老化與偏心受壓下板式橡膠支座抗震性能擬靜力試驗研究

黃海新，李炫鋼，李帆，張仲帆，周彤

(1.河北工業大學 土木與交通學院，天津 300401；2.中電建冀交高速公路投資發展有限公司，石家莊 050000)

板式橡膠支座以其成本低、承載和變形能力優良而在中小跨徑梁橋中被廣泛應用。在橋梁減隔震設計中，板式橡膠支座因較小的阻尼比而通常被視為普通支座。但近二三十年的地震災害表明，板式橡膠支座的剪切變形、摩擦滑移耗散了部分能量，減輕或延緩了橋墩的損傷[1]。因此，一些學者開始對板式橡膠支座的減隔震性能進行深入研究。其中，范立礎等[2-3]、王東升等[4]較早對活動板式橡膠支座的動力性能進行研究，汶川地震后，板式橡膠支座的抗震性能從振動臺試驗、擬靜力試驗和數值模擬等方面得到了進一步探索[5-8]，Kelly等[9]、Steelman 等[10-11]近年來也頗為重視地震作用下普通橡膠支座的性能特點及隔震機理，但上述研究均是在支座無病害的情況下進行的。實際工作中，由于工程因素與自然因素等原因，板式橡膠支座隨著服役時間的增長不可避免地會出現老化、偏壓脫空等病害[12]，而這些病害是否會對支座的抗震性能造成影響，少數學者進行了初步探索。施衛星等[13]對疊層橡膠支座進行了擬靜力試驗，研究加載頻率、剪切變形率、熱老化對疊層橡膠支座的等效剛度、等效阻尼比等支座動態性能的影響。張子翔[14]采用僅能覆蓋支座表面一部分的豎向加載板來模擬支座脫空，進而通過擬靜力試驗探究其恢復力特性。

可見，帶病害板式橡膠支座抗震性能分析目前僅針對單一的老化或脫空狀況，且研究尚不充分，而考慮兩種病害并存狀態下的研究尚未見報道。為此，筆者以無老化、支座老化、偏壓脫空及兩種病害耦合的支座為研究對象，以水平等效剛度、水平滑移量、等效阻尼比為指標，采用擬靜力試驗較為系統地對比分析了無老化支座與帶病害支座的抗震性能，分析其變化規律，為在役公路梁橋的性能評估及抗震加固提供依據。

1 老化與偏心下支座擬靜力試驗設計

1.1 試件及主要試驗設備

板式橡膠支座試件型號為GYZ250×41，其詳細參數見表1。將支座按4塊一組，依據老化時間共分為4組，分別為無老化、老化1、老化2、老化3。其中，老化1、老化2、老化3組為在老化箱中100 ℃下分別放置24、60、72 h，其對應的實際老化年限依據國家標準《硫化橡膠或熱塑性橡膠應用阿累尼烏斯圖推算壽命和最高使用溫度》[15]，由阿累尼烏斯(Arrhenius)公式可推算得到

(1)

式中：tl、Tl為老化時間與相應溫度；ts、Ts為實際使用時間及溫度；R為摩爾氣體常數；Ea為活化能。

表1 板式橡膠支座各規格參數Table 1 Specification parameters of laminated rubber bearing

已有研究表明，在老化反應溫度變化不大時,活化能可視為常數[15-16]，則式(1)等號右側為定值，tl與ts間呈線性關系，結合文獻[13]換算可得老化1、老化2、老化3分別對應實際老化年限約為4.2、10.5、12.6 a。測得各組支座的抗壓彈性模量，取平均值列于表2。表中d為直徑，S為形狀系數，t為支座總厚度，te為橡膠層總厚度，t1為中間層橡膠厚度，t0為單層鋼板厚度。

表2 不同老化程度支座的彈性模量Table 2 Elastic modulus of bearing with different aging time MPa

由表2可見，板式橡膠支座的抗壓彈性模量隨老化程度加劇而增大，這與文獻[17]所述一致。

主要試驗設備有門式反力鋼架1套、25 t作動器及配套記錄系統、30 t千斤頂和鋼構件及配套螺桿、四氟滑板、位移傳感器和數據采集儀。

1.2 試驗裝置設計

豎向和水平加載試驗裝置設計如圖1(a)所示。其中，支座豎向力由位于下方的千斤頂施加，具體為千斤頂活塞穿過千斤頂上鋼板中間的預設圓孔施加于球鉸，進而將壓力傳遞給支座，支座在反力件和反力門架的約束下豎向受壓。水平加載由水平放置的作動器施加，作動器以反力墻為支撐，通過推拉鋼板對支座施加水平力。推拉鋼板上表面與反力件間設置四氟滑板，便于其水平往復運動，而推拉鋼板下表面與支座頂面直接接觸，這與實際工程中支座表面所受梁底一般性接觸約束的邊界條件相一致。同時，在水平向設置位移傳感器用于采集推拉鋼板和支座上下端的位移值。組裝完成后的試驗裝置照片見圖1(b)。

圖1 試驗裝置圖Fig.1 Test device

2 試驗過程及結果

千斤頂施加的豎向荷載參考百花大橋作用于支座上的壓強[18]，經計算確定試驗加載力為214 kN。豎向荷載穩定后由作動器采用位移控制進行低頻水平加載，加載位移的幅值參考《城市橋梁檢測與評定技術規范》[19]并結合試驗裝置尺寸取大于極限應變的35、40 mm，每個幅值加載3個循環。每個支座的加載為一個工況，共16個工況，具體見表3。支座剪切變形和偏壓脫空如圖2和圖3所示，水平加載時由采集儀記錄數據。圖4給出了各工況的滯回曲線。

表3 加載工況Table 3 Loading cases

圖2 支座剪切變形Fig.2 Shear deformation of bearing

圖3 偏壓脫空Fig.3 Eccentric compression of bearing

3 結果分析

3.1 滯回曲線圖特征及初步分析

觀察發現，圖4中各種不同工況下的滯回曲線均存在兩個共性特征。其一，當水平力卸載為0時，滯回曲線在水平坐標上的截距并不為0，該數值應為支座與頂底板間的相對滑移量。推定的理由是因決定支座變形的橡膠為超彈性體，在卸載后其不會存在殘余變形，故往復運動中支座與鋼板間勢必出現相對滑移，這一點在實驗中也被觀察到。其二，就圖中首個正向加載段曲線而言，斜率初期遠大于后期，可見加載初期支座位移值應是靜摩擦力對應的水平變形，而后出現明顯拐點，斜率相對變緩但并不為零，且隨著位移的加大，水平力仍在增長，表明滑移出現，但此時的位移值并非單純的由支座滑動貢獻，必然含有支座自身的剪切變形，即支座滑動與變形并存。

圖4 各工況滯回曲線Fig.4 Hysteresis curves of each case

對比圖4(a)、(d)可見，支座僅偏心受壓時，滯回曲線更加狹長，曲線斜率較大，支座滑移量變小而變形量增大。同時，正負峰值荷載相較于無偏心工況，一個相對變大，另一個相對變小，說明在往復方向的加載過程中支座的受力狀況并不一致。工況1和工況13相比，僅老化后的支座滯回曲線更加飽滿，曲線斜率較小，滑移量更大，變形量縮減明顯，且正負峰值荷載的絕對值略有降幅。而當老化和偏心耦合時，除體現上述單因素特征外，從圖4(p)中還可以看出，隨著水平加載進行，曲線斜率、峰值荷載皆逐漸減小，在往復方向運動中，支座的滑移量差異較大。

綜上可見，支座老化和偏心距對滑移量、變形、荷載峰值均產生了影響。下面針對具體抗震性能指標作進一步分析。

3.2 水平等效剛度

選取各工況所得滯回曲線中的數據，提取峰值點按式(2)計算，獲得中心加載與偏心加載下不同老化程度支座的水平等效剛度，如圖5所示。

圖5 各工況下支座的水平等效剛度Fig.5 Equivalent horizontal stiffness of bearing under each working condition

(2)

式中：K為水平等效剛度；Fi為第i次峰值點荷載；Xi為第i次峰值點位移。

由圖5可見，隨著熱老化程度加劇，支座的水平等效剛度總體呈減小的趨勢。與無偏心相比，軸壓偏心的出現使支座的水平等效剛度增大。

探究偏心后支座水平等效剛度增大的原因，發現其與推拉行程中支座變形呈現的新特征有關。如圖6所示，當支座處于偏心受壓狀態時，下方鋼板呈現一定偏轉，此時h1

圖6 支座偏心受壓示意圖Fig.6 Diagram of eccentric compression of bearing

3.3 支座滑移量

提取位移計記錄，結合滯回曲線在試驗所設位移幅值下各往復循環中支座的滑移數據，經均值處理可得各工況支座的滑移量，如圖7所示。

由圖7可知，支座的滑移量隨熱老化和偏心的變化規律與圖5一致，不再贅述。分析其原因：隨老化加劇，支座的水平剪切模量增大，所需水平變形值降低，相應的滑移量自然增大。而當支座偏心受壓時，“推”行程的吃力使得滑移陡減，滑移數值變小。

圖7 各工況支座的水平滑移量Fig.7 Horizontal sliding results of bearing under each case

此外，為觀察支座在經過水平往復荷載后的相對位置是否發生改變，試驗中，在各工況的始末還分別測量了支座一端至固定參考點的水平距離，以偏向拉方向為正，結果如圖8所示。由圖8可見，無偏心時，支座相對位置變化很小，尤其是老化程度的改變對其影響甚微，但當軸載發生偏心時，支座的相對位置卻有明顯變化，且呈現不可逆的統一向豎向壓力相對較小的一方滑移的特征。據此可推測，對位于簡支梁橋、連續梁橋端部處于偏壓即使未發生脫空的普通板式橡膠支座而言，支座邊緣與梁端的距離中小跨徑梁橋參考相關規范基本在20 cm左右[20]，而板式橡膠支座的正常使用壽命一般在20 a，如此長服役期內的單向累計滑移易超出支座梁端限值，支座脫落會危及橋梁結構的抗震安全，甚至導致落梁，故建議橋梁維護中對支座底面應采取限位措施。

圖8 各工況末支座相對初始位置偏移量Fig.8 Offset of bearing relative to initial position

3.4 耗能能力

圖9給出了基于滯回曲線數據、利用MATLAB得到的滯回曲線面積，據此，采用等效阻尼比公式(3)計算出各工況阻尼參數，結果如圖10所示。

(3)

式中：ξ為等效阻尼比；S為滯回曲線面積；F1、l1為符號為正的峰點荷載值和位移值；F2和l2為符號為負的峰點荷載值和位移值。

由圖9可見，滯回曲線面積計算結果隨熱老化程度加劇雖有一定波動，但整體基本呈增大趨勢，隨豎向偏心距增大而總體下降。滯回曲線面積代表在往復運動中消耗的總能量，支座耗能可分為兩部分，一部分為其自身變形耗能，另一部分為摩擦滑移耗能。對比兩部分耗能曲線面積，可知板式橡膠支座以摩擦耗能為主，其變形耗能相對較小，而摩擦耗能由摩擦力與滑移量決定。由此可知，隨著熱老化程度加劇，支座在水平往復運動中的摩擦力減小、滑移量增大，而隨著豎向偏心距增大，其情況相反，再結合滯回曲線總面積的變化，可見在當前的位移幅值下，摩擦耗能主要由滑移量決定。

圖9 各工況滯回曲線面積Fig.9 Hysteresis curve area of each case

圖10中支座等效阻尼比的變化規律與圖9基本相似。由式(3)可知，在采用位移控制的擬靜力試驗中，滯回曲線面積與摩擦力共同決定支座的等效阻尼比。結合圖4及前文所述，在一定位移幅值內，隨老化程度加劇滯回曲線面積增大，而摩擦力減小，所以等效阻尼比增大。當老化程度一定，軸載偏心距變大時，滯回曲線面積減小，水平等效剛度增大，說明正負峰值荷載絕對值之和增大，所以，等效阻尼減小。

圖10 各工況等效阻尼比Fig.10 Equivalent damping ratio of each case

此外，由圖9和圖10可見，各老化程度下，當支座處于偏心受壓狀態時，其耗能能力下降都非常明顯。因此，橋檢中嚴重的偏壓狀態應引起足夠的重視，其會削弱結構在地震作用下的安全性。

4 結論

1)板式橡膠支座偏心受壓時，滯回曲線面積和等效阻尼比均縮減，支座耗能能力相對降低。

2)支座熱老化后，滯回曲線面積和等效阻尼比增大，但與偏心受壓狀態耦合后，支座耗能能力降幅更為明顯。

3)板式橡膠支座自身的變形耗能相對較小，減震中可適當發揮其滑移摩擦耗能的能力。

4)偏心過大甚至局部脫空的板式橡膠支座在地震中極易因單向累計滑移過大而脫落，進而降低結構的抗震安全性，建議橋梁管養中應重視對梁端或長期處于偏壓狀態支座的維護，其底面可采取適當限位措施。