一種新型三維隔震支座的試驗研究

盧民鶴，沈朝勇，譚 平，鄭俊杰

（廣州大學工程抗震研究中心，廣州 510405）

0 引言

地震是威脅人類的自然災(zāi)害之一，抗震最有效的構(gòu)想是把結(jié)構(gòu)物和地面隔離開，在發(fā)生地震時，既可保證結(jié)構(gòu)的安全，又能保護結(jié)構(gòu)內(nèi)部的設(shè)備設(shè)施不受破壞。現(xiàn)代隔震技術(shù)實現(xiàn)了該思想，到目前為止已得到了較好的發(fā)展[1-5]。美國Northridge大地震 （1994年）和日本神戶大地震（1995年）地震區(qū)隔震建筑的地震觀測結(jié)果表明：隔震結(jié)構(gòu)體系是當前一種有效的減輕地震災(zāi)害的新型結(jié)構(gòu)體系[6-7]。

傳統(tǒng)觀點認為[8]，地震的時候，對結(jié)構(gòu)的破壞起決定性作用的是水平方向的地震力，因此現(xiàn)在隔震技術(shù)的研究主要集中在水平隔震這部分，水平隔震技術(shù)研究成熟，應(yīng)用廣泛。但是除了水平方向的地震動響應(yīng)，豎向的動力響應(yīng)對建筑物的影響也是顯著的，因此隔離堅向地震動也是急需解決的問題。在高烈度區(qū)，豎向地震分量對建筑物的破壞作用不能忽視，特別是在震中和發(fā)震斷層的附近，豎向地震分量比較大，對建筑物的破壞也是非常大的[9]。因此，三維隔震技術(shù)的研究是迫在眉睫的。

為解決計算機房或精密儀器的防振和隔震問題，在室內(nèi)樓板下已有采用三維隔震技術(shù)的實際工程[10]。當整體結(jié)構(gòu)采用三維隔震支座時，由于支座的豎向剛度較小，地震發(fā)生時，如何解決隔震結(jié)構(gòu)的搖擺問題和確保支座的穩(wěn)定性和安全性是三維隔震技術(shù)應(yīng)用的主要難題。國際上已有一些學者對此進行了嘗試性研究[11-12]，但在世界范圍內(nèi)同時實現(xiàn)隔離地震和振動的工程并不多[13]。

2012年，賈俊峰、歐進萍[14]等基于鉛芯橡膠隔震塾、組合碟形彈簧和鋼板阻尼器的各自力學性能特點，設(shè)計開發(fā)出一種新型的碟形彈簧三維隔震裝置，該三維隔震裝置具有構(gòu)造合理、傳力機制明確等優(yōu)點，在水平向和豎向都能夠具有適宜的隔震剛度和阻尼耗能性能，并且在較大水平剪切變形時仍具有良好的整體穩(wěn)定性。

碟形彈簧在隔震支座中的應(yīng)用已經(jīng)較為廣泛，但其力學性能尚未為土木工程領(lǐng)域熟知，關(guān)于碟形彈簧力學性能的實驗研究非常有限[15]。對隔震支座進行力學模型簡化和數(shù)值分析時，組合碟形彈簧件的剛度、阻尼等參數(shù)仍需進行假設(shè)，缺乏足夠依據(jù)，難以保證計算準確性和合理性[16]。

本文通過對傳統(tǒng)的碟形彈簧進行改進，主要是增加了頂面接觸面和下部接觸面，同時為了降低其剛度，采用了非傳統(tǒng)60 SiMn鋼，采用了較低彈性模量的普通鋼，并將改進后的新型蝶形彈簧通過對合疊合的方式組成碟簧豎向隔震支座，與二維天然隔震橡膠支座通過串聯(lián)的方式組合成一個新型的三維隔震支座[17]。主要針對LNR、碟簧豎向隔震支座和三維隔震支座的力學性能進行了一系列的試驗研究，分析獨立下的二維隔震支座與三維隔震支座相互之間力學性能的關(guān)系，并對其規(guī)律進行了一系列的總結(jié)和分析，為以后三維隔震支座的研究提供實驗依據(jù)。

1 三維隔震支座的試驗?zāi)Ｐ?/h2>

三維隔震支座由兩部分組成，上部為天然隔震橡膠支座（LNR），其試驗?zāi)Ｐ偷膮?shù)見表1所示。下部結(jié)構(gòu)為三個并聯(lián)一起的碟形彈簧桶，單個套筒內(nèi)置的彈簧片參數(shù)如表2所示，圖1為單片碟形彈簧詳解，圖2是三維隔震支座的效果圖。

表 1普通橡膠支座參數(shù)Table 1 Parameters of plain rubber bearings

表 2單桶碟形彈簧豎向隔震支座參數(shù)Table 2 parameters of vertical isolation support of single barrel disc spring

圖1 單片蝶形彈簧詳圖Fig.1 Test model of single disc spring

圖2 三維隔震支座效果圖Fig.2 The effect diagram of three-dimensional isolator

2 LNR水平力學性能試驗

對LNR進行水平單向壓剪狀態(tài)下的力學性能研究，支座的剪切變形分別取50%、100%、150%、和200%，在各種剪切變形下對支座施加6 Mpa的壓應(yīng)力，水平位移加載頻率為 0.05 Hz[18]。提取各工況下第三循環(huán)數(shù)據(jù)繪制滯回曲線，計算各個工況下的水平等效剛度。圖3為LNR支座不同剪切變形時水平力學性能與 100%變形時性能比值隨水平剪應(yīng)變的變化曲線。圖中數(shù)據(jù)結(jié)果顯示LNR水平等效剛度隨剪應(yīng)變增加而減小[19]。

為研究LNR頻率的相關(guān)性，在支座100%水平剪切變形和6 MPa的豎向荷載下，分別研究了0.01 Hz、 0.02 Hz、 0.05 Hz、 0.1 Hz、 0.33 Hz時支座的水平等效剛度,提取各工況下第三循環(huán)的數(shù)據(jù)繪制滯回曲線[18]。圖4給出了LNR支座不同加載頻率時水平力學性能與0.33 Hz時性能比值隨水平加載頻率的變化曲線，圖中曲線趨勢表明LNR水平等效剛度隨頻率增加而增大[19]。

圖3 LNR支座不同剪切變形時水平力學性能與100%變形時性能比值隨水平剪應(yīng)變的變化曲線Fig.3 The ratio between the horizontal mechanical property of LNR isolator under different shear deformations and those under 100%deformation changing with horizontal shear deformation

圖4 LNR支座不同加載頻率時水平力學性能與0.33 Hz時性能比值隨水平加載頻率的變化曲線Fig.4 The ratio between the horizontal mechanical property of LNR isolator in the case of different frequencies of horizontal loading and that of 0.33 Hz loading frequency changing with frequency of loading

3 豎向隔震支座力學性能研究

豎向隔震支座由碟形彈簧通過2疊合11對合的形式組合而成，本文對豎向隔震支座進行了力學性能分析，包括豎向壓應(yīng)力相關(guān)性和頻率相關(guān)性。

3.1 豎向隔震支座的壓應(yīng)力相關(guān)性研究

本文試驗的對象是將三個套筒豎向隔震支座并聯(lián)在連接板上，支座連接板下部固定在壓剪試驗臺上。針對該支座，分別對其施加4 MPa、5 MPa、6 MPa（1±30%）的豎向壓應(yīng)力，加載頻率為0.03 Hz的正弦波，往復加載四次，取荷載中的第三循環(huán)繪制力-位移曲線，如圖5所示，計算其各壓應(yīng)力下的豎向剛度[19]。豎向施加的荷載在碟形彈簧的彈性范圍內(nèi)，而且每次反復加載和卸載，碟形彈簧都可以恢復原來的高度。

圖5 豎向隔震支座各應(yīng)力下壓力-位移曲線對比分析Fig.5 Comparative analysis of pressure-displacement curves under different stress of vertical isolation bearings

根據(jù)圖6數(shù)據(jù)顯示：在相同的頻率下，4 MPa下的豎向剛度相對于6 MPa下的增加了24%，說明壓應(yīng)力對豎向剛度的影響較為明顯，由碟形彈簧組成的豎向隔震支座的豎向剛度隨著荷載的增大呈線性變化，同時也說明該結(jié)果說明新型碟形彈簧的豎向剛度與傳統(tǒng)的碟形彈簧有相似的變化特征，其豎向剛度隨著豎向荷載的增加而線性增加。

圖6 豎向隔震支座的豎向剛度隨壓應(yīng)力的變化曲線Fig.6 Curves of vertical stiffness of vertical bearing with compressive stress

3.2 豎向隔震支座的頻率相關(guān)性研究

針對豎向隔震支座，在豎向壓應(yīng)力為6 MPa時，分別在0.005 Hz、0.01 Hz、0.03 Hz、0.05 Hz的頻率下加載，取荷載中的第三個循環(huán)繪制力-位移曲線，計算其各壓應(yīng)力下的豎向剛度，繪制頻率-豎向剛度曲線[18]。由圖7可知，在0.05 Hz時的豎向剛度比0.005 Hz時只增加了4.7%，在各頻率下，豎向剛度最大的比最小也只增加6.6%，說明在低頻情況下，加載頻率對豎向隔震支座的豎向剛度的影響不大。由于試驗設(shè)備的限制，加載的豎向荷載頻率只能達到0.05 Hz，根據(jù)試驗結(jié)果隨頻率變化的增長關(guān)系，分別計算0.1 Hz、0.3 Hz和0.5 Hz豎向荷載時豎向隔震支座的剛度。從圖中數(shù)據(jù)來看，高頻對支座豎向剛度的影響較大。

圖7 豎向隔震支座的豎向剛度隨頻率的擬合曲線Fig.7 Vertical stiffness changes with frequency of vertical isolation bearings

4 三維隔震支座力學性能試驗

三維隔震支座上部由二維天然隔震橡膠支座（LNR）組成，下部由組合式蝶形彈簧豎向隔震支座構(gòu)成，三個豎向隔震支座與LNR根據(jù)圖紙進行安裝，在廣州大學工程抗震研究中心進行支座的力學性能試驗，如圖8。

圖8 試驗中的支座Fig.8 Isolator in test

4.1 三維隔震支座水平力學性能與LNR對比分析

組合三維隔震支座分別在50%、1 00%、150%、200%剪切應(yīng)變時的力-位移曲線如圖9所示。由圖可見，與LNR的水平滯回曲線相似，隨著剪切變形的增加，滯回曲線越來越豐滿。

圖9 三維隔震支座的水平滯回曲線Fig.9 Horizontal hysteretic curve of three dimensional isolation bearings

圖10 三維隔震支座不同剪切變形時水平力學性能與100%變形時性能比值隨水平剪應(yīng)變的變化曲線Fig.10 The ratio between the horizontal mechanical property of three dimensional seismic isolator under different shear deformations and those under 100%deformation changing with horizontal shear deformation

圖10給出了三維隔震支座不同剪切變形時水平力學性能與100%變形時的比值隨水平剪應(yīng)變的變化曲線，圖11給出了三維隔震支座不同壓應(yīng)力時水平力學性能與 5 MPa時性能比值隨豎向壓應(yīng)力的變化曲線。根據(jù)圖10曲線數(shù)據(jù)顯示，隨著水平剪切變形的增加，三維隔震支座的水平等效剛度呈非線性降低；圖11數(shù)據(jù)顯示，在相同的剪切變形下，隨著豎向壓應(yīng)力的增大，三維隔震支座的水平等效剛度逐步減小，呈線性變化。

圖11 三維隔震支座不同壓應(yīng)力時水平力學性能與5 MPa時性能比值隨豎向壓應(yīng)力的變化曲線Fig.11 The ratio between the horizontal mechanical property of three dimensional seismic isolator under different vertical compression and that under 5 MPa compression changing with vertical compression

圖12和圖13分別表示6 MPa下50%和100%水平剪切變形時三維隔震支座與LNR滯回曲線對比。曲線表明，三維隔震支座的水平剪應(yīng)變的滯回曲線面積比LNR的減小了，借鑒文獻 [20]支座的等效阻尼比公式，由于滯回曲線的面積減小，導致三維隔震支座的等效阻尼比較相同剪切變形下的LNR有輕微減小。

圖12 6 MPa下50%水平剪切變形時三維隔震支座與LNR滯回曲線對比Fig.12 Comparison of hysteretic curves of three dimensional seismic isolation bearings with LNR under 50%horizontal shear deformation at 6 MPa

圖13 6 MPa下100%水平剪切變形時三維隔震支座與LNR滯回曲線對比Fig.13 Comparison of hysteretic curves of three dimensional seismic isolation bearings with LNR under 100%horizontal shear deformation at 6 MPa

圖14 6 MPa下三維隔震支座與LNR水平等效剛度對比分析Fig.14 Comparative analysis of horizontal equivalent stiffness between three dimensional isolation bearings and LNR at 6 MPa

圖14為6 MPa下三維隔震支座與LNR水平等效剛度對比分析，參考二維天然隔震橡膠支座6 MPa下的水平剪切性能，除了在200%剪切變形的工況下，三維隔震支座的水平等效剛度比LNR的小5%以外，其余剪切變形下的值都要比LNR的小10%左右，表明三維隔震支座的水平等效剛度主要由LNR決定，但是其豎向隔震支座對其水平等效剛度有輕微的影響，使其水平等效剛度降低10%左右，但是這種影響在大剪切變形的情況下會減弱。說明三維隔震支座下，水平等效剛度相對于二維下的LNR有輕微減小。

4.2 三維隔震支座的豎向性能與豎向隔震支座對比分析

對比不同剪切變形作用下三維隔震支座的豎向剛度，如圖15所示。由圖可見，在0%、100%和200%剪切應(yīng)變下，三維隔震支座的豎向剛度隨著豎向荷載的增加而增加，近似呈線性變化。圖16為三維隔震支座在相同壓應(yīng)力下豎向剛度隨剪應(yīng)變的變化曲線，由曲線可知， 相同豎向壓應(yīng)力作用下，隨著水平剪切應(yīng)變的增大，三維隔震支座豎向剛度呈減小趨勢，4 MPa時100%和200%剪應(yīng)變的豎向剛度比0%時的分別降低了 13%和15%，6 MPa時只降低了2%和1%，說明在豎向荷載比較小時，水平剪切變形對三維隔震支座的豎向剛度有輕微影響，但是當水平剪切變形到一定值時，這種影響會逐漸消失或者不明顯；在豎向荷載比較大，水平剪切變形對三維隔震支座的豎向剛度影響不大，隨著剪切變形的改變，豎向剛度基本保持不變。

圖15 不同剪切變形作用下三維隔震支座隨豎向荷載變化的豎向剛度曲線Fig.15 Different shear deformation curve of vertical stiffness under three-dimensional isolator changes with the vertical load

圖17給出了0%剪應(yīng)變下的三維隔震支座和無LNR的豎向隔震支座的豎向剛度對比曲線。從圖中可以看出，在相同荷載下，無LNR的豎向隔震支座的豎向剛度比三維隔震支座的大，但是兩個支座的豎向剛度差值在5%左右，根據(jù)串聯(lián)支座剛度計算公式[21]（見式1），LNR的豎向剛度和碟形彈簧隔震支座的相差比較大，所以兩個組合而成的三維隔震支座剛度較二維的豎向隔震支座小。

式（1）中KDh為豎向隔震支座的豎向剛度，KRh為LNG的豎向剛度。說明LNR對三維隔震支座的豎向剛度的影響并不明顯。

圖16 三維隔震支座在相同壓應(yīng)力下豎向剛度隨剪應(yīng)變的變化曲線Fig.16 The change curves of vertical stiffness with shear strain under the same compressive stress of three dimensional seismic isolation bearing

圖17 三維隔震支座與豎向隔震支座的豎向剛度對比分析曲線Fig.17 Comparative analysis curves of vertical stiffness between three dimensional isolation bearings and vertical isolation bearings

5 結(jié)語

本文對一種新的三維隔震支座的豎向力學性能和水平力學性能進行了試驗研究，通過試驗得出以下結(jié)論：

（1）豎向彈簧片支座的豎向剛度隨壓應(yīng)力的增加呈線性變化；在低頻率情況下頻率對其豎向剛度影響不大，但高頻具有一定影響。

（2）在相同剪應(yīng)變下，三維隔震支座水平剛度相對于相獨立狀態(tài)下的LNR會略有降低

（3）對比豎向隔震支座和三維隔震支座的豎向剛度，LNR對三維隔震支座整體豎向剛度影響并不大。

參考文獻：

[1] Masahiko Higa shino，Shin Okamoto.Response Control and Seismic Isolation of Buildings[M].Oxford： Taylor＆Francis Group， 2006.

[2]周福霖.工程結(jié)構(gòu)減震控制[M].北京：地震出版社，1997.

[3]日本建筑學會.隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計（3版）[M].劉文光，譯.北京：地震出版社，2006.

[4]魏陸順，周福霖，任珉，等.三維隔震新技術(shù)保障地鐵平臺上部安全[J].建設(shè)科技，2007（9）： 38-39.

[5]魏陸順，周福霖，劉文光.組合基礎(chǔ)隔震在建筑中的應(yīng)用[J].地震工程與工程振動，2007，27（2）：158-163.

[6]大山秀美.仙臺隔震建筑地震反應(yīng)[R].株式會社藤田技術(shù)研究所所報，2003.

[7]劉愉生，納棄成.關(guān)于武定地震對大理橡膠建筑影響的調(diào)查報告[R].云南：大理市設(shè)計院，1995.

[8]辛婭云.豎向地震作用的重要性[J].工程抗震與加固改造， 2005， 28 （S1）： 54-56

[9]趙帥.三維多功能隔振支座的試驗研究[D].南京：東南大學，2015.

[10]Fujita T， Nakajima K， Sugimoto H， et al.l A 3-D isolation floor with a direction converter or vibration for vertical Isolation[C]//Proceedings of 3rd Symposium on Seismic Vibration and Shock Isolation.ASM E/PVP1989， 181： 43-48.

[11]Kashiwazaki A，F(xiàn)uji w aka T，Shimada T，eta.l Feasibility tests on a three-dimensional base isolation system incorporating hydraulic mechanism[J].American Society of Mechanical Engineers,Pressure Vessels and Piping Division(Publication)PVP， 2002， 445 （2）：11-18.

[12] Yaban a S.Development of thick rubber bearing for three-dimensional seismic isolation[C]//Proc.of 12th World Conference on Earthquake Engineering.NewZealand：The NewZealand Society for Earthquake Engineering，2000： 104-106

[13]魏陸順，周福霖，任珉，等.三維隔震 (振 )支座的工程應(yīng)用與現(xiàn)場測試[J].地震工程與工程振動，2007， 27 （3）： 121-125.

[14]賈俊峰，歐進萍，劉明，等.新型三維隔震裝置力學性能試驗研究[J].土木建筑與環(huán)境工程，2012，34（1）： 29-34.

[15]黃河.三維復合隔震支座的碟形彈簧試驗與應(yīng)用研究[D].北京：北京交通大學,2013.

[16]靳凡，徐兵.碟形彈簧的力學性能分析[C].成都：四川省博士專家論壇.2014.

[17]陸文遂.碟形彈簧的計算.設(shè)計與制造[M].上海：復旦大學出版社，1990.

[18]中國國家標準化管理委員會.橡膠支座第 1部分：隔震橡膠支座試驗方法：GB/T20688.1-2007[S].北京：中國標準出版社，2007.

[19]楊彥飛，何文福.橡膠隔振支座基本力學性能實驗研究[J].建筑科學， 2010， 26 （5）： 6-9.

[20]蘇經(jīng)宇，王超.建筑隔震橡膠支座[J].中國橡膠，2000（10）： 8-10.

[21]王維，李愛群，周德恒，等.新型三維多功能隔振支座設(shè)計及其隔振分析[J].東南大學報 （自然科學版），2014， 44 （4）： 787-792.