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2015年亳州叠层铅芯橡胶隔震支座剪切破坏模式研究

亳州叠层铅芯橡胶隔震支座

2015年亳州叠层铅芯橡胶隔震支座剪切破坏模式研究,对叠层铅芯橡胶隔震支座进行了水平剪切性能试验、极限剪切破坏试验和受拉后的水 平剪切性能试验、极限剪切破坏试验,根据试验结果及现象,研究了剪切应变对隔震支座力学性能的影响、支座极限剪切破坏发展机制及受拉工况对支座极限剪切破坏模式的影响.

关键词:叠层橡胶隔震支座;铅芯;剪切性能;剪切破坏模式中图分类号: P315.9 文献标识码: 叠层铅芯橡胶隔震支座因其稳定的双线性恢复力特性,近年来在隔震建筑中得到了广泛应用.叠层橡胶支座受压时,橡胶会向外侧变形,但由于受到内部钢板的约束,以及考虑到橡胶材料的非压缩性,橡胶层中心会形成三向受压状态.因此叠层橡胶隔震橡胶支座受压时的变形量很小,可以提供与相同截面积的RC柱相当的压缩刚度.而当支座受到剪力作用时,由于内部钢板不约束橡胶层的剪切变形,橡胶片可以自由发挥自身柔软的水平特性.叠层橡胶支座发生较大剪切变形时,因在叠层橡胶支座顶部和底部的重叠部分中保持了一种三向受压状态,所以仍然具有承载能力.这种承载机构使得叠层橡胶隔震支座承受较大的竖向压力的同时,也可以承受较大的水平变形

叠层铅芯橡胶隔震支座剪切破坏模式研究破坏现象,并且没有出现明显的不可恢复的变形. 表2中给出了S4支座试件在拉伸前后的剪切性能指标.比较拉伸前后的剪切性能指标可以发现:叠层铅芯橡胶支座在受到拉力作用之后,水平等效刚 度和屈服后刚度均有所下降,而等效阻尼比和屈服 力略有提高;总体来说,试件受拉力作用前后,其水平剪切性能指标变化不大. 表2 试件S4拉伸前后水平剪切性能指标 γ=50% γ=100% γ= 250 %是否进行拉伸试验拉伸前拉伸后拉伸前拉伸后拉伸后水平等效刚度Kh(KN/mm) 5.07914.90723.35483.17091.9625等效阻尼比heq 0.35840.38340.27200.28970.1970屈服后刚度Kd(KN/mm) 1.79001.58001.63401.47231.2968屈服力Qd(KN)195.3878 205.0146 203.8381 208.436 235.0498 拉伸前后水平等效刚度变化-3.36%-5.48%\拉伸后等效阻尼比变化6.97%6.51%\拉伸前后屈服刚度变化-11.73%-9.90%\ 拉伸前后屈服力变化 4.93% 2.26% \ 图4 剪切应变对支座水平剪切性能的影响 图5试件S1, S2,S3极限剪切破坏发展过程2.3水平极限剪切破坏试验 在上述试验加载完成之后, 测定S1,S2,S3,S4支座试件在最大设计压力下的极限剪切位移能力,即对试件在设计最大压力作用下施加单向水平加载,直至达到极限剪切位移状态.极限剪切位移状态指支座出现破坏、屈曲或滚翻.表3中给出了四 个试件达到极限破坏状态时的位移和水平剪力,并与规范规定的水平极限位移385mm(350%剪切应变)进行了比较.试件数据表明:叠层铅芯橡胶隔震支座在受拉力作用后,其水平剪切刚度有所降低,达到极限破坏时的极限承载力和极限位移均有一定程度上的降低 . 图6 试件S4受拉后极限剪切破坏发展过程

减隔震技术在我国的铁路桥梁工程中已有应用,但由于隔震技术在桥梁工程中的研究及应用较晚,在分析计算及理论设计方面,仍有许多问题需要深入研究。 ] 铅芯橡胶支座的参数对结构减隔震效果有重要的影响,桥梁减隔震设计的实质即为确定最合理有效的支座参数。铅芯橡胶支座的主要动力控制参数包括:屈服力、屈服前刚度和屈服前后刚度比。朱东生研究过初始周期、延性率和支座屈服前后刚度比对桥梁隔震效果的影响,并给出了影响规律 [1] 。但其研究是建 立在墩底固结的单自由度模型基础上的;王丽建立了考虑桥墩延性的LRB隔震桥梁的非线性分析模型,对隔震桥梁的减震性能进行了系统的分析[2] ,但没有考虑基础刚度;杨风利博士研究了基础弹性刚度变化对铁路简支梁桥地震响应的影响规律,并得出了一些重 要结论[3] ,但目前研究LRB支座参数对考虑土)基础相互作用的减隔震体系影响规律的文献还较少。

本文通过建立考虑土)基础相互作用的铁路简支梁桥单墩分析模型,初步探讨了橡胶支座参数对结构地震响应的影响规律,并由此得出一些结论,为铁路简支梁桥的减隔震设计提供有意义的参考。 1 计算模型 111 铅芯橡胶支座的双线性模型 [2] 如图1所示,uB为支座的有效设计变位;(uy,Qy)为支座的屈服点;Qy为屈服强度,取值主要依赖于梁体的重量和实际工艺,uy为铅芯橡胶支座的屈服位移。屈服后刚度K2,可以参考图1进行计算: K2 = F(uB)-Qy uB-uy (1) 图1 铅芯橡胶支座滞回模型,铁路简支桥梁的有限元计算模型 本文选取一位于三类场地的铁路简支梁桥典型桥墩作为研究对象。为方便建模,用等截面矩形墩代替实际墩,矩形面积取墩截面的平均面积,墩的基本设计参数见表1。有限元模型见图2,在ANSYS中,铅芯橡 表1 墩的基本设计参数 桥墩截面设计参数墩顶集中质量Pt 墩高Pm等截面矩形,长412m,宽213m 420 1214 图2

弹性基础有限元计算模型胶支座采用多线性单元combin39模拟,弹性基础采用矩阵单元matrix27模拟。 采用/m0法[4] 计算桩)土相互作用,将其换算成 基础刚度,并考虑弹性基础的影响。基础弹性刚度系 数见表2。 表2 基础刚度计算值地基土比例系数P(kPaPm2)基础刚度 k11 P(108NPm)k13=k31 P(108NPrad)k22 P(109NPm) k33 P(1010N#mP rad) 5000 2153 -7119 412 1121 选取三类场地地震波LongBeach作为激励,地震波的基本特性见表3。 表3 地震波LongBeach记录基本特性 分量台站烈度震中烈度震级PGAP(cmPs2)地震时间S82E 7 9 615 15115 1933-03-10 2 支座参数影响规律研究 211 屈服前刚度的影响 固定橡胶支座的屈服前后刚度比A=617,分别取Qy =100kN和Qy=150kN,改变隔震支座的屈服前刚度K1,隔震桥梁在LongBeach波作用下的动力响应结果见表4和图3。 表4 不同屈服前刚度下桥墩的地震响应(A=617)QyP(105 N) K1 P(107 NPm) 梁体峰值位移 Pcm墩底最大剪力桥墩地震响应随屈服前刚度的变化情况 从图3中可以看出,当支座屈服前刚度<20MNPm时,梁体峰值位移在屈服力等于100kN时随前刚度增大而减小,在屈服力等于150kN时随前刚度变化幅度 不大;在屈服前刚度>20MNPm时,梁体峰值位移变化趋势与支座屈服力无关,均随前刚度增大而减小。

橡胶支座屈服力对墩底最大剪力随前刚度的变化趋势影响不大,当隔震支座的屈服力取不同数值(100kN和150 kN)时,墩底最大剪力在屈服前刚度<20MNPm时均随前刚度的增大近似线性减小,并在前刚度为20~30MNPm时达到最小,而后又随前刚度的增大迅速增大。 设计时如果在恰当的范围内适当增大前刚度的取值,就既可减小梁体位移又能较大限度地降低墩底剪力。212 屈服力的影响 固定屈服前后刚度比A=617,分别取前刚度K1 =210@107 NPm和K1=310@107 NPm,改变支座的屈服强度Qy,隔震桥梁在LongBeach波作用下的动力响应结果见表5和图4。 表5 不同屈服力下桥墩的地震响应(A=617)K1 P(107NPm) QyP(105N)梁体峰值位移 Pcm墩底最大剪力 桥墩地震响应随屈服力变化的情况从图4中可以看出,当屈服前刚度为20MNPm时,梁体峰值位移随屈服力先增大后减小,在屈服力等于 100kN时达到最大值,墩底最大剪力在屈服力<175kN以前有减小趋势但较缓慢,在>175kN后有较大增加。当屈服前刚度等于30MNPm时,梁体峰值位移随屈服力的变化规律与屈服前刚度等于20MNPm的情况类似,在屈服力等于175kN时达到最大值,墩底最大剪力随屈服力增大先减后增,在屈服力等于75kN时达到最小。

隔震支座屈服力在50~175kN间变化时,梁体位移和墩底剪力变化幅度均不大,可以认为屈服力在该区段对桥墩动力响应的影响不显著,设计时只需避免取值过大即可。213 刚度比的影响 固定前刚度K1=310@107 NPm,屈服强度Qy=110@105 N,改变屈服前后刚度比A,隔震桥梁在LongBeach波作用下的动力响应结果见表6和图5。 表6 不同屈服刚度比下墩的地震响应结果 K1 P(107NPm)Qy P(105N) A梁体峰值位移 Pcm墩底最大剪 从图5中可以看出,当屈服前刚度和屈服剪力一定时,梁体峰值位移随屈服前后刚度比的增大而增大, 墩底剪力随屈服前后刚度比增大而减小。当刚度比从2增加到8时,梁体位移增加不多,而墩底剪力却大大减小;而当刚度比从8增加到20的过程中,墩底剪力减小不多而梁体位移却继续增大。因此,在进行桥梁 图5 桥墩地震响应随刚度比变化的情况 隔震设计时,增大屈服前后刚度比可以在位移增加不大的情况下大大降低墩底剪力,但不宜过大。 3 结论 1)支座屈服前刚度对结构的动力响应有较大的影响。在屈服前刚度较小时,适量增大屈服前刚度可在 位移变化不大或减小的情况下大大降低结构的地震力。 铅芯橡胶隔震支座的屈服力不大时对结构的动力响应影响不显著,设计时不必作为重点考虑,但若支座的屈服力过大,会使结构的内力增加较多,设计时应予以注意。

支座屈服前后刚度比对结构的动力响应影响较大,在刚度比不大时,梁体位移随着刚度比的增加近似线性增加,墩底剪力随着刚度比的增加近似线性减少。适当增大支座屈服前后刚度比可在位移增加不大的情况下大大减小结构的地震力关于叠层橡胶隔震支座竖向压缩性能和水平剪切性能,国内外已经有大量的研究,但是关于叠层橡胶隔震支座剪切破坏机制的研究为数不多.本文采用试验的方法,以叠层铅芯橡胶隔震支座为对象,对其极限剪切破坏模式进行探讨.由于地震作用下,部分支座会承受拉力, 对其中一组试件进行了受拉工况之后的极 限剪切破坏试验,以考虑地震作用下拉应力对支座 剪切破坏模式的影响. 1试验布置及试件参数 研究中采用2000吨电液伺服加载系统对试件 进行剪切试验,该系统可以同时进行20000KN竖向加载和2000KN水平加载的构件试验.拉伸试验采用另外一套可以提供2000KN的竖向拉伸试验机.试件参数见表1. 2 试验内容及结果分析

水平剪切性能试验 对S1, S2,S3试件在设计压力P=4617KN作用下,分别进行剪切应变γ=50%;γ=100%;γ=250%的动力加载试验,水平加载波形为正弦波,剪应变γ=50%和γ=100%时往复加载3次,剪应变γ=250%时往复加载5次.以对应于正剪应变γ和负剪应变-γ的水平位移作为最大水平正位移和负位移,连续作出3条(5条)滞回曲线,用第3条滞回曲线计算支座的水平等效刚度.试验过程中,加载速度为5mm/s,恒定压力允许偏差为±10%,剪切位移允许偏差为±5%. 表1试件参数表 编号-类型S1 S2S3 S4LRB直径(mm )700700数量(个) 1 1 ① 收稿日期:2014-12-15 作者简介:闫帅平(1983-),女,河南济源人,

2015年 设计压力值(kN)46174617铅芯直径(mm) 150150橡胶每层厚度(mm)/总厚度 5/1105/110橡胶层数2222屈服力Qd(kN)147147屈服后刚度K(kN/m) 21002100设计拉力(kN)385385试件表面温度22℃ 22℃ 性能试验项目 剪切性能试验极限剪切破坏试验 拉伸性能试验极限剪切破坏试验 支座的水平等效刚度Kh和等效阻尼比heq按下式计算(各参数含义见图2): Kh= Q1-Q2X1- X2 heq= 2ΔWπKh(X1-X2 ) 2 支座的屈服后刚度Kd和屈服力Qd按下式计算:Kd = 12 (Q1-Qd1 X1+Q2-Qd2 X2) Qd = 1 2 (Qd1-Qd2 )图1 铅芯橡胶隔震支座剖面图及压剪状态受力图 图2 水平剪切性能计算方法 绘出各试件剪应变γ=50%;γ=100%;γ=250%时的第三条滞回曲线(图3),并计算其对应的剪切性能指标.根据水平剪切性能试验结果,图4给出了不同剪应变与水平等效刚度Kh、等效阻尼比heq、 屈服后刚度Kd和屈服力Qd之间的关系.从图3中可以看出,试件水平剪切滞回曲线在正、负坐标具有很好的对称性,正负最大变形和剪力的差异小于5%.但是随着剪切应变的增加,支 座滞回曲线渐趋“瘦长”,说明支座水平等效刚度 和屈服后刚度下降.图4中不同剪应变下的剪切性能指标对比则明显反应出:

随着剪切变形的增大,叠层铅芯橡胶隔震支座的水平等效刚度和屈服后刚度均有所下降(图4(a)(b));支座的等效阻尼比也随着剪切变形的增大在减小(图4(c));随着支座剪切应变从γ=50%增大到γ=100%,支座的屈服力有所下降,但是当剪切应变增大到γ=250%时,3个试件均出现硬化现象,屈服力反而明显增大(图4(d));对比本组试验中的三个试件, 各项剪切性能指标接近,且均在产品设计值的±10%以内. 图3叠层铅芯橡胶隔震支座剪切性能滞回曲线 2.2 竖向拉伸试验 对S4试件先进行剪切应变γ=50%;γ= 100%的水平剪切性能试验,然后进行竖向拉伸试验,缓慢加载至设计拉应力1.0Mpa(385KN),在拉伸试验完成之后再进行剪切应变γ=250%的水平剪切性能试验.值得指出的是,因为考虑到剪切应变达到γ=250%时,支座内部可能会产生轻微损伤或破坏,所以将拉伸试验放在之前进行. S4试件的剪切性能试验和拉伸试验均未出现