自保護隔震支座力學性能試驗研究

滕曉飛 譚平 周林麗 賀輝

摘要：為解決傳統隔震支座不具備自保護能力的問題，研發了一種自保護隔震支座，并對其工作機理進行了闡述。據該隔震支座在不同側向荷載作用下的工作特點可將其分為兩個工作階段。根據隔震支座的自保護能力要求對支座滑移材料進行了摩擦性能測試及擇優分析，并對本次設計的自保護隔震支座及傳統隔震支座進行了力學性能試驗，結果表明：自保護隔震支座比傳統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，發揮與傳統隔震支座相同的功效，其滯回特性表現為典型的雙線性特點;在第二工作階段的水平剪切變形加載下支座開始滑動并摩擦耗能，其滯回曲線呈現為三線型特征，雖然有一定的捏攏，但滯回曲線的包絡面積仍比傳統隔震支座增加約86%;自保護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，對應包絡曲線的面積也呈增大趨勢，整體的滯回曲線仍和傳統鉛芯橡膠支座相似，呈現出典型的雙線性特性;在“第二工作階段”啟動后隨著加載速率的變大，自保護隔震支座在復位段的捏攏現象逐漸減輕且支座在滑移狀態下的性能逐漸趨于穩定。通過對試驗曲線進行參數識別發現自保護隔震支座的恢復力模型可以采用呈捏攏效應的Bonc-Wen模型進行模擬，且擬合曲線與試驗曲線吻合較好。

關鍵詞：隔震支座;力學性能;自保護;速率相關性

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

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

引言

隔震支座因性能穩定、效果顯著、布置靈活等特點在各類多高層建筑中得到應用，其中以疊層橡膠隔震支座的應用最為廣泛。由于地震發生的強度具有不確定性，而疊層橡膠隔震支座缺乏自保護能力，隔震結構在強震下很可能因隔震支座的失效而導致整體結構的破壞倒塌。

為此，Yang等和Saiidi等對限位裝置的設計方法進行大量研究并提出各種限位裝置設計方法。Kclly等和Heaton等提出對隔震建筑附設隔震層阻尼器的位移保護方案并采用不同的簡化模型進行研究分析。Matsagar等以隔震層彈簧和阻尼器的并聯形式對基礎隔震體系的限位碰撞影響規律進行研究。Choi等、Ozbulut等和Mishra等將形狀記憶合金植入傳統隔震支座進行性能改進，并對其在橋梁隔震工程中的應用進行研究。文獻提出“軟碰撞限位”方案并研發了多種組合軟碰撞限位器，結合理論分析和振動臺試驗對各種方案的設計參數和影響因素進行研究。樊劍等研發了一種包含剛性限位壁和彈簧阻尼的新型限位裝置，并結合P0incare映射法研究了采用該裝置的運動特征以及對隔震性能的影響規律。張海龍等開發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行一系列相關研究。黨武斌研發了一種“山”型橡膠限位緩沖器并進行相關的力學性能試驗和有限元分析。但上述支座震后損傷破壞給支座替換及結構使用帶來諸多不便。

針對傳統隔震支座不具備自保護功能的缺陷，研發一種具有自保護功能的隔震支座，對自保護隔震支座的構造及工作原理進行了闡述，隨后對該支座進行了設計，并對支座的滑移材料及力學性能進行了試驗研究，通過對試驗曲線的參數識別給出一種適用于該支座的恢復力模型。

1自保護隔震支座的構造及工作原理

1.1 自保護隔震支座的構造

本文提出的自保護隔震支座主要由上部隔震支座和下部導軌兩部分組成，其構造如圖1所示，圖中編號所代表的部件如表1所示。上部隔震支座為傳統隔震支座，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，同時還具有適當的阻尼來耗散地震能量。下部導軌作為滑動裝置在保證上部支座沿導軌滑動的同時具備了自保護能力，下部導軌與上部隔震支座通過支座連接鋼板進行連接，且在上部隔震支座和下部連接鋼板之間增設一道啟動開關以使下部導軌在一定條件下開始滑動。

1.2 自保護隔震支座的工作原理

根據自保護隔震支座在側向荷載作用下的工作特點，將其分為兩個工作階段：

第一工作階段：當支座承受的側向荷載由零逐漸增大，剪切變形達到目標設定值時啟動開關，這一階段支座發揮與傳統隔震支座相同的功效。

第二工作階段：當支座的剪切變形對應的摩擦力超過閾值時，啟動開關打開，隔震支座沿著下部導軌開始滑動，在滑動過程中一方面避免了上部隔震支座的剪切變形繼續增大，損傷破壞，另一方面可以通過滑動摩擦耗能，達到保護上部支座的目的。

支座在“第二工作階段”滑動的過程中，定向導桿上沿滑動方向的復位彈簧壓縮變形產生恢復力，外部荷載卸載之后由彈簧的恢復力使支座實現自復位功能。

2 自保護隔震支座的試驗研究

2.1 自保護隔震支座試件

導軌在一定條件下開始滑動是保證支座具有自保護能力的關鍵，因此滑移材料的選擇至關重要，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）三種滑移材料并對其進行了無潤滑狀態下的基本摩擦性能測試，通過對三種滑移材料試驗結果的統計和計算得到不同材料的摩擦系數-速率關系曲線如圖2所示。

由圖2可以發現當加載速率相對較小時（5mm/s），改性聚四氟乙烯（M-PTFE）最大摩擦系數平均值為0.078，隨著加載速率的提高，動摩擦系數大于靜摩擦系數且基本處于穩定狀態，最大摩擦系數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定性，更適于自保護隔震支座的第二階段啟動開關的穩定過渡需求。故最終選擇改性聚四氟乙烯（M-PTFE）作為本次試驗支座的滑移材料。

為研究自保護隔震支座的力學性能，本文以鉛芯橡膠隔震支座為例設計的自保護隔震支座（簡稱為SPIB300）如圖3所示。

自保護隔震支座的構造參數如表2所示。

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

2.2 支座力學性能試驗

在廣州大學工程抗震研究中心對研發的自保護隔震支座（SPIB300）及傳統隔震支座（LRB300）分別進行了力學性能試驗，主要測試支座的豎向剛度、水平向剪切變形及滯回性能。采用拉壓剪試驗機進行試驗，豎向為1個5000kN靜力千斤頂，行程為1000mm;水平向為1個2000kN電液壓伺服作動器，行程為±350mm。加載裝置如圖7所示。

2.2.1支座豎向力學性能

測試支座的豎向剛度時，取δ₀=12MPa的基本面壓進行了測試，根據橡膠隔震支座的試驗方法，循環加載4次，得到支座的豎向力-位移曲線如圖8所示。

對第3次循環的試驗結果進行分析，得到LRB300的豎向剛度為1264kN/mm，SPIB300的豎向剛度為987kN/mm。從試驗結果來看，自保護隔震支座的豎向剛度比傳統隔震支座降低了約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豎向剛度的影響，分別對δ₀=-6，12，18，24MPa的支座進行測試，得到兩種支座在4個面壓下的豎向剛度變化及對比，如圖9所示。

由圖9可知，本文提出的支座相較傳統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，當基本面壓δ₀>12MPa時，這種豎向剛度的變化趨勢隨著面壓的增大逐漸減小。

2.2.2 支座水平向力學性能

以自保護隔震支座兩階段設計的特點對支座分別進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試，試驗采用位移控制加載，取基本面壓δ₀=12MPa，試驗過程中保持不變，加載速率為50mm/s。

根據自保護隔震支座兩階段設計的初衷，對第一工作階段的加載位移取對應上部支座剪切變形的100%，第二工作階段的加載位移取對應上部支座剪切變形的250%，試驗結束支座變形如圖10所示。得到的兩個工作階段的水平力-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，滑移啟動開關并未啟動，對應的力-位移曲線與傳統隔震支座基本一致且均表現出典型的雙線性特性。

由圖12可以看出，在第二工作階段，傳統隔震支座仍表現為雙線性特性且出現了硬化現象，這說明大變形條件下，傳統隔震支座承受的水平剪力將會大幅度增加，造成隔震支座的內部損傷和突然破壞的情況發生。本文提出的自保護隔震支座在加載位移約62mm時開始穩定滑移，滯回曲線存在一定程度的捏攏現象，呈現為三線型特性，但滯回曲線的包絡面積仍比傳統隔震支座增加約86%，即大變形條件下，本文提出的隔震支座所承擔的水平剪力將會大幅度降低，耗能能力卻大幅增強。

2.2.3 支座水平向力學性能速率相關性

為研究加載速率對自保護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對支座分別進行第一工作階段及第二工作階段的速率相關性測試，第一工作階段取水平剪應變r=100%，第二工作階段水平剪應變取r=250%，加載速率從小到大進行，得到隔震支座在不同速率下的水平力-位移關系曲線如圖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，對應包絡曲線的面積也呈增大趨勢。加載速度相對較高時的滯回曲線出現一定的偏移現象，這是由于隔震支座在“第一工作階段”下雖然相對滑移面靜止，但上部隔震支座相對滑移面仍然為自由狀態，加載速率越高，黏結滑移的趨勢就越大。整體的滯回曲線仍和傳統鉛芯橡膠支座的相似，呈現出典型的雙線性特性。

由圖14可知，自保護隔震支座在“第二工作階段”啟動后的滯回曲線大致可分為復位和滑移兩個階段，加載速率為5mm/s時的摩擦損耗相對較小，滯回曲線較為飽滿但存在一定的捏攏現象;隨著加載速率的變大，摩擦損耗逐漸變大，滯回曲線包絡面積減小，但復位段的捏攏現象逐漸減輕且性能逐漸趨于穩定。

試驗結束后上部隔震支座完好無損，表明白保護隔震支座不僅具有傳統隔震支座的優良性能，且在自保護的同時耗能更優，從而保護上部結構的安全。

3 自保護隔震支座的恢復力模型

為方便該自保護隔震支座的實際工程應用，其恢復力模型的選取至關重要，為此，首先對自保護隔震支座分別進行剪應變100%，150%，200%，250%條件下的水平性能試驗，得到不同剪應變條件下的水平力-位移曲線如圖15所示，

通過對圖15中自保護隔震支座試驗得到的水平力-位移曲線進行不同模型的擬合與參數識別對比表明，采用呈捏攏效應的Bonc-Wen模型可以很好的反映自保護隔震支座的恢復力模型。

Wen認為非線性滯回體系的恢復力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;g（z）為控制捏攏效應的函數，ξ₁與滯回曲線的捏攏程度相關，ξ₂與捏攏效應范圍相關。根據滯回耗能ε的關系。ξ₁和ξ₂有如下表達式：

當ξ₁=0時，h（x）=1，對應不考慮捏攏效應的Bonc-Wen模型;當ξ_s≠0時，ξ₁（ε）和ξ₂（ε）隨著參數p和ε的增加而增加，從而體現出滯回特性的捏攏效應。

采用Bonc-Wen模型對圖15中250%條件下的試驗力-位移曲線進行擬合，擬合參數的取值如表3所示，試驗曲線與擬合曲線對比如圖16所示。試驗曲線和擬合結果整體吻合較好，平均偏差僅為4.41%，說明白保護隔震支座的恢復力模型可以采用Bonc-Wen模型。

4 結論

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

（2）試驗研究表明，自保護隔震支座比傳統隔震支座的豎向剛度最大降低幅值為21.91%，但此時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，對應包絡曲線的面積也呈增大趨勢，整體的滯回曲線仍和傳統鉛芯橡膠支座相似，呈現出典型的雙線性特性。在“第二工作階段”啟動后隨著加載速率的增大，自保護隔震支座在復位段的捏攏現象逐漸減輕且支座在滑移狀態下的性能逐漸趨于穩定，表明白保護隔震支座的自保護特性隨著加載速率的增大逐漸平穩。

（4）通過對自保護隔震支座的水平力-位移曲線進行不同模型的擬合與參數識別對比，發現自保護隔震支座的恢復力模型可以采用呈捏攏效應的Bonc-Wen模型進行模擬，且擬合曲線與試驗曲線吻合較好。