自保护隔震支座力学性能试验研究

滕晓飞 谭平 周林丽 贺辉

摘要：为解决传统隔震支座不具备自保护能力的问题，研发了一种自保护隔震支座，并对其工作机理进行了阐述。据该隔震支座在不同侧向荷载作用下的工作特点可将其分为两个工作阶段。根据隔震支座的自保护能力要求对支座滑移材料进行了摩擦性能测试及择优分析，并对本次设计的自保护隔震支座及传统隔震支座进行了力学性能试验，结果表明：自保护隔震支座比传统隔震支座的竖向刚度最大降低幅值为21.91%，但仍具有足够的竖向刚度承受上部荷载，且这种差异随着竖向面压的增大而逐渐减小;支座在第一工作阶段的水平剪切变形加载下未滑动，发挥与传统隔震支座相同的功效，其滞回特性表现为典型的双线性特点;在第二工作阶段的水平剪切變形加载下支座开始滑动并摩擦耗能，其滞回曲线呈现为三线型特征，虽然有一定的捏拢，但滞回曲线的包络面积仍比传统隔震支座增加约86%;自保护隔震支座在第一工作阶段随加载速率的增加，屈服力和屈服后刚度均有增加，对应包络曲线的面积也呈增大趋势，整体的滞回曲线仍和传统铅芯橡胶支座相似，呈现出典型的双线性特性;在“第二工作阶段”启动后随着加载速率的变大，自保护隔震支座在复位段的捏拢现象逐渐减轻且支座在滑移状态下的性能逐渐趋于稳定。通过对试验曲线进行参数识别发现自保护隔震支座的恢复力模型可以采用呈捏拢效应的Bonc-Wen模型进行模拟，且拟合曲线与试验曲线吻合较好。

关键词：隔震支座;力学性能;自保护;速率相关性

中图分类号：TU352.1+2;TU311.3文献标志码：A 文章编号：1004-4523（2020）03-0477-08

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.03.005

引言

隔震支座因性能稳定、效果显著、布置灵活等特点在各类多高层建筑中得到应用，其中以叠层橡胶隔震支座的应用最为广泛。由于地震发生的强度具有不确定性，而叠层橡胶隔震支座缺乏自保护能力，隔震结构在强震下很可能因隔震支座的失效而导致整体结构的破坏倒塌。

为此，Yang等和Saiidi等对限位装置的设计方法进行大量研究并提出各种限位装置设计方法。Kclly等和Heaton等提出对隔震建筑附设隔震层阻尼器的位移保护方案并采用不同的简化模型进行研究分析。Matsagar等以隔震层弹簧和阻尼器的并联形式对基础隔震体系的限位碰撞影响规律进行研究。Choi等、Ozbulut等和Mishra等将形状记忆合金植入传统隔震支座进行性能改进，并对其在桥梁隔震工程中的应用进行研究。文献提出“软碰撞限位”方案并研发了多种组合软碰撞限位器，结合理论分析和振动台试验对各种方案的设计参数和影响因素进行研究。樊剑等研发了一种包含刚性限位壁和弹簧阻尼的新型限位装置，并结合P0incare映射法研究了采用该装置的运动特征以及对隔震性能的影响规律。张海龙等开发了一种带限位装置的滑移隔震支座，采用二氧化钼作为滑移材料并进行一系列相关研究。党武斌研发了一种“山”型橡胶限位缓冲器并进行相关的力学性能试验和有限元分析。但上述支座震后损伤破坏给支座替换及结构使用带来诸多不便。

针对传统隔震支座不具备自保护功能的缺陷，研发一种具有自保护功能的隔震支座，对自保护隔震支座的构造及工作原理进行了阐述，随后对该支座进行了设计，并对支座的滑移材料及力学性能进行了试验研究，通过对试验曲线的参数识别给出一种适用于该支座的恢复力模型。

1自保护隔震支座的构造及工作原理

1.1 自保护隔震支座的构造

本文提出的自保护隔震支座主要由上部隔震支座和下部导轨两部分组成，其构造如图1所示，图中编号所代表的部件如表1所示。上部隔震支座为传统隔震支座，具有足够的刚度和竖向承载力，很小的水平刚度和足够大的水平变形能力，同时还具有适当的阻尼来耗散地震能量。下部导轨作为滑动装置在保证上部支座沿导轨滑动的同时具备了自保护能力，下部导轨与上部隔震支座通过支座连接钢板进行连接，且在上部隔震支座和下部连接钢板之间增设一道启动开关以使下部导轨在一定条件下开始滑动。

1.2 自保护隔震支座的工作原理

根据自保护隔震支座在侧向荷载作用下的工作特点，将其分为两个工作阶段：

第一工作阶段：当支座承受的侧向荷载由零逐渐增大，剪切变形达到目标设定值时启动开关，这一阶段支座发挥与传统隔震支座相同的功效。

第二工作阶段：当支座的剪切变形对应的摩擦力超过阈值时，启动开关打开，隔震支座沿着下部导轨开始滑动，在滑动过程中一方面避免了上部隔震支座的剪切变形继续增大，损伤破坏，另一方面可以通过滑动摩擦耗能，达到保护上部支座的目的。

支座在“第二工作阶段”滑动的过程中，定向导杆上沿滑动方向的复位弹簧压缩变形产生恢复力，外部荷载卸载之后由弹簧的恢复力使支座实现自复位功能。

2 自保护隔震支座的试验研究

2.1 自保护隔震支座试件

导轨在一定条件下开始滑动是保证支座具有自保护能力的关键，因此滑移材料的选择至关重要，本文选取了聚四氟乙烯（PTFE），改性聚四氟乙烯（M-PTFE）和改性超高分子量聚乙烯（M-PE）三种滑移材料并对其进行了无润滑状态下的基本摩擦性能测试，通过对三种滑移材料试验结果的统计和计算得到不同材料的摩擦系数-速率关系曲线如图2所示。

由图2可以发现当加载速率相对较小时（5mm/s），改性聚四氟乙烯（M-PTFE）最大摩擦系数平均值为0.078，随着加载速率的提高，动摩擦系数大于静摩擦系数且基本处于稳定状态，最大摩擦系数随加载速率增加而略微增加，平均值变化范围为0.074-0.082，离散性均小于其他两种材料，表明改性聚四氟乙烯板材（M-PTFE）的水平滑移性能更有利于保证第二阶段工作性能的稳定性，更适于自保护隔震支座的第二阶段启动开关的稳定过渡需求。故最终选择改性聚四氟乙烯（M-PTFE）作为本次试验支座的滑移材料。

为研究自保护隔震支座的力学性能，本文以铅芯橡胶隔震支座为例设计的自保护隔震支座（简称为SPIB300）如图3所示。

自保护隔震支座的构造参数如表2所示。

其中滑动支墩、滑动钢梁及导轨钢板的侧面尺寸如图4-6所示，在滑动钢梁和导轨钢板的上表面设置不锈钢2B板，滑移材料采用特制反欧拉库伦材料改性聚四氟乙烯材料，二者之间的最大摩擦系

2.2 支座力学性能试验

在广州大学工程抗震研究中心对研发的自保护隔震支座（SPIB300）及传统隔震支座（LRB300）分别进行了力学性能试验，主要测试支座的竖向刚度、水平向剪切变形及滞回性能。采用拉压剪试验机进行试验，竖向为1个5000kN静力千斤顶，行程为1000mm;水平向为1个2000kN电液压伺服作动器，行程为±350mm。加载装置如图7所示。

2.2.1支座豎向力学性能

测试支座的竖向刚度时，取δ₀=12MPa的基本面压进行了测试，根据橡胶隔震支座的试验方法，循环加载4次，得到支座的竖向力-位移曲线如图8所示。

对第3次循环的试验结果进行分析，得到LRB300的竖向刚度为1264kN/mm，SPIB300的竖向刚度为987kN/mm。从试验结果来看，自保护隔震支座的竖向刚度比传统隔震支座降低了约21.91%，但仍具有足够的竖向刚度承受上部荷载。

为研究支座基本面压对竖向刚度的影响，分别对δ₀=-6，12，18，24MPa的支座进行测试，得到两种支座在4个面压下的竖向刚度变化及对比，如图9所示。

由图9可知，本文提出的支座相较传统支座竖向刚度降低幅度分别为10.11%，21.91%，21.77%，13.16%，以基本面压δ₀=12MPa的降低幅度最大，当基本面压δ₀>12MPa时，这种竖向刚度的变化趋势随着面压的增大逐渐减小。

2.2.2 支座水平向力学性能

以自保护隔震支座两阶段设计的特点对支座分别进行第一工作阶段及第二工作阶段的水平刚度及剪切变形测试，试验采用位移控制加载，取基本面压δ₀=12MPa，试验过程中保持不变，加载速率为50mm/s。

根据自保护隔震支座两阶段设计的初衷，对第一工作阶段的加载位移取对应上部支座剪切变形的100%，第二工作阶段的加载位移取对应上部支座剪切变形的250%，试验结束支座变形如图10所示。得到的两个工作阶段的水平力-位移曲线分别如图11和12所示。

由图11可以看出，自保护隔震支座在第一工作阶段加载位移为上部支座剪切变形的100%时，滑移启动开关并未启动，对应的力-位移曲线与传统隔震支座基本一致且均表现出典型的双线性特性。

由图12可以看出，在第二工作阶段，传统隔震支座仍表现为双线性特性且出现了硬化现象，这说明大变形条件下，传统隔震支座承受的水平剪力将会大幅度增加，造成隔震支座的内部损伤和突然破坏的情况发生。本文提出的自保护隔震支座在加载位移约62mm时开始稳定滑移，滞回曲线存在一定程度的捏拢现象，呈现为三线型特性，但滞回曲线的包络面积仍比传统隔震支座增加约86%，即大变形条件下，本文提出的隔震支座所承担的水平剪力将会大幅度降低，耗能能力却大幅增强。

2.2.3 支座水平向力学性能速率相关性

为研究加载速率对自保护隔震支座水平向剪切性能的影响，取基本面压δ₀=12MPa，加载速率5，50，150mm/s对支座分别进行第一工作阶段及第二工作阶段的速率相关性测试，第一工作阶段取水平剪应变r=100%，第二工作阶段水平剪应变取r=250%，加载速率从小到大进行，得到隔震支座在不同速率下的水平力-位移关系曲线如图13，14所示。

由图13可以看出：第一工作阶段隔震支座随加载速率的增加，屈服力和屈服后刚度均有增加，对应包络曲线的面积也呈增大趋势。加载速度相对较高时的滞回曲线出现一定的偏移现象，这是由于隔震支座在“第一工作阶段”下虽然相对滑移面静止，但上部隔震支座相对滑移面仍然为自由状态，加载速率越高，黏结滑移的趋势就越大。整体的滞回曲线仍和传统铅芯橡胶支座的相似，呈现出典型的双线性特性。

由图14可知，自保护隔震支座在“第二工作阶段”启动后的滞回曲线大致可分为复位和滑移两个阶段，加载速率为5mm/s时的摩擦损耗相对较小，滞回曲线较为饱满但存在一定的捏拢现象;随着加载速率的变大，摩擦损耗逐渐变大，滞回曲线包络面积减小，但复位段的捏拢现象逐渐减轻且性能逐渐趋于稳定。

试验结束后上部隔震支座完好无损，表明白保护隔震支座不仅具有传统隔震支座的优良性能，且在自保护的同时耗能更优，从而保护上部结构的安全。

3 自保护隔震支座的恢复力模型

为方便该自保护隔震支座的实际工程应用，其恢复力模型的选取至关重要，为此，首先对自保护隔震支座分别进行剪应变100%，150%，200%，250%条件下的水平性能试验，得到不同剪应变条件下的水平力-位移曲线如图15所示，

通过对图15中自保护隔震支座试验得到的水平力-位移曲线进行不同模型的拟合与参数识别对比表明，采用呈捏拢效应的Bonc-Wen模型可以很好的反映自保护隔震支座的恢复力模型。

Wen认为非线性滞回体系的恢复力P是由非滞回部分和滞回部分组成，即式中A，β，γ，n为控制Bonc-Wen模型的滞回参数;g（z）为控制捏拢效应的函数，ξ₁与滞回曲线的捏拢程度相关，ξ₂与捏拢效应范围相关。根据滞回耗能ε的关系。ξ₁和ξ₂有如下表达式：

当ξ₁=0时，h（x）=1，对应不考虑捏拢效应的Bonc-Wen模型;当ξ_s≠0时，ξ₁（ε）和ξ₂（ε）随着参数p和ε的增加而增加，从而体现出滞回特性的捏拢效应。

采用Bonc-Wen模型对图15中250%条件下的试验力-位移曲线进行拟合，拟合参数的取值如表3所示，试验曲线与拟合曲线对比如图16所示。试验曲线和拟合结果整体吻合较好，平均偏差仅为4.41%，说明白保护隔震支座的恢复力模型可以采用Bonc-Wen模型。

4 结论

（1）本文研发了一种自保护隔震支座，该支座以两工作阶段为特点，在第一工作阶段发挥与传统隔震支座相同的功效，其滞回特性表现为典型的双线性特点;在第二工作阶段支座开始滑动并摩擦耗能，滞回曲线表现为三线型特性且较传统隔震支座更为饱满，表明该自保护隔震支座具备自保护功能。

（2）试验研究表明，自保护隔震支座比传统隔震支座的竖向刚度最大降低幅值为21.91%，但此时支座仍具有足够的竖向刚度承受上部荷载，且两种支座竖向刚度的差值随着竖向面压的增大逐渐减小。

（3）第一工作阶段自保护隔震支座随加载速率的增加，屈服力和屈服后刚度均有增加，对应包络曲线的面积也呈增大趋势，整体的滞回曲线仍和传统铅芯橡胶支座相似，呈现出典型的双线性特性。在“第二工作阶段”启动后随着加载速率的增大，自保护隔震支座在复位段的捏拢现象逐渐减轻且支座在滑移状态下的性能逐渐趋于稳定，表明白保护隔震支座的自保护特性随着加载速率的增大逐渐平稳。

（4）通过对自保护隔震支座的水平力-位移曲线进行不同模型的拟合与参数识别对比，发现自保护隔震支座的恢复力模型可以采用呈捏拢效应的Bonc-Wen模型进行模拟，且拟合曲线与试验曲线吻合较好。