鉛芯橡膠支座豎向剛度試驗研究

王建強，趙 云，劉耀東，趙 卓，趙 軍

(1.鄭州大學 土木工程學院，河南 鄭州 450001;2.寧波工程學院 建筑工程學院，浙江 寧波 315211)

鉛芯橡膠支座豎向剛度試驗研究

王建強1，趙 云1，劉耀東1，趙 卓2，趙 軍1

(1.鄭州大學 土木工程學院，河南 鄭州 450001;2.寧波工程學院 建筑工程學院，浙江 寧波 315211)

對鉛芯橡膠支座的豎向剛度進行了試驗研究，分析了支座豎向壓應力和剪切應變對支座豎向剛度的影響。結果表明:在純壓狀態(tài)下，支座的豎向壓縮變形和豎向剛度均隨著豎向壓應力的增大近似呈線性增大。在偏壓狀態(tài)下，隨著支座剪切應變的增大，支座的豎向壓縮位移增大，并且豎向壓應力越大，支座豎向壓縮位移的增大幅度越大;但支座的豎向剛度隨著支座剪切應變的增大近似呈線性減小，并且豎向壓應力越大，支座豎向剛度減小的幅度越大。

鉛芯橡膠支座 豎向剛度 豎向壓應力 剪切應變 試驗研究

鉛芯橡膠支座是在普通橡膠支座中加入一定數(shù)量的鉛芯，使支座不僅具有合理的水平剛度，而且具有一定的阻尼，提高了支座的耗能能力，在房屋建筑和橋梁工程中得到了廣泛的應用，并在多次實際地震中表現(xiàn)出良好的隔震效果［1-2］。對于鉛芯橡膠支座而言，不僅應具有較大的豎向承載力，以承受上部結構的豎向荷載;而且還應具有合理的豎向剛度，使支座在上部結構豎向荷載的作用下不產生過大的豎向變形，并控制隔震結構的豎向自振周期［3］。近年來，研究人員對橡膠支座的水平力學性能［4-7］和豎向力學性能［8-11］進行了試驗和分析，表明豎向荷載對支座的水平和豎向力學性能均有一定的影響。本文將對鉛芯橡膠支座的豎向剛度進行試驗研究，分析支座豎向壓應力和剪切應變對支座豎向剛度的影響。

1 試驗概況

本試驗采用國內某廠家生產的LRB 200型鉛芯橡膠支座，支座構造如圖1所示，支座參數(shù)見表1。

圖1 支座構造(單位:mm)

表1 支座參數(shù)

試驗加載設備包括:豎向加載采用1臺1 500 kN電液伺服作動器，行程為 ±250 mm;水平加載采用1臺500 kN電液伺服作動器，行程為±125 mm;豎向加載和水平加載可同時進行，加載方式為荷載或位移，輸入波形為正弦波、三角波、梯形波、斜波、組合波、地震波等。本試驗對鉛芯橡膠支座的豎向剛度進行研究，豎向加載采用荷載控制，水平加載采用位移控制。試驗方法采用國家標準《隔震橡膠支座試驗方法》(GB/T 20688.1—2007)［12］中有關支座壓縮性能試驗所推薦的方法2，如圖2所示。即:0—P0—P2—P0—P1(第1次加載)，P1—P0—P2—P0—P1(第 2次加載)，P1—P0—P2—P0—P1(第 3次加載)。其中:P0為設計壓力，P2為1.3P0，P1為0.7P0。支座的豎向壓應力分別為3，6，9，12，15，18和21 MPa，豎向荷載和水平位移均采用正弦加載，加載頻率均為0.01 Hz，具體工況如下所示。

圖2 支座豎向荷載加載方法

1)工況1。支座在純壓狀態(tài)下的豎向剛度試驗，首先對支座施加豎向壓力P0，而后按照試驗方法對支座在±0.3 P0范圍內加載、卸載循環(huán)4次，取第3次循環(huán)的結果計算豎向剛度，最后對支座進行卸載。

2)工況2。支座在壓剪狀態(tài)下的豎向剛度試驗，首先對支座施加1.5 MPa的豎向壓應力，再對支座施加水平位移 X0，使支座的剪切應變分別為 50%，100%，150%和200%，繼續(xù)對支座施加荷載至豎向壓力為P0，而后按照試驗方法對支座在 ±0.3 P0范圍內加載、卸載循環(huán)4次，取第3次循環(huán)的結果計算豎向剛度，加載完成后支座豎向壓應力卸載至1.5 MPa，支座水平回復原位，最后對支座進行卸載。

鉛芯橡膠支座的豎向壓縮剛度按式(1)計算

式中:P1為第3次循環(huán)時的較小壓力;P2為第3次循環(huán)時的較大壓力;Y1為第3次循環(huán)時的較小位移;Y2為第3次循環(huán)時的較大位移。

2 試驗結果分析

2.1 純壓狀態(tài)下支座豎向剛度

對鉛芯橡膠支座進行純壓狀態(tài)下的豎向剛度試驗研究。豎向壓應力為12 MPa時支座豎向荷載與豎向位移的關系曲線如圖3(a)所示，支座的豎向壓縮位移(即對支座進行第3次豎向加載過程中豎向荷載為P2時支座的豎向位移Y2)如圖3(b)所示，支座的豎向剛度如圖3(c)所示。

圖3 純壓狀態(tài)下支座的豎向剛度試驗結果

由圖3(a)可以看出，鉛芯橡膠支座在豎向加載過程中，支座的4次豎向荷載和豎向位移關系曲線幾乎重合在一起，并且支座在加載過程中未出現(xiàn)破壞，卸載后支座基本恢復原狀，表明支座具有穩(wěn)定的豎向承載能力和變形性能。

由圖3(b)可以看出，在純壓狀態(tài)下支座的豎向壓縮位移隨著豎向壓應力的增大近似呈線性增大。豎向壓應力由3 MPa增大至21 MPa時，支座的豎向壓縮位移由1.09 mm增大至3.19 mm，豎向壓縮位移增大了約2倍。但在各種壓應力作用下支座的豎向壓縮位移較小，有利于保證支座和上部結構在豎向荷載作用下的穩(wěn)定性。

由圖3(c)可以看出，在純壓狀態(tài)下支座的豎向剛度隨著豎向壓應力的增大近似呈線性增大。豎向壓應力由3 MPa增大至21 MPa時，支座的豎向剛度由2.55×105kN/m增大至5.05×105kN/m，豎向剛度增大了約1倍。

2.2 偏壓狀態(tài)下支座豎向剛度

對鉛芯橡膠支座進行偏壓狀態(tài)下的豎向剛度試驗研究。豎向壓應力12 MPa時各剪切應變狀態(tài)下支座豎向荷載與豎向位移的關系曲線見圖4(a)，支座在不同豎向壓應力和剪切應變狀態(tài)下的豎向壓縮位移(即對支座進行第3次豎向加載過程中豎向荷載為P2時支座的豎向位移Y2)見圖4(b)，支座在不同豎向壓應力和剪切應變狀態(tài)下的豎向剛度見圖4(c)。

由圖4(a)可以看出，鉛芯橡膠支座在豎向加載過程中，在不同剪切應變下支座的4次豎向荷載和豎向位移關系曲線均幾乎重合在一起，表明支座在不同剪切應變下均具有穩(wěn)定的豎向承載能力和變形性能。并且隨著支座剪切應變的增大，支座豎向荷載和豎向位移關系曲線的斜率逐漸減小，支座的豎向剛度逐漸減小。同時，在各工況加載過程中支座均未出現(xiàn)破壞，卸載后支座均能基本恢復原狀，表明支座具有穩(wěn)定的豎向承載能力和變形性能。

圖4 偏壓狀態(tài)下支座的豎向剛度試驗結果

由圖4(b)可以看出，在不同豎向壓應力作用下，隨著支座剪切應變的增大，支座的豎向壓縮位移增大，并且豎向壓應力越大，支座豎向壓縮位移的增大幅度越大。如:豎向壓應力為3 MPa時，支座剪切應變由0增大至200%，支座的豎向壓縮位移由1.09 mm增大至1.75 mm，增大了約61%;豎向壓應力為 21 MPa時，支座剪切應變由0增大至200%，支座的豎向壓縮位移由3.19 mm增大至5.30 mm，增大了約66%。同時，從整體來看在各種壓應力和剪切變形狀態(tài)下支座的豎向壓縮位移均較小，有利于保證支座和上部結構在豎向荷載作用下的穩(wěn)定性。

由圖4(c)可以看出，在不同豎向壓應力作用下，隨著支座剪切應變的增大，支座的豎向剛度近似呈線性減小，并且隨著豎向壓應力的增大，支座豎向剛度減小的幅度越大。如:豎向壓應力為3 MPa時，支座剪切應變由0增大至200%，支座的豎向剛度由2.55× 105kN/m減小至2.00×105kN/m，減小了約22%;豎向壓應力為 21 MPa時，支座剪切應變由0增大至200%，支座的豎向剛度由 5.05×105kN/m減小至3.47×105kN/m，減小了約32%。

3 結論

通過對鉛芯橡膠支座在純壓和偏壓狀態(tài)下豎向剛度的試驗研究，分析了支座豎向壓應力和剪切應變對支座豎向剛度的影響，得出了以下主要結論:

1)在純壓和偏壓狀態(tài)下，在豎向加載過程中鉛芯橡膠支座具有穩(wěn)定的豎向承載能力和變形性能。

2)在純壓狀態(tài)下，支座的豎向壓縮變形隨著豎向壓應力的增大近似呈線性增大;在偏壓狀態(tài)下，隨著支座剪切應變的增大，支座的豎向壓縮位移增大，并且豎向壓應力越大，支座豎向壓縮位移的增大幅度越大。

3)在純壓狀態(tài)下，支座的豎向剛度隨著豎向壓應力的增大近似呈線性增大;在偏壓狀態(tài)下，隨著支座剪切應變的增大，支座的豎向剛度近似呈線性減小，并且隨著豎向壓應力的增大，支座豎向剛度減小的幅度越大。

［1］陸偉東，劉偉慶，吳曉飛，等.昆明新國際機場航站樓A區(qū)結構模型振動臺試驗研究［J］.建筑結構學報，2011，32 (6):27-33.

［2］梁棟，鐘鐵毅，楊風利，等.隔震連續(xù)梁橋系統(tǒng)能量反應影響因素分析［J］.鐵道建筑，2007(6):5-7.

［3］周福霖.工程結構減震控制［M］.北京:地震出版社，1997.

［4］杜修力，韓強，劉文廣，等.方形多鉛芯橡膠支座力學性能研究［J］.地震工程與工程振動，2006，26(2):125-130.

［5］江宜城，聶肅非，葉志雄，等.多鉛芯橡膠隔震支座非線性力學性能試驗研究及其顯式有限元分析［J］.工程力學，2008，25(7):11-17.

［6］朱騰宇，朱玉華.鉛芯橡膠支座滯回特性的振動臺試驗研究［J］.結構工程師，2012，28(4):128-132.

［7］王建強，劉耀東，辛偉，等.水平位移加載方式對鉛芯橡膠支座力學性能的影響［J］.鐵道建筑，2015(9):29-31.

［8］韓強，劉文光，杜修力，等.橋梁隔震支座壓縮剪切變形狀態(tài)的豎向剛度研究［J］.世界橋梁，2006(1):52-55.

［9］GORDON P W，ANDREW S W，MICHAEL C C.Vertical Stiffness of Elastomeric and Lead-Rubber Seismic Isolation Bearings［J］.Journal of Structural Engineering，ASCE，2007，133(9):1227-1236.

［10］蘇鍵，溫留漢 黑沙，等.方形疊層橡膠隔震支座豎向力學性能試驗研究［J］.湖南大學學報(自然科學版)，2011，38 (7):20-24.

［11］沈朝勇，崔杰，馬玉宏，等.超低硬度隔震橡膠支座的豎向力學性能研究［J］.地震工程與工程振動，2012，32(5): 136-145.

［12］中華人民共和國國家質量監(jiān)督檢驗檢疫總局，中國國家標準化管理委員會.GB/T 20688.1—2007 橡膠支座:第1部分 隔震橡膠支座試驗方法［S］.北京:中國標準出版社，2007.

Experimental study on vertical stiffness of lead-centered rubber bearings

WANG Jianqiang1，ZHAO Yun1，LIU Yaodong1，ZHAO Zhuo2，ZHAO Jun1
(1.School of Civil Engineering，Zhengzhou University，Zhengzhou Henan 450001，China; 2.School of Civil Engineering，Ningbo University of Technology，Ningbo Zhejiang 315211，China)

Vertical stiffness test of the lead-centered rubber bearings was carried out，and the influence of the vertical compression stress and shear strain on the vertical stiffness of the bearings was studied.T he results show that the vertical compressive deformation and the vertical stiffness of the bearing increase linearly with increasing vertical compression stress when the bearing is under compression.Under compression with eccentricity，the vertical compressive deformation of the bearing increases with increasing shear strain，and it increases more significantly with increasing vertical pressure-stress.T he vertical stiffness of the bearing decreases linearly with increasing shear strain，and it decreases more significantly with increasing vertical compression stress.

Lead-centered rubber bearing;Vertical stiffness;Vertical compression stress;Shear strain;Experimental study

TU375.4

:ADOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2015.11.10

(責任審編 趙其文)

2015-06-14;

:2015-09-28

國家自然科學基金河南省聯(lián)合基金項目(U1204502);河南省重點科技攻關項目(102102210062);河南省高?？萍紕?chuàng)新團隊(15IRTSTHN026)

王建強(1975— )，男，教授，博士。

1003-1995(2015)11-0033-04