大中孔隔震橡胶支座竖向刚度试验研究_车力文.pdf

DOI:10 13719/j cnki 1009 6825 202315018大中孔隔震橡胶支座竖向刚度试验研究收稿日期:2023 01 17作者简介:车力文(1990 )，男，硕士，工程师，从事主体结构检测鉴定及隔震减震产品检验与研究工作车力文(山西省建筑科学研究院检测中心有限公司，山西 太原030001)摘要:分别对有效直径相同的天然橡胶支座(LN)、铅芯橡胶支座(LB)及尚未放入铅芯的铅芯橡胶支座(简称大中孔支座)进行了竖向压缩试验。由试验结果计算得到竖向压缩刚度进行比较，分析了三种试件实测值的差异性。结果表明，在设计基准面压力作用下，大中孔天然橡胶支座的竖向刚度与支座的第一形状系数和中孔约束作用影响有关。大中孔支座的竖向刚度介于相同有效直径的铅芯橡胶支座和天然橡胶支座之间，其中内部橡胶层的初始刚度也介于两者之间。关键词:隔震橡胶支座;竖向刚度;第一形状系数中图分类号:TU352 12文献标识码:A文章编号:1009 6825(2023)15 0072 040引言隔震结构是指在基础和上部结构之间设置隔震装置，使结构的固有自振周期延长，减小地震作用对上部结构影响的结构。隔震技术的发明和研究使建筑抗震研究和抗震设计迈上了新的台阶。近年来，隔震技术得到快速发展和越来越多的应用。隔震橡胶支座作为一种常用的隔震装置，其性能稳定、构造简单、造价较低，已广泛地应用在各种隔震结构中，并在多次实际地震中经受了考验。隔震橡胶支座主要包括天然橡胶支座(LN)、铅芯橡胶支座(LB)和高阻尼橡胶支座(HD)等，除应具有的消耗地震能量，隔绝地基的水平变形的能力外，隔震橡胶支座还应具有较大的竖向刚度，使其在上部结构的竖向荷载的作用下不至于产生较大的竖向变形。竖向刚度也是隔震橡胶支座型式检验和出厂检验的必要参数。因此有必要对隔震橡胶支座的竖向刚度进行研究。隔震橡胶支座的主要构造为薄橡胶层(内部橡胶)与钢板(内部钢板)交互叠放并硫化黏接而成的叠合结构，在叠合结构的最外周包覆一层防止紫外线或臭氧等的橡胶保护层形成橡胶支座1。通常在支座的平面形心部位设置通高中孔。铅芯橡胶支座(LB)的中孔的直径通常不大于 1/5 1/4 倍有效直径2，中孔内放入铅棒用于提高支座阻尼特性。天然橡胶支座(LN)的中孔直径通常设计为 30 mm 40 mm。国内外研究人员对橡胶支座的竖向力学性能进行了大量的试验和研究。日本学者对叠层橡胶支座的隔震机理、材料特性、力学特性等做了理论和试验研究;刘文光等对天然橡胶支座和铅芯橡胶支座的压缩特性、拉伸特性、剪切特性、回转特性等做了理论和试验研究3;吴斌等对橡胶支座的非线性动力参数进行了试验研究4，肖畅等对橡胶支座的竖向刚度进行了有限元模拟和试验研究5;金建敏等对不同剪应变下的隔震橡胶支座竖向刚度进行了试验研究6。可见，试验研究结合理论分析是研究隔震橡胶支座特性的主要手段。在实际工程应用中，尚未放入铅棒的铅芯橡胶支座(因这种支座的中孔直径与天然橡胶支座相比较大，本文以下将对其简称为“大中孔支座”)有时会代替天然橡胶支座(LN)使用。这种支座的力学性能是否与天然橡胶支座一致，目前还未进行深入的研究。本文将以有效直径为700 mm 的大中孔支座为例，采用理论公式推导结合试验验证的总体思路，对大中孔支座的竖向刚度进行研究，并通过与 LB700 型支座和LN700 型支座竖向刚度理论值及试验结果的对比，尝试分析大中孔支座竖向刚度的影响因素。1竖向刚度理论值计算目前普遍认可的竖向刚度 Kv理论值计算方法公式是基于 Gent(1959)提出的橡胶体纵向弹性模量计算公式以及 Lindly(1974)提出的考虑橡胶非压缩性的纵弹性模量修正公式等推导得到的。Kv理论值计算具体如式(1)式(3)所示7:Kv=EcbATr(1)Ecb=EcEbEc+Eb(2)Ec=E0(1+2S21)(3)式(1)式(3)中，A 为橡胶有效截面积;Tr为支座内部橡胶层的总厚度;Ec为橡胶的压缩弹性模量;Ecb为修正竖向弹性模量;Eb为橡胶的体积弹性模量，可取为1 960 MPa8;E0为橡胶初始弹性模量，由橡胶硬度和内部橡胶层受约束情况决定。大量试验研究表明，当橡胶的剪切弹性模量 G05 MPa 时，E0=3G(对天然橡胶支座)，E0=3 6G(对铅芯橡胶支座)近似成立9;为修正系数;S1为支座的第一形状系数，其值等于一层橡胶层被约束的面积与侧面积之比，对于圆形橡胶支座，S1=27第 49 卷 第 15 期2 0 2 3 年 8 月山西建筑SHANXIACHITECTUEVol 49 No 15Aug2023(D di)/4tr，其中，D 为支座有效直径;di为支座中孔直径;tr为支座内部单层橡胶的厚度。本次试验研究共选取了由相同硬度及剪切模量的橡胶和相同规格钢板制成的 3 种规格橡胶支座试件，试件的设计参数见表 1。表 1橡胶支座试件设计参数试件型号有效直径 D/mm支座高度 H/mm橡胶层总厚度Tr/mm中孔直径di/mm橡胶IHD硬度橡胶剪切模量 G/MPa设计压应力值0/MPa初始模量 E0/MPa第一形状系数 S1DZK7007002301301404004120852715LN70070023013030400412120085267LB7007002301301404004121440852715注:1)依据 GB 20688 32006 橡胶支座 第 3 部分:建筑隔震橡胶支座附录 C 的规定，修正系数 取 0 85;2)DZK700 表示大中孔支座试件，其初始模量 E0需通过竖向压缩试验结果确定。由表 1 可知，DZK700 试件的有效尺寸、橡胶层厚度、第一形状系数等均与 LB700 试件一致，唯一不同的是中孔内尚未放入铅棒。DZK700 试件的外形见图 1，LN700 试件外形见图 2。图 1DZK700 试件外形图 2LNR700 试件外形GZY700140 mm230 mm1 套由式(1)式(3)，可导出 LN700 与 LB700 支座试件的竖向刚度相关参数见表 2。表 2LN700 与 LB700 支座试件的竖向刚度参数试件型号Ec/MPaEb/MPaEcb/MPaKv/(kNmm1)LN7001 455 51 960895 22 472 6LB7001 805 91 960939 92 672 1由 表 2 可 知，LB700 的 竖 向 刚 度 理 论 值 大 于LN700，其值约为 LN700 的 11 倍。2试验情况21试验平台及试验方法试验在 25 000 kN 压剪试验机平台上进行。该试验机由电液伺服式竖向作动器和水平作动器组成，最大竖向荷载 25 000 kN，水平行程 650 mm;作动器端部安装有电容式应力传感器，可实时反馈所受压力值;作动器安装有电阻式位移传感器，可实时反馈竖向位移;试验机由计算机连接可编程控制器(PLC)控制，加载方式可选择荷载控制式或位移控制式。该试验机实物见图 3。试验采用荷载控制加载制度，根据 GB/T 20688 12007 橡胶支座 第 1 部分:隔震橡胶支座试验方法中631 3 条方法 2 制定，即 0设计压力 P0P2P0P1(第一次加载)，P1P0P2P0P1，P1P0P2P0图 325 000 kN 电液伺服压剪试验机外观P1(第三次加载)的竖向加载方式，其中 P0=0A，P1=0 7P0，P2=1 3P010。设置试验加载时，取 0=12 MPa，A 为试件截面的有效受压面积(对于 LN700 与 LB700 为其有效直径代表的截面面积，对于 DZK700 为扣除中孔面积的截面面积)加载波形采用正弦波，加载速率 005 Hz。安装试件后在试件四周距离试件中心相同距离对称布置竖向位移传感器，试验过程中实时记录竖向荷载及压缩位移，第三次加载结束后，将竖向荷载由 P1卸载至 0，并将试件取出，记录试验过程中的环境温度。整理试验数据，根据 GB/T 20688 12007 橡胶支座第 1 部分:隔震橡胶支座试验方法中 6 3 1 4 的规定，取第三次加载的较大压力 P2和较小压力 P1及对应的压缩位移 Y2和 Y1，按式(4)计算竖向压缩刚度。Kv=P2 P1Y2 Y1(4)为消除环境温度对支座刚度的影响，需对由试验数据计算的竖向刚度进行温度修正。依据文献 11中的回归公式，将竖向刚度修正至标准温度 23，修正公式见式(5):Kv，23=Kv，T=Kv，T0 919 21+0 142 02e0 023 23T(5)其中，Kv，T为试验温度下的竖向刚度;Kv，23为 23 时的竖向刚度。22试验结果共对 3 个 DZK700 试件、3 个 LN700 试件以及 3个 LB700 试件进行了竖向压缩试验，各试件经温度修正后竖向刚度见表 3，竖向压力位移曲线见图 4，试验图见图 5。表 3竖向刚度试验结果试件编号试验压应力/MPa修正后的竖向刚度/(kNmm1)均值/(kNmm1)均值与理论值偏差/%DZK700 12 403 1DZK700 212 0 32 330 02 356 5DZK700 32 336 3LN700 12 249 6LN700 212 0 32 257 82 272 38 1LN700 32 309 4LB700 12 466 3LB700 212 0 32 510 02 477 47 3LB700 32 455 937第 49 卷 第 15 期2 0 2 3 年 8 月车力文:大中孔隔震橡胶支座竖向刚度试验研究DZK700-2；LNR700-1；LRB700-27 0006 0005 0004 0003 0002 0001 000012345678910竖向压力/kN位移/mm图 4竖向压力位移曲线图 5支座竖向刚度试验图建筑隔震橡胶支座GZP-700建筑隔震橡胶支座LRB 700（试件 3）由图 4 及表 3 可知:1)LN700 试件与 LB700 试件竖向刚度试验值与理论值偏差在 7%8%左右。2)3 种 试 件 中，LB700 试 件 的 竖 向 刚 度 最 大，LN700 试件的竖向刚度最小，两者的实测值之比约为108，实测值的差异与理论值的差异存在一致性。3)DZK700 试件在竖向循环压力作用下的压力位移曲线形状与其他两种试件的压力位移曲线基本一致，其竖向刚度实测值介于天然橡胶支座与铅芯橡胶支座之间，3 个 DZK700 试件竖向刚度的平均值约为 3 个LN700 试件竖向刚度的平均值的 1 04 倍。3试验结果分析由式(1)式(3)可知，对用同种橡胶(即硬度和剪切模量相同)制成的隔震橡胶支座，其竖向刚度与橡胶的初始刚度 E0，试件的第一形状系数 S1，有效受压面积 A以及橡胶层总厚度 Tr有关。本次试验控制了试件的有效截面尺寸、橡胶层总厚度相同，第一形状系数接近，试件经历的力学过程相同(均为 12 MPa 30%，在 0 05 Hz加载频率下进行 3 个循环)，试验的环境条件相同(竖向刚度实测值均修正至 23)。因此，本次研究的变量为支座内部橡胶层的初始模量 E0。对于铅芯橡胶支座，由于由铅芯占满中孔，受压时位于中孔边缘的支座内部橡胶层处于三向受压的应力状态，其初始模量比天然橡胶支座有所提高。本文在理论计算时，铅芯橡胶支座的初始刚度取 E0=3 6G。对于大中孔支座，受压时位于中孔边缘的支座内部橡胶层的侧边缺少铅芯的约束。不妨设其初始模量为橡胶剪切模量的 k 倍，即设 E0=0 4k。将 E0=0 4k，S1=27 15，=0 85 代入式(3)，将Eb=1 960 MPa 代入式(2)，将 Tr=130 mm，A=4(D2d2i)=4(70021402)=369 451 mm2代入式(1)，得大中孔支座的理论竖向刚度 kv，DZK如式(6)所示:Kv，DZK=0 4k (1+2 085 27152)1 9600 4k (1+2 085 27152)[phone] 000130=2794 106k501 6k+1 960(6)由本文22 试验结果，大中孔试件的竖向刚度为 LN试件的104 倍，考虑试验值与理论值偏差，大中孔支座竖向刚度的理论值亦为天然橡胶支座的104 倍，见式(7):Kv，DZK=1 04Kv，LN=1 04 2 4726=2 571 5 kN/mm(7)将式(7)代入式(6)左端，解方程得:k=335。可知:当橡胶剪切模量 G=0 4 MPa 时，大中孔支座中的橡胶初始模量 E0近似等于 3 35G，介于天然橡胶支座的 3 0G 与铅芯橡胶支座的 3 6G 之间，中孔内铅芯的约束作用的减小表现为初始模量 E0降低。4结论对采用相同橡胶材料制成的，具有相同橡胶层总厚度、相同设计压应力，且有效直径均为 700 mm 的大中孔支座(DZK)、天然橡胶支座(LN)和铅芯橡胶支座(LB)的进行了竖向压缩试验。对比分析 3 种试件竖向刚度实测值得到以下主要结论:1)大中孔支座(DZK)的竖向刚度介于铅芯橡胶支座(LB)与天然橡胶支座(LN)之间。2)当橡胶剪切模量 G=0 4 MPa 时，大中孔支座(DZK)的橡胶初始模量 E0介于天然橡胶支座(LN)与铅芯橡胶支座(LB)之间。3)中孔内铅芯的约束作用的减小表现为初始模量E0降低。参考文献:1 日本免震构造协会 建筑物隔震减震设计手册 M 季小莲，译 北京:中国建筑工业出版社，2020 2 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局 橡胶支 座 第 三 部 分:建 筑 隔 震 橡 胶 支 座:GB/T20688 32006 S 北京:中国标准出版社，2006 3 刘文光 橡胶隔震支座力学性能及隔震结构地震反应分析研究 D 北京:北京工业大学，2003 4 吴彬，庄军生，臧晓秋 铅芯橡胶支座的非线性动态分析力学参数试验研究 J 工程力学，2004，21(5):144 149 5 肖畅，盛涛，金红亮 橡胶隔震支座竖向刚度有限元模拟与试验研究 J 空间结构，2019(3):67 71(下转第 179 页)47第 49 卷 第 15 期2 0 2 3 年 8 月山西建筑案 J 铁道建筑，2015(7):54 57 4 潘学政，陈国强，彭铭 钱江特大隧道盾构推进段施工风险评估 J 地下空间与工程学报，2007，3(Z1):1245 1254 5蒋恺，张陆新，姚基伟 三轴搅拌桩和 MJS 工法桩对运营地铁隧道的保护研究J 地基处理，2022，4(2):170 177 6 中交水运规划设计院有限公司 渠化工程枢纽总体设计规范:JTS 182 12009 S 北京:人民交通出版社，2009 7 中华人民共和国水利部 堤防工程设计规范:GB502862013 S 北京:人民计划出版社，2013 8 中交公路规划设计院有限公司 公路桥涵设计通用规范:JTG D602015 S 北京:人民交通出版社，2015 9 浙江省建筑设计研究院，杭州市地铁集团有限责任公司 城市轨道交通结构安全保护技术规程:DB33/T 11392017S 北京:人民交通出版社，2015 10 中华人民共和国住房和城乡建设部 城市轨道交通结构安全保护技术规范:CJJ/T 2022013 S 北京:人民建筑工业出版社，2013 11 时振兴 HSS 模型在基底为花岗岩残积土的基坑开挖分析中的应用 D 重庆:重庆大学，2017 12 陆瑶 基于 HSS 模型的盾构隧道施工对邻近桥梁的影响及控制措施研究 D 济南:济南大学，2018 13 刘蓉 基于 HSS 模型的土岩组合地层基坑变形特性研究D 北京:北京交通大学，2020Study on upgrade scheme of a mainchannel and crossing scheme of subway tunnelsPu Chengqiang，Wang An，Wang Liushan(Power China Huadong Enginnering Corporation Limited，Hangzhou Zhejiang 311122，China)Abstract:The shield tunnels of Shaoxing Metro Line 2 passes through a main channel，which is planned to be upgraded Aupgrade scheme of the channel in the main influence area of subway tunnels is proposed，including revetment reinforcement，anti-collision pier reconstruction and dredging Through quantitative calculation and finite element analysis，it is found that thedaily operation activities of the channel and the upgrading activities of the channel outside the main influence area have control-lable impacts on the subway tunnels Furthermore，it is verified that the crossing scheme of subway tunnels is reasonable andthe conditions reserved for upgrading channel are feasibleKey words:main channel;upgrade scheme;subway tunnels(上接第 74 页)6 金建敏，肖骥，刘彦辉，等 不同剪切变形下橡胶隔震支座竖向压缩刚度试验研究J 振动与冲击，2021 7Gent A N Compression，bending，and shear ofbonded rubber blocks J Polymer Engineering Sci-ence，1970(1):681 687 8高山峰夫 基础隔震建筑物结构设计相关研究 D 东京:东京大学，1990 9 日本免震构造协会 图解隔震结构入门 M 北京:科学出版社，1998 10 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局 橡胶支座第一部分:隔震橡胶支座试验方法:GB/T2068812007 S 北京:中国标准出版社，2007 11 李黎，叶昆，江宜城 橡胶铅芯隔震支座力学性能的温度效应研究 J 华中科技大学学报(城市科学版)，2009(3):1 3Experimental study on vertical stiffness of elastomeric lsolator with large mesoporeChe Liwen(Shanxi Academy of Building esearch Testing Center Co，Ltd，Taiyuan Shanxi 030001，China)Abstract:Vertical compression tests are conducted on natural rubber bearings(LN)，lead core rubber bearings(LB)，andLB without lead core(referred as elastomeric isolators with large mesopore)All those bearings are with the same effective di-ameter The vertical compressive stiffness are calculated from the experimental results，and differences in the measured valuesare compared and analyzed The results indicate that under the design compressive stress，the vertical stiffness of elastomeric i-solators with large mesopore is related to the 1st shape factor of the bearing and the influence of the constraint effect of the sizeof the mesopore The vertical stiffness of the elastomeric isolator with large mesopore is between LB and LN with the sameeffective diameter，and the initial stiffness of the internal rubber layer is also between the twoKey words:laminated rubber bearings;vertical stiffness;1st shape factor971第 49 卷 第 15 期2 0 2 3 年 8 月濮成强，等:骨干航道升级与地铁隧道穿越方案研究