李雄彥， 梁栓柱， 薛素鐸， 高佳玉

(北京工業(yè)大學(xué)空間結(jié)構(gòu)研究中心， 北京 100124)

0 引言

大跨度空間結(jié)構(gòu)因其自重輕、施工速度快、造型多樣等諸多優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于大型公共建筑。近年來(lái)空間結(jié)構(gòu)向規(guī)模超大化、體系復(fù)雜化不斷發(fā)展，僅靠抗震設(shè)計(jì)很難滿足空間結(jié)構(gòu)的安全性[1]，隔震成為一種有效的減震手段。大跨度空間結(jié)構(gòu)由于跨度大，結(jié)構(gòu)的阻尼比低，在水平地震與豎向地震作用下響應(yīng)均較強(qiáng)烈[2-3]；在高烈度地區(qū)，強(qiáng)震作用下空間結(jié)構(gòu)可能嚴(yán)重受損甚至發(fā)生倒塌破壞[4-6]。

1995年日本阪神地震是一次典型的豎向地震，震中烈度達(dá)到我國(guó)烈度表最高級(jí)10～12度，阪神賽馬場(chǎng)大型鋼管拱桁架結(jié)構(gòu)，支座底板受豎向拉力局部發(fā)生上拔破壞。2008年汶川縣發(fā)生8.0級(jí)特大地震，距汶川縣170km的江油市市體育館，因受到地震作用網(wǎng)架屋蓋支座處松動(dòng)嚴(yán)重；2013年廬山縣發(fā)生7.0級(jí)地震，導(dǎo)致蘆山中學(xué)體育館雙層網(wǎng)架屋蓋桿件發(fā)生嚴(yán)重屈曲[7]。因此適用于大跨度空間結(jié)構(gòu)的隔震支座應(yīng)具有三維復(fù)合隔震的功能。

國(guó)外相關(guān)學(xué)者對(duì)三維隔震支座的研究主要集中在阻尼器與螺旋彈簧的串聯(lián)應(yīng)用，隨著橡膠支座的普及，國(guó)內(nèi)相關(guān)學(xué)者將橡膠支座與彈簧、碟簧等豎向隔震單元串聯(lián)實(shí)現(xiàn)三維隔震。

熊世樹(shù)等[8]提出了鉛芯橡膠碟簧三維(Three-Dimensional Bearings)隔震支座，并對(duì)一棟裝有3DB基礎(chǔ)隔震的五層框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行多維地震仿真分析，結(jié)果表明裝有3DB隔震支座的結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)可降低50%。李雄彥[9]針對(duì)大跨機(jī)庫(kù)結(jié)構(gòu)的隔震，研發(fā)了一種摩擦-碟簧三維復(fù)合隔震支座，并對(duì)其力學(xué)性能進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，研究表明該支座水平及豎向均能提供較大的阻尼，具有良好的隔震性能。劉海卿[10]將SAM-橡膠支座與碟簧并聯(lián)組成三維隔震支座，將其應(yīng)用在單層柱面網(wǎng)殼，并進(jìn)行地震作用下的數(shù)值模擬；趙亞敏[11]將鉛芯橡膠支座與碟簧組合實(shí)現(xiàn)三維隔震，利用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了一棟五層框架結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，試驗(yàn)結(jié)果表明該支座具有良好的三維隔震性能。

針對(duì)大跨度空間結(jié)構(gòu)隔震，筆者課題組開(kāi)發(fā)了一種新型碟簧-疊層橡膠三維復(fù)合隔震支座(簡(jiǎn)稱三維復(fù)合隔震支座)[12]。該支座是由疊層橡膠支座與碟簧組串聯(lián)組成，滿足豎向隔震及水平隔震功能。利用“壓剪試驗(yàn)機(jī)”對(duì)該支座進(jìn)行水平及豎向隔震性能試驗(yàn)，對(duì)比該三維復(fù)合隔震支座與疊層橡膠支座間的隔震性能。

1 試驗(yàn)支座設(shè)計(jì)和試驗(yàn)裝置

1.1 試驗(yàn)支座設(shè)計(jì)

三維復(fù)合隔震支座如圖1，2所示，水平向采用疊層橡膠隔震裝置，疊層橡膠支座具有較強(qiáng)的耗能能力可延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)周期，同時(shí)具有較強(qiáng)的復(fù)位功能；豎向設(shè)置碟簧組改變疊層橡膠支座的豎向剛度，碟簧具有變剛度特性，受壓產(chǎn)生變形，靠碟片間的摩擦提供豎向阻尼，降低結(jié)構(gòu)的豎向地震響應(yīng)。

該支座水平剪切變形量設(shè)計(jì)為120mm，豎向壓力取某大跨結(jié)構(gòu)在最不利荷載組合下支座處所受載荷1 400kN。

根據(jù)《隔震橡膠支座試驗(yàn)方法》(GB/T 20688.1—2007)[13]及《碟型彈簧》(GB/T 1972—2005)[14]綜合考慮上部橡膠支座及下部碟簧的承載力，其豎向設(shè)計(jì)承載力最終取1 445kN，豎向設(shè)計(jì)位移為15mm。水平疊層橡膠支座的直徑依據(jù)豎向承載力及水平剪切變形量確定為400mm，相關(guān)參數(shù)如表1所示。依據(jù)豎向壓力及豎向設(shè)計(jì)位移，可確定豎向由7組碟簧并聯(lián)組成，其中每組由2片疊合、6組對(duì)合的12片碟簧構(gòu)成，單片碟簧的相關(guān)參數(shù)如表2所示。

圖1 三維復(fù)合隔震支座構(gòu)造

疊層橡膠支座基本參數(shù) 表1

碟簧基本參數(shù) 表2

1.2 試驗(yàn)裝置和測(cè)試內(nèi)容

測(cè)試支座性能的試驗(yàn)裝置為圖3所示的“橡膠支座壓剪試驗(yàn)機(jī)”，該試驗(yàn)機(jī)可提供10 000kN的豎向力，豎向行程1 000mm，豎向空載速率0～200mm/min，通過(guò)設(shè)置在四角的4個(gè)光纖位移計(jì)進(jìn)行豎向位移的測(cè)量，數(shù)據(jù)處理時(shí)取4個(gè)位移計(jì)讀數(shù)的平均值；水平方向可提供2 100kN的水平力，水平行程為±800mm，水平方向空載速率0～100mm/s，利用水平力傳感器和內(nèi)置的拉線位移計(jì)自動(dòng)采集水平方向試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

支座性能測(cè)試包含支座水平和豎向隔震性能兩部分。水平隔震性能測(cè)試主要考察剪應(yīng)變、豎向壓力及加載頻率變化對(duì)三維復(fù)合隔震支座水平力學(xué)性能影響；豎向隔震性能測(cè)試主要考察加載幅值、預(yù)壓力和加載頻率對(duì)其力學(xué)性能影響；為考察豎向剛度變化對(duì)疊層橡膠支座水平力學(xué)性能的影響，同時(shí)對(duì)疊層橡膠支座的隔震性能進(jìn)行測(cè)試。

圖2 三維復(fù)合隔震支座實(shí)物圖

圖3 隔震支座剪壓試驗(yàn)裝置

2 水平隔震性能測(cè)試

2.1 剪應(yīng)變對(duì)支座水平隔震性能影響

為考察剪應(yīng)變對(duì)支座水平隔震性能的影響，采用“單剪試驗(yàn)方法”[12]對(duì)碟簧-疊層橡膠三維復(fù)合隔震支座進(jìn)行壓剪試驗(yàn)研究，豎向壓力900kN，水平方向施加頻率為0.01Hz正弦荷載，水平加載由位移控制，依據(jù)文獻(xiàn)[12]，支座剪應(yīng)變?nèi)≡O(shè)計(jì)剪應(yīng)變?chǔ)?的0.5，0.75，1.0，1.25，1.5倍，即取50%，75%，100%，125%及150%五級(jí)，采用3周往復(fù)循環(huán)加載，試驗(yàn)工況如表3所示。測(cè)試前將試件置于加載系統(tǒng)之上，對(duì)中校準(zhǔn)后預(yù)壓3次，預(yù)壓力取300kN。

水平隔震性能試驗(yàn)工況 表3

圖4為試驗(yàn)所得支座的滯回曲線，支座的水平等效剛度、等效阻尼比的計(jì)算方法參考高阻尼橡膠支座，水平等效剛度Kh按公式(1)計(jì)算，水平等效阻尼比heq(γ)按公式(2)計(jì)算。

(1)

(2)

式中：A0為有效面積，mm2；Tr為橡膠層總厚度，mm；G為橡膠剪切模量，MPa；γ為支座對(duì)應(yīng)的剪應(yīng)變；Wd為滯回曲線包絡(luò)面積(一個(gè)荷載循環(huán)所吸收的能量)。

水平等效剛度及等效阻尼比計(jì)算結(jié)果如表4所示，圖5，6為剪應(yīng)變相關(guān)試驗(yàn)支座水平等效剛度與等效阻尼比的變化。

支座水平等效剛度及等效阻尼比的計(jì)算結(jié)果 表4

由圖5可以看出，隨著剪應(yīng)變的增大，支座的水平等效剛度先減小后增大，這是由于在一定范圍隨著剪應(yīng)變的增大，支座核心受壓區(qū)面積減小，支座中遠(yuǎn)離核心受壓區(qū)的橡膠受約束程度變小，而隨著剪應(yīng)變的持續(xù)增大，由于支座封板與橡膠硫化在一起，約束了鄰近幾層橡膠的水平變形，使支座水平等效剛度變大。由圖6可以看出支座的等效阻尼比隨著剪應(yīng)變的增大而減小，這是因?yàn)橛芍ё鶆偠纫鸬膹椥詰?yīng)變能的增加比支座滯回曲線面積的增加幅度快。

2.2 豎向壓力對(duì)支座水平隔震性能影響

為考察豎向壓力對(duì)支座水平隔震性能的影響，對(duì)支座分別施加900，1 100，1 445kN的豎向壓力，水平方向施加頻率為0.01Hz正弦荷載，水平加載由位移控制，支座剪應(yīng)變?nèi)?00%(試驗(yàn)工況見(jiàn)表3)。圖7為試驗(yàn)測(cè)得的滯回曲線，圖8、圖9為不同豎向壓力作用下，支座水平等效剛度與等效阻尼比的變化趨勢(shì)。

由圖8可看出支座的水平等效剛度隨著豎向壓力的增大而減小，這是由于隨著豎向壓力的增大，支座中間層橡膠產(chǎn)生一定的橫向變形，使得支座中的鋼板對(duì)橡膠的有效約束面積與橡膠層總面積之比減小，鋼板對(duì)橡膠的約束力變小。由圖9可看出支座的等效阻尼比隨著豎向壓力的增大而增大，這是因?yàn)殡S著豎向壓力的增大，支座中橡膠層變得更加密實(shí)，橡膠材料中的石墨分子間的摩擦力變大使支座的耗能能力增加。

2.3 加載頻率對(duì)支座水平隔震性能影響

橡膠材料為運(yùn)動(dòng)相關(guān)性材料，不同加載頻率對(duì)支座水平隔震性能有一定的影響，為此對(duì)支座進(jìn)行加載頻率相關(guān)性試驗(yàn)，豎向施加900kN的壓力，水平方向施加頻率為0.005，0.01，0.05，0.1，0.2Hz的正弦荷載，水平加載采取位移控制，支座剪應(yīng)變?nèi)?00%(試驗(yàn)工況見(jiàn)表3)。圖10為試驗(yàn)測(cè)得的滯回曲線。圖10表明隨著加載頻率的增大支座的滯回曲線整體上趨于飽滿，呈現(xiàn)出良好的雙非線性。支座的水平等效剛度與等效阻尼比計(jì)算結(jié)果如表4所示。

圖11，12為不同加載頻率下，支座水平等效剛度與等效阻尼比的變化趨勢(shì)?？煽闯鲈诩虞d頻率為0.01Hz時(shí)存在一個(gè)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，此時(shí)支座的水平等效剛度最大，等效阻尼比最小，支座的水平隔震性能最差，而隨著加載頻率的增大，支座的水平等效剛度減小等效阻尼比變大，支座的力學(xué)性能趨于穩(wěn)定。

圖4 不同剪切位移支座的滯回曲線

圖5 不同剪應(yīng)變下支座水平等效剛度

圖6 不同剪應(yīng)變下支座水平等效阻尼比

圖7 不同豎向壓力下支座的滯回曲線

圖8 不同豎向壓力下支座水平等效剛度

圖9 不同豎向壓力下支座水平等效阻尼比

圖10 不同水平加載頻率下支座的滯回曲線

圖11 不同加載頻率下支座水平等效剛度

圖12 不同加載頻率下支座水平等效阻尼比

3 豎向隔震性能測(cè)試

3.1 加載幅值對(duì)支座豎向隔震性能影響

為研究不同加載幅值對(duì)支座豎向隔震性能的影響，對(duì)支座豎向施加700kN的預(yù)壓力，以0.01Hz的加載頻率對(duì)支座豎向施加三角荷載，加載幅值分100，200kN及300kN三級(jí)，豎向加載以力控制，采用3周往復(fù)循環(huán)加載，取第3個(gè)循環(huán)滯回曲線計(jì)算支座的豎向等效剛度和等效阻尼比，試驗(yàn)工況如表5所示。

豎向隔震性能試驗(yàn)工況 表5

圖13為支座在不同加載幅值條件下的豎向滯回曲線，可看出隨著加載幅值的增加，支座的滯回曲線趨于飽滿，滯回環(huán)面積有明顯的增大，表明支座的耗能能力隨著加載幅值的增大而增大；此外支座的滯回曲線具有明顯的不對(duì)稱性，這是由于支座的豎向阻尼主要來(lái)自于碟簧片之間的摩擦力，在加載過(guò)程中隨著壓力的增大，碟簧片之間的接觸面積增加、摩擦阻尼變大，從而使滯回曲線趨于飽滿；卸載過(guò)程中碟簧片之間摩擦力不斷減小，碟簧片間的摩擦阻尼變小，使得滯回曲線趨于狹長(zhǎng)。

如表6所示，參照水平等效剛度、等效阻尼比的算法計(jì)算得到豎向等效剛度及等效阻尼比計(jì)算值。圖14，15為不同加載幅值條件下，支座豎向等效剛度和等效阻尼比的變化趨勢(shì)。由圖14，15可看出，由于碟簧的變剛度特性，支座的豎向等效剛度隨著加載幅值的增大而減小；支座等效阻尼比隨著加載幅值的增大有先增大后減小的趨勢(shì)。

3.2 預(yù)壓力對(duì)支座豎向隔震性能影響

為研究不同預(yù)壓力對(duì)支座豎向隔震性能的影響，支座豎向預(yù)壓力分700，900，1 100kN三級(jí)，以0.01Hz的加載頻率對(duì)支座豎向施加三角荷載，加載幅值為200kN，豎向加載由力控制，試驗(yàn)工況如表5所示。

支座豎向等效剛度及等效阻尼比的計(jì)算結(jié)果 表6

圖16為支座在不同預(yù)壓力下的豎向滯回曲線，可看出隨著支座豎向預(yù)壓力的增大，支座的滯回曲線整體有逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的趨勢(shì)；滯回環(huán)的面積減小，表明支座的豎向耗能能力隨著支座豎向預(yù)壓力的增大而減小。豎向等效剛度和等效阻尼比計(jì)算值如表6所示。圖17，18為不同預(yù)壓力下，支座豎向等效剛度和等效阻尼比的變化趨勢(shì)?？煽闯鲋ё呢Q向等效剛度隨著預(yù)壓力的增大而增大，支座豎向等效阻尼比隨著預(yù)壓力的增大而減小。

3.3 加載頻率對(duì)支座豎向隔震性能影響

為考慮加載頻率對(duì)支座豎向隔震性能的影響，對(duì)支座豎向施加700kN預(yù)壓力，分別以0.01，0.025，0.05，0.1，0.2Hz的加載頻率對(duì)支座豎向施加三角荷載，加載幅值200kN，豎向加載由力控制，試驗(yàn)工況如表5所示。

圖19為支座在不同加載頻率下豎向滯回曲線，可看出隨著支座加載頻率的增大，支座的滯回曲線趨于飽滿，支座的耗能能力增大。豎向等效剛度和等效阻尼比計(jì)算值如表6所示。圖20，21為支座豎向等效剛度和等效阻尼比的變化趨勢(shì)?？煽闯鲋ё呢Q向等效剛度隨著加載頻率的增大變化幅度很小；等效阻尼比隨著加載頻率的增大而增加，這是由于隨著加載頻率的增大，碟簧間的摩擦阻尼變大。

4 豎向剛度變化對(duì)疊層橡膠支座水平隔震性能的影響

為研究碟簧組與疊層橡膠支座串聯(lián)后對(duì)疊層橡膠支座水平隔震性能的影響，對(duì)疊層橡膠支座的水平隔震性能進(jìn)行測(cè)試，采用與三維復(fù)合隔震支座相同試驗(yàn)方法及試驗(yàn)工況，試驗(yàn)工況見(jiàn)表3，此處不再贅述。

圖13 不同加載幅值下支座的滯回曲線

圖14 不同加載幅值下支座豎向等效剛度

圖15 不同加載幅值下支座豎向等效阻尼比

圖16 不同豎向預(yù)壓力下支座的滯回曲線

圖17 不同豎向預(yù)壓力下支座豎向等效剛度

圖18 不同豎向預(yù)壓力下支座豎向等效阻尼比

圖19 不同豎向加載頻率下支座的滯回曲線

圖20 不同加載頻率下支座豎向等效剛度

圖21 不同加載頻率下支座豎向等效阻尼比

圖22～27給出了剪應(yīng)變、豎向壓力和加載頻率變化對(duì)三維復(fù)合隔震支座和疊層橡膠隔震支座的影響對(duì)比，結(jié)果表明在相同試驗(yàn)工況下，三維復(fù)合隔震支座與疊層橡膠支座相比，水平等效剛度均降低，水平等效阻尼比均增加，水平隔震性能提高。

通過(guò)表8看出在相同工況下，三維復(fù)合隔震支座相較疊層橡膠隔震支座水平等效剛度下降約為19.07%；水平等效阻尼比增加約為35.42%，分析原因是在水平剪切變形過(guò)程中碟簧間會(huì)發(fā)生微小的水平位移，導(dǎo)致碟片間有摩擦作用產(chǎn)生，從而使得三維復(fù)合隔震支座的等效阻尼比增加。

試驗(yàn)結(jié)果表明，相同加載工況下，疊層橡膠支座通過(guò)串聯(lián)碟簧組，降低豎向剛度，可提高隔震支座水平耗能能力，增強(qiáng)水平隔震性能。

疊層橡膠支座水平等效剛度及等效阻尼比的計(jì)算結(jié)果 表7

圖22 不同剪應(yīng)變下水平等效剛度

圖23 不同剪應(yīng)變下水平等效阻尼比

圖24 不同豎向壓力下水平等效剛度

圖25 不同豎向壓力下水平等效阻尼比

圖26 不同加載頻率下水平等效剛度

圖27 不同加載頻率下水平等效阻尼比

水平等效剛度及等效阻尼比結(jié)果對(duì)比 表8

5 結(jié)論

(1)由試驗(yàn)測(cè)得該新型碟簧-疊層橡膠三維復(fù)合隔震支座的滯回曲線平滑穩(wěn)定，表明三維復(fù)合隔震支座具有穩(wěn)定的水平及豎向力學(xué)性能；在反復(fù)試驗(yàn)過(guò)程中三維復(fù)合隔震支座表現(xiàn)出較強(qiáng)的水平及豎向恢復(fù)能力。

(2)三維復(fù)合隔震支座的水平等效剛度約為0.74kN/mm，水平等效阻尼比約為7.77%；豎向等效剛度約為120.29kN/mm，豎向阻尼比約為16.59%；表明三維復(fù)合隔震支座水平及豎向均有較強(qiáng)的耗能能力，可有效減少結(jié)構(gòu)所受的水平地震力及豎向地震力，可實(shí)現(xiàn)三維隔震的功能。

(3)對(duì)比三維復(fù)合隔震支座與疊層橡膠隔震支座的水平力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)豎向剛度的降低使疊層橡膠支座的水平等效剛度下降約為19.07%，但水平等效阻尼比增加約為35.42%。表明豎向剛度的降低使得支座整體耗能能力增加。