改性橡膠隔震支座抗拉性能試驗研究*

杜杰偉 潘文 王星然 金昱成

(1.昆明理工大學公共安全與應急管理學院學院 昆明 650000； 2.昆明理工大學建筑工程學院 昆明 650500； 3.云南省抗震工程技術研究中心 昆明 650500)

0 引言

隨著我國城市化建設不斷加快，眾多高層建筑也相繼出現，但隔震技術卻難以運用到高層建筑上，由于隔震支座自身豎向抗拉性能有限，隔震支座較難在高層建筑中被廣泛應用。同時高層建筑由于高寬比一般很大，建筑自身的傾覆力矩也會很大，從而使隔震支座承受較大的豎向拉力，支座抗拉性能難以滿足要求。

一般解決支座抗拉問題的方法，可以通過調整上部結構設計方案、設置半主動控制系統、加裝抗拉裝置和改進橡膠的材料配方等措施來提高隔震支座的抗拉性能。如大阪DT辦公樓是采用一種直線軌道滑動隔震支座進行隔震設計的，豎向極限抗拉的承載力可達到18 000 kN[1]。但由于對直線軌道滑動支座的相關研究較少，且生產該種支座的技術要求較高和廠商較少，支座的造價也較其他支座高昂，在工程中應用具有一定難度。除了上述方法外，可以通過改進支座的橡膠材料配方，提高支座自身的抗拉性能來抵抗支座拉伸破壞，如東京衫并花園城[2]采用了1種改性橡膠抗拉隔震支座，支座可以承受到2.5 MPa以上的拉應力。因此通過改進橡膠配方提高隔震支座抗拉性能，抗拉性能較一般隔震支座會有所提升。

1 隔震支座的豎向性能

1.1 隔震支座的豎向剛度

當拉應力作用在隔震支座上超過支座承受能力時將會影響其力學性能，導致結構不能達到預期的隔震效果和抗震目標。為確保在罕見地震下隔震結構的穩定與安全，在隔震支座受拉后，支座的水平性仍應不發生過大變化。同時由于隔震建筑的傾覆力矩會因支座受拉變形而增大，在隔震支座出現水平位移時，應具有一定的拉伸剛度確保支座不產生豎向較大的變形。

一般情況下，在沒有剪應變的作用條件下，支座受拉剛度為支座受壓的剛度的10%左右。當有剪應變作用時，支座發生水平位移，此時支座拉伸變形量會較大，因此，對隔震支座的豎向拉伸剛度的變化要更為準確的了解。在水平變形條件下，與支座受拉時的豎向剛度相關的力學模型一般有以下4種：

(1)重疊面積法認為支座在拉條件下與支座在壓剪條件下的力學行為相似，支座豎向拉伸剛度Kve的計算公式為

(1)

式中,A為支座橡膠的截面面積；Ae為隔震支座有效承載面積；Kv為支座豎向剛度。

但支座在受到拉剪作用時與支座在受到壓剪作用時的應力在分布上有所區別。支座在受到壓剪作用時，壓力大多數會分布在支座上表面與下表面相交的區域；而在支座受到拉剪作用時，支座中未重疊的區域也會承受一部分拉力的作用。因此，當支座水平向產生較大變形時，采用重疊面積法確定支座受拉時的豎向剛度與實際情況會有較大誤差。

(2)縮減面積法[3]認為，當支座發生水平位移，支座處于受拉狀態時，支座的豎向剛度Kve與純拉時支座的剛度的確定方法相似，計算公式為

(2)

式中，γ為支座發生的剪切應變；A為支座橡膠約束面積；Aγ為支座在水平應變為γ時的重疊面積；Kv0為純拉條件下的豎向剛度。

縮減面積法的計算方式雖然簡單，但這種方法沒有較嚴格的理論推導，并且沒有給出支座在豎向與水平同時產生位移時，支座受拉時豎向剛度的變化規律。

(3)KOH C G等[4]、閆維明等[5]基于雙彈簧模型，分析了支座處于拉剪狀態時的性能，如圖1所示。

該模型采用1個剛性體、1個線彈簧及1個轉動彈簧模擬隔振支座，假設高度為1，線彈簧及轉動彈簧剛度分別為KH、Kθ。采用2個滾珠為隔震支座提供水平變形。當剪力F與拉力P作用在該隔振支座模型時，剛性體將發生轉動，此時轉角大小為θ，剛形體下端發生大小為S的水平變形，上端發生大小為u的水平變形，豎向產生的位移為v。楊維國等[6]對雙彈簧模型的豎向拉伸剛度計算方法進行了修正，進一步減小了豎向拉伸剛度的計算誤差。

(4)黨育等[7]基于Haringx模型(見圖2)，推導了在發生水平變形時，隔震支受拉時的豎向剛度。此模型將支座看作下部固接的梁，上部在水平方向可以移動，但不能發生轉動。在剪力T、彎矩M和拉力F共同作用下，支座受拉時的豎向剛度通過不同拉力分別進行計算。但該計算方法是假設在小變形條件下推導的，當支座受到剪切發生較大變形時，可能存在較大誤差。

1.2 隔震支座的拉應力設計值

為確定隔震支座拉應力設計值，一般從兩個方面進行分析，一方面是通過支座所能承受的拉應力極限值來限制隔震支座的拉應力。在2001年版的《抗規》中規定：處于罕震作用下的支座不宜有拉應力的出現，而在2010年版的《抗規》中規定：在地震作用下，支座受到的拉應力應小于1 MPa。此規定對支座拉應力進行了限制，主要是因為：①橡膠材料在受拉后其內部會出現損傷，導致支座的彈性降低；②支座受到拉應力后，上部結構會存在傾覆的危險;③在廣州大學工程抗震研究中心進行的橡膠支座的抗拉性能試驗中，支座的極限拉應力為2～2.5 MPa；④美國相關規范中，支座容許的拉應力為1.5 MPa。日本橋梁設計規范[8]中，規定處于罕遇地震作用下隔震支座的拉應力不應大于2 MPa，歐洲結構設計規范[9]中，規定支座在地震作用下不應受拉。因此，需要對隔震支座受到的拉應力進行限制，避免對上部結構和支座本身造成不利影響。周福霖院士指出[10]，當隔震支座處于偏心受拉時，由于支座會出現復位彎矩，支座最終將處于軸向受拉狀態或者發生軸向受拉破壞，支座所受的拉伸承載力主要是軸向拉伸。但當支座受水平剪切發生較大變形時，支座橡膠層的外邊緣可能會出現拉應力，導致隔震支座發生拉伸破壞，因此支座的拉應力設計值需要留有一定的安全余量，確保隔震支座仍能為結構提供隔震效果。周福霖院士建議，隔震支座的拉應力應控制在拉應力極限值之前，且支座的容許抗拉強度應控制在屈服點之前。根據隔震支座拉伸應力-應變曲線，如圖3所示，支座拉應力的極限值與屈服值的比值約為2.5，而《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[11]中確定隔震支座受拉限值的方法與根據隔震支座受拉極限值來確定支座所受拉力的限值類似，即通過取1個安全系數來對隔震支受拉極限值進行折減，從而確定支座容許抗拉強度，而該安全系數的取值為2.5。

另一方面，確定隔震支座拉應力設計值是通過限值隔震支座的豎向位移來確定支座的抗拉強度，從而控制傾覆力矩。在日本的一些高層隔震建筑中，是根據3%的支座高度對支座的受拉變形進行限制。在日本建筑設計規范中，是根據支座拉應變的5%對支座的拉應力進行控制[12]。

根據一些相關的振動臺試驗，雖然隔震支座在受拉時水平產生較大位移，支座受拉的豎向應變達到了20%～40%，支座也未發生失效仍能工作。但由于抗拉性能方面的相關實驗較少，因此隔震支座的拉應力設計值仍然是根據安全系數法或容許應力法等經驗方法確定的。

劉文光等[13]基于Haringx理論，在支座處于拉伸狀態下，根據支座水平剛度趨近于零的臨界條件推導出隔震支座處于純拉狀態下，修正了支座在受拉屈服后的剛度，得到支座受拉的界限拉應力，如圖4所示，虛線為根據推導得到的拉應力界限值。

根據理論及支座拉伸剪切試驗的結果[13]，支座受拉的臨界值均大于支座受拉的屈服值。根據隔震支座在拉伸屈服后的拉力與變形的關系[14]，當支座受拉屈服后，卸載后再對支座進行加載，支座將比初次屈服前更快達到屈服狀態，支座的拉伸剛度出現降低，如圖5所示。劉文光通過對拉伸試驗結果分析，提出了3G原則，建議支座的設計拉應力界限值可控制為3倍支座所用橡膠材料的剪切彈性模量，此時支座受拉不會發生過大剪切變形，支座仍可以提供一定的剛度，減少對建筑的影響。同時，在隔震支座受拉后，拉伸應變可控制在10%以內，從而減小支座豎向拉伸變形對隔震結構的影響。

圖5 支座屈服前后拉力變化

當隔震支座受拉且拉力大小超出一定范圍后，支座橡膠內部會出現負壓而導致橡膠內部產生空洞，此時支座雖然不會破壞，但此時橡膠內部產生的損傷會對支座的水平性能造成不利影響，雖然在隔震結構中只會出現較少數量的隔震支座的性能改變，對結構整體影響不明顯，但是結構仍存在一定的安全隱患。如果能確保隔震支座在罕遇地震作用下不會出現較大損傷，即罕遇地震作用下支座在受拉狀態時處于彈性階段，支座就有一定的安全儲備，在極罕遇地震作用下能保證上部結構的安全。因此為確保隔震支座在受拉時，力學性能不出現較大變化，可將隔震支座的拉應力設計值控制在支座的屈服拉應力之前。

隔震支座作為隔震建筑中的一個重要部分，其安全等級比較高，但在《建筑結構可靠性設計統一標準》[15]中，與構件相關的重要性系數取值仍是1.0，同時支座在受到豎向壓力作用時自身的剪切模量也會受影響，但支座設計壓應力在一定程度上已將建筑的重要性等級考慮在內，因此隔震支座的屈服拉應力依據橡膠支座的相關規范[16]進行確定，也在一定程度上考慮了建筑重要性等級。楊維國等[6]通過有限元模擬和橡膠隔震支座拉伸性能試驗[17]進行對比驗證，對環形橡膠支座的豎向拉伸剛度計算式進行修正后，發現隔震支座在水平發生的位移達到規范限值(u=0.55D)時，支座豎向受拉狀態時豎向剛度約為零剪應變下支座在受拉狀態時豎向剛度的一半，而一般在隔震結構設計中認為支座的拉伸剛度是一個定值，為使簡便計算的拉伸變形結果與真實值更接近，支座的拉應力可以控制在零剪應變條件下支座屈服拉應力的二分之一以內，使拉應力在屈服點之前，因此支座在發生水平變形時的拉伸變形不會超過在零剪應變條件下支座的屈服拉伸變形。由于隔震支座的應力-應變曲線在屈服點前是近似線性變化的，因此在零剪應變條件下隔震支座的拉應變限值可以按照建筑抗傾覆要求與建筑性能要求進行確定，并對拉應力限值進行折減，以此確定支座的拉應力設計值，即：

(3)

式中，σd為隔震支座設計拉應力；σy為隔震支座屈服拉應力；ε為隔震支座設計拉應變的最大限值；εyk為隔震支座的屈服拉應變。

2 隔震支座的拉伸性能試驗

2.1 試驗模型

本次試驗采用的隔震支座為B類橡膠制成的Ⅱ型環形隔震支座，支座制作由鋼板與橡膠粘結硫化制成，通過添加炭黑、增強劑、促進劑等提高橡膠的力學性能。支座的相關參數及性能均滿足《橡膠支座第3部分：建筑隔震橡膠支座》(GB 20688.3—2006)[18]要求，為保證支座的耐久性，在支座外側設置厚度為10 mm的保護層。將支座置于試驗環境中一段時間后進行試驗。支座的參數如表1所示。由于經費有限，僅進行了1個改性橡膠隔震支座的拉伸性能試驗。

表1 隔震支座參數

2.2 試驗裝置

進行拉伸試驗采用的拉力試驗機如圖6所示。該試驗機采用電液伺服加載，豎向加載量程可達3 500 kN，行程為1 200 mm，采用4個位移傳感器進行測量，能精確的測出試驗機施加拉力值與支座的拉伸變形量。

圖6 隔震支座拉伸裝置

2.3 試驗內容

在零剪應變條件下，采用1 mm/s的加載速率對支座進行拉伸，拉伸至破壞為止。支座發生破壞的狀況如圖7和圖8所示，破壞面產生許多空洞，橡膠粘結處與支座鋼板粘結處均未發生粘結失效破壞。

圖7 支座破壞面

圖8 支座破壞

3 試驗結果及數據處理

改性橡膠支座在受拉狀態下，位移-拉力曲線如圖9所示，應變-應力如圖10所示。屈服應力按相關規范[16]進行確定。

圖9 位移-拉力曲線

圖10 應變-應力曲線

根據隔震支座的拉伸性能試驗結果，隔震支座的拉伸變形過程可分為3個階段：①未達到屈服點前，處于彈性拉伸階段，在隔震支座的拉伸過程中，由于此時支座的豎向剛度較大，拉伸變形位移隨拉力增大而緩慢增大，隨著拉伸不斷進行，隔震支座的剛度呈逐漸下降趨勢，支座處于彈性拉伸狀態。②達到屈服點后，未達到極限點前，處于非彈性拉伸階段，當支座的受拉變形量達到橡膠總厚度13%，拉力-位移曲線斜率出現下降，即支座的剛度突然降低，造成支座豎向剛度降低的原因可能是因為支座中橡膠內部因拉伸受損產生空洞，從而影響隔震支座性能。此時拉伸變形位移隨拉力增大而快速增大，增大趨勢近似于平直線，支座僅受到較小的拉力就會使支座產生較大的豎向變形。③達到極限點時，支座發生拉伸破壞，支座在發生破壞前沒有明顯征兆，當拉應力達到極限點時，支座會突然發生破壞，此時破壞發生在隔震支座中橡膠部分。

根據隔震支座的拉伸性能試驗結果可知，該種改性橡膠隔震支座屈服拉應力與極限拉應力很接近，但從屈服點到達極限點的拉伸位移卻很大，根據式(5)隔震支座的設計拉應力計算公式，可以確定改性橡膠隔震支座的拉應力設計值為1.855 MPa，此時的拉應力設計值在屈服拉應力之前，可以保證支座在發生較大的變形時，仍有較高的拉伸剛度，同時該改性橡膠支座的拉應力設計值對應的應變為2.5%，與日本規范提出的采用支座拉應變的3%來控制拉應力及劉文光建議的支座拉應變不宜超過10%相近似，支座在受到拉變形時仍能保證建筑的安全。

4 結論

高層建筑采用隔震技術時，由于地震作用影響造成傾覆效應較大，隔震支座容易受拉而影響隔震支座性能，不能保障高層建筑在地震作用中的安全。為解決隔震支座抗拉的問題，本文闡述了新型改性橡膠支座的應用可行性，進行了新型改性橡膠支座的拉伸性能試驗，具體結論如下：

(1)根據隔震支座的拉伸試驗結果及國內外支座豎向拉伸性能的研究成果，建議將隔震支座的設計拉應力控制在支座的屈服拉應力之前，可以減小支座拉伸變形對支座力學性能的影響。

(2)對隔震支座的拉應力設計值確定方法進行了分析。在參考了各國相關規范、相關的拉伸性能試驗和豎向剛度的相關推導理論后，總結了隔震支座的拉應力設計值算法。

(3)通過新型改性橡膠支座的拉伸性能試驗，新型改性橡膠隔震支座的屈服應力與極限應力較為接近，測定了新型改性橡膠支座的拉應力設計值為1.855 MPa，對比一般橡膠隔震支座的拉應力不超過1 MPa的要求，新型改性橡膠支座的抗拉性能有所提高，但由于橡膠的物理性能與溫度、加載頻率等有關，相關因素對隔震支座抗拉性能的影響還有待研究。