新型橡膠隔震支座臨界行為理論模型研究

孫新陽(yáng)， 楊維國(guó)， 王 萌

(北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

新型橡膠隔震支座臨界行為理論模型研究

孫新陽(yáng)， 楊維國(guó)， 王 萌

(北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

橡膠隔震支座在地震作用下同時(shí)受到巨大軸力與剪切變形，易發(fā)生穩(wěn)定性問(wèn)題進(jìn)入臨界狀態(tài)，現(xiàn)行設(shè)計(jì)方法及計(jì)算理論不能準(zhǔn)確計(jì)算臨界力及臨界位移，嚴(yán)重威脅隔震結(jié)構(gòu)安全。提出計(jì)算橡膠支座臨界行為新型理論模型，根據(jù)支座進(jìn)入臨界狀態(tài)時(shí)受力規(guī)律，以兩層豎向彈簧模擬支座轉(zhuǎn)動(dòng)性能，非線性水平彈簧模擬剪切性能，建立力學(xué)模型對(duì)支座臨界行為進(jìn)行分析。通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，表明建立的理論模型能夠準(zhǔn)確模擬橡膠支座的臨界行為，解決了現(xiàn)存分析模型中需要依靠試驗(yàn)校正系數(shù)以及誤差過(guò)大的問(wèn)題，為隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供有力工具。

橡膠支座；水平剛度；穩(wěn)定性；臨界力；力學(xué)模型；有限元分析

結(jié)構(gòu)隔震技術(shù)是一種發(fā)展較快的結(jié)構(gòu)震動(dòng)控制技術(shù)，近年來(lái)已在高層及超高層建筑中得到廣泛應(yīng)用[1-2]。橡膠隔震支座作為隔震體系中重要的隔震構(gòu)件，不僅能夠提供較大的豎向剛度[3]，并且在地震作用下，橡膠層產(chǎn)生剪切變形，有效延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的水平周期，從而減小結(jié)構(gòu)的慣性力[4]。

當(dāng)結(jié)構(gòu)遭遇罕遇地震時(shí)，支座在上部結(jié)構(gòu)重力及地震傾覆力矩作用下，受到巨大壓縮荷載；同時(shí)，支座橡膠層產(chǎn)生較大剪應(yīng)變，頂部剪切變形往往超過(guò)支座直徑。隨著剪應(yīng)變不斷增加，支座水平剛度逐漸退化，當(dāng)水平剛度降為0時(shí)，支座發(fā)生失穩(wěn)進(jìn)入臨界狀態(tài)(如圖 1所示)。臨界行為是支座的一種重要受力特征，支座的穩(wěn)定性是隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及支座設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮的重要環(huán)節(jié)[5]，準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)支座的臨界位移與臨界力對(duì)于揭示支座受力規(guī)律具有重要意義。

圖1 橡膠支座臨界行為Fig.1 Critical behavior of rubber bearings

因此，為了能夠模擬支座臨界行為下受力狀態(tài)，一些學(xué)者進(jìn)行了廣泛研究，建立理論模型并推導(dǎo)了支座臨界力公式。Nagarajaiah等[6](1999)最早提出了能夠模擬支座臨界力的理論模型，該模型在雙彈簧模型(如圖 2所示)基礎(chǔ)上引入非線性，并通過(guò)臨界力試驗(yàn)驗(yàn)證了模型能夠有效模擬出臨界力隨位移增大而減小的特征，但模擬精度有所不足。Iizuka[7]同樣對(duì)雙彈簧模型進(jìn)行改進(jìn)，建立分析模型，較準(zhǔn)確的模擬了豎向力與剪應(yīng)變對(duì)剪力的影響，然而模型中非線性參數(shù)需經(jīng)過(guò)試驗(yàn)校正且對(duì)數(shù)值變化非常敏感[8]，增加了工程應(yīng)用時(shí)的局限性。Han等[9](2014)總結(jié)上述模型并建立新型支座力學(xué)模型，模型很大程度上對(duì)模型進(jìn)行了簡(jiǎn)化，且提高了模型分析結(jié)果的準(zhǔn)確性，但與支座進(jìn)入臨界狀態(tài)時(shí)對(duì)角受拉受力狀態(tài)不符，理論性不足。以上研究對(duì)于推進(jìn)支座精確理論模型發(fā)展及揭示支座受力規(guī)律具有重要意義。

圖2 雙彈簧模型Fig.2 Two-spring model

為了研究疊層橡膠支座在臨界狀態(tài)下的受力規(guī)律，提出能夠準(zhǔn)確模擬支座臨界行為的理論模型，解決現(xiàn)存理論模型中需要依靠試驗(yàn)校正系數(shù)以及誤差過(guò)大的問(wèn)題：本文首先根據(jù)現(xiàn)行臨界力計(jì)算方法，確定了基于有效面積模型的支座臨界力公式；然后從支座進(jìn)入臨界狀態(tài)時(shí)受力機(jī)理入手，采用ABAQUS軟件建立支座非線性數(shù)值模型，通過(guò)對(duì)國(guó)外典型壓縮、剪切及臨界狀態(tài)試驗(yàn)?zāi)M，驗(yàn)證了模型的精確性和實(shí)用性，從而指導(dǎo)理論模型建立；在此基礎(chǔ)上，綜合現(xiàn)有學(xué)者理論模型，建立了能夠有效模擬支座臨界狀態(tài)下受力規(guī)律的力學(xué)分析模型，并與試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，為支座受力進(jìn)一步分析及工程應(yīng)用奠定有力基礎(chǔ)。

1 支座臨界狀態(tài)理論

目前對(duì)于橡膠支座臨界力的計(jì)算方法，多基于小變形及橡膠線性假定，根據(jù)Haringx理論算得[10]，當(dāng)支座頂部無(wú)剪切變形時(shí)，可以得到支座臨界力為

(1)

式中：Pcro為支座初始臨界力；GAs為支座剪切剛度，其中As=Abl/Tr，Ab為橡膠剪切面積，Tr為橡膠層總厚度；PE為歐拉荷載，PE=π2EIs/l2。

由于橡膠支座中PE≥GAs，式(1)簡(jiǎn)化為式(2)的形式

(2)

地震荷載作用下，隔震層上部與基礎(chǔ)間發(fā)生相對(duì)位移，支座剪切變形增加，臨界力不斷減小。目前國(guó)內(nèi)外采用的設(shè)計(jì)方法及規(guī)范中多根據(jù)圖3所示的有效面積模型計(jì)算，規(guī)定當(dāng)頂部剪切位移為ucr時(shí)，臨界壓力Pcr為

(3)

式中：Ae為橡膠支座發(fā)生剪切變形時(shí)重疊區(qū)域面積；A為無(wú)剪切變形時(shí)橡膠層截面積。

圖3 橡膠支座有效面積模型Fig.3 Effective area model of rubber bearing

由式(3)可以看出，支座臨界力隨著剪切位移增加而減小，式(3)中，當(dāng)變形Ae=0時(shí)，臨界力減為0。

2 有限元模型驗(yàn)證

隨著剪切變形增加，橡膠支座水平剛度不斷退化，在進(jìn)入臨界狀態(tài)時(shí)出現(xiàn)零剛度現(xiàn)象，表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非線性，支座應(yīng)力狀態(tài)復(fù)雜。普通的有限元方法難以有效地模擬支座的臨界受力行為，需要建立能夠準(zhǔn)確模擬橡膠支座壓縮、剪切以及大震作用下進(jìn)入臨界狀態(tài)的有限元模型，為建立理論模型提供必要條件，同時(shí)為進(jìn)一步分析提供有力工具。

為驗(yàn)證所建立的有限元模型能夠準(zhǔn)確模擬橡膠支座的實(shí)際受力情況，選取國(guó)外典型試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，選取文獻(xiàn)[11] (支座A0)中Test 8及Test 26驗(yàn)證支座壓縮及剪切工況，同時(shí)選取文獻(xiàn)[12] (支座A0)及文獻(xiàn)[13](支座A1)驗(yàn)證支座的臨界行為。試驗(yàn)中支座參數(shù)，如表1所示。

表1 橡膠隔震支座參數(shù)

2.1 有限元模型建立

采用ABAQUS軟件建立有限元模型，如圖 4所示，以雜交實(shí)體單元C3D8H模擬橡膠層，避免采用普通實(shí)體單元模擬橡膠材料產(chǎn)生體積自鎖，以單層非協(xié)調(diào)實(shí)體單元C3D8I模擬夾層鋼板及端板，避免完全積分時(shí)一階單元產(chǎn)生剪切自鎖[14]。夾層鋼板及橡膠層之間采用共用節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接，避免采用接觸或耦合表面造成模型收斂困難與計(jì)算誤差。

圖4 支座有限元模型Fig.4 Finite element model of bearings

為保持有限元邊界條件與試驗(yàn)一致，同時(shí)為方便加載，分別在模型上下端面形心建立參考點(diǎn)，并將該表面自由度與參考點(diǎn)進(jìn)行耦合。考慮實(shí)際試驗(yàn)工況定義模型邊界條件，約束模型頂部參考點(diǎn)x向平動(dòng)及轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，并固結(jié)下部參考點(diǎn)。有限元的加載過(guò)程與試驗(yàn)一致：首先在頂部參考點(diǎn)施加z向荷載，模擬上部結(jié)構(gòu)自重；考慮水平加載過(guò)程中支座剪切剛度不斷退化，因此以位移方式進(jìn)行水平加載，通過(guò)施加y向位移，模擬隔震層在地震作用下產(chǎn)生的剪切變形。

2.2 本構(gòu)模型選取與網(wǎng)格劃分

支座模型中鋼結(jié)構(gòu)部分采用線彈性模型，材料彈性模量為200 Gpa，泊松比為0.3。由于橡膠材料是各向同性不可壓縮的超彈性體，故選取有限元軟件中用于模擬此類材料的超彈性本構(gòu)模型，以應(yīng)變勢(shì)能(U)來(lái)表示橡膠材料的力學(xué)性質(zhì)。選取能夠較好的模擬橡膠材料在壓縮及剪切狀態(tài)下的受力特征Neo-Hookean本構(gòu)模型進(jìn)行模擬[15]，若已知橡膠剪切模量G與體積模量K，則Neo-Hookean本構(gòu)模型應(yīng)變勢(shì)能表達(dá)式為

(4)

由于橡膠材料不可壓縮(泊松比ν=0.5)，體積在荷載作用下保持不變，在軸力與剪力共同作用下，橡膠材料產(chǎn)生較大變形，網(wǎng)格易產(chǎn)生畸變影響計(jì)算結(jié)果，因此需要對(duì)模型網(wǎng)格尺寸進(jìn)行敏感性分析，確定合適的網(wǎng)格尺寸。

在對(duì)支座進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，為了保證單元在平面內(nèi)長(zhǎng)寬比近似為1，避免單元形狀影響計(jì)算結(jié)果，徑向單元尺寸根據(jù)式(5)進(jìn)行劃分。

(5)

式中：b為徑向連續(xù)兩個(gè)單元長(zhǎng)度比；Nr為徑向單元數(shù)；D0與D分別為支座內(nèi)外半徑。得到當(dāng)有限元模型周向劃分40份、徑向10份、厚度方向劃分4份可使計(jì)算誤差在2%以下，支座模型的尺寸示意如圖 4所示。

2.3 有限元與試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果對(duì)比

支座A0有限元計(jì)算的荷載—位移曲線與壓縮、剪切試驗(yàn)曲線對(duì)比如圖 5所示，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，數(shù)值模型能夠較為準(zhǔn)確地模擬出橡膠支座的壓縮及剪切特性。加載結(jié)束時(shí)，圖 5中支座剛度計(jì)算值與試驗(yàn)值相差在5%以內(nèi)，說(shuō)明所建立的有限元方法能夠準(zhǔn)確模擬橡膠支座壓縮與剪切剛度。

圖5 支座A0壓縮及剪切試驗(yàn)有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of rubber A0 between FE model and test results

不同預(yù)壓力P作用下，支座A0剪力-位移曲線數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖6所示，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)曲線吻合良好，有限元方法能夠有效模擬出支座在軸力與剪力共同作用下進(jìn)入臨界狀態(tài)，并能夠較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)出支座到達(dá)臨界狀態(tài)時(shí)的水平剪力與臨界位移。圖7為支座A0與A1臨界位移-臨界荷載曲線，可以看出，隨著頂部荷載增加，支座臨界位移減小，有限元模型同樣可以模擬出此現(xiàn)象。

圖6 支座A0臨界狀態(tài)試驗(yàn)有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison of rubber A0 between FE model and test results

圖7 支座A0與A1臨界狀態(tài)試驗(yàn)有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of rubber A0 and A1 between FE model and critical test results

國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)《建筑隔震支座》[17]及我國(guó)規(guī)范《橡膠支座》[18]對(duì)天然橡膠支座內(nèi)部橡膠材料拉伸性能做了限值規(guī)定，要求其拉伸強(qiáng)度≥12 MPa?！督ㄖ拐鹪O(shè)計(jì)規(guī)范》[19]規(guī)定：隔震支座在大震作用下的最大水平位移應(yīng)滿足下列要求

umax≤0.55D

(6)

umax≤3Tr

(7)

式中：umax為隔震支座最大水平位移；D為支座直徑。圖 8為A0支座頂部壓力為10 MPa且位移達(dá)到臨界位移(u=103 mm)時(shí)豎向S33應(yīng)力，圖中正值為受拉，負(fù)值受壓?？梢钥闯?，當(dāng)支座進(jìn)入臨界狀態(tài)時(shí)，即使頂部受到壓力作用，支座右上及左下角仍出現(xiàn)出拉應(yīng)力區(qū)，拉應(yīng)力大小約為8.5 MPa，剪切位移達(dá)到規(guī)范限值u=0.55D(83.6 mm)時(shí)，角部拉應(yīng)力為6.7 MPa，均未達(dá)到橡膠極限抗拉強(qiáng)度，但拉應(yīng)力明顯。支座拉應(yīng)力區(qū)的出現(xiàn)是支座臨界狀態(tài)的一大受力特征，確定拉應(yīng)力大小可有效指導(dǎo)理論模型的建立及進(jìn)一步分析。

圖8 P=10 MPa, u=103 mm時(shí)A0支座豎向應(yīng)力云圖Fig.8 Bearing A0 vertical stress contour for P=10 MPa at u=103 mm

3 橡膠支座力學(xué)模型

3.1 模型描述

根據(jù)以上橡膠支座的受力特征，建立如圖 9所示的力學(xué)模型。模型包含一根剛性柱、一個(gè)剪切彈簧及上下兩組豎向彈簧組成，其中剛性柱長(zhǎng)為l，剪切彈簧剛度為Ks，豎向彈簧本構(gòu)模型定義為雙線性：壓縮向及拉伸屈服前剛度為Ec，屈服后進(jìn)入塑性。

圖9 橡膠支座力學(xué)模型Fig.9 Mechanical model of rubber bearings

剛性柱頂部在軸力P與剪力F的作用下，支座產(chǎn)生轉(zhuǎn)角為θ，剪切彈簧變形為s，柱頂端水平位移為u，頂部在彎剪變形共同作用下豎向位移為v，則柱頂位移u及v可由s及θ表示為

u=scos(θ)+lsin(θ)

(8)

v=ssin(θ)+l[1-cos(θ)]

(9)

考慮模型在變形狀態(tài)下受力平衡，則有

Qs=Fcos(θ)+Psin(θ)

(10)

Ms=Pu+F(l-v)

(11)

式中：Qs為剪切彈簧變形為s時(shí)內(nèi)力，Ms為剛性柱底部所受外力彎矩。采用文獻(xiàn)[7]中逐步增量法對(duì)式(8)～式(11)進(jìn)行求解，根據(jù)文獻(xiàn)[6]研究，剪切彈簧受力關(guān)系為

(12)

式中：Go為橡膠初始剪切模量；Tr為支座中橡膠層總厚度；Ab為橡膠剪切面積；Cs為無(wú)量綱常數(shù)。文獻(xiàn)[20]對(duì)不同支座進(jìn)行研究，得出兩支座Cs分別為0.282 1及0.325時(shí)模擬結(jié)果較好，為方便計(jì)算，本模型中取Cs=0.3模擬剪切彈簧中非線性關(guān)系。

兩排豎向彈簧內(nèi)力由外力計(jì)算得到，根據(jù)受力平衡條件有

(13)

(14)

式中：σsj為模型中剪切彈簧變形為s時(shí)下部第j根彈簧中應(yīng)力，Aj為第j根彈簧截面積，dsj為第j根彈簧截面中心與支座截面中心距離，豎向彈簧變形關(guān)系為

(15)

式中：x為中性軸與第1根彈簧中心距離；εsj為第j根彈簧應(yīng)變；ls為彈簧未發(fā)生變形時(shí)長(zhǎng)度。

為保證理論模型中初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度與原支座相同，豎向彈簧長(zhǎng)度ls需滿足

(16)

式中：Ec為橡膠材料壓縮模量；E為支座抗彎模量，有E=Ec/3；I為支座截面慣性矩；Tr為橡膠層總厚度，不同截面形狀支座壓縮模量根據(jù)橡膠初始剪切模量與一次形狀系數(shù)計(jì)算得到[21]。

豎向彈簧本構(gòu)關(guān)系如式(17)所示，根據(jù)支座進(jìn)入臨界狀態(tài)時(shí)支座角部受拉區(qū)拉應(yīng)力值確定理論模型中模型中屈服強(qiáng)度，得到σy=8Go時(shí)能準(zhǔn)確反映支座受力關(guān)系。

(17)

3.2 模型參數(shù)確定

理論上當(dāng)模型上下兩側(cè)豎向彈簧足夠多時(shí)，模型可模擬支座實(shí)際受力狀態(tài)，但豎向彈簧過(guò)多，會(huì)增加模型的復(fù)雜程度與計(jì)算時(shí)間，故選取A0支座進(jìn)行模型彈簧數(shù)量n參數(shù)研究，確定能夠準(zhǔn)確模擬支座臨界行為的最小彈簧參數(shù)，同時(shí)為了減小由于支座失穩(wěn)而使支座到達(dá)臨界狀態(tài)至剪力為0區(qū)段產(chǎn)生震蕩，對(duì)此區(qū)間曲線進(jìn)行光滑化。

模型取不同豎向彈簧數(shù)量時(shí)支座剪力—位移曲線如圖 10所示，由圖 10可知，彈簧數(shù)目增加，剪切位移相同時(shí)水平剪力減小，臨界位移減小。以上下兩側(cè)分別有20根彈簧計(jì)算結(jié)果近似為精確解，考察模型中彈簧數(shù)量對(duì)于分析結(jié)果的影響，計(jì)算各不同彈簧數(shù)各加載工況下水平剪力與臨界位移平均誤差(如表2所示)。可知當(dāng)n取10時(shí)，可保證當(dāng)支座到達(dá)臨界狀態(tài)時(shí)，水平剪力與臨界位移誤差小于2%。因此，后續(xù)分析中取n=10進(jìn)行模擬。

圖10 不同豎向彈簧數(shù)量時(shí)A0支座F-u曲線Fig.10 Shear force-lateral displacement results of bearing A0 for different vertical springs number

彈簧數(shù)目誤差/%213.563.8101.3200

3.3 模型驗(yàn)證

根據(jù)上述模型，支座A0的剪力-位移曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)比如圖11所示，由圖可知，所建立的理論模型能夠較準(zhǔn)確的模擬出支座水平剛度隨變形增大而減小的特性，力學(xué)模型曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好。由于理論模型中剪切彈簧非線性受力關(guān)系假定對(duì)實(shí)際支座剪切性能的簡(jiǎn)化，使得當(dāng)剪切變形較大(u>0.5D)時(shí)，理論模型曲線與試驗(yàn)曲線沒(méi)有完全重合；同時(shí)，由于模型中豎向彈簧本構(gòu)模型屈服后部分對(duì)于支座轉(zhuǎn)動(dòng)性能的簡(jiǎn)化，使支座頂部壓力較大(P>10 MPa)時(shí)，支座進(jìn)入臨界狀態(tài)后水平剛度與試驗(yàn)值產(chǎn)生一定誤差。

圖11 支座A0 F-u曲線理論模型與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.11 Comparison of F-u for rubber A0 between mechanical model and test results

支座A1與A2臨界力與臨界位移分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖 12所示，理論模型結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，隨著臨界力增加，支座臨界位移減小。我國(guó)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定：直徑小于300的橡膠隔震支座最大壓應(yīng)力設(shè)計(jì)值不宜大于10 MPa。當(dāng)支座頂部壓力大于10 MPa時(shí)，理論模型仍然能夠較準(zhǔn)確的反映臨界力與臨界位移關(guān)系，與試驗(yàn)相比，最大誤差均控制在20%以內(nèi)，所建立的理論模型能夠準(zhǔn)確分析支座在軸力與剪力組合作用下進(jìn)入臨界狀態(tài)。現(xiàn)行計(jì)算方法(圖中曲線)雖能反映臨界力-臨界位移變化趨勢(shì)，但在相同臨界位移下，過(guò)于低估臨界力大小，不能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)支座臨界特性。

圖12 臨界力-臨界位移曲線理論模型與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.12 Comparison of critical load-lateral displacement between mechanical model and test results

4 結(jié) 論

為了模擬橡膠隔震支座在軸力與剪力組合作用下的臨界行為，本文建立能夠準(zhǔn)確模擬支座臨界力與臨界位移大小的支座理論模型。模型以非線性水平彈簧模擬剪切性能，以兩排豎向彈簧模擬轉(zhuǎn)動(dòng)性能。結(jié)合國(guó)外典型臨界試驗(yàn)，驗(yàn)證了所提出的力學(xué)模型的準(zhǔn)確性和有效性，并與現(xiàn)行設(shè)計(jì)中臨界狀態(tài)計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比，得到以下結(jié)論：

(1) 隨著剪應(yīng)變?cè)黾?，支座臨界壓力減?。浑S著頂部壓力與剪切位移增加，支座水平剛度不斷退化，并在臨界位移處出現(xiàn)零剛度現(xiàn)象。所建立的理論模型能夠準(zhǔn)確的模擬出此現(xiàn)象。

(2) 與現(xiàn)有學(xué)者所提出的模型相比，本文建立的理論模型中，所有參數(shù)均不需試驗(yàn)校正，并與實(shí)際支座進(jìn)入臨界狀態(tài)時(shí)對(duì)角受拉受力特征相符，為工程設(shè)計(jì)了提供便利條件。

(3) 現(xiàn)行支座臨界力計(jì)算設(shè)計(jì)方法過(guò)于保守，嚴(yán)重低估了支座的臨界力。小震(ε<100%)作用下，臨界力試驗(yàn)值約為計(jì)算值1.5倍，大震(ε>150%)作用下，試驗(yàn)值約為計(jì)算值3倍。

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New theoretical model of rubber bearings for simulating critical behavior

SUN Xinyang, YANG Weiguo, WANG Meng

(School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China)

Rubber seismic isolation bearings are usually subjected to large axial loads and lateral displacements at the same time during earthquakes, and they are prone to turn into critical state. The current design methods and calculation approaches cannot calculate the critical forces and corresponding displacements with enough accuracy, which poses a direct threat to the isolated structures. Therefore, a new theoretical model that could simulate the critical behaviors of rubber bearings was proposed. According to the mechanics regularity of bearings in critical state, the rotational behavior of rubber was represented by two groups of vertical springs, the shear behavior was modeled by a nonlinear horizontal spring, and then a mechanical model was established to analyze the critical behaviors of rubber bearings. By comparing with test curves, the results show that the model has the ability to simulate the critical behaviors of rubber bearings with ideal accuracy. It can tackle the problems of the necessity of relying on experimentally calibrated parameters and the appearance of considerable errors by existing models, and it is able to provide a powerful tool for isolated structures design.

rubber bearing; horizontal stiffness; stability; critical load; mechanical model; finite element analysis

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51578046;51408031)

2016-02-14 修改稿收到日期： 2016-04-11

孫新陽(yáng) 男，博士生，1990年生

楊維國(guó) 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1973年生

E-mail：wg_yang@263.net

TU352.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.10.002