到某一值時(shí)，首根錨栓斷裂，支座的水平割線剛度急劇下降，之后其余錨栓相繼斷裂，水平割線剛度呈“斷崖式”下降。可以看出，當(dāng)加載位移相同時(shí)，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，支座的水平割線剛度有所下降，表明循環(huán)次數(shù)的增加也會(huì)降低支座的水平剛度。

圖12 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curve

支座RSA-20與RSA-22相比，當(dāng)加載位移幅值大于10 mm時(shí)可以明顯看出，錨栓直徑越大，支座的水平割線剛度越大。試驗(yàn)表明：①增大板式橡膠支座的錨栓直徑和豎向力，可以使支座的整體水平剛度得到提升；②板式橡膠支座的剛度退化曲線呈現(xiàn)：“階梯式”下降—緩慢上升至最大值—緩慢下降后急劇下降的趨勢(shì)。

4 結(jié)論

對(duì)板式橡膠支座在超低周疲勞試驗(yàn)中的破壞過(guò)程及整體水平剛度退化情況進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論。

(1)災(zāi)難地震作用下，板式橡膠支座產(chǎn)生的水平位移超過(guò)設(shè)計(jì)允許值時(shí)，錨栓會(huì)受到往復(fù)的拉彎作用而產(chǎn)生損傷，損傷不斷累積直至錨栓發(fā)生斷裂，斷口有明顯的疲勞破壞特征，因此在板式橡膠支座的防脫落設(shè)計(jì)中，錨栓的抗疲勞設(shè)計(jì)應(yīng)得到重視。

(2)增大板式橡膠支座的錨栓直徑，可以有效提高支座的整體水平剛度與水平承載力，支座承受的豎向壓力較大時(shí)會(huì)在一定程度上阻止其發(fā)生傾斜，對(duì)支座產(chǎn)生一定的保護(hù)作用，對(duì)支座的整體水平承載力與水平剛度有一定程度的提升。

(3)板式橡膠支座，整體水平剛度退化曲線變化趨勢(shì)為：“階梯式”下降—緩慢上升至最大值—緩慢下降然后急劇下降，為研究板式橡膠支座的整體水平剛度變化規(guī)律提供參考。