导轨式抗拉橡胶支座力学性能研究

张龙飞， 陶 忠， 潘 文， 张战书， 兰 香， 曾传旺

(1. 昆明理工大学 建筑工程学院，昆明 650500； 2. 昆明理工大学 公共安全与应急管理学院，昆明 650093；3. 昆明新正东阳建筑工程设计有限公司，昆明 650000； 4. 云南震安减震科技股份有限公司，昆明 650217)

基础隔震是一种简单有效的减震技术,目前已被广泛用于各种中、低层建筑中，并取得了良好的减震效果[1]。随着政府相关部门对隔震技术的大力推广，近年来这一技术又被逐步推广应用于高层及超高层建筑中，如昆明天湖景秀百米高剪力墙棚改项目[2]。我国现行《建筑抗震设计规范》GB50011—2010明确要求隔震支座不宜出现拉应力,即使出现拉应力也应控制在1.0 MPa以下[3],但由于高层建筑较大的高宽比导致其在地震作用下的倾覆效应较大,易使隔震支座产生拉应力。然而橡胶隔震支座抗拉能力不强,受拉后内部易形成负压状态，从而产生许多空孔，其竖向受压刚度降低为初期刚度的1/2左右[4]，并且在拉应力达到1.5～3.0 MPa时支座抗拉刚度会急剧下降，表现出双线性特征[5]。橡胶隔震支座的受拉问题一直是阻碍隔震技术在高层建筑中应用的主要障碍之一[6]。

国内外学者为解决橡胶支座地震作用下受拉破坏问题开展了大量研究工作。Kelly等[7]应用球铰连杆的方式来抵抗地震作用；Nagarajaiah等[8]提出以弹簧和橡胶支座组合的方式来提高橡胶支座的抗拉性能和复位能力；Kasalanti等[9]采用施加预应力的方式防止支座受拉破坏；祁皑等[10]提出边支座处添加竖向钢筋的构造措施来提高隔震橡胶支座的受拉安全性；颜学渊等[11]将水平和竖向隔震的子装置进行串联，开发了三类三维隔震抗倾覆支座；苏键等[12]提出了三橡胶支座并联将拉力转换成压力的方式防止支座受拉；祁皑等[13]以隔震层边缘橡胶支座不出现拉应力为界限研究了高层隔震结构的高宽比限值；王栋等[14]提出了具有抗拉功能的铅芯叠层橡胶支座(TLRB)；葛家琪等[15]开发了“门”形抗拉装置。大多数抗拉装置或提高橡胶隔震支座抗拉能力的方式在提高抗拉能力的同时会降低隔震水平性能，导致隔震结构的水平隔震效率降低，并且受偏心受力状态的影响，抗拉刚度和承载能力不稳定，从而限制了其在工程中的应用。

基于上述原因，本文设计了为橡胶支座提供附加抗拉刚度的导轨式抗拉装置(RTD)，提出了一种可用于大高宽比高层建筑的新型导轨式隔震橡胶支座，通过拟静力试验研究了RTD&LNR600(RTD&LNR600表示RTD与天然橡胶支座LNR600组合的导轨式抗拉橡胶支座，下同)的水平和竖向力学性能，并采用数值分析法研究了单RTD竖向单轴抗拉力学特性和RTD&LNR600的水平拉剪、压剪水平力学性能。

1 导轨式抗拉橡胶支座原理及构造

导轨式抗拉橡胶支座是由RTD与普通橡胶隔震支座复合而成，当导轨式抗拉橡胶支座受拉时，拉力主要由RTD承担，从而减小了橡胶支座受拉作用，避免橡胶支座内部橡胶层与钢板之间因受拉而产生负压空孔，当导轨式抗拉橡胶支座受压时，由于抗拉箱内部竖向间隙的调节作用，RTD不承担压力，压力全部由橡胶支座来承担，当导轨式抗拉橡胶支座水平受剪时，扣件在导轨上自由滑动，从而RTD与橡胶支座水平变形协调。RTD由导轨(4根)、抗拉箱(4个)及扣件(8个)组成，如图1所示。橡胶支座与RTD位于上、下连接板之间，橡胶支座通过螺栓与上、下连接板连接，抗拉箱两端各设置上下两个扣件，每个扣件与燕尾形导轨嵌套，导轨通过螺栓再与上、下连接板通过螺栓连接。

图1 导轨式抗拉橡胶支座构造Fig.1 Rail-type tensile rubber bearing

2 力学性能试验

力学性能试验分别对导轨式抗拉橡胶支座RTD&LNR600和天然橡胶支座LNR600进行了水平压剪、竖向单轴拉伸试验，对比了导轨式抗拉橡胶支座与常规橡胶支座压剪性能和竖向拉伸性能的差异。

2.1 试件设计与试验装置

试验中RTD采用Q345低合金钢制作，试验用橡胶支座为天然橡胶支座LNR600，由云南震安减震科技股份有限公司提供，导轨式抗拉橡胶支座主要尺寸如图2所示，天然橡胶支座LNR600参数见表1。

图2 导轨式抗拉橡胶支座主要尺寸(mm)Fig.2 Main dimensions of rail-type tensile rubber bearing(mm)

表1 LNR600参数

试验在云南省地震局昆明防震减灾技术试验基地压剪试验机上进行，该压剪试验机竖向最大加载25 000 kN，水平向最大加载2 500 kN，行程±600 mm，压剪试验机，如图3所示。

图3 压剪试验机Fig.3 Compression-shear testing machine

2.2 试验方案

试验方案如表2所示，为考察水平向加载角度对导轨式抗拉橡胶支座力学性能的影响，加载度角分别以为45°和0°对RTD&LNR600进行了水平压剪循环试验，如图4(a)、(b)所示，图4(c)为天然橡胶支座LNR600水平压剪试验。T1～T5所用的LNR600为同一橡胶支座。为考察RTD对橡胶支座抗拉性能的提高，分别对LNR600和RTD&LNR600进行了竖向单轴拉伸试验，如图5(a)、5(b)所示。

表2 试验方案

图4 水平压剪试验Fig.4 Horizontal compression-shear test

图5 竖向拉伸实验Fig.5 Vertical uniaxial tensile test

2.3 试验结果

(1) 在T1～T3试验过程中，天然橡胶支座LNR600侧向变形均匀，支座侧面未发现侧鼓和气泡；在T2和T3试验过程中RTD与LNR600水平变形协调，导轨未发生明显变形，RTD与LNR600未产生损伤的异常响声，T1～T3的荷载-位移曲线，如图6所示。

图6 水平压剪荷载-位移曲线Fig.6 Load-displacement curves of horizontal compression-shear test

由图6可知，在压剪状态下RTD&LNR600与LNR600的荷载-位移曲线几乎重合，天然橡胶支座LNR600的等效水平刚度为0.891 kN/mm，加载角度为45°和0°时RTD&LNR600的等效水平刚度分别为0.927 kN/mm、0.926 kN/mm，等效水平刚度增大率分别为4.0%和3.9%，可见RTD对橡胶支座的水平性能的影响较小，可以忽略不计。

(2) 在T4和T5实验过程中LNR600变形均匀，未出现橡胶与钢板脱离现象，也未产生橡胶撕裂的响声，拉伸试验荷载-位移曲线，如图7所示。

从图7曲线可以看出，在弹性范围内LNR600的竖向单轴拉伸的荷载-位移关系近似为线性(见图中实线)，刚度约为50 kN/mm,而RTD&LNR600的单轴拉伸荷的载-位移关系则呈现双线性关系(见图虚线线)，弹性刚度约为529 kN/mm，屈服力约为947 kN，抗拉承载力达到1 199 kN，可见RTD大幅度提高了橡胶支座的抗拉强度，改善了橡胶支座的抗拉性能。

图7 单轴拉伸荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curves of uniaxial tensile test

3 有限元数值分析

有限元是利用数学近似的方法对真实的物理系统进行模拟，是一种快捷、低成本方式分析方法，尤其在产品开发初期，并且由于国内大多数橡胶支座试验机不具备拉剪功能，橡胶支座的动态拉剪试验极少，因此基于Abaqus分析软件平台分别对单RTD、LNR600及RTD&LNR600进行了精细的有限元分析。

3.1有限元模型建立

RTD和RTD&LNR600的尺寸与力学性能试验相同，考虑材料及几何非线性。橡胶支座内层钢板、上下连接板、抗拉装置、扣件及导轨采用C3D8R单元模拟，钢材弹性模量取206 GPa，屈服强度取345 MPa，泊松比取0.3，橡胶超弹材料采用单轴拉伸实测数据拟合而成的三阶ogden模型模拟，μ1=-889 520.412，α1=-1.060 553 96，μ2=1 203.849 3，α2=5.196 965 77，μ3=1 114 724.66，α3=-2.419 717，单元采用C3D8H。

对RTD进行单轴拉伸性能分析时，分三种情况：轴心受拉、单偏心受拉及双偏心受拉,如图8所示。分析前，在下部轨道底面加固接约束，为方便施加位移荷载，预先在上部轨道顶面中间设置参考点，然后再在参考点上施加位移15 mm荷载，轨道与扣件之间设置摩擦接触，根据云南省工程抗震研究所摩擦试验结果摩擦系数取0.02。

图8 单RTD有限元模型Fig.8 FEA model of single RTD

在对LNR600和RTD&LNR600水平性能分析时，为与试验值进行比较，施加的竖向荷载和水平向位移循环荷载与试验情况一致。在进行压剪、拉剪时，分别在LNR600下封板和RTD&LNR600下连接板底面加固接约束，再在LNR600上封板和RTD&LNR600上连接板顶面施加面荷载，最后在顶部的参考点上施加位移荷载，轨道与扣件之间摩擦因数取0.02。图9和图10分别为LNR600和RTD&LNR600有限元模型。为考察RTD&LNR600等效水平刚度的拉力相关性，对RTD&LNR600进行了不同拉应力作用下拉剪分析，分析工况如表3所示。

图9 LNR600有限元模型Fig.9 FEA model of LNR600

图10 RTD&LNR600有限元模型Fig.10 FEA model of RTD&LNR600

表3 有限元分析表

3.2 有限元分析结果

(1) 图11为单RTD轴心受拉、单偏心受拉和双偏心受拉的荷载-位移曲线。由图11可知，RTD轴心受拉、单偏心受拉和双偏心受拉时其荷载-位移曲线基本重合，均呈明显双线性(见图中粗线)，弹性刚度约为189.3 kN/mm，屈服后刚度近似为38.5 kN/mm，屈服力约为305 kN，因此RTD竖向力学性能与偏心状态无关。

图11 单RTD荷载-位移曲线Fig.11 Load-displacement curves of single RTD

(2) 图12为LNR600和RTD&LNR600的水平压剪性能有限元分析结果(文中*表示有限元数值分析模型，下同)，由于有限元模型中橡胶未考虑自身材料阻尼，因此模型橡胶支座本身不具备耗能能力，其荷载-位移曲线重合为一条反“S”型曲线。

图12 水平压剪荷载-位移曲线Fig.12 Load-displacement curves of horizontal compression-shear

与试验值相比，LNR600与RTD&LNR600水平刚度有限元计算值与试验值差异不超过3.5%，采用有限元数值分析的方法可以准确模拟橡胶支座及导轨式抗拉橡胶支座的力学性能。表4为等效水平刚度有限元计算与试验实测差异表，由表4可知加载角度为45°比加载角度为0°时等效水平刚度略大，与T1～T3试验增大趋势完全吻合。

表4 有限元计算与试验等效水平刚度对比

图13为LNR600和RTD&LNR600在水平拉剪和压剪状态下有限元计算得到的荷载-位移曲线(图中C15 MPa表示压应力15 MPa，T1.0 MPa表示拉应力1.0 MPa)，从曲线可知，RTD&LNR600在拉剪、压剪状态与LNR600压剪状态下荷载-位移曲线非常平滑，并且几乎重合，因此在拉剪、压剪状态下RTD&LNR600的水平力学性能稳定，与LNR600的水平力学性能非常接近。

图13 有限元模型荷载-位移曲线Fig.13 Load-displacement curves of FEA

图14为不同拉应力作用下RTD&LNR600有限元模型拉剪荷载-位移曲线，由曲线可知RTD&LNR600在不同拉应力作用、不同加载角度下其荷载-位移曲线均非常平滑，并且完全重合，可见RTD&LNR600的水平性能拉应力相关性不明显。

图14 水平拉剪荷载-位移曲线Fig.14 Load-displacement curves of horizontal tension-shear

4 结 论

针对传统隔震橡胶支座在抗拉性能方面存在的不足，设计了一种为橡胶支座提供附加抗拉刚度的RTD，提出了可用于大高宽比高层建筑的新型导轨式抗拉橡胶支座。分别对LNR600和RTD&LNR600进行的水平压剪试验和竖向单轴拉伸试验，基于Abaqus有限元分析平台，分析了不同偏心状态下单RTD竖向单轴拉伸力学性能，并对LNR600和RTD&LNR600压剪和拉剪水平性进行了有限元数值分析，得出以下结论：

(1) 导轨式抗拉橡胶支座比同规格的橡胶支座的等效水平刚度略大，但不超过4%，可忽略RTD对橡胶支座水平性能的影响，可直接采用同规格橡胶支座水平力学性能进行隔震设计。

(2) 弹性拉伸范围内，天然橡胶支座的竖向单轴拉伸加载的荷载-位移关系近似为线性，而导轨式抗拉橡胶支座竖向单轴拉伸加载的荷载-位移关系近似为双线性，且导轨式抗拉橡胶支座较同规格的橡胶支座抗拉刚度和抗拉承载力大幅度提高。

(3) 单RTD的竖向抗拉力学性能与偏心受力状态无关，其荷载-位移关系呈明显的双线性，其拉伸力学性能可用双线性线模型进行描述。

(4) 有限元分析方法可以准确地模拟橡胶支座及导轨式抗拉橡胶支座在竖向拉剪、压剪作用下的水平力学性能，可以从更深层次上揭示橡胶支座和导轨式抗拉橡胶支座的工作性能，指导导轨式抗拉橡胶支座的设计。

(5) 导轨式抗拉橡胶支座水平压剪、拉剪性能稳定，且水平性能与拉应力相关性不明显。

(6) 导轨式抗拉橡胶支座占用建筑空间小，提高橡胶支座的抗拉性能的同时不影响橡胶支座的水平性能，可广泛应用于大高宽比的隔震结构，有利于隔震技术在高层结构的应用与推广。