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)，豎向鋼筋應與墩臺內(nèi)鋼時接牢固。澆筑墊石用的水泥標號不低于C40號，墊石混凝土頂面預先用水平尺校準，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)標準要求進行驗收。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)必須符合標準要求。盆式橡膠支座外觀質(zhì)量和部件之間的配合公差應符合標準和設計圖紙要求，尤其應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，則應在GYZ250板式橡膠支座與梁筋底之間加設比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。預應力簡支梁，其GYZ250板式橡膠支座頂面可稍后傾；非預應力 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。 預制梁GYZ250板式橡膠支座的安裝： 安裝好預制梁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，使支撐墊石標高*致。 預制梁與GYZ250板式橡膠支座接觸的底面要保持水平和平整。當有蜂窩漿和傾斜度時，要預先用水泥砂漿搗實、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計要求準確就位。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，忽略 增設減隔震支座的設計思路。其二由于設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力模型中都沒有考慮加載時程基礎上的應變滯回特性,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,根據(jù)雙拐點原則建立了考慮加載時程應變滯回特 性的剪切彈塑性的“扁環(huán)”效應恢復力模型,并對提出的恢復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)”效應能很好地描述鉛芯橡膠支座加載時程的應變滯回特性,“扁環(huán)”效應恢復力模 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,已成為工程應用較多*種隔震裝置[1,2]. 現(xiàn)有的鉛芯橡膠支座恢復力模型中,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 膠支座的小應變相關(guān)特性,當鉛芯橡膠支座進入屈服狀態(tài)后不考慮小應變特性,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變特性,提出鉛芯橡膠支座的“扁環(huán)” 效應及其恢復力模型.

鉛芯橡膠支座的“扁環(huán)”效應及其恢復 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)”效應特性進行如下假定: (1)彈塑性恢復力模型骨架曲采用 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力骨架 曲線.當加載點(卸載點)和前*卸載點(加載點)的水平位移差為零時按小應變恢復力骨架曲線.1.2 “扁 環(huán)”效應恢復力模型

新的恢復力模型如圖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,*般取水平應變5%時 的位移 . 圖1 “扁環(huán)”效應恢復力模型 Fig.1 Theflathysteriousloopcharacteristic oftheleadrubberbearings BC和DE段的g(β )推導過程如下.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 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)”效應的恢復力模型公式見(13)所示: u=β λ{(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,橡膠支座尚未回復到原來位置,又以當前的水平應變 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 鄭州大學學報(工學版) 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變10%,20%,50%,到較大應變,在大應變位置上再進行*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,由于它的存在,使得整個滯回 曲線不像單調(diào)的往復試驗所得的試驗曲線那樣光滑,這說明用原有的大應變的滯回模型是不能準確的分 析,所以考慮“扁環(huán)”效應的恢復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變特性 的“扁環(huán)”效應恢復力模型,發(fā)現(xiàn)兩者吻合良好,由此驗證了提出的“扁環(huán)”效應恢復力模型理論的合理 性和精確性 . 圖2 試驗曲線和“扁環(huán)”效應恢復力曲線的比較 Fig.2 Compareoftestcurveandnew model 圖3 試驗曲線和“扁環(huán)”效應恢復力曲線的比較 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)”效應模型都考慮了小滯回 環(huán)耗能的特性,這兩種恢復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模型，對于鉛芯橡膠 支座如上圖所示選擇對應內(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譜分析和時程分析。反應譜 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，研究了剪切應變對隔震支座力學性能的影響、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 文獻標識碼： 疊層鉛芯橡膠隔震支座因其穩(wěn)定的雙線性恢復力特性，近年來在隔震建筑中得到了廣泛應用．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?shù)膲嚎s剛度．而當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．比較拉伸前后的剪切性能指標可以發(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變化不大． 表2 試件S4拉伸前后水平剪切性能指標 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*大設計壓力下的極限剪切位移能力，即對試件在設計*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用,但由于隔震技術(shù)在橋梁工程中的研究及應用較晚,在分析計算及理論設計方面,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] ,但沒有考慮基礎剛度;口風利博士研究了基礎彈性剛度變化對鐵路簡支梁橋地震響應的影響規(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 墩的基本設計參數(shù) 橋墩截面設計參數(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

彈性基礎有限元計算模型膠支座采用多線性單元combin39模擬,彈性基礎采用矩陣單元matrix27模擬。 采用/m0法[4] 計算樁)土相互作用,將其換算成 基礎剛度,并考慮彈性基礎的影響?；A彈性剛度系 數(shù)見表2。 表2 基礎剛度計算值地基土比例系數(shù)P(kPaPm2)基礎剛度 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(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隨屈服前剛度的變化情況 從圖3中可以看出,當支座屈服前剛度<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。