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    不均勻老化對近海橋梁隔震橡膠支座性能影響及簡易預(yù)測方法

    2016-10-14 00:14:34馬玉宏趙桂峰羅佳潤崔杰周福霖
    關(guān)鍵詞:橡膠材料支座老化

    馬玉宏,趙桂峰,羅佳潤,崔杰, ,周福霖

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    不均勻老化對近海橋梁隔震橡膠支座性能影響及簡易預(yù)測方法

    馬玉宏1,趙桂峰2,羅佳潤1,崔杰1, 2,周福霖1

    (1. 廣州大學(xué)工程抗震研究中心,廣東廣州,510405;2. 廣州大學(xué)土木工程學(xué)院,廣東廣州,510006)

    將支座、同材質(zhì)橡膠塊體和橡膠片放置在同樣的試驗(yàn)環(huán)境下開展試驗(yàn),建立天然橡膠材料老化后硬度與距表面距離的變化規(guī)律公式。利用ABAQUS軟件,建立橡膠隔震支座的有限元分析模型,通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比,驗(yàn)證模型的有效性。建立近海橋梁中隔震橡膠支座沿厚度方向不同硬度變化的不均勻老化模型,進(jìn)而開展不均勻老化對豎向剛度及水平剛度的影響分析。建立考慮不均勻老化后的橡膠隔震支座剛度計(jì)算公式,提出隔震支座性能老化簡易預(yù)測方法。研究結(jié)果表明:不均勻老化會導(dǎo)致橡膠支座平面各點(diǎn)豎向應(yīng)變不均勻,在長期荷載和老化作用下,會使支座內(nèi)部產(chǎn)生損傷;支座水平剛度主要與老化區(qū)域有關(guān),與加載方向沒有關(guān)系。

    近海橋梁;不均勻老化;天然橡膠隔震支座;硬度;有限元分析

    目前,為了提高地震安全性,越來越多的近海橋梁工程采用了隔震技術(shù)。近海橋梁所使用的隔震支座長期處于溫度、紫外線、鹽霧等各種復(fù)雜環(huán)境因素的共同作用,其中對橡膠隔震支座影響最大的是熱氧老化。目前國內(nèi)外對橡膠材料及隔震支座的老化性能研究較多,GU等[1]對橋梁支座所使用的天然橡膠和高阻尼橡膠的老化行為進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)熱氧老化是引起這2種橡膠老化的主要因素;HAMAGUCHI等[2]對從1座3層隔震宿舍樓上更換下來的天然橡膠隔震支座進(jìn)行試驗(yàn),給出了使用10 a和22 a之后的水平和豎向剛度變化情況,發(fā)現(xiàn)兩者增大了12%左右;MORITA等[3]對疊層橡膠支座的老化性能進(jìn)行了20 a的跟蹤研究,發(fā)現(xiàn)豎向和水平剛度分別增大4.4%和7.9%;KATO等[4]對Pelham大橋上使用了40 a左右的橡膠支座老化特征進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)橡膠支座水平剛度約增加10%,表層氧化部分的厚度約50 mm;NAKAUCHI等[5]對高架橋上使用了100 a的天然橡膠支座的橡膠樣品進(jìn)行分析,結(jié)果表明天然橡膠支座的老化僅局限于表面,氧化的橡膠表層阻止了氧氣的進(jìn)入;周福霖等[6?7]長期堅(jiān)持對隔震技術(shù)以及橡膠隔震支座老化力學(xué)性能的研究,發(fā)現(xiàn)60 a后支座豎向剛度增加7%~10%,屈服后剛度增加6%;顧浩聲等[8]采用高溫加速老化的方法對橡膠材料及支座開展試驗(yàn),認(rèn)為橡膠支座的老化臨界深度大約為99 mm,并提出了老化預(yù)測的方法;裴若娟等[9]分析了影響疊層橡膠隔震器耐久性的因素,并對支座施加50 kN的豎向壓力,進(jìn)行了為期540 d的70 ℃恒溫加速老化試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)徐變量大概為橡膠厚度的6%,剛度的最大增長率約為初始剛度的20%;李昂[10]從橡膠老化機(jī)理、橡膠結(jié)構(gòu)與老化關(guān)系、橡膠老化環(huán)境因素和物質(zhì)因素等方面展開了系列研究;李詠今[11]就高溫加速老化與自然老化、硫化橡膠熱氧化、在空氣介質(zhì)、油類介質(zhì)中的時(shí)變規(guī)律、數(shù)學(xué)模型以及相關(guān)的預(yù)測計(jì)算方法等進(jìn)行了研究,提出了熱老化時(shí)的性能變化與老化溫度和老化時(shí)間的關(guān)系公式。目前國內(nèi)外的研究都是集中在熱加速老化或長期觀測得到的結(jié)果,沒有考慮支座受日照影響的不均勻老化問題。事實(shí)上,由于所處地理位置的不同,光照、風(fēng)向等氣候條件不同,近海橋梁中使用的橡膠隔震支座的老化并非完全符合均勻老化模型,迎光面受日照時(shí)間長的部分老化程度將較為嚴(yán)重,而其余背光部分受到的影響則較小,即可能產(chǎn)生不均勻老化現(xiàn)象。通常,橡膠隔震支座力學(xué)性能試驗(yàn)是確定其性能的重要手段,但是近海橋梁工程中使用的橡膠隔震支座受不均勻老化因素的影響是一個(gè)漫長且復(fù)雜的過程。若想深入地研究海洋環(huán)境對其影響完全依靠試驗(yàn)手段是不現(xiàn)實(shí)的,需要耗費(fèi)大量的時(shí)間、人力、物力。有限元仿真分析則是很好的選擇。通過有限元分析,一方面模擬已有試驗(yàn)的結(jié)果,驗(yàn)證有限元模型的正確性;另一方面,可為不能通過試驗(yàn)完成的項(xiàng)目提供可靠的理論分析結(jié)果。在此,本文作者對直徑為150 mm無保護(hù)層天然橡膠隔震支座及所用的橡膠材料開展試驗(yàn)研究,并利用ABAQUS軟件建立支座的不均勻老化有限元分析模型,探討不均勻老化對隔震支座性能的影響規(guī)律,提出一種針對老化后隔震支座水平剛度的簡易預(yù)測方法。

    1 橡膠支座及所用橡膠材料老化性能測試

    1.1 試驗(yàn)方案

    橡膠材料的物理力學(xué)性能一般包括硬度、定伸應(yīng)力、拉伸強(qiáng)度、扯斷伸長率等,其中硬度與彈性模量有關(guān),是硫化橡膠最常用的測試項(xiàng)目之一[12],橡膠硬度的不同將導(dǎo)致橡膠隔震支座性能的差異。首先對12個(gè)直徑為150 mm無保護(hù)層天然橡膠隔震支座開展人工加速老化試驗(yàn)研究,然后,為更加清晰地了解橡膠材料硬度在老化作用下隨厚度方向距離表面距離的變化規(guī)律,特別設(shè)計(jì)了由與支座相同材料的橡膠片組成的橡膠塊體,將支座與橡膠塊體和橡膠片放置在同樣的試驗(yàn)環(huán)境下開展試驗(yàn)。根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)及Arrhenius人工加速老化公式,試驗(yàn)溫度定為80 ℃,加速老化時(shí)間為20 d(480 h),相當(dāng)于在實(shí)際20 ℃環(huán)境中使用40 a。

    在老化試驗(yàn)前,首先對支座進(jìn)行基本性能測試,并測得橡膠的硬度為43。然后將支座及橡膠塊和橡膠片放置于溫度為80 ℃的熱老化箱中加速老化20 d。為保證熱空氣能夠與試驗(yàn)體發(fā)生充分的接觸,所有試驗(yàn)體之間都保持一定間隔。

    1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

    經(jīng)過20 d的加速老化后,將橡膠塊體沿2個(gè)老化方向由外到中間取樣,同時(shí)將2個(gè)方向處于同厚度的橡膠硬度平均并繪圖,見圖1。

    由圖1可見:外圍的橡膠硬度增大較多;距離表面15 mm左右,橡膠的硬度有較大增長,從此處向內(nèi),硬度的變化趨勢不明顯。這可能是在距離表面15 mm左右處,橡膠老化后硬度加大,在一定程度上使得內(nèi)部橡膠老化相對較輕。從擬合后的曲線來看,從外到里,橡膠的硬度總體上呈現(xiàn)逐步降低的趨勢,但是變化幅度并不大。根據(jù)圖1中平均化的硬度擬合出硬度r隨距離表面距離的指數(shù)函數(shù)曲線為

    式中:為距離橡膠表面的距離,mm。

    圖1 老化20 d后橡膠硬度沿厚度的變化

    2 橡膠支座有限元模型的建立

    2.1 本構(gòu)模型與參數(shù)確定

    橡膠隔震支座主要由橡膠材料與鋼材組成,這2種材料本構(gòu)模型的確定是支座有限元分析的關(guān)鍵。鋼材的本構(gòu)可采用公認(rèn)的理想彈塑性模型,但是橡膠則有多種本構(gòu)模型,其適用性也不盡相同。因此,橡膠材料本構(gòu)模型的合理選取對隔震支座的有效模擬尤為重要。目前使用最為廣泛的本構(gòu)模型是Mooney函數(shù),其適用于橡膠中小變形,一般在大約100%(拉)和30%(壓)具有較好的準(zhǔn)確性[13],而文獻(xiàn)[12]則指出Mooney?Rivlin材料模型在高達(dá)225%拉伸應(yīng)變時(shí)仍然表現(xiàn)出與試驗(yàn)數(shù)據(jù)很好的相關(guān)性。

    考慮到充分保證本構(gòu)模型參數(shù)的合理性和可靠性,將基于硬度來確定橡膠Mooney?Rivlin本構(gòu)模型參數(shù)。Mooney?Rivlin模型應(yīng)變能密度函數(shù)為

    式中:為應(yīng)變勢能;12為變形張量;10,01和1為材料常數(shù);el為彈性體積比。

    初始剪切模量與體積模量∞和材料常數(shù)的關(guān)系為:

    參考文獻(xiàn)[14]中的方法,根據(jù)南車株洲時(shí)代新材料科技有限公司多年有限元分析和橡膠材料基礎(chǔ)實(shí)驗(yàn)得到的典型橡膠彈性材料有限元分析基礎(chǔ)數(shù)據(jù)[15],擬合出硬度r與彈性模量的關(guān)系式為

    基于以上公式,由橡膠硬度及01/10的關(guān)系,可以將硬度變換為有限元分析的Mooney?Rivlin參數(shù),見表1。

    2.2 有限元模型與加載方式

    支座建模時(shí),為方便模擬不均勻老化和海蝕時(shí)支座在材料厚度上力學(xué)性能的改變,沿水平和高度方向,分割不同力學(xué)性能橡膠的區(qū)域和不同的材料區(qū)域:在水平方向,根據(jù)“錢幣原理”,在中間核心部分劃分出1個(gè)正方形,在正方形的對角線方向上分割,并在2條相鄰對角線間的弧線及正方形邊上布置數(shù)量一致的種子,見圖2;在高度方向,劃分出內(nèi)部鋼板,上下封板及橡膠的區(qū)域,橡膠與內(nèi)部鋼板面共用節(jié)點(diǎn),由于主要分析壓剪性能,因此,鋼板與橡膠之間的黏結(jié)強(qiáng)度不予考慮,其中內(nèi)部鋼板劃分為2層,橡膠片劃分為3層,上、下封板劃分為8層,見圖3。

    表1 用于有限元分析的Mooney?Rivlin參數(shù)

    鋼板采用ABAQUS中的8節(jié)點(diǎn)6面體一次減縮積分單元C3D8R;考慮到橡膠材料是幾乎不可壓縮或非常接近于不可壓縮的材料,采用8節(jié)點(diǎn)六面體雜交單元C3D8H模擬其特性。不考慮支座的轉(zhuǎn)動自由度,在支座底面約束,,3個(gè)自由度。

    在豎向荷載作用下,在上表面施加面壓并調(diào)整幅值即可實(shí)現(xiàn)豎向壓力的變化。在壓剪作用下,先在豎向施加相應(yīng)的荷載之后,可以認(rèn)為支座上封板固定在預(yù)壓位置,然后在水平方向上施加位移荷載。

    圖2 支座水平方向的網(wǎng)格劃分

    圖3 支座高度方向的網(wǎng)格劃分

    3 試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬對比分析

    3.1 老化前試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬對比

    根據(jù)老化前所測得的橡膠硬度43及表1中Mooney?Rivlin參數(shù)對支座進(jìn)行有限元分析,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。

    取12個(gè)無保護(hù)層橡膠隔震支座性能試驗(yàn)值的平均值與有限元模擬值進(jìn)行對比。豎向剛度的試驗(yàn)平均值為188.66 kN/mm,有限元模擬結(jié)果為190.94 kN/mm,相對誤差為1.21%;水平剛度的試驗(yàn)平均值為0.189 kN/mm(未考慮溫度修正),0.193 kN/mm(考慮溫度修正),有限元模擬結(jié)果為0.194 kN/mm,相對誤差分別為2.65%和0.52%。圖4所示為5號支座的水平力試驗(yàn)實(shí)測曲線與有限元模擬結(jié)果的對比,其中位移取支座上封板表面所有節(jié)點(diǎn)水平位移或豎向位移的平均值,力取下封板下表面所有節(jié)點(diǎn)加載方向的反力之和或豎向反力之和。由于支座豎向剛度的試驗(yàn)過程中未記錄位移?力曲線,因此對比圖略。可見:與試驗(yàn)結(jié)果相比,有限元模擬的精度比較高,說明上文基于硬度換算取得Mooney?Rivlin本構(gòu)模型參數(shù)的方法合理可行,因此,下面研究中均按照此方法處理。

    1—測試值;2—有限元模擬值。

    圖5 支座老化(或腐蝕)模型

    3.2 老化后試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬對比

    對于老化后支座基本性能的模擬,可根據(jù)厚度方向上硬度r隨距離表面距離變化的式(1)進(jìn)行。為了模擬的可行性,建立圖5所示的老化模型,認(rèn)為支座外圍老化程度較重,而中心部位老化程度較輕。同時(shí)沿橡膠厚度方向,從外到里,劃分為6份,其中核心部分的半徑為2.5 cm,其他各部分均按照1.0 cm劃分,按照老化程度的不同,在厚度方向上將不同區(qū)域根據(jù)式(1)計(jì)算出區(qū)域中心部位的不同硬度(見圖6),進(jìn)而根據(jù)表1換算出用于有限元分析的Mooney?Rivlin模型參數(shù)。

    以上提出的沿厚度方向硬度改變的老化模型,對橡膠材料的力學(xué)性能人為劃分了區(qū)域,并用每個(gè)區(qū)域中心部位的參數(shù)代表該區(qū)域材料的參數(shù),初步解決了老化沿厚度方向連續(xù)變化的問題。根據(jù)以上方法,老化后橡膠隔震支座豎向剛度及水平剛度有限元分析結(jié)果見圖7。

    取12個(gè)支座性能的平均值與有限元模擬值進(jìn)行對比,老化后豎向剛度的試驗(yàn)平均值為233.79 kN/mm,有限元模擬結(jié)果為212.91 kN/mm,相對誤差為8.93%;老化后水平剛度的試驗(yàn)平均值為0.2154kN/mm(未考慮溫度修正),0.211 4 kN/mm(考慮溫度修正),有限元模擬結(jié)果為0.234 0 kN/mm,相對誤差分別為8.64%和10.69%。

    圖6 老化后,橡膠分區(qū)及硬度分布

    1—測試值;2—有限元模擬值。

    以上結(jié)果誤差較大的原因,初步認(rèn)為有以下幾點(diǎn):

    1) 采用的Mooney?Rivlin本構(gòu)模型參數(shù)是根據(jù)某一廠家橡膠材料多年積累結(jié)果計(jì)算得出的,而實(shí)際采用的橡膠材料與其存在一定的配方差異,因而具體力學(xué)性能會有所差別。

    2) 有限元模擬時(shí),采用理想模型,未充分考慮實(shí)際生產(chǎn)工藝及試驗(yàn)工裝的所有細(xì)節(jié),如橡膠、鋼板的初始缺陷、黏合實(shí)際情況、具體的機(jī)械細(xì)節(jié)處理、加工公差等。

    3) 水平剛度試驗(yàn)時(shí),試驗(yàn)設(shè)備噸位較大,所施加豎向荷載與預(yù)期值存在一定差別,造成水平剛度的誤差相對于豎向剛度誤差略大。

    4) 有限元模擬分析時(shí),老化后的模型采用多層不同硬度的橡膠來進(jìn)行模擬,而實(shí)際上橡膠材料硬度應(yīng)該是隨著厚度方向連續(xù)遞變的,且不可能呈現(xiàn)出各個(gè)方向的高度一致性。

    但是,即便是存在一定的誤差,這些誤差對工程來說基本在可接受范圍之內(nèi)。以上提出的方法對于橡膠隔震支座的老化性能模擬和分析具有積極的指導(dǎo)意義。

    4 不均勻老化對橡膠隔震支座力學(xué)性能的影響研究

    基于前文對橡膠隔震支座老化前后豎向剛度、水平剛度模擬與試驗(yàn)結(jié)果的良好一致性。采用上述的有限元模型,研究分析不均勻老化對橡膠隔震支座力學(xué)性能的影響。

    4.1 橡膠隔震支座不均勻老化模型

    放置在近海橋梁中的橡膠隔震支座,受所處位置、光照的影響不同,會出現(xiàn)不均勻老化現(xiàn)象。為此,按照橡膠的老化面積的不同,將橡膠隔震支座的老化劃分為4種模型,即均勻老化、1/4老化、1/2老化、3/4老化模型,見圖8,其中陰影部分表示老化較輕部位,其橡膠硬度均為45;非陰影部位表示老化部位,其硬度隨距表面距離的不同而不同。結(jié)合不同的加載方向來研究橡膠隔震支座的不均勻老化對其性能帶來的影響。

    4.2 不均勻老化對橡膠隔震支座豎向性能的影響

    有限元分析時(shí)以5 kN/s的加載速率加載至面壓6 MPa,并以同樣的速率卸載,以上封板所有節(jié)點(diǎn)的豎向位移平均值作為橫軸,下封板所有節(jié)點(diǎn)的豎向反力之和作為縱軸,將得到的曲線擬合為一條直線,并取直線斜率作為豎向剛度,4種模型分析得到的豎向剛度見表2。

    (a) 均勻老化模型;(b) 1/4老化模型;(c) 1/2老化模型;(d) 3/4老化模型

    表2 不均勻老化模型對應(yīng)的豎向剛度

    由表2可見:老化程度較重的區(qū)域面積越大,對應(yīng)的豎向剛度也相對越大。1/4老化、1/2老化、3/4老化模型對應(yīng)豎向剛度與均勻老化模型相比,分別減小3.88%,2.62%和1.32%。

    以上分析是以上封板所有節(jié)點(diǎn)豎向位移的平均值為基礎(chǔ)的,實(shí)驗(yàn)室測試豎向位移通常是在圓周設(shè)置4個(gè)位移傳感器取平均值,下面將分析豎向位移按照不同方法進(jìn)行取值的影響。采用表3所示的2種路徑:1) 從黑點(diǎn)開始,順時(shí)針沿上封板圓周等間距提取豎向位移,共選取24個(gè)點(diǎn),見圖9;2) 沿著老化(或老化程度較重)部分與未老化(或老化程度較輕)部分對稱軸,提取上封板的豎向位移,見圖10。

    從圖9可見:在均勻豎向受壓狀態(tài)下,均勻老化模型沿路徑1的豎向位移都相同,而不均勻老化模型豎向位移則出現(xiàn)較大的差異,老化區(qū)域圓周部位(圖中波峰附近)豎向位移最小,剛度越大。

    從圖10可見:經(jīng)過老化(或老化程度較重)部分與未老化(或老化程度較輕)部分對稱軸上的豎向位移也不盡相同,在豎向均勻面壓下,均勻老化模型的豎向位移呈對稱分布,核心區(qū)豎向位移較小,剛度較大,周邊區(qū)域豎向位移較大,剛度較小,說明盡管核心區(qū)橡膠硬度較低,但核心區(qū)處于三軸受壓狀態(tài);其他不均勻老化模型隨對稱軸長度變化而變化,從1/4老化、1/2老化、3/4老化至均勻老化模型,豎向位移逐漸增大,說明老化區(qū)域較大、老化嚴(yán)重的模型,豎向剛度較大,反之豎向壓縮剛度較小。

    綜上所述,由于老化的不均勻性,橡膠隔震支座內(nèi)豎向應(yīng)變呈現(xiàn)出不均勻的狀態(tài),這樣會造成橡膠支座內(nèi)力重分布。在長期荷載作用下,隨著老化的深入,引起的變形不一致可能會導(dǎo)致支座脫空、橡膠不均勻鼓凸、橡膠層開裂等病害。因此,橡膠隔震支座不均勻老化問題是非常值得重視的。此外,目前橡膠支座在老化試驗(yàn)計(jì)算豎向剛度時(shí)均假定為均勻老化,取圓周4個(gè)點(diǎn)豎向位移的平均值來計(jì)算豎向剛度,這對于實(shí)驗(yàn)室加速老化試驗(yàn)來說是合適的,但是對于近海橋梁中長期使用支座的現(xiàn)場測試來說是不恰當(dāng)?shù)模瑧?yīng)當(dāng)在實(shí)測過程中增加豎向位移傳感器的數(shù)量或改變方向增加測試的次數(shù),以減小不均勻老化的影響。

    表3 豎向位移選取點(diǎn)示意圖

    1—1/4老化模型;2—1/2老化模型;3—3/4老化模型;4—均勻老化模型。

    1—1/4老化模型;2—1/2老化模型;3—3/4老化模型;4—均勻老化模型。

    4.3 不均勻老化對橡膠隔震支座水平性能的影響及考慮不均勻老化后的剛度計(jì)算

    為了研究不均勻老化對橡膠隔震支座水平性能的影響,采用與前面相同的模型進(jìn)行水平壓剪試驗(yàn)仿真分析:豎向施加面壓6 MPa,水平向采用0.05 Hz頻率、幅值為31.2 mm的正弦波位移加載。重點(diǎn)研究不同加載方向?qū)Σ痪鶆蚶匣ё叫阅艿挠绊?,分別就每一種老化模型進(jìn)行2個(gè)加載方向的壓剪試驗(yàn),具體老化模型、加載示意圖及水平剛度結(jié)果見表4。

    從表4可見:從1/4老化、1/2老化、3/4老化至均勻老化模型,隨老化區(qū)域(或老化程度較為嚴(yán)重的區(qū)域)面積的增大,水平剪切剛度逐漸增加,均勻老化模型的水平剛度比1/4老化模型大5.75%;此外,在不同的加載方向下,不同老化模型得到的水平剪切剛度幾乎沒有差異。即加載方向?qū)Σ煌匣P偷乃郊羟袆偠葲]有影響。

    基于以上研究,可利用常用的橡膠隔震支座水平剛度h計(jì)算公式(8)變換后得到考慮不均勻老化后的橡膠隔震支座水平剛度h計(jì)算公式(9)。

    式中:r支座為橡膠層總厚度;為不考慮不均勻老化時(shí),橡膠支座的有效面積;A為老化或未老化區(qū)域面積;G為對應(yīng)于老化或未老化區(qū)域面積為A的橡膠材料剪切模量。

    采用式(9)計(jì)算4種老化模型得到的水平剛度分別為0.243 6,0.231 2,0.235 4和0.239 5 kN/mm,與有限元模擬計(jì)算結(jié)果的相對誤差均在5.0%以內(nèi)。

    同理,可得考慮不均勻老化后的橡膠隔震支座的豎向剛度v計(jì)算公式為

    式中:E為對應(yīng)于老化或未老化區(qū)域面積為A的橡膠材料彈性模量。

    表4 不同老化模型在不同加載方向下的水平剛度

    5 橡膠隔震支座不均勻老化性能簡易預(yù)測方法

    根據(jù)上述研究結(jié)果,提出在橡膠隔震支座的日常維護(hù)及監(jiān)測中,采用以下簡便方法對震支座的不均勻老化性能進(jìn)行預(yù)測:

    1) 測得橡膠隔震支座表面橡膠硬度r,根據(jù)硬度與彈性模量的關(guān)系式,求剪切模量;

    2) 結(jié)合文獻(xiàn)[8]研究成果,老化臨界深度*為:

    式中:為實(shí)際環(huán)境溫度;天然橡膠系數(shù)=0.000 8 mm,=3.31×103K。

    3) 結(jié)合橡膠隔震支座所處的環(huán)境,確定采用老化模型、老化區(qū)域面積,并考慮較不利因素,將老化深度范圍內(nèi)的橡膠部分均按照1)中測得的支座表面橡膠硬度作為其硬度;

    4) 根據(jù)式(9)和(10)計(jì)算老化后天然橡膠隔震支座水平剪切剛度和豎向剛度。

    6 結(jié)論

    1) 橡膠隔震支座不均勻老化會導(dǎo)致平面各點(diǎn)豎向應(yīng)變不均勻,在長期荷載作用下,隨著老化程度的深入,這種不均勻會使得支座內(nèi)部產(chǎn)生損傷和內(nèi)力重分布,支座的不均勻老化問題值得深入研究。

    2) 相比于實(shí)驗(yàn)室均勻加速老化試驗(yàn)的支座,為了減小不均勻老化的影響,近海橋梁上長期使用支座的現(xiàn)場測試,應(yīng)當(dāng)在試驗(yàn)過程中增加豎向位移測點(diǎn)的 數(shù)量。

    3) 在生產(chǎn)加工質(zhì)量良好的前提下,隔震支座的水平剛度主要與老化區(qū)域有關(guān),與加載方向關(guān)系不大。

    4) 建立的考慮不均勻老化后的橡膠隔震支座剛度計(jì)算公式可很方便地用于所提出的老化后隔震支座性能老化簡易預(yù)測方法中。

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    (編輯 楊幼平)

    Influence of uneven aging on mechanical property of natural rubber bearing for offshore bridge and simplified aging prediction method

    MA Yuhong1, ZHAO Guifeng2, LUO Jiarun1, CUI Jie1, 2, ZHOU Fulin1

    (1. Earthquake Engineering Research & Test Center,Guangzhou University, Guangzhou 510405, China;2. School of Civil Engineering, Guangzhou University, Guangzhou 510006, China)

    The natural rubber bearing, rubber block and rubber sheet with the same rubber material were put forward together on the same experimental condition to test, and the changing rule formula of the rubber hardness over the distance from the surface distance was established. Based on the above research, the finite element analysis model of the rubber bearing was set up by use of ABAQUS software. After comparing the testing data and the finite element analysis results, the effectiveness of the finite element model was verified. And then, the uneven aging model of the natural rubber bearing was established; hardness was changed in distance from the surface; the uneven aging influence analysis on mechanical property of the rubber bearing was carried out. The stiffness calculation formula of the rubber bearing considering uneven aging was put forward, and a simplified method to estimate aging performance of the rubber bearing was given. The results show that uneven aging will result in the uneven vertical strain of bearing surface, and the rubber bearing will be damaged under long-term load and aging; the horizontal stiffness of the rubber bearing is related with aging area, but is irrelevant to the loading direction.

    offshore bridge; uneven aging; natural rubber bearing; hardness; finite element analysis

    10.11817/j.issn.1672-7207.2016.10.029

    P315.966

    A

    1672?7207(2016)10?3498?09

    2015?10?13;

    2016?01?05

    國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51578170,51678173);國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃(973計(jì)劃)項(xiàng)目(2011CB013606);國家自然科學(xué)基金高鐵聯(lián)合基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目(U1334209);廣州市屬高??萍加?jì)劃項(xiàng)目(1201421152)(Projects(51578170, 51678173) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2011CB013606) supported by the National Basic Research Development Program (973 Program) of China; Project(U1334209) supported by the Key Program of the National Natural Science Foundation of China and High-speed Rail Joint Foundation; Project(1201421152) supported by the Science and Technology Program of Guangzhou, Province)

    馬玉宏,博士,研究員,從事結(jié)構(gòu)隔震、防震減災(zāi)等研究;E-mail:849502749@qq.com

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