我们对试件的破坏发展过程进行了详细记录． 试验记录表明： 是否受拉力作用对叠层铅芯橡胶隔 震支座的极限剪切破坏过程起重要影响． 没有进行 受拉试验的 S1，S2 和 S3 试件，其剪切破坏发展过 程一致，如图 5 所示： 加载过程中，剪切变形逐渐由 线性剪切变形转变为非线性剪切变形，然后在橡胶 和封板的连接处首先出现橡胶层撕裂翘起现象，随 后翘起变 形 继 续 发 展，达 到 一 定 程 度 后 橡 胶 层 脱 开，试件宣告破坏． 未经受拉的试件其剪切破坏过 程是逐步发展的，在端部橡胶与封板连接处剪切应 力最大，伴随有明显的翘起变形． 经过受拉试验后 的 S4 试件，其破坏发生突然，如图 6 所示： 在 S4 试 件的水平剪切变形达到一定程度时，在中部橡胶层 发生突然的剪断，剪断面平整，破坏过程中没有明 显的局部变形产生．
Ｒesearch on Shear Failure Mode of Laminated Lead
Steel － plate － laminated － rubber － bearing Isolation Bearings
Abstract：
YAN Shuai － ping， ZHANG Jie
（ Jiyuan Vocational Technical College，Jiyuan 459000，China）
第 33 卷 第 1 期 2015 年 01 月
佳木斯大学学报（ 自然科学版） Journal of Jiamusi University （ Natural Science Edition）
文章编号： 1008 － 1402（ 2015） 01 － 0113 － 04
Vol． 33 No． 1 Jan． 2015
图 1 叠层橡胶支座剖面图及压剪状态受力图
图 2 水平剪切性能计算方法
绘出各试件剪应变 γ = 50% ； γ = 100% ； γ = 250% 时的第三条滞回曲线（ 图 3） ，并计算其对应 的剪切性能指标． 根据水平剪切性能试验结果，图 4 给出了不同剪应变与水平等效刚度 Kh、等效阻尼 比 heq 、屈服后刚度 Kd 和屈服力 Qd 之间的关系．
5 /110
5 /110
橡胶层数
22
22
屈服力 Qd （ kN）
147
147
屈服后刚度 K （ kN / m）
2100
2100
设计拉力（ kN）
385
385
试件表面温度
22℃
22℃
性能试验项目
剪切性能试验极限剪切破坏试验
拉伸性能试验极限剪切破坏试验
支座的水平等效刚度 Kh 和等效阻尼比 heq 按
下式计算（ 各参数含义见图 2） ：
大量的研究，但是关于叠层橡胶隔震支座剪切破坏 变 γ 和负剪应变 － γ 的水平位移作为最大水平正
机制的研究为数不多． 本文采用试验的方法，以叠 位移和负位移 ，连续作出 3 条（ 5 条） 滞回曲线，用
层铅芯橡胶隔震支座为对象，对其极限剪切破坏模 第 3 条滞回曲线计算支座的水平等效刚度． 试验过
3结论
本文通过叠层铅芯橡胶隔震支座的试验研究， 先后分析了不同剪切应变对支座剪切性能指标的 影响，拉力作用对支座剪切性能指标的影响，拉力
作用对支座极限剪切破坏的影响． 分析表明： 1 随 着剪切应变的增大，支座的水平等效刚度、屈服后 刚度、等效阻尼比、屈服力等指标均有所下降，但是 当剪切应变达到时，会出现硬化现象，支座屈服力 一定程度上增大； 2 拉力作用对支座的剪切性能影 响很小，支座水平等效刚度和屈服后刚度在受拉后 稍有下降，等效阻尼比和屈服力则略有提高； 3 拉 力作用对支座的极限破坏模式有明显影响，没有受 到拉力作用的支座有明显的破坏发展过程，而受过 拉力作用的支座破坏发生突然，且极限剪切位移和 极限剪切承载力均有所降低． 建议在工程设计中， 避免叠层铅芯橡胶隔震支座承受较大的拉力作用．
Shear performance test and ultimate shear failure test of laminated lead steel － plate － laminated
参考文献：
［1］ 日本建筑学会，隔震结构设计［M］． 北京： 地震工程出版社， 2006．
［2］ 周福霖，工程结构减震控制［M］． 北京： 地震出版社，1997． ［3］ 庄学真，等，1200 型大直径建筑叠层铅芯橡胶隔震支座性能
研究［J］． 西 安 建 筑 科 技 大 学 学 报： 自 然 科 学 版，2008，40 （ 3） ： 368 － 375． ［4］ 熊世树，周正华，王补林，铅芯橡胶隔震支座恢复力模型的 分析方法［J］． 华 中 科 技 大 学 学 报： 城 市 科 学 版，2003，20 （ 2） ： 28 － 31． ［5］ GB20688． 1 － 2007，橡胶支座第 1 部分： 隔震橡胶支座试验方 法［S］． ［6］ GB20688． 3 － 2006，橡胶支座第 3 部分： 建筑隔震橡胶支座 ［S］．
图 5 试件 S1，S2，S3 极限剪切破坏发展过程
2． 3 水平极限剪切破坏试验
在上述试验加载完成之后，测定 S1，S2，S3，S4 支座试件在最大设计压力下的极限剪切位移能力， 即对试件在设计最大压力作用下施加单向水平加 载，直至达到极限剪切位移状态． 极限剪切位移状 态指支座出现破坏、屈曲或滚翻． 表 3 中给出了四
Kh
=
Q1 X1
－ Q2 － X2
heq
=
2ΔW πKh（ X1 － X2 ） 2
支座的屈服后刚度 Kd 和屈服力 Qd 按下式计
算：
Kd
=
1 2
（
Q1
－ Qd1 X1
+
Q2
－ X2
Q
d2
）
Qd
=
1 2
（
Qd1
－
Qd2 ）
座滞回曲线 渐 趋“瘦 长 ”，说 明 支 座 水 平 等 效 刚 度 和屈服后刚度下降． 图 4 中不同剪应变下的剪切性 能指标对比则明显反应出： 随着剪切变形的增大， 叠层铅芯橡胶隔震支座的水平等效刚度和屈服后 刚度均有所下降（ 图 4（ a） （ b） ） ； 支座的等效阻尼 比也随着剪切变形的增大在减小（ 图 4（ c） ） ； 随着 支座剪切应变从 γ = 50% 增大到 γ = 100% ，支座 的屈服力有所下降，但是当剪切应变增大到 γ = 250% 时，3 个试件均出现硬化现象，屈服力反而明 显增大（ 图 4 （ d） ） ； 对比本组试验中的三个试件， 各项剪切性能指标接近，且均在产品设计值的 ± 10% 以内．
表 2 试件 S4 拉伸前后水平剪切性能指标
γ = 50%
γ = 100%
γ = 250%
是否进行拉伸试验 水平等效刚度 Kh （ KN / mm）
等效阻尼比 heq 屈服后刚度 Kd （ KN / mm）
屈服力 （ KN） 拉伸前后水平等效刚度变化
拉伸后等效阻尼比变化 拉伸前后屈服刚度变化
拉伸前后屈服力变化
叠层橡胶隔震支座承受较大的竖向压力的同时，也 250% 的动力加载试验，水平加载波形为正弦波，
可以承受较大的水平变形［1］． 关于叠层橡胶隔震 剪应变 γ = 50% 和 γ = 100% 时往复加载 3 次，剪
支座竖向压缩性能和水平剪切性能，国内外已经有 应变 γ = 250% 时往复加载 5 次． 以对应于正剪应
图 6 试件 S4 受拉后极限剪切破坏发展过程
116
佳木斯大学学报（ 自然科学版）
2015 年
表 3 试件水平极限剪切位移与极限剪切承载力
S1
S2
S3
S4
极限剪切位移
386mm 396mm 389mm 352mm
最大剪切力
884KN 915KN 1089KN 654KN
极限位移与规范差值 － 0． 26% 2． 86% 1． 04% － 8． 57%
受到内部钢板的约束，以及考虑到橡胶材料的非压 向加载和 2000KN 水平加载的构件试验． 拉伸试验
缩性，橡胶层中心会形成三向受压状态． 因此叠层 采用另外一套可以提供 2000KN 的竖向拉伸试验
橡胶隔震支座受压时的变形量很小，可以提供与相 机． 试件参数见表 1．
同截面积的 ＲC 柱相当的压缩刚度． 而当支座受到 剪力作用时，由于内部钢板不约束橡胶层的剪切变
S4 试件的剪切性能试验和拉伸试验均未出现
第1 期
闫帅平，等： 叠层铅芯橡胶隔震支座剪切破坏模式研究
115
破坏现象，并且没有出现明显的不可恢复的变形． 度和屈服后刚度均有所下降，而等效阻尼比和屈服 表 2 中给出了 S4 支座试件在拉伸前后的剪切性能 力略有提高； 总体来说，试件受拉力作用前后，其水 指标． 比较拉伸前后的剪切性能指标可以发现： 叠 平剪切性能指标变化不大． 层铅芯橡胶支座在受到拉力作用之后，水平等效刚
叠层铅芯橡胶隔震支座剪切破坏模式研究①
闫帅平， 张 杰
（ 济源职业技术学校，河南 459000）
摘 要： 对叠层铅芯橡胶隔震支座进行了水平剪切性能试验、极限剪切破坏试验和受拉后的水
平剪切性能试验、极限剪切破坏试验，根据试验结果及现象，研究了剪切应变对隔震支座力学性
能的影响、支座极限剪切破坏发展机制及受拉工况对支座极限剪切破坏模式的影响．
式进行探讨． 由于地震作用下，部分支座会承受拉 程中，加载速度为 5mm / s，恒定压力允许偏差为 ±
力，本文对其中一组试件进行了受拉工况之后的极 10% ，剪切位移允许偏差为 ± 5% ．
限剪切破坏试验，以考虑地震作用下拉应力对支座
表 1 试件参数表
编号 － 类型
S1
S2
S3
S4
LＲB 直径（ mm）
700
700