張恩超， 李海旺， 宋夏蕓， 王興宇

(太原理工大學土木工程學院，太原 030024)

災難性地震發(fā)生時，公共建筑作為重要的災難地震避難所，其安全性和功能性如果得到保障，將會大幅減少地震帶來的災害，有助于韌性城市的構建[1-2]。空間網(wǎng)格結構廣泛應用于公共建筑，當其遭遇超越抗震設防烈度的災難性地震時，空間網(wǎng)格結構常發(fā)生超低周疲勞破壞[3-4]?？臻g網(wǎng)格結構中，支座節(jié)點是連接上部結構和下部結構的重要構件，板式橡膠支座的隔震效果明顯且構造簡單安裝方便，因而在空間結構中的應用越來越廣泛[5-6]。災難地震下空間網(wǎng)格結構受水平地震力影響，支座會發(fā)生較大的水平位移，當超出設計允許的最大位移時，支座容易發(fā)生疲勞破壞而與結構脫離，進而引起結構的坍塌，因此需要進一步研究支座的超低周疲勞性能。

王秀麗等[7]采用有限元模擬軟件ANSYS對板式橡膠支座的橡膠部分進行了模擬分析，得到其水平剛度和豎向剛度的變化規(guī)律；李枝軍等[8]測量了板式橡膠支座與混凝土間的摩擦系數(shù)，研究了加載速率和豎向荷載對摩擦系數(shù)的影響；李沖等[9]分析了板式橡膠支座在往復荷載作用下，橡膠與鋼板之間的摩擦力、摩擦系數(shù)和摩擦耗能的變化規(guī)律；肖建春等[10]通過理論推導及公式計算得出，在加勁板式橡膠支座中，錨栓的參與可以增大結構的剛度，從而降低或延緩支座的變形；陳海鵬[11]通過有限元軟件ANSYS分析得出在大跨度網(wǎng)殼結構中應用平板橡膠支座，可以使上部網(wǎng)殼結構的自振頻率和桿件內(nèi)力明顯減??；彭天波等[12]采用實時混合試驗研究疊層天然橡膠支座，發(fā)現(xiàn)加載速率對水平等效剛度和阻尼比有顯著的影響；孫新陽等[13]針對橡膠隔震支座的穩(wěn)定性問題，提出了計算橡膠支座臨界行為新型理論模型。

目前關于板式橡膠支座在災難地震下的超低周疲勞性能研究較少，本文初步探討了在空間網(wǎng)格結構中，板式橡膠支座在超低周疲勞試驗下的破壞過程、滯回曲線、骨架曲線和水平剛度退化規(guī)律，為研究板式橡膠支座在發(fā)生超低周疲勞破壞時的整體水平剛度退化規(guī)律提供參考。

1 加載裝置及試件參數(shù)

通過FCS電液伺服結構試驗系統(tǒng)對板式橡膠支座施加水平往復荷載進行超低周疲勞試驗。支座下部與鋼柱通過高強螺栓連接，提供水平力的作動器錨固于實驗室的大型剪力墻上，作動器通過轉(zhuǎn)換支座與螺栓球板式橡膠支座相連[圖1(a)]。使用千斤頂對支座施加豎向荷載，千斤頂基座錨固于平板滑移小車上，滑移小車通過高強螺栓固定在反力架橫梁上，保證在加載過程中豎向荷載可以隨支座發(fā)生水平運動，不致發(fā)生過大的偏心。為了釋放橡膠支座在加載過程中產(chǎn)生的傾角，千斤頂與支座之間設置可以自由轉(zhuǎn)動的球鉸，球鉸下部通過轉(zhuǎn)換支座與螺栓球板式橡膠支座相連[圖1(b)]。

圖1 加載裝置Fig.1 Loading device

針對中小跨度為30～40 m的螺栓球空間雙層網(wǎng)格結構的支座節(jié)點，依據(jù)《空間網(wǎng)格技術規(guī)程》(JGJ7—2010)[14]設計了3種足尺的螺栓球板式橡膠支座，支座參數(shù)如表1所示。螺栓球采用45號鋼，支座肋板、底板、過渡板和錨栓采用Q235鋼，分別在支座底板和橡膠墊上設置長圓孔和圓孔，用于釋放由于溫度應力引起的支座位移。螺栓球、肋板和底板通過焊接的方式連接，焊縫尺寸滿足設計計算要求。試驗中為了方便安裝與拆卸，將過渡板(圖2)與鋼柱頂面通過高強螺栓連接，并在過渡板周圍設置擋板，防止過渡板在加載過程中發(fā)生移動，以此來模擬工程中將過渡板焊接在柱頂?shù)倪吔鐥l件。按照構造要求使用502膠水將橡膠墊分別與支座底板和過渡板膠結，過渡板上以塞焊的方式設有4個錨栓，錨栓依次穿過橡膠墊和支座底板。橡膠墊(圖3)采用疊層橡膠，總厚度為42 mm，共13層，上下兩層橡膠的厚度為2.5 mm，其余各層的厚度均為5 mm，夾層薄鋼板的厚度為2 mm，共6層。板式橡膠支座示意圖如圖4所示。

表1 支座基本參數(shù)

圖2 過渡板Fig.2 Transition board

圖3 疊層橡膠墊Fig.3 Laminated rubber pad

圖4 板式橡膠支座Fig.4 Plate rubber bearing

2 試驗方案與加載制度

試驗采用雙向加載方案，加載時豎向力恒定，水平方向采用增幅循環(huán)的位移控制加載方案，(圖5)。試驗加載制度規(guī)定，作動器向西運動為正，向東運動為負，加載順序為先正后負，加載位移幅值從2 mm開始，每級增幅2 mm，每級幅值循環(huán)3次，水平位移加載頻率為0.1 Hz。支座的水平位移和荷載數(shù)據(jù)通過作動器反饋到TUST擬靜力控制軟件中，具體加載制度如表2所示。

圖5 增幅加載方案Fig.5 Augmented loading scheme

表2 加載制度

3 試驗現(xiàn)象及結果分析

3.1 試驗現(xiàn)象

支座RSA-20、RSA-22與RSB-22的破壞過程基本一致，取支座RSA-20進行詳細的描述，圖6為支座正視圖。

圖6 支座正視圖Fig.6 Front view of the bearing

支座RSA-20在100 kN的豎向壓力下，進行水平往復運動，圖7(a) 為初始狀態(tài)。水平位移幅值為0～10 mm時，由于支座有長圓孔，支座整體平穩(wěn)運動，支座底板與橡膠連接可靠，整體無傾斜，橡膠墊發(fā)生水平剪切變形[圖7(b)]，錨栓不受力；當水平位移幅值超過水平位移設計值時，錨栓與孔壁接觸，支座整體開始發(fā)生傾斜，傾斜幅度隨位移的增大而增大，水平反力也在不斷增長；當達到48 mm時[圖7(c)]，兩個方向的水平荷載均達到最大值，支座整體發(fā)生明顯的傾斜，橡膠墊板一側受拉，一側受壓，受壓側產(chǎn)生明顯的壓縮變形，受拉側橡膠墊下部已然脫膠，錨栓上的彈簧發(fā)生明顯的壓縮變形，此時錨栓受拉彎作用；之后隨著水平位移幅值的增大，水平荷載呈現(xiàn)下降的趨勢，支座整體的傾斜幅度繼續(xù)增大，當加載位移至50 mm第二次循環(huán)時，東側錨栓斷裂[圖7(d)]，受拉側橡膠墊脫膠程度加深，加載位移至-52 mm第一次循環(huán)時，西側與北側錨栓斷裂，加載位移至52 mm第二次循環(huán)時，南側錨栓斷裂，支座與柱子脫離，支座已然失效。

圖7 RSA-20支座的破化過程Fig.7 Destruction process of RSA-20 bearing

其余支座的破壞過程與支座RSA-20相似，各支座試驗結果詳見表3。

表3 試驗結果

試驗中支座的錨栓最先發(fā)生斷裂，錨栓的宏觀斷面有明顯的裂紋起源區(qū)、擴展區(qū)和瞬斷區(qū)等疲勞破壞特征(圖8)。由于往復加載，錨栓斷面的裂紋呈現(xiàn)對稱的特點，過渡板上的錨栓斷面也呈現(xiàn)相同的疲勞破壞特征[圖9(a)]。橡膠墊表面因水平循環(huán)加載產(chǎn)生了清晰的滑移痕跡且錨栓孔處因受擠壓而發(fā)生破損[圖9(b)]。試驗表明當板式橡膠支座產(chǎn)生的水平位移超過設計允許值時，錨栓與孔壁接觸，在水平往復加載過程中，錨栓反復受拉彎作用產(chǎn)生了裂紋，隨著應力幅值與循環(huán)次數(shù)的增加，裂紋緩慢擴展最終在錨栓根部發(fā)生疲勞斷裂。

圖8 支座RSA-20錨栓的宏觀斷面Fig.8 Macro section of anchor bolt of bearing RSA-20

圖9 試驗后的過渡板與橡膠墊Fig.9 Transition plate and rubber pad after test

3.2滯回曲線

圖10為支座RSA-20、RSA-22和RSB-22的水平位移和水平荷載關系的滯回曲線，可知，當水平位移幅值為0～10 mm時，支座整體發(fā)生平穩(wěn)運動，橡膠墊發(fā)生水平剪切變形。水平位移幅值繼續(xù)增加，錨栓與孔壁接觸，橡膠墊以外的部分參與耗能，水平荷載越來越大，滯回環(huán)面積不斷增加，表明支座耗散的能量也在增加。水平荷載達到峰值后，開始呈現(xiàn)“斷崖式”下降，表明隨著水平位移的增大，支座產(chǎn)生的損傷不斷累積，當損傷累積到一定程度時，水平承載力開始下降，支座即將發(fā)生破壞；當支座加載至某一水平位移時，第一根錨栓斷裂，水平荷載大幅下降，隨著循環(huán)次數(shù)和加載位移的增加，其他錨栓也很快發(fā)生斷裂，最終支座失效。由于支座有滑移階段，致使3個試件的滯回曲線有明顯的“捏攏”現(xiàn)象。

E、W、S、N分別表示東、西、南、北側錨栓，F(xiàn)表示斷裂圖10 滯回曲線Fig.10 Hysteresis curve

3.3 骨架曲線

E、W、S、N分別表示東、西、南、北側錨栓，F(xiàn)表示斷裂圖11 骨架曲線Fig.11 Skeleton curve

圖11為支座RSA-20、RSA-22和RSB-22的骨架曲線，可知骨架曲線的發(fā)展主要分為三個階段:第一階段，位移幅值為0～10 mm時，由于設有長圓孔，支座整體發(fā)生平穩(wěn)運動，橡膠墊發(fā)生水平剪切變形，支座RSA-20與RSA-22相比，骨架曲線基本重合，而RSB-22支座的水平荷載明顯大于支座RSA-22，表明豎向力的增大會使橡膠墊的整體水平剛度得到提升；第二階段，當錨栓與孔壁接觸后，橡膠墊以外的部分開始承當水平力，支座承受的水平荷載提高，曲線斜率增大，表明支座的整體水平剛度提高；第三階段，當水平荷載接近峰值時，曲線斜率即支座的整體水平剛度開始下降，說明支座已經(jīng)產(chǎn)生了較大的損傷，損傷不斷累積致使支座的整體水平剛度下降，之后支座承受的水平荷載下降，經(jīng)過幾輪循環(huán)加載后錨栓相繼斷裂，支座失效。

支座RSA-22與RSA-20相比，當錨栓直徑增大后，支座的水平承載力得到提升，骨架曲線的斜率也增大，表明支座的整體水平剛度也得到提升。支座RSB-22與RSA-22相比，支座所承受的豎向力增大時，整體水平承載力與水平剛度也得到提升。試驗表明：①增大板式橡膠支座的錨栓直徑，可以有效提高支座的整體水平承載力與水平剛度；②當支座承受的豎向壓力較大時，支座的水平承載力與水平剛度也相應增大，這是因為豎向力的增大會提高支座整體抗傾覆的能力，對支座產(chǎn)生一定的保護作用，從而有利于提高支座的水平剛度。

3.4 剛度退化曲線

為進一步考察不同直徑錨栓，不同豎向力下板式橡膠支座的剛度退化情況，現(xiàn)根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[15]引入割線剛度ki，ki滿足:

ki=(|+Fi|+|-Fi|)/(|+Xi|+|-Xi|)

(1)

式(1)中：ki為第i次加載時的割線剛度；+Fi和-Fi為第i次正、負向峰值點的水平荷載；+Xi和-Xi為第i次正、負向峰值點的水平位移。

割線剛度ki可以反映同級加載下循環(huán)次數(shù)對板式橡膠支座剛度退化的影響，還能表現(xiàn)出支座在不同位移幅值下的剛度退化情況。

圖12為支座RSA-20、RSA-22和RSB-22的剛度退化曲線?？梢钥闯霎敿虞d位移幅值為0～10 mm 時，曲線呈傾斜的“階梯狀”，即隨著位移幅值的增大，支座的水平割線剛度呈“階梯式”下降，從圖8(b)中可以發(fā)現(xiàn)橡膠墊板表面有明顯的滑移痕跡，根據(jù)李沖等[9]對板式橡膠支座的研究發(fā)現(xiàn)，當板式橡膠支座發(fā)生水平往復運動時，橡膠墊會與支座底板發(fā)生相對滑動，這種摩擦滑移會使支座的水平剛度隨位移的增大而減??；位移幅值繼續(xù)增長，割線剛度上升，這是因為錨栓與孔壁接觸后，橡膠以外的支座部分開始承當水平荷載，支座的水平剛度得到提升；而后割線剛度呈現(xiàn)下降的趨勢，表明隨著位移幅值的增大，支座在往復加載過程中產(chǎn)生的疲勞損傷不斷累積，當損傷累積到一定程度，支座的水平割線剛度開始下降；當位移達到某一值時，首根錨栓斷裂，支座的水平割線剛度急劇下降，之后其余錨栓相繼斷裂，水平割線剛度呈“斷崖式”下降?？梢钥闯觯敿虞d位移相同時，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，支座的水平割線剛度有所下降，表明循環(huán)次數(shù)的增加也會降低支座的水平剛度。

圖12 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curve

支座RSA-20與RSA-22相比，當加載位移幅值大于10 mm時可以明顯看出，錨栓直徑越大，支座的水平割線剛度越大。試驗表明：①增大板式橡膠支座的錨栓直徑和豎向力，可以使支座的整體水平剛度得到提升；②板式橡膠支座的剛度退化曲線呈現(xiàn)：“階梯式”下降—緩慢上升至最大值—緩慢下降后急劇下降的趨勢。

4 結論

對板式橡膠支座在超低周疲勞試驗中的破壞過程及整體水平剛度退化情況進行了研究，得到以下結論。

(1)災難地震作用下，板式橡膠支座產(chǎn)生的水平位移超過設計允許值時，錨栓會受到往復的拉彎作用而產(chǎn)生損傷，損傷不斷累積直至錨栓發(fā)生斷裂，斷口有明顯的疲勞破壞特征，因此在板式橡膠支座的防脫落設計中，錨栓的抗疲勞設計應得到重視。

(2)增大板式橡膠支座的錨栓直徑，可以有效提高支座的整體水平剛度與水平承載力，支座承受的豎向壓力較大時會在一定程度上阻止其發(fā)生傾斜，對支座產(chǎn)生一定的保護作用，對支座的整體水平承載力與水平剛度有一定程度的提升。

(3)板式橡膠支座，整體水平剛度退化曲線變化趨勢為：“階梯式”下降—緩慢上升至最大值—緩慢下降然后急劇下降，為研究板式橡膠支座的整體水平剛度變化規(guī)律提供參考。