第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文2014年 串联变刚度隔震支座试验研究 高杰，薛彦涛，肖从真，周锡元”，陈利民 （1中国建筑科学研究院，建研科技股份有限公司，北京10013；2北京工业大学，北京100022） 摘要：叠层橡胶支座是隔震技术关键因素之一，本文研发了一种串联型变刚度叠层橡胶隔震支座.
串联组合支座初始阶段 支座提供较小水平刚度（小于组合支座中较小支座），当水平剪切变形达到设计目标时通过限位装置提供第二刚度，实现大 变形时大水平刚度.
通过足尺支座试验，研究了这种变刚度支座的竖向性能、水平性能和滞回性能，并给出了这种支座的计 算模型.
关键词：隔震，叠层橡胶支座，串联变刚度橡胶隔震支座.
1前言 建筑结构基础隔震的基本原理是通过延长结构周期，给予适当阻尼，使结构的加速度反应大大减弱.
同时，结构的大位移主要由结构物底部与地基之间的隔震系统提供而不由结构自身的相对位移承担.
这样 一来，结构在地震过程中发生的变形非常小，从而为结构物的地震防护提供更加良好的安全保障，隔震 层越柔相对隔震效果越突出，但隔震层必须具有抵抗风荷载的最小刚度同时又要满足大震下足够的变形要 求，这就存在一定矛盾.
支座的水平刚度与支座的尺寸有直接关系，直径越大则刚度越大.
而支座尺寸的 选择需满足两个要求，其一是承载力的要求，承载力越大，支座的尺寸越大：其二是满足隔震变形协同的 要求，有时虽然承载力要求小，但仍要选择大直径的支座，这一间题在有裙房的隔震建筑或工业厂房中尤 为突出.
以上两个要求限制了支座水平刚度的选择.
为此本文专门研发了一种串联型变刚度叠层橡胶隔震 支座，支座型号JY-ISO-C，专利号：ZL201020256715.3.
在小震或中震时支座提供较小水平刚度，中震以 上（或设定目标）支座发生大变形同时隔震支座水平刚度不降低，避免上部结构或支座发生过大变形.
由于叠层橡胶支座的竖向承载能力比较大，其截面尺寸主要由所要求的水平剪切变形能力所决定，而 为了延长隔震结构的周期，常常需要减小橡胶支座的刚度，这样就需要加大高度，当上部结构的荷载比较 小时这种情况尤为突出.
此时，采用圆台形橡胶支座或用两个截面不同的橡胶支座串联而成的组合橡胶支 座是一种比较经济的选择，另外，当橡胶支座和摩擦滑板串联使用时，将两个橡胶支座中较小的一个坐落 在平面滑板上还可以有效地节省滑动面的面积叫.
试验研究表明，橡胶支座的水平刚度是随应变增大面减小 的，为了使隔震建筑在遭遇罕遇地震时可以发挥较好的隔震效果，在设计时所取得水平刚度通常是以遭遇 罕遇地震为依据的.
而按这样水准设计的隔震建筑当遗遇到中、小地震时，叠层橡胶支座的水平刚度将偏 大，致使上部结构的减震效果大打折扣.
为解决这个问题可以采用变刚度隔震支座，通过合理设计实现在 中小地震时隔震支座小刚度发挥作用，遭遇罕遇地震时支座发挥大刚度特性，同时可以保证大位移要求.
2串联组合隔震支座JY-ISO-C试验研究 2.1支座组成及工作原理 JY-ISO-C型串联组合支座由两个普通隔震支座（本次试验采用GZP300和GZP500）通过连接钢板上下 结合连接而成，一般情况下将较小直径支座置于上部，并在小支座上部安装变刚度挡板，挡板两侧与支座 连接板间留有一定距离d（设计确定），构造详见图1.
作者简介：高杰（1982-），男，博士，工程师.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014 年 上38 tt RRSRSI TAR Seft * ! (a) 支座构成图 (9) 串联组合支座工作原理 图1串联-变刚度叠层橡胶隔震支座 表1试验用支座参数 序号 支座参数 GZY300 GZY500 1 支座直径/m 320 520 2 橡胶有效直径/mm 300 500 3 橡胶层数nt/m 13 18 4 橡胶单层厚度t./m 4 5 5 橡胶层总厚度1/mm 52 90 6 薄钢板层数n 12 17 7 薄钢板厚度t/m 2 2.5 8 薄钢板总厚度/mm 24 42.5 9 端钢板厚度/mm 20 20 10 中孔直径d/mm 60 100 11 橡胶硬度/邵氏 50 50 12 S1 19 25 13 S2 6 6 试验用隔震支座信息详见表1，两橡胶支座串联组合，当支座水平剪切变形8d后，小支座保持此时的水平变形不再增涨，组合支座水平性能完全由大支座提 供，此时水平向计算参数应按GZP500取用，详见表2.
表2组合支座水平剪切变形 y 位移值（mm） 取用原则 50% 38 按 GZP300、 100% 76 GZP500 插值 250% 225 0.55D 275 按GZP500 计算 d 76 设计确定 其中水平位移d为隔震支座自由状态到变刚度时的水平位移，这个位移量可以根据设计需求设计，原 则上d可以取0-较小支座极限水平变形.
当支座水平位移小于d时，支座水平刚度为组合支座串联刚度：当支座水平位移大于d时，支座水平 刚度为组合支座中较大支座水平刚度.
小震作用时由上下两支座形成串联组合支座共同发挥作用，水平剪切变形不超过100%时水平等效刚度 位位移时（图1-b右图），限位保护装置限制上支座运动，继续变形时下支座发挥主要作用，组合支座水平 刚度及变形能力均相应提升，工作原理图详见图1-b.
限于本次实验条件限制变刚度支座与挡板接触仅考虑了硬碰撞方式，研究表明碰撞容易激起结构高 频振荡应尽量避免，此处需在后续研究中改进.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 2.2竖向特性试验 （1）竖向刚度试验 串联叠层橡胶隔震支座与普通叠层橡胶隔震支座竖向特性相当，支座在承受持续竖向荷载时内部橡胶 将横向膨胀但受到钢板约束使橡胶处于三向受压状态，支座保持完好.
当支座制作良好时橡胶支座竖向极 限状态将表现为钢板受拉屈服.
传统刚度计算理论公式均以小变形为理论前提，同时橡胶材料弹性模量理 论值与实际值具有较大差异，为此文献4对理论公式进行了修正，同时研究学者推荐竖 向应力与应变计算公式按下式考虑： 8=o/E(12xS²) （式1） E=E(12xS²) （式2） 式中： 0、6一支座受压是应力与修正后应变： E一橡胶弹性模量： K一橡胶弹性模量修正系数： S-支座第一形状系数： E一修正后受压弹性模量： 当在较高竖向压力作用下时应考虑橡胶的体积弹性模量，二者可按串联考虑.
竖向刚度试验根据文献5、6规定进行，试验时按照设计承载力±30%幅值调整，反复加载三次，选取第 三次试验值计算竖向承载力，加载工况详见表3.
竖向荷载分为8Mpa、10Mpa、12Mpa、15Mpa四种面压 情况下进行，竖向刚度计算按下式进行： K=(Q-Q²）/(U²-U²) （式3） 式中，U、U分别是滞回曲线中最大竖向正位移和最大竖向负位移：Q”、Q是分别与U、U相对应的 竖向荷载.
竖向荷载-位移曲线绘于图2，试验结果详见表4所示.
已有研究表明，支座竖向刚度受支座水平约束 条件及橡胶硬度等影响，串联叠层橡胶隔震支座竖向刚度随竖向基准面压增加而逐渐增大，但变化幅度很 小接近线性.
表3串联支座竖向加载工况（单位KN） 序号 压应力 始 0.7P P 1.3P 止 1 0 396 565 735 0 2 8 MPa 0 396 565 735 0 3 0 396 565 735 0 1 0 495 707 816 0 2 10 MPa 0 495 707 816 0 3 0 495 707 816 0 1 0 593 848 1102 0 2 12 MPa 0 593 848 1102 0 3 0 593 848 1102 0 0 742 1060 1378 0 2 15 MPa 0 742 1060 1378 0 3 0 742 1060 1378 0
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 1500 4000 Kv (KN/mm) 100 15MPa (2 3000 2500 62P900认股编 10MPa 200 62P500试验值 ) 12MPa 62P9008500试比值 1500 SMPa G2P9008500理论值 0) 20) 005 量向荷[Mgl 0.8 2.3 28 3 15 17 39 图2竖向荷载位移曲线 图3竖向刚度曲线 表4串联支座竖向刚度（KN/mm） 竖向 GZP300 GZP500 GZP300&:500 压力 试验值 理论值 试验值 理论值 试验值 理论值 误差 SMpe 744 2013 473 543 -12.91% 10Mpa 853 1074 2615 493 643 -23.38% 12Mpa 926 2798 1801 509 696 -26.80% 15Mpa 1011 3568 569 788 -27.77% 对比组合支座中各单个支座和组合支座试验结果可知： ①无论是单支座还是组合支座，竖向刚度均随着竖向荷载的加大而增加，其表现均接近线性变化，如图3， 这一现象与已有研究结果吻合.
②GZP300支座试验值、GZP300&500试验值及理论值三者较为接近，其中8MPa时组合支座理论计算值与 试验值最为接近，组合支座偏小约12.91%，伴随竖向荷载增加误差略有增涨.
③组合支座竖向刚度曲线与GZP300最为接近，数值比GZP300略小，与设计目标相一致，串联组合支座竖 向刚度应有小支座决定，因此对于串联组合支座竖向刚度分析时可参照小支座进行.
④组合支座竖向刚度理论计算公式在小面压情况下较为准确，而随着面压增大误差逐渐上升，最大误差不 超过30%，设计者实际使用中应予以注意.
（2）竖向极限承载能力试验 1000 r|s[ 竖向极限荷载 0000 000 200 600 图4竖向极限荷转曲线 竖向极限荷载按照规范规定甲、乙、丙类建筑分别不应小于限定要求（甲类：10MPa：乙类：12MPa： 丙类：15MPa，当直径小于300mm时不宜大于12MPa）.组合支座竖向极限承载力如按照组合体串联90MPa 计算，其值应为4488KN，试验中取用小支座极限承载力（15倍安全系数）6000KN进行加载（换算串联体
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 约为120MPa），加载过程种支座变形稳定，未出现明显倾斜、压溃等不利情况.
2.3水平特性试验 （1）水平剪切刚度试验 串联支座水平刚度试验分别进行竖向荷载8~15Mpa，水平剪切变形=50%~250%以及0.55D时位移幅 值加载，对应各工况位移值及加载频率情况详见表5.
表5串联支座水平刚度试验工况 压应力 MPa (KN) 50% (0.3HZ) (mm) 100% (0.2HZ) (mm) 250% (0.1HZ) (mm) 0.55D (0.1HZ) (mm) 8 (565) 26 75 225 275 10 (707) 26 T5 225 275 12 (848) 26 75 225 275 15 (1060) 26 75 225 275 按照上表加载制度进行加载，分别进行不同频率、不同剪切变形、不同竖向荷载情况下水平剪切变形 循环滞回，加载后得到各水平位移幅值的滞回曲线，根据滞回曲线结果按照下式计算支座等效水平刚度.
K=（F）-6FY-8 （式4）： 式中，6”、6分别是滞回曲线中最大水平正位移和最大水平负位移：F"、F是分别与6、相应 的水平剪力.
根据式4及试验结果计算支座水平剪切刚度，计算结果详见表6，其中增加了相同竖向荷载作 用下100%、250%水平剪切变形时水平剪切刚度与50%时的刚度比值.
串联变刚度隔震支座水平刚度在水平剪切变形50%~100%时保持串联第一刚度，该值与上支座水平刚 度相对较为接近，当水平剪切变形超过100%以后支座开始变刚度，第二刚度起控制作用，其值与下支座相 当，试验结果与设计设想相一致.
试验表明，竖向压力从8Mpa到15Mpa加载过程中水平剪切变形从50%加载到100%水平刚度呈下降趋 势，100%剪切变形与50%剪切变形刚度比约0.63-0.73.
水平剪切变形超过100%以后，随加载进行支座水平刚度由之前刚度呈下降趋势转为刚度增加，刚度比 随竖向面压增大而略有上升，8~15Mpa刚度比变化较为一致，变化幅度从0.51到2.08.
刚度比变化规律及 水平刚度变化趋势参见图6.
试验显示各加载工况均表现为变刚度前隔震支座水平刚度随水平剪切变形增大 而减小，达到设定变刚度水平位移以后水平刚度明显上升，即在初始阶段（小、中震）时支座提供较小水 平刚度，一定阶段以后（大震）提供较大刚度，避免了水平剪切位移越大水平剪切刚度越小而导致变形过 大的不利情况.
sa 2se -1- Me 19 90 m 30 20 2e 300 ise （a）不同面压水平剪切刚度曲线 （b）变刚度前后刚度比 图6串联支座水平刚度特性 （2）水平极限承载力试验 在水平刚度测试基础上继续进行水平极限变形能力测试，针对上述支座（同一支座）进行竖向恒定 15MPa，水平400%位移（取大支座GZP500的400%水平位移360mm）加载（图7），加载过程中支座位移 稳定持续增加，最终试验件未发生撕裂、倾覆、压溃等明显不利状况，支座满足“规范"相关技术要求.
