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(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401；2.中電建冀交高速公路投資發(fā)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(yōu)良而在中小跨徑梁橋中被廣泛應(yīng)用。在橋梁減隔震設(shè)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(zāi)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(xué)者開始對板式橡膠支座的減隔震性能進(jìn)行深入研究。其中，范立礎(chǔ)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(jìn)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(shù)值模擬等方面得到了進(jìn)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(jìn)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(xiàn)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(shù)學(xué)者進(jìn)行了初步探索。施衛(wèi)星等[13]對疊層橡膠支座進(jìn)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(tài)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(jìn)而通過擬靜力試驗探究其恢復(fù)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(tài)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(biāo)，采用擬靜力試驗較為系統(tǒng)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(guī)律，為在役公路梁橋的性能評估及抗震加固提供依據(jù)。

1 老化與偏心下支座擬靜力試驗設(shè)計

1.1 試件及主要試驗設(shè)備

板式橡膠支座試件型號為GYZ250×41，其詳細(xì)參數(shù)見表1。將支座按4塊一組，依據(jù)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(yīng)的實際老化年限依據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)《硫化橡膠或熱塑性橡膠應(yīng)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(yīng)溫度；ts、Ts為實際使用時間及溫度；R為摩爾氣體常數(shù)；Ea為活化能。

表1 板式橡膠支座各規(guī)格參數(shù)Table 1 Specification parameters of laminated rubber bearing

已有研究表明，在老化反應(yīng)溫度變化不大時,活化能可視為常數(shù)[15-16]，則式(1)等號右側(cè)為定值，tl與ts間呈線性關(guān)系，結(jié)合文獻(xiàn)[13]換算可得老化1、老化2、老化3分別對應(yīng)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(shù)，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(xiàn)[17]所述一致。

主要試驗設(shè)備有門式反力鋼架1套、25 t作動器及配套記錄系統(tǒng)、30 t千斤頂和鋼構(gòu)件及配套螺桿、四氟滑板、位移傳感器和數(shù)據(jù)采集儀。

1.2 試驗裝置設(shè)計

豎向和水平加載試驗裝置設(shè)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(yù)設(shè)圓孔施加于球鉸，進(jìn)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(shè)置四氟滑板，便于其水平往復(fù)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(shè)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(jié)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(jīng)計算確定試驗加載力為214 kN。豎向荷載穩(wěn)定后由作動器采用位移控制進(jìn)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(shù)規(guī)范》[19]并結(jié)合試驗裝置尺寸取大于極限應(yīng)變的35、40 mm，每個幅值加載3個循環(huán)。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(shù)據(jù)。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(jié)果分析

3.1 滯回曲線圖特征及初步分析

觀察發(fā)現(xiàn)，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(dāng)水平力卸載為0時，滯回曲線在水平坐標(biāo)上的截距并不為0，該數(shù)值應(yīng)為支座與頂?shù)装彘g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(fù)運動中支座與鋼板間勢必出現(xiàn)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(yuǎn)大于后期，可見加載初期支座位移值應(yīng)是靜摩擦力對應(yīng)的水平變形，而后出現(xiàn)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(xiàn)，但此時的位移值并非單純的由支座滑動貢獻(xiàn)，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(fù)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(fù)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(fù)峰值荷載的絕對值略有降幅。而當(dāng)老化和偏心耦合時，除體現(xiàn)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(jìn)行，曲線斜率、峰值荷載皆逐漸減小，在往復(fù)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(chǎn)生了影響。下面針對具體抗震性能指標(biāo)作進(jìn)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(shù)據(jù)，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(xiàn)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(fā)現(xiàn)其與推拉行程中支座變形呈現(xiàn)的新特征有關(guān)。如圖6所示，當(dāng)支座處于偏心受壓狀態(tài)時，下方鋼板呈現(xiàn)一定偏轉(zhuǎn)，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(jié)合滯回曲線在試驗所設(shè)位移幅值下各往復(fù)循環(huán)中支座的滑移數(shù)據(jù)，經(jīng)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(guī)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(yīng)的滑移量自然增大。而當(dāng)支座偏心受壓時，“推”行程的吃力使得滑移陡減，滑移數(shù)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(jīng)過水平往復(fù)荷載后的相對位置是否發(fā)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(jié)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(dāng)軸載發(fā)生偏心時，支座的相對位置卻有明顯變化，且呈現(xiàn)不可逆的統(tǒng)一向豎向壓力相對較小的一方滑移的特征。據(jù)此可推測，對位于簡支梁橋、連續(xù)梁橋端部處于偏壓即使未發(fā)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(guān)規(guī)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(nèi)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(jié)構(gòu)的抗震安全，甚至導(dǎo)致落梁，故建議橋梁維護(hù)中對支座底面應(yīng)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(shù)據(jù)、利用MATLAB得到的滯回曲線面積，據(jù)此，采用等效阻尼比公式(3)計算出各工況阻尼參數(shù)，結(jié)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(fù)的峰點荷載值和位移值。

由圖9可見，滯回曲線面積計算結(jié)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(fù)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(fù)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(jié)合滯回曲線總面積的變化，可見在當(dāng)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(guī)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(jié)合圖4及前文所述，在一定位移幅值內(nèi)，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(dāng)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(fù)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(dāng)支座處于偏心受壓狀態(tài)時，其耗能能力下降都非常明顯。因此，橋檢中嚴(yán)重的偏壓狀態(tài)應(yīng)引起足夠的重視，其會削弱結(jié)構(gòu)在地震作用下的安全性。

4 結(jié)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(tài)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(dāng)發(fā)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(jìn)而降低結(jié)構(gòu)的抗震安全性，建議橋梁管養(yǎng)中應(yīng)重視對梁端或長期處于偏壓狀態(tài)支座的維護(hù)，其底面可采取適當(dāng)限位措施。