隔震橡胶支座刚度退化及其对地震响应的影响

2019-01-23张文芳

结构工程师 2018年6期

杨然张文芳

(太原理工大学建筑与土木工程学院,太原 030024)

0 引言

隔震技术通过在上部结构和下部结构之间设置柔性连接层,延长结构振动的基本周期,并提供一定的阻尼,从而降低结构的地震响应。这一柔性连接层通常由隔震橡胶支座组成。隔震橡胶支座的水平刚度较小,可以通过剪切变形吸收地震动,并且只产生很小的地震反应,同时竖向刚度较大,可以支承结构的重量而不产生过大的竖向变形。

天然橡胶支座属于隔震橡胶支座的一种,由一层层薄钢板和橡胶交替叠合而成。铅芯橡胶支座(LRB)是另一种常见的隔震橡胶支座,其构成与天然橡胶支座类似,只是在支座内竖向插入了铅芯。

各国学者针对隔震橡胶支座的力学性能,开展了广泛的研究。朱玉华等[1]采用有限元分析的方法,研究了LRB支座水平刚度的影响因素。Jared和Gordon[2]通过试验和有限元模拟,分析了天然橡胶支座和LRB支座的屈曲稳定性,指出用重叠面积法计算出的临界荷载过于保守,支座即使在大变形时,依然具有几倍于理论计算出的竖向承载力。在最近的一项研究中,卢丹、刘文光等[3]系统地试验了国产铅芯橡胶支座的极限性能,发现LRB支座在发生400%～500%极限剪切变形后仍保持完好,但水平刚度出现了不同程度的退化,并且给出了LRB支座水平刚度退化率。然而,少有关于天然橡胶支座极限变形后水平刚度退化的试验研究。

东日本大地震后,震害调查发现,有15%的隔震结构隔震装置出现损伤,证明在实际地震下隔震支座会发生性能退化[4]。而隔震工程多位于震害严重的地区,在使用年限内遭遇多次地震的可能性极大,所以对于隔震橡胶支座性能退化的定量研究显得极为重要。

本文通过选取两种不同规格的天然橡胶支座,进行水平剪切试验、极限剪切试验和极限变形后的水平剪切试验,研究天然橡胶支座极限变形后等效水平刚度的退化,并通过SAP2000 v14建立基础隔震结构数值模型,分析支座刚度退化对其地震响应的影响。

1 支座试验

1.1 试验概况

试验所用两个天然橡胶支座有效直径分别为490 mm和600 mm,记为1#和2#支座,钢板均采用Q235。支座由太原恒晋减震科技有限公司制作,具体设计参数见表1。

表1支座设计参数

Table 1Design parameters of testing specimens

试验加载设备为多功能电液伺服加载试验系统,包括25 000 kN压剪试验机、伺服液压油源和配套的计算机数据采集与分析系统。最大水平推力±1 500 kN,最大位移±600 mm。试验设备如图1所示。

试验内容包括100%水平变形剪切试验、300%以上水平变形极限剪切试验和极限剪切变形后的100%水平变形剪切试验。试验依据国家标准《橡胶支座第1部分:隔震橡胶支座试验方法》(GB/T 20688.1—2007)[5]中的有关规定进行。试验采取位移控制加载,按第3个循环的试验曲线计算100%水平变形下支座的等效水平刚度。加载波形为正弦波,频率为0.01 Hz,具体试验内容见表2。

图1 试验设备Fig.1 Testing equipment

表2支座试验内容

Table 2Details of bearing tests

1.2 试验结果及分析

两个支座经历了极限剪切试验后均完好没有发生破坏,其中1#支座实际剪切应变为340%,2#支座实际剪切应变为390%,剪切位移偏差分别为-2.83%和-2.45%,符合国家标准对于剪切性能试验中剪切位移偏差小于±5%的要求[5]。三个支座经历了极限剪切试验前后的力学性能和g=±100%的滞回曲线如图2和表3所示。通过比较可知,天然橡胶支座在极限变形后,出现了100%水平变形下支座等效刚度Keq100的退化,退化程度随着最大历史剪应变γm的增大而增加,与文献[3]中关于LRB支座屈服后刚度的试验结果一致。对于天然橡胶支座,当发生340%和390%剪切变形后,其100%水平变形下的支座等效刚度分别下降12.4%和19.7%。

压剪状态下,即使支座仅发生小于300%的剪应变,橡胶层也仍然存在超过1 MPa的较大局部拉应力,从而导致橡胶内部出现孔洞或开裂,产生刚度退化[6]。故刚度退化现象不仅发生在极限变形后,也可产生于经历较大剪切变形的情形。

图2 极限变形前后100%水平变形试验曲线比较Fig.2 Comparison of 100% horizontal deformation testing curves before and after ultimate shear strains

表3极限变形前后100%水平变形等效刚度比较

Table 3Comparison of 100% horizontal deformation equivalent stiffness before and after ultimate shear strains

由于可认为LRB支座铅芯发生理想弹塑性变形,所以其屈服后刚度取决于橡胶部分的水平刚度[7]。本文的分析采取如下假定:

(1) 极限变形前后,LRB支座屈服后刚度Kd和天然橡胶支座100%水平变形下支座的等效刚度Keq100的变化规律相同,统称为橡胶水平刚度Ke;

(2) 支座极限变形前后只有橡胶水平刚度Ke发生变化,Ke只与最大历史剪应变γm有关;

(3) 忽略支座的黏性阻尼耗能,LRB支座的耗能通过塑性变形实现[8];

(4) 上部结构仅考虑水平地震作用并保持在弹性范围内。

(1)

图3 橡胶水平刚度退化与最大历史剪应变关系图Fig.3 Correlation of rubber horizontal stiffness degradation and maximum historic shear strain

2 地震响应分析

2.1 分析模型

基础隔震技术适合于低层和多层建筑,且非隔震时结构基本自振周期小于1s的隔震效果最佳[9],故本文研究采用6层的RC框架上部结构,各层层高均为3.3 m,如图4所示。建筑场地类别为Ⅲ类,抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度为0.2g,设计地震分组为第一组,抗震设防类别为乙类。

图4 结构模型三维图Fig.4 3D model of structure

上部结构屋面恒载为6 kN/m2,楼面恒载为5 kN/m2;各层活载均为2 kN/m2。混凝土采用C30,纵筋采用HRB400,框架的梁、柱、板截面尺寸见表4。

表4框架截面尺寸

Table 4Sectional dimensions of frame

注:括号内为隔震层梁板截面尺寸

本文采用有效直径为500 mm天然橡胶支座和LRB支座混合对称布置的方案,支座性能参数见表5,支座布置平面图如图5所示。共使用16个LRB支座和9个天然橡胶支座。采用SAP2000 v14计算出隔震后上部结构总质量为3 589 t,支座在重力荷载作用下的最大压应力为8.68 MPa,满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[10]规定的乙类建筑小于12 MPa的限值。表6为隔震前后结构的主要自振周期,前三阶振型的质量参与系数超过0.99,依次为X向平动、Y向平动和扭转振型。

表5支座性能参数

Table 5Properties and characteristics of bearings

2.2 输入地震动

本文选取了2条实际强震记录和1条人工地震加速度时程,其中实际强震记录来自美国太平洋地震工程研究中心(PEER),分别为1999年台湾Chi-Chi地震CHY032台站水平N方向的记录(RSN3271)和1940年美国Imperial Valley地震El Centro Array #9台站水平180方向的记录(RSN6)。

图6为3条地震波反应谱与规范反应谱的比较,由图可见,所选用地震波的平均地震影响系数曲线与规范反应谱的地震影响系数曲线相比,在隔震结构主要振型周期点所在的2～3 s范围内,地震影响系数偏差小于20%,满足规范[10]规定的平均地震影响系数曲线和规范反应谱地震影响系数曲线在统计意义上相符的要求。

图5 支座平面布置图(单位:mm)Fig.5 The layout of bearings (Unit:mm)

表6结构前三阶振型周期

Table 6The first three modal periods

图6 反应谱比较Fig.6 Comprison of response spectra

使用上述3条地震波对隔震结构进行时程分析,与非隔震结构的层间剪力比较,确定结构的减震系数为0.44。使用上述3条地震波进行隔震结构罕遇地震作用下弹塑性时程分析,得到橡胶支座最大拉应力为0.03 MPa,小于规范[10]规定的1 MPa限值;隔震层位移最大值为244.35 mm,满足文献[10]规定的小于0.55倍支座有效直径和内部橡胶层总厚度的3倍;顶层绝对加速度为2.683 m/s2,上部结构基底剪力为5 663.18 kN。

2.3 支座刚度退化

天然橡胶支座

(2)

LRB支座

(3)

表7为上述3条地震波不同峰值作用下支座位移包络值,最大历史剪应变值和大变形前后刚度比值h。

表7支座刚度退化

Table 7Stiffness degradation of bearing

2.4 时程分析

使用经历不同等级地震作用后发生退化的支座等效刚度,进行罕遇地震作用下的时程分析,得到隔震层位移、顶层绝对加速度和上部结构基底剪力的包络值,以及该值与退化前罕遇地震作用下相应值的变化率,如图7-图9所示。

由结果可知,支座刚度退化能够降低罕遇地震下顶层加速度响应和上部结构基底剪力,但影响较小,经历地震动PGA为0.60g引起的支座刚度退化,对顶层加速度和上部结构基底剪力的影响分别只有-3.58%和-3.91%。支座刚度退化能够增大罕遇地震下隔震层位移响应,当经历地震动PGA不超过0.45g时,其引起的支座刚度退化造成隔震层位移增大幅度在10%以内;当经历地震动PGA大于0.45g,即支座最大历史剪应变超过300%时,其引起的支座刚度退化,将造成隔震层位移的明显增大,增幅超过10%。

图7 罕遇地震下隔震层位移比较Fig.7 Comparison of base displacements under rare earthquakes

图8 罕遇地震下顶层加速度比较Fig.8 Comparison of roof accelerations under rare earthquakes

图9 罕遇地震下上部结构基底剪力比较Fig.9 Comparison of superstructure base shears under rare earthquakes

《建筑抗震设计规范》( GB 50011—2010)[10]要求隔震结构设计时,支座极限水平剪应变小于300%。为了充分发挥支座的变形能力,设计人员通常尽量使罕遇地震下隔震层位移接近规范限值。所以,当隔震结构遭受罕遇地震作用后,隔震橡胶支座应及时更换,以免继续使用导致隔震层位移响应增大,可能引起隔震结构倾覆或与挡土墙碰撞等问题。