建筑结构基础隔震的基本原理是通过延长结构周期,给予适当阻尼,使结构的加速度反应显著减弱。结构的大位移主要由结构物底部与地基之间的隔震系统提供而不由结构自身的相对位移承担。由此可以保证结构在地震过程中发生的自身绝对变形大幅减小,从而更加有效地保护了主体建筑在地震下的结构安全,显著提升了抗震性能 ^[1,2]。隔震层越柔相对隔震效果越明显,但与此同时隔震层必须具有抵抗风荷载的最小刚度以及还需要满足大震下的变形要求,上述两种需求其实存在一定矛盾。支座的水平刚度与支座的尺寸有直接关系,直径越大则刚度越大。而支座尺寸的选择需满足两个基本要求,其一是承载力的要求,承载力越大,支座的尺寸越大;其二是满足隔震层变形协同的要求,有时虽然承载力需求小,但仍要选择较大直径的支座,这一问题在有裙房等大底盘类隔震建筑或工业厂房中尤为突出,以上两个要求限制了支座水平刚度的选择。为此本文专门研发了一种串联型变刚度叠层橡胶隔震支座(以下简称串联支座),该串联支座型号为JY-ISO-C,专利号:ZL201020256715.3。在小震或中震时串联支座提供较小水平刚度,在中震以上(或设定目标)串联支座发生较大变形时串联支座水平刚度不降低,这就避免了上部结构或支座发生过大的变形。

　　 由于叠层橡胶支座的竖向承载能力比较大,其截面尺寸主要由结构所要求的水平剪切变形能力所决定,为了延长隔震结构的周期,常常需要减小橡胶支座的水平刚度,这样就需要加大支座高度,尤其当上部结构的荷载比较小时这种情况尤为突出。此时,采用圆形橡胶支座或用两个截面不同的叠层橡胶支座串联而成的串联支座是一种比较经济的选择。当叠层橡胶隔震支座和摩擦滑板串联使用时,将两个橡胶支座中较小的一个放置在平面滑板上还可以有效地节省滑动面的面积 ^[3]。试验研究表明 ^[4],叠层橡胶支座的水平刚度是随应变增大而减小的,为了使隔震建筑在遭遇罕遇地震时可以发挥较好的隔震效果,在设计时所取的水平刚度通常是以罕遇地震下的计算为依据。而按此水准设计的隔震建筑当遭遇到小、中地震时,叠层橡胶支座的水平刚度将偏大,致使上部结构的减震效果大打折扣。为解决这个问题可以采用串联支座,通过合理的设计实现在小、中地震时隔震支座小刚度发挥作用,遭遇罕遇地震时支座发挥大刚度特性,同时可以保证大位移要求。

　　 串联支座由两个普通叠层橡胶隔震支座(本次试验采用GZP300和GZP500)通过连接钢板上下连接而成,一般情况下将较小直径支座(GZP300)(简称GZP300)置于上部,并在小直径支座上部安装变刚度挡板,挡板两侧与支座连接板间留有一定距离d(设计确定),构造详见图1(a)。

　　 试验用隔震支座信息详见表1。两橡胶支座串联组合,当支座水平剪切变形δ<d时,两支座串联体发挥作用;当水平剪切变形δ>d时,小直径支座保持此时的水平变形不再增大,串联支座水平性能由大直径支座提供,此时水平计算参数应按GZP500取用,详见表2。

　　 水平位移d为隔震支座自由状态到变刚度时的限位位移,这个位移量可以根据计算需求设计,原则上d可以取0到较小直径支座极限水平变形。当支座水平位移小于d时,支座水平刚度为串联支座的串联刚度;当支座水平位移大于d时,支座水平刚度为串联支座中较大直径支座的水平刚度。

　　 小震作用时由上下两支座形成串联支座共同发挥作用,水平剪切变形不超过100%时水平等效刚度为串联刚度K₁(水平剪切变形由50%增至100%时串联支座水平刚度稍有下降)。当上支座水平位移达到限位位移时(图1(b)中的上图),限位保护装置限制上支座运动,继续变形时下支座发挥主要作用,串联支座水平刚度及变形能力均相应增大,工作原理图详见图1(b)。

　　 由于本次试验条件限制变刚度支座与挡板接触仅考虑了硬碰撞方式,研究表明 ^[5]碰撞容易激起结构高频振荡应尽量避免,此处需在后续研究中改进。

　　 串联支座与普通叠层橡胶隔震支座竖向特性相当,串联支座在承受持续竖向压力时内部橡胶将横向膨胀但受到钢板约束使橡胶处于三向受压状态,支座保持完好。当支座制作良好时橡胶支座竖向极限状态将表现为钢板受拉屈服。传统刚度计算理论公式均以小变形为理论前提,同时橡胶材料弹性模量理论值与实际值具有较大差异,为此文献[6]对理论公式进行了修正,并推荐竖向应力与应变计算公式按下式考虑:

　　 $\begin{array}{l}\epsilon {}_{\text{c}}=\sigma {}_{\text{c}}/E{}_0(1+2\kappa S{}_1^2)(1)\\ E{}_{\text{a}}=E{}_0(1+2\kappa S{}_1^2)(2)\end{array}$

　　 式中:σ_c,ε_c分别为支座受压时应力与修正后应变;E₀为橡胶弹性模量;κ为橡胶弹性模量修正系数;S₁为支座第一形状系数;E_a为修正后受压弹性模量。

　　 当受到较高竖向压应力作用时应考虑橡胶的体积弹性模量,二者可按串联考虑。

　　 竖向刚度试验根据规范[7,8]规定进行,试验时按照设计承载力±30%幅值调整,反复加载三次,选取第三次试验值计算竖向承载力,加载工况详见表3。竖向压应力分为8,10,12,15MPa四种工况进行,竖向刚度计算按下式进行:

　　 ${\rm K}{}_{\text{v}}=\left(Q{}^{+}-Q{}^{-}\right)/\left(U{}^{+}-U{}^{-}\right)(3)$

　　 式中:U⁺,U^-分别为滞回曲线中最大竖向正位移和最大竖向负位移;Q⁺,Q^-分别为与U⁺,U^-相对应的竖向压力。

　　 竖向压应力-位移曲线见图2,试验结果详见表4。已有研究表明 ^[9,10],支座竖向刚度受支座水平约束条件及橡胶硬度等因素影响,串联支座竖向刚度随竖向压力增加而逐渐增大,但变化幅度较小,基本接近线性。

　　 对比串联支座中各单个支座和串联支座试验结果可知:

　　 1)无论是单支座还是串联支座,竖向刚度均随着竖向压力的加大而增加,其表现均接近线性变化,如图3所示,这一现象与已有研究结果吻合 ^[10]。

　　 2)GZP300支座试验值、GZP300&GZP500试验值及理论值三者较为接近,其中压应力为8MPa时串联支座理论计算值与试验值最为接近,串联支座偏小约12.91%,伴随竖向压力增加误差略有增长。

　　 3)串联支座竖向刚度曲线与GZP300最为接近,数值比GZP300略小,与设计目标相一致,串联支座竖向刚度由小直径支座决定,因此对于串联支座竖向刚度分析时可参照小直径支座特性进行。

　　 4)串联支座竖向刚度理论计算公式在小竖向压力情况下较为准确,而随着竖向压力增大误差逐渐上升,最大误差不超过30%,设计者实际使用中应予以注意。

　　 竖向极限荷载按照规范 ^[11]规定甲、乙、丙类建筑分别不应小于限定要求(甲类:10MPa;乙类:12MPa;丙类:15MPa,当直径小于300mm时不宜大于12MPa)。串联支座竖向极限承载力如按照串联组合体90MPa计算,其值应为4 488kN,试验中取用小支座极限承载力(15倍安全系数)6 000kN进行加载(换算串联支座约为120MPa),加载过程中支座变形稳定,未出现明显倾斜、压溃等不利情况,竖向极限荷载曲线见图4。

　　 串联支座水平刚度试验分别进行竖向压应力8,10,12,15MPa,水平剪切变形γ=50%,100%,250%以及0.55D时位移幅值进行加载,对应各工况位移值及加载频率情况详见表5。

　　 按照表5加载制度进行加载,分别进行不同频率、不同剪切变形、不同竖向压力情况下水平剪切变形循环滞回,加载后得到各水平位移幅值的滞回曲线,根据滞回曲线结果按照下式计算支座等效水平刚度。

　　 ${\rm K}{}_{\text{e}\text{q}}=(F{}^{+}-F{}^{-})/(\delta {}^{+}-\delta {}^{-})(4)$

　　 式中:δ⁺,δ^-分别为滞回曲线中最大水平正位移和最大水平负位移;F⁺,F^-分别为与δ⁺,δ^-相应的水平剪力。

　　 根据式(4)及试验结果计算支座水平剪切刚度,计算结果详见表6,其中增加了相同竖向压力作用下100%和250%水平剪切变形时水平剪切刚度与水平剪切变形50%时的刚度比值,见图5。

　　 串联支座水平刚度在水平剪切变形50%、 100%时保持串联第一刚度(变刚度前组合串联支座刚度),该值与上支座水平刚度较为接近,当水平剪切变形超过100%时,支座开始变刚度,第二刚度(变刚度后组合串联支座刚度)起控制作用,其值与串联支座中较大支座相当,试验结果与理论值一致,见图6。

　　 试验表明,竖向压应力从8MPa到15MPa加载过程中水平剪切变形从50%加载到100%,水平刚度呈下降趋势,100%剪切变形与50%剪切变形时刚度比约为0.63～0.73。

　　 水平剪切变形超过100%以后,随加载进行支座水平刚度由之前刚度呈下降趋势转为刚度增加,刚度比随竖向压应力增大而略有上升,8～15MPa刚度比变化较为一致,变化幅度从0.51到2.08。试验显示各加载工况均表现为变刚度前隔震支座水平刚度随水平剪切变形增大而减小,达到设定变刚度水平位移以后水平刚度明显上升,即在初始阶段(小、中震)时支座提供较小水平刚度,一定阶段(大震)以后提供较大水平刚度,避免了水平剪切位移越大水平剪切刚度越小而导致变形过大的不利情况。

　　 在水平刚度测试基础上继续进行水平极限变形能力测试,针对上述支座(同一个支座)进行竖向恒定15MPa,水平400%位移(取大直径支座GZP500的400%水平位移360mm)加载(图7),加载过程中支座位移稳定持续增加,最终试验件未发生撕裂、倾覆、压溃等明显不利状况,支座满足规范 ^[7]相关技术要求。

　　 根据水平加载滞回曲线(图8)拟合了串联支座滞回曲线计算模型,见图9(无铅芯型)。图中刚度变化及控制点信息如下:O～A段,水平剪切变形$\gamma \in [0,100\%]$,水平刚度K₁:

　　 ${\rm K}{}_1=\frac{{\rm K}{}_{\text{上}}{\rm K}{}_{\text{下}}}{{\rm K}{}_{\text{上}}+{\rm K}{}_{\text{下}}}(5)$

　　 式中K_上,K_下分别为对应组合上、下支座剪切变形100%时等效剪切刚度。

　　 A～B段,水平剪切变形γ∈(100%,250%],水平刚度K₂:

　　 ${\rm K}{}_2=\text{Μ}\text{a}\text{x}({\rm K}{}_{\text{上}},{\rm K}{}_{\text{下}})(6)$

　　 试验研究表明,串联型变刚度叠层橡胶隔震支座具有与普通叠层橡胶隔震支座相当的承载能力,同时可以实现不同地震水准时不同的水平刚度:

　　 (1)竖向刚度。串联支座竖向刚度随着压应力的增大而增加,变化趋势基本为线性。串联支座竖向特性基本由串联支座中较小直径支座决定。

　　 (2)竖向极限承载力。串联支座在8～15MPa竖向压应力下进行加载支座始终保持稳定。在竖向压力6 000kN进行极限状态测试(按小直径支座计算为90MPa,按串联组合体计算为120MPa),试验过程中支座变形稳定,最终支座未出现明显倾斜、撕裂等不利现象,未发生明显破坏。

　　 (3)水平刚度。串联支座水平刚度小于串联支座中各支座对应刚度,随水平剪切变形增大(50%,100%)水平刚度降低,竖向压应力由8MPa加载到15MPa且水平剪切变形为100%时水平刚度约为50%时的0.63～0.72,当水平剪切变形大于100%后隔震支座水平刚度上升,串联支座水平刚度接近大支座刚度。

　　 (4)水平变形。串联支座在水平剪切位移50%,100%,250%和0.55D等位移幅值进行加载,水平变形稳定增加并始终保持竖向承载稳定。进行400%水平极限剪切变形加载,支座仍能保持良好的竖向及水平承载和变形能力。在整个试验过程中支座始终保持完整,未出现明显破坏或不利情况。最终试验结果满足规范对支座变形和相关极限承载能力要求。