趙麗潔， 景烜光， 杜永峰， 沈金生1,

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072；2.河北工程大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 邯鄲 056107；3.蘭州理工大學(xué) 防震減災(zāi)研究所，蘭州 730050)

隔震技術(shù)作為地震防御區(qū)城市抗震防災(zāi)的措施之一，成為建設(shè)韌性城市中提高單體結(jié)構(gòu)抗震韌性的主要手段[1-2]。柱頂隔震作為一種低位層間隔震(簡(jiǎn)稱串聯(lián)隔震結(jié)構(gòu))方案，將隔震支座(LRB)設(shè)置在上部結(jié)構(gòu)與底部懸臂柱(RC柱)頂之間形成串聯(lián)隔震組合構(gòu)件(簡(jiǎn)稱SIS)，如圖1所示。

圖1 串聯(lián)隔震體系Fig.1 Series isolation system

相比于基礎(chǔ)隔震方案，其具有不明顯降低減震效果的同時(shí)又能避免在地坪處設(shè)置隔震溝、減小造價(jià)、增大建筑使用空間等優(yōu)點(diǎn)，在房屋隔震及高柱橋梁隔震工程中較為常見(jiàn)，如圖2所示。近兩年大量建筑房屋加固維修與改造工程也多采用此類型隔震方案，具有潛在應(yīng)用前景。

圖2 隔震建筑與橋梁Fig.2 Isolated buildings and bridges

由于串聯(lián)隔震構(gòu)件形式特殊、隔震支座與底部懸臂柱水平剛度相差懸殊，表現(xiàn)為多介質(zhì)耦合、強(qiáng)非線性等特點(diǎn)[3]，尤其在長(zhǎng)持時(shí)或近斷層脈沖型地震動(dòng)作用下，底部RC柱會(huì)出現(xiàn)非線性的累積損傷造成剛度或強(qiáng)度等的退化，致使與之相連的隔震支座所形成的串聯(lián)隔震構(gòu)件的力學(xué)性能發(fā)生改變，若假定底部RC柱仍為剛性構(gòu)件，將無(wú)法正確描述串聯(lián)隔震構(gòu)件的真實(shí)受力狀態(tài)。有研究結(jié)果表明，當(dāng)?shù)撞繎冶壑鶆偠葴p小至同抗震結(jié)構(gòu)時(shí)，底部懸臂柱位移角達(dá)到1/191，已經(jīng)出現(xiàn)較大彈塑性變形，在罕遇地震作用下不具備足夠的安全儲(chǔ)備[4]。朱宏平等[5]分析在小震、中震作用時(shí)隔震結(jié)構(gòu)基本完好，在強(qiáng)震作用下隔震結(jié)構(gòu)的性能狀態(tài)會(huì)發(fā)生改變。近期，強(qiáng)震作用下隔震結(jié)構(gòu)損傷及性能分析逐漸引起學(xué)者關(guān)注[6-7]。

以往研究中，大多數(shù)學(xué)者都在研究單獨(dú)的RC柱或LRB的力學(xué)性能并對(duì)其進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究，而對(duì)整體的串聯(lián)隔震構(gòu)件非線性力學(xué)性能的試驗(yàn)研究相對(duì)較少[8-10]。金建敏等[11]單獨(dú)對(duì)橡膠隔震支座處于不同剪切變形狀態(tài)下的豎向壓縮剛度進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明支座豎向壓縮剛度與剪切應(yīng)變之間呈負(fù)相關(guān)。陳彥江等[12]對(duì)高阻尼橋梁橡膠隔震支座的滯回特性進(jìn)行了研究，并分析了其主要影響因素。早期，杜永峰等[13-14]對(duì)整個(gè)隔震結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行分析，在未考慮底部懸臂柱在造成力學(xué)性能退化引起累積損傷，串聯(lián)構(gòu)件的滯回性能與隔震支座的滯回性能存在差異。

由于底部懸臂柱的存在，隔震支座與底部懸臂柱耦合工作機(jī)制及其非線性時(shí)變力學(xué)特征尚不明確[15]。尚缺乏對(duì)串聯(lián)隔震構(gòu)件的整體力學(xué)性能及試驗(yàn)的研究。

因此，在以上研究基礎(chǔ)上，本文完成對(duì)6組不同長(zhǎng)細(xì)比和軸壓比下串聯(lián)隔震構(gòu)件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)。分析不同長(zhǎng)細(xì)比和軸壓比下串聯(lián)隔震構(gòu)件的破壞現(xiàn)象和特點(diǎn)；分析長(zhǎng)細(xì)比與軸壓比對(duì)串聯(lián)隔震構(gòu)件的水平剛度、強(qiáng)度及力和位移關(guān)系等一些力學(xué)性能的影響；研究隔震支座在不同剪切應(yīng)變下底部懸臂柱的強(qiáng)度、剛度等參數(shù)的力學(xué)性能損傷退化規(guī)律。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

參考GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]及GB 20688.3—2006《建筑隔震橡膠支座》[17]共設(shè)計(jì)了6組不同工況下的串聯(lián)隔震構(gòu)件縮尺模型，其中LRB有效直徑為90 mm，高度為53 mm，保護(hù)層厚度為5 mm，連接鋼板為邊長(zhǎng)150 mm的正方形，厚度為12 mm。鋼筋混凝土柱RC1、RC2、RC3這三個(gè)構(gòu)件柱高度均為1 500 mm，截面尺寸為150 mm×150 mm；RC4、RC5、RC6這三個(gè)構(gòu)件柱高度均為1 000 mm，截面尺寸為150 mm×150 mm。由于RC4在制作過(guò)程中出現(xiàn)意外情況，不能用于試驗(yàn)，故對(duì)5組串聯(lián)隔震試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究。鉛芯橡膠支座設(shè)計(jì)詳圖如圖3所示，基本參數(shù)如表1所示。混凝土柱設(shè)計(jì)詳圖如圖4所示，制作過(guò)程如圖5所示，詳細(xì)參數(shù)如表2、表3所示。串聯(lián)隔震構(gòu)件組合形式如表4所示。

圖3 鉛芯橡膠支座Fig.3 Lead rubber bearing

圖4 混凝土柱及相關(guān)構(gòu)件圖Fig.4 Reinforcement drawing of concrete columns and related components

圖5 混凝土構(gòu)件制作過(guò)程Fig.5 Concrete component making process

表1 鉛芯橡膠支座基本參數(shù)Tab.1 Lead rubber bearing parameters

表2 試件相似系數(shù)Tab.2 Similarity coefficient of component

表3 混凝土柱參數(shù)Tab.3 Concrete column parameter

表4 串聯(lián)隔震構(gòu)件組合形式Tab.4 The combination form of series isolation system

1.2 試驗(yàn)裝置與安裝

試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒扇〉锥斯潭?，上端沿水平方向自由滑?dòng)的方案。豎直方向使用液壓千斤頂來(lái)替代試驗(yàn)構(gòu)件豎向傳來(lái)的恒載，水平方向使用水平作動(dòng)器與連接件進(jìn)行連接，作用是施加水平荷載，模擬地震力。豎向液壓千斤頂與反力架上方滑動(dòng)支座相連接，使試件上端在加載過(guò)程中可沿水平方向產(chǎn)生位移。為了防止試件在加載過(guò)程中底部出現(xiàn)滑動(dòng)或轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象，故采用兩根壓梁固定于混凝土底座兩側(cè)上表面，同時(shí)用角鋼分別固定于混凝土底座兩側(cè)面，如圖6所示。

圖6 試驗(yàn)裝置圖Fig.6 Test device diagram

1.3 加載制度

試驗(yàn)采用變幅等幅混合位移加載制度，如圖7所示。當(dāng)支座變形在0～100%之間時(shí)，步長(zhǎng)取3 mm逐級(jí)加載，當(dāng)支座變形在100%～300%之間且構(gòu)件未屈服時(shí)，步長(zhǎng)取6 mm逐級(jí)加載，當(dāng)構(gòu)件屈服時(shí)，取此時(shí)所對(duì)應(yīng)的屈服位移的倍數(shù)逐級(jí)進(jìn)行加載。每級(jí)循環(huán)進(jìn)行兩次，持荷時(shí)間為5 min，當(dāng)試驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)以下其中任一狀況時(shí)，即認(rèn)為試驗(yàn)構(gòu)件破壞，無(wú)法繼續(xù)承載，試驗(yàn)結(jié)束：

圖7 加載制度Fig.7 Test loading system

(1) 試驗(yàn)構(gòu)件承載力下降到峰值荷載的85%以下；

(2) 混凝土柱身發(fā)生嚴(yán)重彎曲變形；

(3) 橡膠保護(hù)層出現(xiàn)撕裂破損現(xiàn)象。

2 試驗(yàn)與有限元模擬結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)構(gòu)件SIS3在施加水平荷載初期，變形主要集中在上端LRB上，RC柱變形不明顯，水平荷載增加到1.59 kN時(shí)，混凝土柱根上方處出現(xiàn)細(xì)微裂縫，此時(shí)SIS3整體變形為7.07 mm。隨著循環(huán)往復(fù)加載的位移幅值不斷變大，混凝土柱開(kāi)始依次向上出現(xiàn)新的裂縫且在箍筋位置附近，分布均勻并伴隨開(kāi)裂聲。之前產(chǎn)生的細(xì)微裂縫從柱兩邊開(kāi)始發(fā)展延伸并最終貫通，裂縫寬度也逐漸增大，混凝土柱塑性變形逐漸明顯。當(dāng)水平力為5.65 kN，總位移為58.84 mm時(shí)，縱筋屈服，混凝土柱變形嚴(yán)重，混凝土柱根處保護(hù)層開(kāi)裂嚴(yán)重，并有少量混凝土剝落。繼續(xù)加載，荷載不再繼續(xù)上升，并很快減小到水平極限荷載的85%以下，此時(shí)結(jié)束試驗(yàn),如圖8所示。

圖8 構(gòu)件SIS3的試驗(yàn)破壞圖Fig.8 Test failure diagram of component SIS3

試驗(yàn)構(gòu)件SIS1、SIS2與SIS3的破壞現(xiàn)象基本一致，不同的是構(gòu)件SIS2、SIS3破壞較晚，最大水平承載力較構(gòu)件SIS3略有提高，且裂縫開(kāi)展及RC柱柱根處破壞程度較構(gòu)件SIS3而言有所減弱。試驗(yàn)構(gòu)件SIS5、SIS6最大水平承載力較前三個(gè)試驗(yàn)構(gòu)件明顯增大，裂縫開(kāi)展現(xiàn)象相對(duì)減弱，RC柱柱根處無(wú)混凝土剝落且變形程度也有所減小。

2.2 有限元對(duì)比分析

為了對(duì)串聯(lián)隔震構(gòu)件的非線性力學(xué)性能、應(yīng)力分布及破壞特征有更深入的認(rèn)識(shí)，本文選用大型通用有限元軟件ABAQUS建立串聯(lián)隔震構(gòu)件實(shí)體模型。混凝土本構(gòu)模型選用能適用于循環(huán)荷載的CDP模型，考慮到橡膠本身是一種具有超彈性的材料，因此不能直接采用彈性或彈塑性的理論定義它的非線性力學(xué)性能過(guò)程，故采用常見(jiàn)的Mooney-Rivlin雙參數(shù)模型。建立LRB過(guò)程中采取整體建模，設(shè)置基準(zhǔn)面進(jìn)行切割，LRB與RC柱之間相互作用設(shè)置為綁定，鋼筋與RC柱之間設(shè)置為嵌入內(nèi)置區(qū)域。將試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,如圖9所示。

圖9 有限元模擬與試驗(yàn)對(duì)比Fig.9 Finite element simulation and experimental comparison

串聯(lián)隔震構(gòu)件在往復(fù)加載過(guò)程中，RC柱受到水平力和固端彎矩作用，且柱根處彎矩最大，由下往上依次減小，故隨著隔震支座變形的增大，裂縫由下向上發(fā)展，柱根處區(qū)域較為集中，混凝土表面裂縫貫通。當(dāng)裂縫發(fā)展至柱身2/3位置處，支座已達(dá)到極限變形，此時(shí)的RC柱也產(chǎn)生了明顯的塑性變形，水平力和彎矩作用不足以使該位置以上區(qū)域產(chǎn)生裂縫，因此串聯(lián)隔震構(gòu)件主要損傷區(qū)域集中在RC柱大約2/3高度以下。支座在水平正向運(yùn)動(dòng)時(shí)，鉛芯橡膠支座的Mises應(yīng)力主要集中在支座左上角和右下角的位置，呈現(xiàn)對(duì)稱分布。因此可知，當(dāng)串聯(lián)隔震構(gòu)件發(fā)生破壞時(shí)，LRB上下對(duì)角處先發(fā)生破壞，RC柱柱根處破壞較嚴(yán)重。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)與分析

試驗(yàn)主要結(jié)果如表5所示。從表5中可以看出，當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比不變時(shí)，構(gòu)件SIS1、SIS2、SIS3軸壓比依次增大，構(gòu)件的最大位移、最大承載力及開(kāi)裂荷載、屈服荷載出現(xiàn)不同幅度的遞減趨勢(shì)；當(dāng)軸壓比不變時(shí)，對(duì)比構(gòu)件SIS2與構(gòu)件SIS5、構(gòu)件SIS3與構(gòu)件SIS6可知，隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大，串聯(lián)隔震構(gòu)件的最大位移、最大承載力及開(kāi)裂荷載、屈服荷載出現(xiàn)不同幅度的遞減趨勢(shì)。

表5 試驗(yàn)主要結(jié)果統(tǒng)計(jì)表Tab.5 Statistical table of main results of the test

3 非線性力學(xué)性能分析

3.1 滯回耗能

從這五個(gè)串聯(lián)隔震試件的滯回曲線整體形狀上來(lái)看，它既不完全表現(xiàn)出鉛芯橡膠支座的滯回曲線特征，也不表現(xiàn)出混凝土柱的滯回曲線特征，整體表現(xiàn)為串聯(lián)隔震構(gòu)件的特征。在位移加載初期，由于位移幅值較小，滯回曲線呈線性發(fā)展，剛度基本無(wú)退化且包絡(luò)面積小，混凝土柱和鉛芯疊層橡膠支座尚處于彈性階段，恢復(fù)力曲線主要呈現(xiàn)出支座的特征，此時(shí)混凝土柱的彈塑性性質(zhì)表現(xiàn)得不明顯，滯回曲線呈平行四邊形。隨著循環(huán)位移幅值不斷加大，之前的平行四邊形滯回曲線開(kāi)始發(fā)生變化，此時(shí)混凝土柱開(kāi)始參與工作，混凝土柱的彈塑性表現(xiàn)的越來(lái)越明顯，且剛度出現(xiàn)明顯退化，構(gòu)件的滯回曲線開(kāi)始出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)，向位移軸靠攏，包絡(luò)面積也隨之增加，滯回曲線逐步變得豐滿，與此同時(shí)，滯回曲線也出現(xiàn)了輕微捏攏現(xiàn)象，說(shuō)明內(nèi)部產(chǎn)生了鋼筋滑移。如圖10所示。

圖10 滯回曲線Fig.10 Hysteretic curve

分別對(duì)比試件SIS1、SIS2、SIS3和SIS5、SIS6的滯回曲線可知，長(zhǎng)細(xì)比相同，軸壓比增大時(shí)，SIS的滯回曲線包絡(luò)面積、極限位移減小，極限承載力增大，耗能效果逐步減弱。分別對(duì)比試件SIS2、SIS5和SIS3、SIS6這兩組試件可以看出，軸壓比相同，長(zhǎng)細(xì)比增大時(shí)，SIS的滯回曲線包絡(luò)面積、極限位移、極限承載力減小、耗能效果逐步減弱。

采用耗能系數(shù)E及等效黏滯阻尼系數(shù)β對(duì)不同工況下的串聯(lián)隔震構(gòu)件耗能能力進(jìn)行分析比較。耗能系數(shù)E、等效黏滯阻尼系數(shù)β的計(jì)算公式如下式(1)、式(2)所示[18]

(1)

(2)

式中:E為耗能系數(shù)；SABCDA為滯回環(huán)包絡(luò)面積；SΔOBF、SΔODE為對(duì)應(yīng)三角形所圍面積，如圖11所示。

圖11 經(jīng)典滯回曲線Fig.11 Typical hysteresis loop

計(jì)算結(jié)果如圖12、圖13所示。由圖12和圖13可知,試驗(yàn)中五個(gè)串聯(lián)隔震構(gòu)件的耗能系數(shù)E和等效黏滯阻尼系數(shù)β都隨著支座剪切應(yīng)變的增大而增大，反映出隨著位移幅值越來(lái)越大，串聯(lián)隔震構(gòu)件的耗能能力不斷提升。同時(shí)通過(guò)對(duì)比SIS1、SIS2、SIS3和SIS5、SIS6兩組曲線，可以看出，當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比一定時(shí)，軸壓比越大，耗能系數(shù)和等效黏滯阻尼比系數(shù)越小，耗能效果越差；通過(guò)對(duì)比SIS2、SIS5和SIS3、SIS6兩組曲線，可以看出，當(dāng)軸壓比一定時(shí)長(zhǎng)細(xì)比越大，耗能系數(shù)和等效黏滯阻尼比系數(shù)越小，耗能效果越差。其中SIS3在試驗(yàn)過(guò)程中，由于儀器突發(fā)故障，暫停試驗(yàn)，待修復(fù)后考慮到安全因素，只進(jìn)行單向加載至破壞，因此出現(xiàn)數(shù)據(jù)減少現(xiàn)象，但整體變化趨勢(shì)不影響對(duì)結(jié)果的分析。

圖12 構(gòu)件耗能系數(shù)Fig.12 Energy dissipation coefficient of member

圖13 構(gòu)件等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.13 Equivalent viscous damping coefficient of member

3.2 骨架曲線

考慮到安全因素，在試驗(yàn)過(guò)程中，當(dāng)構(gòu)件達(dá)到極限承載力開(kāi)始下降時(shí)，只采取單向加載直至破壞，為保持骨架曲線正反方向?qū)ΨQ性，故骨架曲線未給出下降段。從圖14(a)和圖14(b)中可以反映出，長(zhǎng)細(xì)比為定值，軸壓比不斷增加時(shí)，水平荷載上升速度變快，剛度呈上升趨勢(shì)，隨著位移幅值不斷增大，混凝土出現(xiàn)開(kāi)裂，剛度逐漸下降；從圖14(c)和圖14(d)中可以看出，軸壓比為定值時(shí)，RC柱長(zhǎng)細(xì)比增大，水平荷載上升較為緩慢，構(gòu)件的整體剛度低于長(zhǎng)細(xì)比較小的構(gòu)件，構(gòu)件的最大位移減小，破壞較早。這說(shuō)明支座未完全發(fā)揮出耗能能力，混凝土柱就提前進(jìn)入塑性工作階段。

圖14 骨架曲線Fig.14 Skeleton curve

3.3 延性分析

由于串聯(lián)隔震構(gòu)件是由RC柱和LRB共同組合構(gòu)成，且LRB的屈服力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于RC柱的屈服力，因此串聯(lián)隔震構(gòu)件整體的屈服荷載應(yīng)選取較小的為準(zhǔn)，本文采用延性系數(shù)來(lái)評(píng)判串聯(lián)隔震構(gòu)件延性性能。我國(guó)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》中對(duì)延性系數(shù)的計(jì)算方法如式(3)所示，具體結(jié)果如表6所示。

表6 構(gòu)件特征點(diǎn)位移值及延性系數(shù)實(shí)測(cè)值Tab.6 Measured values of displacement and ductility coefficient of component feature points

(3)

式中:μ為試件的延性系數(shù)；Ud為試件的極限位移；Uy為試件的屈服位移，此處指鉛芯橡膠支座的屈服位移。

由表6可知，構(gòu)件SIS2、SIS3的延性系數(shù)相對(duì)于SIS1分別下降了13.9%、18.6%，構(gòu)件SIS6的延性系數(shù)相對(duì)于SIS5下降了10.2%，構(gòu)件的延性隨軸壓比的增大而減弱。

3.4 延性分析

本文以橡膠支座50%、100%、200%、250%、300%的剪切應(yīng)變?yōu)椴煌燃?jí)，取同一級(jí)加載第一次循環(huán)所對(duì)應(yīng)的峰值荷載和峰值位移，按照式(4)對(duì)本次試驗(yàn)的五個(gè)串聯(lián)隔震構(gòu)件的剛度退化進(jìn)行計(jì)算分析，具體計(jì)算結(jié)果如表7和圖15所示。

表7 構(gòu)件剛度值Tab.7 Member stiffness value

圖15 構(gòu)件剛度退化趨勢(shì)圖Fig.15 Component stiffness degradation trend diagram

(4)

式中:Keq為第i級(jí)荷載的等效剛度；Fi為第i級(jí)峰值點(diǎn)荷載值；Xi為第i級(jí)峰值點(diǎn)位移值。

由圖15可以看出,串聯(lián)隔震構(gòu)件的剛度隨著往復(fù)循環(huán)加載幅值的增大而出現(xiàn)逐次降低的趨勢(shì)。對(duì)比曲線SIS1、SIS2、SIS3可知，當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比一定時(shí)，試件在各變形狀態(tài)下的水平剛度隨著軸壓比的增加而增大；對(duì)比曲線SIS2和SIS5及SIS3和SIS6可知，當(dāng)軸壓比一定時(shí)，試件在各變形狀態(tài)下的水平剛度隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加而減小。其中SIS1、SIS2在不同剪切應(yīng)變下對(duì)應(yīng)的剛度相差百分比，分別為7.9%、15.6%、14.8%、16.4%、16.9%，SIS2、SIS5在不同剪切應(yīng)變下對(duì)應(yīng)的剛度相差百分比，分別為90.8%、93.3%、102.5%、97.3%、91.5%，由此可見(jiàn)，長(zhǎng)細(xì)比對(duì)水平剛度的影響遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于軸壓比對(duì)水平剛度的影響。

3.5 強(qiáng)度退化

我國(guó)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》中對(duì)強(qiáng)度退化系數(shù)的計(jì)算方法如式(5)所示，具體結(jié)果如表8、圖16所示。

表8 構(gòu)件第二次循環(huán)強(qiáng)度退化系數(shù)Tab.8 Second cycle strength degradation coefficient of member

(a) 正向加載強(qiáng)度退化曲線

(b) 反向加載強(qiáng)度退化曲線圖16 構(gòu)件強(qiáng)度退化曲線Fig.16 Strength degradation curves of components

(5)

從圖16中可以看出，構(gòu)件分別在正方向加載和反方向加載時(shí)，串聯(lián)隔震構(gòu)件的強(qiáng)度退化系數(shù)λi整體走勢(shì)都在不斷下降，造成串聯(lián)隔震構(gòu)件強(qiáng)度退化的原因主要是由于RC柱在多次實(shí)時(shí)循環(huán)交替加載作用下造成的累積損傷和材料本身的彈塑性性質(zhì)所決定的。同時(shí)可以看出，當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比保持不變，軸壓比大的試件強(qiáng)度退化幅值比軸壓比小的構(gòu)件強(qiáng)度退化幅值大，但總體退化幅度較小。

4 結(jié) 論

根據(jù)對(duì)串聯(lián)隔震構(gòu)件試驗(yàn)結(jié)果的討論分析，得到結(jié)論如下：

(1) 構(gòu)件的破壞現(xiàn)象都類似，橫向裂縫主要集中在柱身高度2/3以下區(qū)域且均勻分布，柱根處混凝土保護(hù)層出現(xiàn)剝落，但未出現(xiàn)大范圍剝落的嚴(yán)重現(xiàn)象。橡膠支座應(yīng)力主要集中在上下對(duì)角處，若發(fā)生破壞，則最先在對(duì)角位置處破壞。

(2) 軸壓比一定時(shí)，隨著長(zhǎng)細(xì)比增大，串聯(lián)隔震構(gòu)件的延性、剛度、耗能能力、極限位移、極限承載力均減小；長(zhǎng)細(xì)比一定時(shí)，隨著軸壓比增大，串聯(lián)隔震構(gòu)件的延性、耗能能力、極限位移減小，剛度、極限承載力增大。

(3) 通過(guò)對(duì)構(gòu)件剛度和強(qiáng)度退化的分析結(jié)果來(lái)看，混凝土累積損傷是造成剛度和強(qiáng)度退化的主要原因。

(4) 通過(guò)計(jì)算試驗(yàn)所用構(gòu)件SIS1、SIS2和SIS2、SIS5在不同剪切應(yīng)變下對(duì)應(yīng)的剛度相差百分比可知，長(zhǎng)細(xì)比對(duì)串聯(lián)隔震構(gòu)件水平剛度的影響遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于軸壓比對(duì)串聯(lián)隔震構(gòu)件水平剛度的影響。