GPZ(II)2.0sx,3.0sx,4.0sx盆式橡膠支座 鉛芯隔震橡膠支座廠家151-3082-8567

射陽GPZ(II)2.0sx,3.0sx,4.0sx盆式橡膠支座安裝要點，因為很多施工單位在安裝抗震盆式橡膠支座時，都不了解如何安要將支墊石安裝設(shè)置為了保證抗震PZ(II)2.0sx,3.0sx,4.0sx盆式橡膠支座的施工質(zhì)量，以及調(diào)整、觀察和更換盆式橡膠支座的方便，不管是采用現(xiàn)澆梁法還是預(yù)制梁法施工，告訴大*不管安裝何種類型GPZ盆式橡膠支座，在墩臺頂設(shè)置支在墊石都是必需的,這主要有兩個方面的要求: 抗震盆式橡膠支座支承墊石的平面大小應(yīng)能承受上部構(gòu)造荷載為宜，*般長度和寬度都比盆式盆式橡膠支座的下鋼板大250mm以上。墊石高度應(yīng)大于65mm，以保證從到墩臺頂面有足夠的空間高度，用來安放千斤頂，供盆式橡膠支座調(diào)換時使用。墊石四周做成坡面，以防積水

*定有堅固的鋼筋網(wǎng)安裝在支承墊石內(nèi)，豎向鋼筋應(yīng)與墩臺內(nèi)鋼時接牢固。澆筑墊石用的水泥標(biāo)號不低于C40號，墊石混凝土頂面預(yù)先用水平尺校準(zhǔn)，力求平整而清潔。 射陽GPZ(II)2.0sx,3.0sx,4.0sx盆式橡膠支座驗收是按中華人民共和*交通部行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求進行驗收。盆式橡膠支座各部件如鋼件、橡膠、聚四氟乙烯板、不銹鋼滑板等其材質(zhì)必須符合標(biāo)準(zhǔn)要求。盆式橡膠支座外觀質(zhì)量和部件之間的配合公差應(yīng)符合標(biāo)準(zhǔn)和設(shè)計圖紙要求，尤其應(yīng)注意聚四氟乙板與中間鋼板凹槽、密封圈與盆環(huán)及橡膠板與鋼盆之間的配合公差，還應(yīng)對不銹鋼滑板和聚四氟乙烯滑板的外觀質(zhì)量進行檢查，并根據(jù)廠方裝箱清單對配件如地腳螺栓、底柱、墊圈等進行驗收。

裝T型梁時，若GYZ250板式橡膠支座比梁筋底寬，則應(yīng)在GYZ250板式橡膠支座與梁筋底之間加設(shè)比GYZ250板式橡膠支座大的鋼筋混凝土墊塊或厚鋼板做過渡層，以免GYZ250板式橡膠支座局 部受壓，而形成應(yīng)力集中。鋼筋砼墊塊或厚鋼板要用環(huán)氧樹脂砂漿和梁筋底貼合粘結(jié)。 6、落梁后，*般情況下GYZ250板式橡膠支座頂面與梁面保持水平。預(yù)應(yīng)力簡支梁，其GYZ250板式橡膠支座頂面可稍后傾；非預(yù)應(yīng)力 梁其GYZ250板式橡膠支座頂面可略微前傾，但傾斜角度不得超過5"。 GYZ250板式橡膠支座按裝時的調(diào)整 GYZ250板式橡膠支座安裝后，若發(fā)現(xiàn)下述情況，應(yīng)及時調(diào)整：

A、個別GYZ250板式橡膠支座落空，出現(xiàn)不均勻受力 B、GYZ250板式橡膠支座發(fā)生較大的初始剪切變形 C、GYZ250板式橡膠支座偏壓嚴(yán)重，局部受壓，側(cè)面鼓出異常，而局部落空 調(diào)整方法*般可用千斤頂頂起梁端，在GYZ250板式橡膠支座上下表面鋪涂*層水泥砂漿(或環(huán)氧樹脂砂漿)。再次落梁，在重力作用下GYZ250板式橡膠支座上下表面相互平行且同梁底，墩臺頂面全部密貼；同時使*片染兩端的GYZ250板式橡膠支座處于同*平面內(nèi)，梁的縱向傾斜度應(yīng)加以控制，以GYZ250板式橡膠支座不產(chǎn)生時顯初始剪切變形為佳。 4普通GYZ250板式橡膠支座安裝注意事項 4.矩形GYZ250板式橡膠支座短邊應(yīng)與順橋方向平行安置，以利于梁端轉(zhuǎn)動。若需長邊平行于順橋向時，需通過轉(zhuǎn)角驗算。

當(dāng)同*片梁需兩個或四個GYZ250板式橡膠支座時，為方便找平，可以在支承墊石和GYZ250板式橡膠支座之間鋪*層水泥砂漿，讓GYZ250板式橡膠支座在橋梁體的壓力下自動找平。 在澆注梁體前，在GYZ250板式橡膠支座上放置*塊比GYZ250板式橡膠支座平面稍大的支承鋼 板，鋼板上焊接錨固鋼筋與梁體連 接，并把支承鋼板視作澆梁模板的 *部分進行澆注，按以上方法進行，可以使GYZ250板式橡膠支座與梁底鋼板及墊石頂面全部密貼。 預(yù)制梁GYZ250板式橡膠支座的安裝： 安裝好預(yù)制梁GYZ250板式橡膠支座的關(guān)鍵在于保證梁底在墊石頂面的平行、平整，使其和GYZ250板式橡膠支座上、下表面全部密貼，不得出現(xiàn)偏壓、脫空和不均勻支承受力現(xiàn)象。

這種橡膠支座在施工程序如下： 處理好支撐墊石，使支撐墊石標(biāo)高*致。 預(yù)制梁與GYZ250板式橡膠支座接觸的底面要保持水平和平整。當(dāng)有蜂窩漿和傾斜度時，要預(yù)先用水泥砂漿搗實、整平。 GYZ250板式橡膠支座的正確就位 先使GYZ250板式橡膠支座和支承墊石按設(shè)計要求準(zhǔn)確就位。架梁落梁時，T型梁的縱軸線要與GYZ250板式橡膠支座**線重合；板梁、箱梁的縱軸線與GYZ250板式橡膠支座**線相平行。為落梁準(zhǔn)確，在架第*跨板梁或箱梁時，可在梁底劃好二個GYZ250板式橡膠支座的十字位置**，在梁的端立面上標(biāo)出兩個GYZ250板式橡膠支座的位置**線的鉛直線，落梁時使之與墩臺上的位置**線相重合。以后數(shù)跨可依照第*跨梁為基準(zhǔn)進行。 架梁落梁時要平穩(wěn)，防止壓偏或產(chǎn)生初始剪切變形。

阜陽鉛芯橡膠支座*新報價及鉛芯橡膠支座價格？目前設(shè)計人員存在兩個常見的誤區(qū)，其*抗震分析時*味的考慮用橋墩的塑性能力耗散地震效應(yīng)，忽略 增設(shè)減隔震支座的設(shè)計思路。其二由于設(shè)計人員對減隔震支座的模擬方式不清楚，造成潛意識里回避減 隔震支座的采用。本文考慮上述兩點對抗震規(guī)范0..條中涉及的支座模擬進行說明。分離式減隔震裝置 另文敘述。 解決辦法 . 鉛芯橡膠支座的模擬 .涉及規(guī)范及支座示意圖(《公路橋梁鉛芯隔震橡膠支 座》（JT/T 8-0）) .鉛芯橡膠支座的實際滯回曲線和等價線性化模型基金資助:**自然科學(xué)基金資 助項目(50578045) 大量的試驗數(shù)據(jù)表明,鉛芯橡膠支座的滯回曲線與加載時程密切

相關(guān).目前現(xiàn)有的鉛芯橡膠支座恢復(fù)力模型中都沒有考慮加載時程基礎(chǔ)上的應(yīng)變滯回特性,針對鉛芯橡膠支座的這*特性,提出了鉛芯橡膠支座的“扁環(huán)”效應(yīng),根據(jù)雙拐點原則建立了考慮加載時程應(yīng)變滯回特 性的剪切彈塑性的“扁環(huán)”效應(yīng)恢復(fù)力模型,并對提出的恢復(fù)力模型進行了靜力試驗驗證.試驗結(jié)果表明 :作者提出的“扁環(huán)”效應(yīng)能很好地描述鉛芯橡膠支座加載時程的應(yīng)變滯回特性,“扁環(huán)”效應(yīng)恢復(fù)力模 型合理、精確,適合于精確的非線性時程分析 鉛芯橡膠支座是在普通橡膠支座的中部圓形孔內(nèi)壓入鉛, 以提高普通橡膠支座的阻尼,隔震支座由橡膠提供豎向支承和水平柔性,利用鉛芯的塑性變形來提供阻尼 ,吸收能量,因此同時具有降低結(jié)構(gòu)水平剛度和耗能的功能,在實際使用時可以節(jié)省空間,施工上也較為便 利,已成為工程應(yīng)用較多*種隔震裝置[1,2]. 現(xiàn)有的鉛芯橡膠支座恢復(fù)力模型中,常見的有雙線性模型 、修正雙線性模型、Ramberg2Osgood模型及雙線性+RO模型等[3,4]

.雙線形恢復(fù)力模型是假定橡膠支座 為理想的彈性材料,鉛芯為理想的彈塑性材料,把鉛芯橡膠支座的恢復(fù)力模型視為雙線性.雙線性模型的 優(yōu)點是模型簡單、計算較為方便.Skinner、Robinson(1993)研究指出采用雙線性恢復(fù)力模型進行隔震計 算,可以得到較為精確的近似結(jié)果,但對于高度非線性的分析結(jié)果誤差過大[5].部分學(xué)者提出了修正雙線 性模型,通過修正橡膠支座的屈服剛度和屈服力來修正普通雙線性模型[6].Ramberg-Osgood模型適用于 高阻尼橡膠隔震支座.馮德民[7](1998年)提出了修正雙線性模型與Ramberg2Osgood模型組合使用的 BRO 鉛芯橡膠支座的恢復(fù)力模型,即在卸載段和 反向加載段采用Ramberg2Osgood模型,其他段采用雙線性模 型. 現(xiàn)有的鉛芯橡膠支座的剪切恢復(fù)力模型具有*個共同的特點是僅在初始彈性段范圍內(nèi)考慮了鉛芯橡 膠支座的小應(yīng)變相關(guān)特性,當(dāng)鉛芯橡膠支座進入屈服狀態(tài)后不考慮小應(yīng)變特性,對屈服荷載及屈服后剛度 的修正僅在未經(jīng)歷狀態(tài)修正,經(jīng)歷后不再考慮,骨架曲線未考慮各加載時程段的不同特點.這使得在復(fù)雜 的非線性分析計算中存在較大誤差.觀察偽靜力試驗所得的滯回曲線看出,橡膠支座的滯回曲線與加載時 程密切聯(lián)系.作者針對這*特性,考慮鉛芯橡膠支座加載時程的應(yīng)變特性,提出鉛芯橡膠支座的“扁環(huán)” 效應(yīng)及其恢復(fù)力模型.

鉛芯橡膠支座的“扁環(huán)”效應(yīng)及其恢復(fù) 力模型 1.1 基本原則 對大量的試驗 數(shù)據(jù)進行分析[8,9],對于橡膠支座“扁環(huán)”效應(yīng)特性進行如下假定: (1)彈塑性恢復(fù)力模型骨架曲采用 修正雙線 性和Ramberg-Osgood模型組合的方式. 考慮橡膠支座屈服后的應(yīng)變特性,在鉛芯 橡膠支座屈服后的卸載段和加載段除了和卸載點(或反向加載 點)有關(guān)外,還與卸載點相關(guān)的加載點(反向加載點相關(guān)的卸載點)有關(guān),即和滯回環(huán)的大小有關(guān). (3)當(dāng)加 載點(卸載點)和前*卸載點(加載點)的水平位移差為橡膠支座的*大水平位移時按馮德民的恢復(fù)力骨架 曲線.當(dāng)加載點(卸載點)和前*卸載點(加載點)的水平位移差為零時按小應(yīng)變恢復(fù)力骨架曲線.1.2 “扁 環(huán)”效應(yīng)恢復(fù)力模型

新的恢復(fù)力模型如圖1所示:其中Kt為切線剛度,Kd為屈服剛度,Ku為極限剛度.其中 ,OA段為初始加載段 f=K1u(0≤u≤uy) (1) 式中:f為水平力;u為水平位移;K1為初始剛度; uy為屈服時 的水平位移,*般取水平應(yīng)變5%時 的位移 . 圖1 “扁環(huán)”效應(yīng)恢復(fù)力模型 Fig.1 Theflathysteriousloopcharacteristic oftheleadrubberbearings BC和DE段的g(β )推導(dǎo)過程如下.定義:β= ur-ur-1 u max (2) 式中:ur為加(或卸)載點;ur-1前*次卸(或加)載點;umax為橡膠支座的*大水平位移. 設(shè) g(β )=a(β)f1+b(β)f2(3) f1采用Ramberg-Osgood模型修正雙線形模 型: u-uu=(f-fu)(a+b|f-fu|)γ -1 (4) 其中,a= 1 K u ,b= 1|ft-fu| γ-1 1 Kt - 1 Ku 式中:γ為剪切應(yīng)變;Kt為切線剛度. f2采用修正雙線形模型為 u= 1 ku f(5) 根據(jù)假設(shè)條件,代入公式(3),可得 g(0)=a(0)f1+b(0)f2=f1g(1)=a( 1)f1+b(1)f2=f2 (6) 取方程的*組解為 g(β)=βλf1+(1-β)λf2(7) 其中:λ為修正系數(shù): λ= Kd Ku (8) 則新模型的曲線方程為公式(9),其中剛度的公式為式(10). CD和EB段推導(dǎo)過程和上面相似,得到 方程 為式(11),剛度的公式為式(12).所以,“ 扁環(huán)”效應(yīng)的恢復(fù)力模型公式見(13)所示: u=β λ{(lán)(f-fu){a1+b1|f-fu|r-1 }+uu} +( 1 -β)λ1 Ku f( 9) K變= 5f 5u=1 βλ ( a+bγ|f-fu| γ-1 )+(1- β) λ 1 Ku (10) u=βλ 1 Kd f+(1-β )λ1 Ku f(11)K變= 5f5u=1 βλ1Kd +(1-β )λ1Ku (12) u-uy=β λ 1Kd +(1-β )λ1Ku (f+K1u y) (CD/E B) u=βλ {(f-fu){a1+b1|f-fu| r-1 }+uu}+(1-β )λ1Ku f (BC/DE) (13) 2 試驗研究 橡膠支座在實際的工作過程中,可能不是僅僅進行以橡膠支座的軸線為**的往復(fù)運動,可能在橡膠支座 存在*定的水平變形作用下,橡膠支座尚未回復(fù)到原來位置,又以當(dāng)前的水平應(yīng)變 開始加載,卸載的情況 *樣,即存在上*節(jié)所提出的“扁環(huán)”效應(yīng)現(xiàn)象,所以為研究鉛芯橡膠支座的加載全時程的 “扁環(huán)”效應(yīng)特性,驗證上*小節(jié)所建立的加載時程的模型方程,進行靜力試驗研究

體采用直徑為300mm和600mm兩種類型共5個鉛芯橡膠支座進行,文中采取的試驗數(shù)據(jù)為直徑<600mm的試驗 體所得的試驗數(shù)據(jù), 2 7 鄭州大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版) 2006年 ? 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net 600mm試驗體規(guī)格如表1所示. 表1 <600mm的鉛芯橡膠支座試驗體規(guī)格 Tab11 Sizeofspecimenoftheleadrubberbearings(<600 mm) 試驗體規(guī)格 直徑 /mm中孔直徑 /mm高度 /mm橡膠層總厚度/mm 第*形狀系數(shù)S1 第二形狀系數(shù)S2 剪切彈性模量 G/(N?mm-2 ) LRB-4 600 120 214 120 30 4 0. 4 水平位移從初期的水平應(yīng)變10%,20%,50%,到較大應(yīng)變,在大應(yīng)變位置上再進行*些小的滯回環(huán),模擬

地震發(fā)生時鉛芯橡膠支座實際可能出現(xiàn)的情況. 2.2 試驗曲線和模型的比較 其中LRB4試驗的滯回曲線 和新提出的模型比較見圖2、圖3,可以看出,滯回曲線上存在“扁環(huán)”效應(yīng),由于它的存在,使得整個滯回 曲線不像單調(diào)的往復(fù)試驗所得的試驗曲線那樣光滑,這說明用原有的大應(yīng)變的滯回模型是不能準(zhǔn)確的分 析,所以考慮“扁環(huán)”效應(yīng)的恢復(fù)力模型的提出具有現(xiàn)實意義. 比較試驗曲線和考慮加載時程應(yīng)變特性 的“扁環(huán)”效應(yīng)恢復(fù)力模型,發(fā)現(xiàn)兩者吻合良好,由此驗證了提出的“扁環(huán)”效應(yīng)恢復(fù)力模型理論的合理 性和精確性 . 圖2 試驗曲線和“扁環(huán)”效應(yīng)恢復(fù)力曲線的比較 Fig.2 Compareoftestcurveandnew model 圖3 試驗曲線和“扁環(huán)”效應(yīng)恢復(fù)力曲線的比較 Fig.3

試驗曲線和各模型的耗能比較 計算試驗曲線和各模型的耗能,即計算阻尼力做功為各滯回曲線循環(huán)所占 面積,過程如下: WC= ∮ Fdx(14) 圖4為各個恢復(fù)力模型和試驗結(jié)果消耗的能 量時程的比較.滯回過 程消耗的總能量為78037611kN/m,由“扁環(huán)”效應(yīng)模型和修正雙線性+RO模型計算的消耗的總能量分別為 77268117kN/m,76016419kN/m,誤差分別為0197%和2158%,而由雙線性計算出的總能量消耗為 65030017kN/m,誤差為16167%.從圖4可以看出,修正雙線性+RO模型和“扁環(huán)”效應(yīng)模型都考慮了小滯回 環(huán)耗能的特性,這兩種恢復(fù)力模型的耗能情況都十分接近實際的耗能能量,但由于“扁環(huán)”效應(yīng)模型考慮 了鉛芯橡膠支座的扁環(huán)效圖.實際滯回曲線圖 圖.等價線性化模型 從 實際滯回曲線可以得到3點重要的結(jié)論： 鉛芯橡膠支座的位移剪力曲線所圍面積明顯大于較普通的橡 膠支座，而且滯回曲線所謂 面積反映了支座耗能能力，故間隔震支座（對于本圖為鉛芯橡膠支座）的 本質(zhì)是通過自身的材料或構(gòu)造特性提供更有效的耗能機制，耗散地震產(chǎn)生的能量，從而起到減輕地震對 結(jié)構(gòu)的破壞程度。 實際滯回曲線*般為梭形，圖形成反對稱形態(tài)。目前通用的方法是將其等效為圖. 所 示的線性化模型。通過K 、K、 KE 、Qy四個參數(shù)來模擬鉛芯橡膠支座的滯回曲線。.

K彈性剛度：表示初始加載時，結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)是的剛度（力與 變形之間的關(guān)系）。 K—屈服剛度：表示屈服之后的剛度。 KE—等效剛度：等效的含義是指如 果不考慮加載由彈性到塑性的變化過程，僅考慮屈服 后累計位移與力的關(guān)系折算出的剛度。 Qy—上 述三個參數(shù)僅提供剛度的采用值（可以理解為曲線斜率的概念），但具體受力到 多大開始采用屈服剛 度，由Qy提供明確的界定點（即屈服點）。

程序中如何實現(xiàn)上述等價線性化模型 805版本點擊：邊界>*般連接》*般連接特性》添加，選擇特 性值類型選擇鉛芯橡膠支座隔震裝置，會彈出如下界面： 圖.3定義*般連接特 性值 本窗口用于定義非線性邊界的特性值。通過選擇特性值類型選擇不同的力學(xué)模型，對于鉛芯橡膠 支座如上圖所示選擇對應(yīng)內(nèi)容。 定義內(nèi)容主要包括三部分內(nèi)容: 第*部分定義自重及使用質(zhì)量，由 于程序定義邊界條件僅定義連接特性，對于支座本身的質(zhì)量在此處考慮。 第二部分定義線性特性值： 結(jié)構(gòu)分析*般分為線性分析及非線性分析，對于抗震可以狹義的理解為反應(yīng)譜分析和時程分析。反應(yīng)譜 分析理論上屬于靜力分析的范疇，程序會調(diào)用此處定義的線性特性值。

故結(jié)合上頁剛度的描述，等效剛 度KE的值在這里輸入。對于時程分析的直接積分法，程序可以通過非線性特性值中的內(nèi)容確定結(jié)構(gòu)的阻 尼情況，故這里無需定義有效阻尼（如果用戶在線性分析中需要考慮有效阻尼可在此處輸入，有效阻尼 的概念類似有效剛度，主要用于非線性單元中線性自由度方向阻尼屬性，以及所有自由度在線性分析工 況的阻尼屬性）。

2015年亳州疊層鉛芯橡膠隔震支座剪切破壞模式研究,對疊層鉛芯橡膠隔震支座進行了水平剪切性能試驗、極限剪切破壞試驗和受拉后的水 平剪切性能試驗、極限剪切破壞試驗，根據(jù)試驗結(jié)果及現(xiàn)象，研究了剪切應(yīng)變對隔震支座力學(xué)性能的影響、支座極限剪切破壞發(fā)展機制及受拉工況對支座極限剪切破壞模式的影響．

關(guān)鍵詞：疊層橡膠隔震支座；鉛芯；剪切性能；剪切破壞模式中圖分類號： P315．9 文獻標(biāo)識碼： 疊層鉛芯橡膠隔震支座因其穩(wěn)定的雙線性恢復(fù)力特性，近年來在隔震建筑中得到了廣泛應(yīng)用．疊層橡膠支座受壓時，橡膠會向外側(cè)變形，但由于受到內(nèi)部鋼板的約束，以及考慮到橡膠材料的非壓縮性，橡膠層**會形成三向受壓狀態(tài)．因此疊層橡膠隔震橡膠支座受壓時的變形量很小，可以提供與相同截面積的ＲC柱相當(dāng)?shù)膲嚎s剛度．而當(dāng)支座受到剪力作用時，由于內(nèi)部鋼板不約束橡膠層的剪切變形，橡膠片可以自由發(fā)揮自身柔軟的水平特性．疊層橡膠支座發(fā)生較大剪切變形時，因在疊層橡膠支座頂部和底部的重疊部分中保持了*種三向受壓狀態(tài)，所以仍然具有承載能力．這種承載機構(gòu)使得疊層橡膠隔震支座承受較大的豎向壓力的同時，也可以承受較大的水平變形

疊層鉛芯橡膠隔震支座剪切破壞模式研究破壞現(xiàn)象，并且沒有出現(xiàn)明顯的不可恢復(fù)的變形． 表2中給出了S4支座試件在拉伸前后的剪切性能指標(biāo)．比較拉伸前后的剪切性能指標(biāo)可以發(fā)現(xiàn)：疊層鉛芯橡膠支座在受到拉力作用之后，水平等效剛 度和屈服后剛度均有所下降，而等效阻尼比和屈服 力略有提高；總體來說，試件受拉力作用前后，其水平剪切性能指標(biāo)變化不大． 表2 試件S4拉伸前后水平剪切性能指標(biāo) γ=50% γ=** γ= 250 %是否進行拉伸試驗拉伸前拉伸后拉伸前拉伸后拉伸后水平等效剛度Kh（KN/mm） 5．07914．90723．35483．17091．9625等效阻尼比heq 0．35840．38340．27200．28970．1970屈服后剛度Kd（KN/mm） 1．79001．58001．63401．47231．2968屈服力Qd（KN）195．3878 205．0146 203．8381 208．436 235．0498 拉伸前后水平等效剛度變化－3．36%－5．48%拉伸后等效阻尼比變化6．97%6．51%拉伸前后屈服剛度變化－11．73%－9．90% 拉伸前后屈服力變化 4．93% 2．26% 圖4 剪切應(yīng)變對支座水平剪切性能的影響 圖5試件S1， S2，S3極限剪切破壞發(fā)展過程2．3水平極限剪切破壞試驗 在上述試驗加載完成之后， 測定S1，S2，S3，S4支座試件在*大設(shè)計壓力下的極限剪切位移能力，即對試件在設(shè)計*大壓力作用下施加單向水平加載，直至達到極限剪切位移狀態(tài)．極限剪切位移狀態(tài)指支座出現(xiàn)破壞、屈曲或滾翻．表3中給出了四 個試件達到極限破壞狀態(tài)時的位移和水平剪力，并與規(guī)范規(guī)定的水平極限位移385mm（350%剪切應(yīng)變）進行了比較．試件數(shù)據(jù)表明：疊層鉛芯橡膠隔震支座在受拉力作用后，其水平剪切剛度有所降低，達到極限破壞時的極限承載力和極限位移均有*定程度上的降低 ． 圖6 試件S4受拉后極限剪切破壞發(fā)展過程

減隔震技術(shù)在我*的鐵路橋梁工程中已有應(yīng)用,但由于隔震技術(shù)在橋梁工程中的研究及應(yīng)用較晚,在分析計算及理論設(shè)計方面,仍有許多問題需要深入研究。 ] 鉛芯橡膠支座的參數(shù)對結(jié)構(gòu)減隔震效果有重要的影響,橋梁減隔震設(shè)計的實質(zhì)即為確定*合理有效的支座參數(shù)。鉛芯橡膠支座的主要動力控制參數(shù)包括:屈服力、屈服前剛度和屈服前后剛度比。朱東生研究過初始周期、延性率和支座屈服前后剛度比對橋梁隔震效果的影響,并給出了影響規(guī)律 [1] 。但其研究是建 立在墩底固結(jié)的單自由度模型基礎(chǔ)上的;王麗建立了考慮橋墩延性的LRB隔震橋梁的非線性分析模型,對隔震橋梁的減震性能進行了系統(tǒng)的分析[2] ,但沒有考慮基礎(chǔ)剛度;口風(fēng)利博士研究了基礎(chǔ)彈性剛度變化對鐵路簡支梁橋地震響應(yīng)的影響規(guī)律,并得出了*些重 要結(jié)論[3] ,但目前研究LRB支座參數(shù)對考慮土)基礎(chǔ)相互作用的減隔震體系影響規(guī)律的文獻還較少。

本文通過建立考慮土)基礎(chǔ)相互作用的鐵路簡支梁橋單墩分析模型,初步探討了橡膠支座參數(shù)對結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響規(guī)律,并由此得出*些結(jié)論,為鐵路簡支梁橋的減隔震設(shè)計提供有意義的參考。 1 計算模型 111 鉛芯橡膠支座的雙線性模型 [2] 如圖1所示,uB為支座的有效設(shè)計變位;(uy,Qy)為支座的屈服點;Qy為屈服強度,取值主要依賴于梁體的重量和實際工藝,uy為鉛芯橡膠支座的屈服位移。屈服后剛度K2,可以參考圖1進行計算: K2 = F(uB)-Qy uB-uy (1) 圖1 鉛芯橡膠支座滯回模型，鐵路簡支橋梁的有限元計算模型 本文選取*位于三類場地的鐵路簡支梁橋典型橋墩作為研究對象。為方便建模,用等截面矩形墩代替實際墩,矩形面積取墩截面的平均面積,墩的基本設(shè)計參數(shù)見表1。有限元模型見圖2,在ANSYS中,鉛芯橡 表1 墩的基本設(shè)計參數(shù) 橋墩截面設(shè)計參數(shù)墩頂集中質(zhì)量Pt 墩高Pm等截面矩形,長412m,寬213m 420 1214 圖2

彈性基礎(chǔ)有限元計算模型膠支座采用多線性單元combin39模擬,彈性基礎(chǔ)采用矩陣單元matrix27模擬。 采用/m0法[4] 計算樁)土相互作用,將其換算成 基礎(chǔ)剛度,并考慮彈性基礎(chǔ)的影響。基礎(chǔ)彈性剛度系 數(shù)見表2。 表2 基礎(chǔ)剛度計算值地基土比例系數(shù)P(kPaPm2)基礎(chǔ)剛度 k11 P(108NPm)k13=k31 P(108NPrad)k22 P(109NPm) k33 P(1010N#mP rad) 5000 2153 -7119 412 1121 選取三類場地地震波LongBeach作為激勵,地震波的基本特性見表3。 表3 地震波LongBeach記錄基本特性 分量臺站烈度震中烈度震*PGAP(cmPs2)地震時間S82E 7 9 615 15115 1933-03-10 2 支座參數(shù)影響規(guī)律研究 211 屈服前剛度的影響 固定橡膠支座的屈服前后剛度比A=617,分別取Qy =100kN和Qy=150kN,改變隔震支座的屈服前剛度K1,隔震橋梁在LongBeach波作用下的動力響應(yīng)結(jié)果見表4和圖3。 表4 不同屈服前剛度下橋墩的地震響應(yīng)(A=617)QyP(105 N) K1 P(107 NPm) 梁體峰值位移 Pcm墩底*大剪力橋墩地震響應(yīng)隨屈服前剛度的變化情況 從圖3中可以看出,當(dāng)支座屈服前剛度<20MNPm時,梁體峰值位移在屈服力等于100kN時隨前剛度增大而減小,在屈服力等于150kN時隨前剛度變化幅度 不大;在屈服前剛度>20MNPm時,梁體峰值位移變化趨勢與支座屈服力無關(guān),均隨前剛度增大而減小。