錐形非固結(jié)隔震支座理論模型參數(shù)試驗(yàn)研究及其結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析

何文福，曾一峰，許 浩，劉文光，馮德民

(1.上海大學(xué)土木工程系，上海 200072；2.藤田技術(shù)中心，日本厚木 243-0125)

減隔震技術(shù)作為一種能有效降低地震反應(yīng)的手段，在日本、美國(guó)和智利等地震多發(fā)國(guó)家得到了廣泛應(yīng)用[1]。隔震支座作為發(fā)展最為成熟的減隔震技術(shù)之一，通過延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的周期來(lái)降低上部結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。隨著我國(guó)抗震設(shè)防要求的提高，高烈度區(qū)所占國(guó)土面積的比例也隨之提高[2]。而我國(guó)廣大村鎮(zhèn)住宅的抗震能力偏弱。歷次震害表明，在遭受相同震級(jí)的情況下，其破壞程度普遍比較嚴(yán)重[3]。常用的隔震支座如橡膠支座、滑板支座等，因成本昂貴和施工復(fù)雜的特點(diǎn)，不利于在經(jīng)濟(jì)落后、技術(shù)薄弱的村鎮(zhèn)地區(qū)推廣。

為解決廣大高烈度地區(qū)村鎮(zhèn)房屋的抗震能力不足的問題，大量學(xué)者提出了新型的減隔震技術(shù)。Kelly[4]在 21世紀(jì)初提出用纖維增強(qiáng)復(fù)合材料代替橡膠支座中的鋼片，以減輕支座重量且形狀可按需切割。已有學(xué)者對(duì)該纖維板橡膠隔震支座在各類粘結(jié)情況下的隔震性能進(jìn)行了試驗(yàn)[5－7]。Tsang等[8－9]提出了廢舊輪胎橡膠-土混合隔震層，可同時(shí)降低水平和豎向的地震響應(yīng)。Nanda等[10]研究了土工布作為摩擦滑移材料在地震作用下的耗能效果。國(guó)內(nèi)，譚平等[11]提出了工程塑料板橡膠支座，對(duì)支座的各項(xiàng)性能進(jìn)行了系統(tǒng)研究，并提出了施工方法。陳彪漢等[12]提出一種利用廢舊輪胎片的疊層隔震支座，比較了不同層數(shù)及設(shè)計(jì)壓應(yīng)力下的豎向力學(xué)性能。孟慶利等[13]提出了鉛芯廢舊輪胎隔震墊，比較了該隔震墊與廢舊輪胎隔震墊的豎向和水平力學(xué)性能。曹萬(wàn)林等[14]提出了一種以玻璃珠代替粗砂的基礎(chǔ)滑移隔震技術(shù)。尚守平等[15]提出了鋼筋-瀝青復(fù)合隔震層，進(jìn)行了隔震層在不同工況下的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，表明減震效果顯著且有位移限制能力。袁康等[16]在考慮極寒情況下，提出砂墊層-基礎(chǔ)滑移復(fù)合隔震體系。雖然在村鎮(zhèn)房屋抗震減災(zāi)領(lǐng)域已經(jīng)引入了減隔震思想與技術(shù)，針對(duì)低層及多層村鎮(zhèn)房屋仍需一種低價(jià)高效的隔震支座。

除了上述所提，常用的隔震支座也存在大震下位移變形過大、支座喪失功能及結(jié)構(gòu)容易發(fā)生碰撞及傾覆等問題，在 2016年日本熊本地震中橡膠隔震結(jié)構(gòu)就存在損傷破壞現(xiàn)象。村鎮(zhèn)地區(qū)的房屋主要為低層及多層[17]，總高度和高寬比相對(duì)較小。對(duì)此本文提出一種構(gòu)造簡(jiǎn)單、便于施工、造價(jià)可接受的錐形隔震支座，建立了水平剛度的計(jì)算公式和力-位移模型，并通過靜力試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證和影響因素分析，針對(duì)支座提出了在不同場(chǎng)地條件下的高寬比限值，探討了支座設(shè)計(jì)參數(shù)的改變對(duì)其隔震結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)規(guī)律。

1 錐形非固結(jié)支座構(gòu)造及理論模型

錐形支座構(gòu)造及實(shí)物見圖1(a)和圖1(c)，支座由上凹蓋板、粘彈性材料、下凸蓋板組成，如圖1(b)所示。蓋板的錐形設(shè)計(jì)是防止地震過程中發(fā)生過大水平位移。支座的粘彈性材料位于蓋板之間且均無(wú)粘結(jié)，省去普通支座加工中橡膠與鋼板之間的粘結(jié)硫化過程。通過上下蓋板與粘彈性材料的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，達(dá)到消耗地震能量的目的。

圖1 錐形非固結(jié)支座實(shí)物及構(gòu)造圖Fig.1 Schematic and physical design diagram of non-consolidation tapered bearing

1.1 支座運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

根據(jù)錐形非固結(jié)支座的構(gòu)造，其變形狀態(tài)為中間層橡膠的水平剪切、滑動(dòng)摩擦及斜向壓剪變形 3個(gè)階段，如圖2(a)所示。上述階段蓋板與橡膠之間豎向無(wú)脫離。地震耗能主要分為兩部分，蓋板與中間夾層橡膠的滑動(dòng)摩擦耗能和斜面橡膠受蓋板水平壓剪的變形耗能。在地震較小時(shí)，上、下蓋板在水平方向上發(fā)生相對(duì)的水平剪切橡膠的運(yùn)動(dòng)；當(dāng)水平地震作用足夠大時(shí)，上蓋板克服摩擦力開始沿水平方向滑動(dòng)。水平滑動(dòng)完成后，上蓋板運(yùn)動(dòng)至斜面時(shí)，開始擠壓并剪切斜面的橡膠。在地震較大時(shí)，上蓋板有沿斜面抬升的趨勢(shì)。地震能消耗完后，上蓋板在結(jié)構(gòu)自重作用下沿接觸面復(fù)位。支座在上述過程中，消耗大量地震能。

1.2 支座水平剛度公式

1.2.1 水平剪切

在地震作用下，上下蓋板的相對(duì)運(yùn)動(dòng)會(huì)與夾層的橡膠產(chǎn)生摩擦阻力從而剪切如圖2(b)所示的橡膠面積。該水平剛度K1的計(jì)算式與橡膠支座單純考慮橡膠層剪切剛度的公式相同[18]。

式中：G為橡膠的剪切彈性模量；A為在水平面上橡膠被蓋板剪切的面積；T為橡膠厚度；d1由最大摩擦力確定。

圖2 錐形非固結(jié)支座運(yùn)動(dòng)狀態(tài)及理論模型Fig.2 Motion state and theoretical model of non-consolidation tapered bearing

1.2.2 滑動(dòng)摩擦

在水平剪切過程中，蓋板與橡膠的最大摩擦力被克服之后，蓋板沿水平滑動(dòng)耗能，如圖2(a)所示。該過程位移與制造及安裝過程中產(chǎn)生的初始間隙有關(guān)。

式中：μ為蓋板與橡膠的摩擦系數(shù)；N為豎向加載力。根據(jù)豎向壓應(yīng)力，摩擦系數(shù)范圍在0.1~0.38[19]。d2由支座構(gòu)造、設(shè)計(jì)目標(biāo)及地震動(dòng)輸入的性能決定。

1.2.3 斜面壓剪

上蓋板沿水平方向完成滑動(dòng)摩擦之后，開始?jí)杭粜泵娴南鹉z。

由于壓剪過程中受壓剪面積隨位移變化，取支座底部的水平面作為積分起始面。下凸蓋板坡度角為θ，頂面半徑為r，底面半徑為R，斜面橡膠沿徑向的水平長(zhǎng)度為T＇，蓋板的斜面長(zhǎng)為L(zhǎng)，蓋板的水平位移為δ0。假定任意時(shí)刻的斜面壓剪面積對(duì)應(yīng)角度為φ，由于支座的構(gòu)造特點(diǎn)，其范圍在(-π/2,π/2)之間，如圖2(c)所示；則由應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及幾何關(guān)系可得水平剛度積分式，再對(duì)φ進(jìn)行積分可得。

式中：E為橡膠的彈性模量；d3由斜面橡膠的擠壓極限確定，取橡膠厚度的60%。

上述過程根據(jù)上述公式，結(jié)合支座的運(yùn)動(dòng)方式，各階段的力學(xué)關(guān)系見圖2(d)。由支座往返運(yùn)動(dòng)完整過程可構(gòu)建支座的理論本構(gòu)關(guān)系圖3。支座運(yùn)動(dòng)的完整過程如下：蓋板先對(duì)水平部分的橡膠進(jìn)行剪切，將初始間隙壓縮完成后對(duì)斜面橡膠進(jìn)行擠壓，水平剛度由K1變至K2。在設(shè)計(jì)支座的過程中，平臺(tái)面與斜面的接觸面的差異使K1>K2。卸載時(shí)橡膠會(huì)逐漸復(fù)位，由于剛度較大的部分先回退，所以復(fù)位順序先是水平部分的橡膠再到斜面橡膠，對(duì)應(yīng)剛度變化從K1再到K2。當(dāng)?shù)卣鹱饔梅聪颍矫娴南鹉z先剪切，而滑動(dòng)摩擦段位移是初始狀態(tài)的兩倍，之后支座變化與前述一致。

圖3 錐形非固結(jié)支座力學(xué)模型Fig.3 Constitutive model of non-consolidation tapered bearing

2 支座力學(xué)性能試驗(yàn)

靜力試驗(yàn)將對(duì)不同設(shè)計(jì)參數(shù)的試件進(jìn)行分析。從上述三階段運(yùn)動(dòng)狀態(tài)及對(duì)應(yīng)公式推導(dǎo)，坡度角、橡膠層厚度是影響錐形支座耗能表現(xiàn)的關(guān)鍵因素。選不同厚度橡膠層和坡度角蓋板進(jìn)行組合。除上述因素，還將考察支座在不同水平位移幅值和豎向壓應(yīng)力時(shí)的耗能。力學(xué)性能試驗(yàn)的內(nèi)容包括坡度角、橡膠層厚度及種類、位移幅值及豎向壓應(yīng)力的影響。

2.1 試驗(yàn)概況

為了研究坡度角、橡膠層材料種類和厚度對(duì)支座耗能表現(xiàn)，本文設(shè)計(jì)加工了支座傾角分別為30°、45°、60°的3組蓋板組合。取的兩種不同橡膠材料：氯丁橡膠(Neoprene)和丁基橡膠(Butyl)。橡膠片形狀為厚度均勻的矩形，尺寸略大于支座。試件以30°支座為例，詳細(xì)尺寸見圖4。由上述不同設(shè)計(jì)參數(shù)、位移幅值及豎向壓應(yīng)力共12種形式，見表1。

試驗(yàn)加載裝置為水平極限加載±500 kN的電液伺服壓剪系統(tǒng)，采用力控制加載。試驗(yàn)加載過程及裝置見圖5。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

為了探討錐形支座整體的力-位移關(guān)系，采用等效剛度和等效阻尼的方式評(píng)估支座的整體性能。計(jì)算公式如式(4)和式(5)所示。

式中：keq為等效剛度；Q1為最大位移對(duì)應(yīng)正向水平加載力；Q2為最小位移對(duì)應(yīng)負(fù)向加載力；X1和X2別為最大位移和最小位移。

表1 支座試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

圖4 支座上下蓋板實(shí)體模型及設(shè)計(jì)尺寸Fig.4 Physical model and design dimensions of the upper and lower covers.

圖5 電液伺服壓剪試驗(yàn)布置圖Fig.5 Electro-hydraulic servo testing schema

式中：ζeq為等效阻尼比；ΔW為單次循環(huán)下滯回環(huán)面積。

2.2.1 試驗(yàn)驗(yàn)證

圖6為坡度角為45°試件在兩種不同橡膠材料，分別在橡膠厚度為5 mm和10 mm的情況下，施加位移幅值5 mm的力-位移曲線與圖3所提出的理論曲線進(jìn)行對(duì)比。表2為理論計(jì)算所得剛度值與試驗(yàn)計(jì)算剛度值的對(duì)比結(jié)果。由圖表可得，試驗(yàn)所得錐形支座的力-位移曲線呈現(xiàn)雙錐形的特性，在橡膠層厚度較小時(shí)，理論曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，各階段剛度變化趨勢(shì)與預(yù)期一致；橡膠層厚度較大時(shí)，斜面壓剪階段的尖角段差異較大，是所加載位移幅值較小，斜面橡膠未充分變形所致。所得到厚層試件實(shí)測(cè)與理論值相差較大與文獻(xiàn)的現(xiàn)象一致[20]。兩種材料所形成的試驗(yàn)曲線基本一致，故下文僅采用氯丁橡膠的試驗(yàn)結(jié)果。

表2 理論計(jì)算剛度與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Table 2 Stiffness comparison of theoretical and experimental values

2.2.2 坡度角相關(guān)性

對(duì)錐形支座在橡膠厚度為10 mm，水平加載位移為5 mm，豎向壓應(yīng)力為6 MPa時(shí)，給出了30°、45°、60°三種不同坡度角的試件的滯回曲線，見圖7(a)。

從圖7(a)可以看出，坡度角為 30°的支座試件所形成的滯回環(huán)面積最大，壓剪階段所形成的尖角最飽滿。坡度角為 60°的支座試件所形成的滯回環(huán)面積最小，壓剪階段圖形所形成的尖角較窄。即在相同橡膠厚度和加載的情況下，隨著坡度角的增加其耗能能力減小，壓剪階段的水平剛度也隨坡度角增加而增大。

圖8(a)給出坡度角對(duì)隔震支座等效剛度、阻尼比的影響。從圖中可以看出：1)坡度角的增大，隔震支座等效剛度增大；2)坡度角增大，支座試件阻尼比減小。由上可得，相同位移下選用較小的坡度角有利于耗能。

圖6 試驗(yàn)曲線與理論力-位移曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of test curve and theoretical force-displacement curve

2.2.3 橡膠厚度相關(guān)性

圖7(b)給出了坡度角為 45°，水平加載位移為5 mm，豎向壓應(yīng)力為4 MPa情況下，不同橡膠層厚度對(duì)支座水平滯回曲線的影響。

由圖可知，在坡度角較大，加載位移相同時(shí)，使用不同厚度橡膠層的試件所形成的滯回環(huán)曲線圍成的面積隨厚度有所增加，水平剪切階段的剛度略有差異，斜面壓剪階段的剛度隨厚度增加而減小。這與理論模型中的影響趨勢(shì)相符。

圖8(b)給出了橡膠層厚度對(duì)支座試件等效剛度、阻尼比的影響。從圖中可看到：1)隨著厚度增加，支座試件的等效剛度減小；2)厚度增加，支座試件的阻尼比增加。由上可得，相同位移下選用較大厚度有利于支座充分發(fā)揮作用。

2.2.4 加載位移相關(guān)性

圖7(c)給出了在豎向壓應(yīng)力為4 MPa時(shí)不同加載位移時(shí)，坡度角為45°、橡膠層厚度為10 mm的試件的影響。通過比較不同位移下支座的耗能能力，考察支座的變形性能。

從圖中可以看出水平加載位移對(duì)試件耗能性能影響顯著，加載位移在5 mm時(shí)所圍成滯回環(huán)曲線的面積較??；加載位移翻2倍至10 mm時(shí)滯回環(huán)曲線圍成的面積增加倍數(shù)超過2。

圖8(c)給出了加載位移對(duì)支座試件等效剛度、阻尼比的影響。從圖中可知：1)水平加載位移增加，支座試件的等效剛度先增加后減?。?)水平加載位移增加，支座試件阻尼比逐漸減小。

2.2.5 豎向壓應(yīng)力相關(guān)性

圖7(d)給出了坡度角為 45°，水平加載位移為8 mm，不同豎向壓應(yīng)力情況下，支座所形成的力-位移滯回曲線。

由圖可知，在加載位移相同時(shí)，隨著豎向壓應(yīng)力的增加，所圍成滯回環(huán)整體形狀變得更加尖銳，即斜面壓剪階段的尖角更為顯著。不同壓應(yīng)力下的最大摩擦力增加比例與應(yīng)力增加比例不同，因?yàn)橄鹉z層與蓋板之間的摩擦系數(shù)隨著豎向壓應(yīng)力變化[21]。

圖8(d)給出豎向壓應(yīng)力對(duì)隔震支座等效剛度、阻尼比的影響。從圖中可以看出：1)豎向壓應(yīng)力的增加，隔震支座等效剛度增大；2)豎向壓應(yīng)力的增加，支座試件阻尼比先增后減。由上可得，豎向壓應(yīng)力對(duì)支座耗能表現(xiàn)有一定影響。

表3為不同設(shè)計(jì)參數(shù)試件的等效剛度及阻尼比。

表3 支座試件等效剛度及阻尼比實(shí)驗(yàn)值Table 3 Effective stiffness and damping ratio value of test specimens

圖7 試驗(yàn)滯回曲線圖Fig.7 Hysteresis curve of static test

圖8 試驗(yàn)等效剛度與等效阻尼圖Fig.8 Effective stiffness and damping ratio diagram of static test

3 錐形支座地震響應(yīng)分析

3.1 錐形支座高寬比限值

由于錐形非固結(jié)支座不承受拉力，在地震作用時(shí)結(jié)構(gòu)存在提離甚至傾覆的可能，將結(jié)構(gòu)邊角支座即將處于零應(yīng)力狀態(tài)作為臨界條件的判別依據(jù)。以此對(duì)支座適用結(jié)構(gòu)高寬比進(jìn)行限定。

考慮上部結(jié)構(gòu)水平地震作用可得：

結(jié)構(gòu)提離力矩：

抗提離力矩：

式中：mi是結(jié)構(gòu)第i層的質(zhì)量；分別為結(jié)構(gòu)第i層相對(duì)支座的加速度和位移；為地面運(yùn)動(dòng)水平加速度；hi為結(jié)構(gòu)第i層樓的高度；B為結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)底部寬度，見圖9。

支座在即將脫離時(shí)，上部結(jié)構(gòu)的抗提離力矩與提離力矩有如下關(guān)系：

圖9 傾覆計(jì)算示意圖Fig.9 Overturning calculation diagram

將式(6)和式(7)代入式(8)可得到結(jié)構(gòu)不發(fā)生傾覆的基礎(chǔ)最小寬度式(9)：

考慮到非固結(jié)的特點(diǎn)，對(duì)于計(jì)算得到的最小寬度設(shè)安全系數(shù)Ks取1.5。對(duì)于不同的場(chǎng)地取對(duì)應(yīng)特征周期，在計(jì)算模型中調(diào)整結(jié)構(gòu)高度，由式(9)計(jì)算得到基礎(chǔ)最小寬度。表4給出了在各類地震作用下，不同場(chǎng)地的高寬比限制。

表4 地震作用下不同場(chǎng)地高寬比限值Table 4 Aspect ratio limits of different sites under seismic effect

由表4可知，對(duì)于建在硬場(chǎng)地上的房屋，支座的高寬比限值明顯大于軟弱場(chǎng)地的值，可見錐形非固結(jié)支座更適合在Ⅰ類、Ⅱ類場(chǎng)地條件上使用。

3.2 算例分析

為進(jìn)一步研究錐形非固結(jié)隔震結(jié)構(gòu)高寬比限值和支座參數(shù)對(duì)地震響應(yīng)的影響，采用有限元軟件對(duì)錐形非固結(jié)隔震結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，支座的本構(gòu)模型之前所示，抗震設(shè)防烈度為8度，基本設(shè)計(jì)加速度為0.2g，場(chǎng)地類別為Ⅲ類。分別進(jìn)行高寬比為0.65、2、4的計(jì)算分析。上部結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)層和隔震層布置分別如圖10、圖11所示。其結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性第1階周期按0.09N~0.13N(N為上部結(jié)構(gòu)層數(shù))。

支座參數(shù)對(duì)地震響應(yīng)的影響則通過改變影響支座水平剛度的關(guān)鍵因素，分析在地震作用下隔震結(jié)構(gòu)響應(yīng)規(guī)律，并與非隔震結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行比較。錐形支座由于其構(gòu)造，適用于高寬比較小的結(jié)構(gòu)，故選用高寬比為0.65的模型。所選用力學(xué)參數(shù)及對(duì)應(yīng)位移見表5。模型結(jié)構(gòu)總質(zhì)量743 t，底層層高 3.3 m，標(biāo)準(zhǔn)層高 3 m，地面以上總高為9.3 m，支座各個(gè)因素的力學(xué)參數(shù)如表5所示。由第1節(jié)的理論模型可得，影響錐形支座力學(xué)性能的關(guān)鍵因素為橡膠層厚度和坡度傾角，通過調(diào)整這兩個(gè)因素，該結(jié)構(gòu)隔震周期為0.83 s ~1.02 s。

選用2條天然波(Landers,Cape)和1條人工波(RH1)進(jìn)行地震動(dòng)分析。按照 8度設(shè)防水準(zhǔn)進(jìn)行加載(對(duì)應(yīng)峰值加速度為0.2g)。X方向與Y方向的輸入峰值之比為1∶1。

3.3 高寬比限值及地震響應(yīng)結(jié)果分析

圖12(a)~圖12(c)為不同高寬比下，隔震結(jié)構(gòu)頂層的地震響應(yīng)。由圖可得，隨著高寬比的增加，頂層的響應(yīng)在隨之增加。在高寬比為4時(shí)，頂層加速度已有放大，層間位移已經(jīng)超過限定值 1/550[22]。從圖12(d)可得，在高寬比超過當(dāng)前烈度限值2.1時(shí)，傾覆力矩已超過抗傾覆力矩。

表5 選定高寬比下力學(xué)參數(shù)組合Table 5 Mechanical parameter combination for selected aspect ratio

圖10 上部結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)層Fig.10 Superstructure standard layer

圖11 支座布置圖Fig.11 Layout of bearing

圖13給出了在橡膠層厚度改變的情況下，地震響應(yīng)的變化。篇幅的限制，僅列出3條地震波Y向的響應(yīng)平均值，及5 mm這組參數(shù)下的滯回曲線?？梢钥闯?，隔震效果明顯，且效果隨著厚度增加而提高。3組參數(shù)都使結(jié)構(gòu)頂層加速度降低60%以上；隔震之后最大層間位移為 1/589，在許可范圍內(nèi)；層間剪力最少降低45%。5 mm所形成的滯回曲線飽滿，說(shuō)明耗能良好。

橡膠層厚度直接影響兩個(gè)階段剛度，不同厚度之間區(qū)別明顯。對(duì)于結(jié)構(gòu)頂層加速度，10 mm的效果比5 mm提高27%；結(jié)構(gòu)頂層層間位移10 mm比5 mm提高23%；結(jié)構(gòu)頂層層間剪力10 mm比5 mm提高24%。說(shuō)明相同面壓的情況下，錐形支座的橡膠層應(yīng)選擇較厚的組合。

圖12 高寬比對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響Fig.12 Effect of aspect ratio on structural response

圖13 地震響應(yīng)與厚度相關(guān)性Fig.13 Correlation of seismic response and thickness

圖14為不同坡度角的地震響應(yīng)。滯回曲線僅列出60°這組。由圖可知，3組不同參數(shù)的隔震效果明顯。結(jié)構(gòu)頂層加速度降低60%以上；隔震之后最大層間位移為 1/578，在許可范圍內(nèi)；層間剪力最少降低 44%。60°所形成的滯回曲線飽滿，壓剪階段現(xiàn)象更為凸出。

由理論公式可得，坡度角僅影響斜面壓剪階段的剛度，即對(duì)支座的臨界值有顯著影響。結(jié)構(gòu)頂層加速度差異較大，60°比30°減震率減小了11%。結(jié)構(gòu)頂層層間位移和剪力差距較小，60°比30°減震效果均減少了 2%。說(shuō)明相同面壓的情況下，應(yīng)盡量選用坡度角較小的錐形支座。

圖14 地震響應(yīng)與坡度角相關(guān)性Fig.14 Correlation of seismic response and slope angle

4 結(jié)論

本文通過靜力試驗(yàn)驗(yàn)證所構(gòu)建的錐形支座理論模型，探討了影響支座力學(xué)性能的因素，并建立了含錐形支座的隔震結(jié)構(gòu)并進(jìn)行地震時(shí)程分析，結(jié)論如下：

(1)錐形支座的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)主要分為水平剪切、滑動(dòng)摩擦及斜面壓剪3個(gè)階段。提出了水平剛度的計(jì)算公式并構(gòu)建了理論力-位移的曲線。

(2)靜力試驗(yàn)結(jié)果分析表明所提出的理論模型與實(shí)際狀態(tài)吻合較好。影響性能的因素分析中，坡度角越小，支座所形成的滯回環(huán)面積和斜面壓剪階段剛度越大；橡膠層厚度越大，支座所形成的滯回環(huán)面積略增加，兩階段水平剛度均明顯減??；加載位移越大，支座所形成的滯回環(huán)越飽滿，越有利于耗能。

(3)高寬比限值的分析可得錐形非固結(jié)支座更適合在Ⅰ類、Ⅱ類場(chǎng)地條件上使用。Ⅰ類、Ⅱ類、Ⅲ類和Ⅳ類場(chǎng)地的最小高寬比分別為2.3、1.7、1.3和 0.5。在隨著高寬比的增加，頂層的結(jié)構(gòu)響應(yīng)增加。通過數(shù)值模擬可得，錐形支座的隔震模型均能有效減小結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)。加速度響應(yīng)最少減小60%，剪力響應(yīng)最少減小45%，位移響應(yīng)均在規(guī)范容許范圍內(nèi)。橡膠層越厚，隔震效果越顯著；坡度傾角改變對(duì)隔震效果影響不明顯，對(duì)壓剪階段的極值影響更大。

錐形支座構(gòu)造簡(jiǎn)單，有利于施工，且有良好的耗能效果，可有效解決廣大高烈度底層及多層房屋的抗震問題。在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)采用厚度較大，且坡度傾角較小的組合以充分發(fā)揮耗能能力。