板式橡膠支座與RC橋墩串聯(lián)結構抗震性能試驗研究

董振華，劉 坤，周雨龍，梅 波，羅吉慶

(1.交通運輸部公路科學研究院,北京 100088；2. 港珠澳大橋管理局，廣東 珠海 519015;3.廣東省公路建設有限公司，廣東 東莞 510660)

0 引言

我國大多數(shù)公路鋼筋混凝土(RC)梁橋體系采用延性抗震設計理念，即地震荷載作用下，塑性鉸的位置一般選擇在橋墩上，橋墩作為延性構件設計，可發(fā)生彈塑性變形，耗散地震能量，且允許其發(fā)生有限度或可修復損傷，避免橋梁發(fā)生倒塌破壞。在實際橋梁工程中，橋墩與支座組成局部串聯(lián)結構，地震作用下，橡膠類支座的剪切變形、摩擦滑移和損傷起到隔震耗能的作用，減小了傳遞給下部結構的地震力和變形，減輕或延緩了下部結構的損傷。但是，局部支座的滑移較大或抗剪能力不足，可造成碰撞、落梁、支座失效等其他復雜嚴重的損傷失效模式[1-3]。由此可知，支座與橋墩的性能水平及其連接、接觸方式可改變鋼筋混凝土(RC)梁橋體系的震損模式，增多了采用延性抗震設計的鋼筋混凝土(RC)梁橋的抗震安全風險源和風險因素。當前，為了提高該類橋梁的抗震性能，通常以增加橋墩延性為目標制訂其抗震加固改造方案[4-6]，應對其針對性和有效性進行深入校驗分析。因此，針對采用普通橡膠支座的鋼筋混凝土(RC)梁橋，應考慮局部串聯(lián)結構連接方式、性能水平、力學特點，準確識別該類結構的抗震損傷失效模式及其抗震安全臨界狀態(tài)是關鍵。

目前，針對普通板式橡膠支座和四氟滑板支座，國內(nèi)外研究者采用水平單調(diào)靜力加載和循環(huán)往復加載方式，對支座的摩擦系數(shù)、抗剪剛度、變形性能等進行研究[7-11]。既有研究結果表明，當支座產(chǎn)生摩擦滑動后，支座有效剪切變形變化較小。而既有抗剪剛度理論計算模型的提出，主要在強界面接觸條件下得到，即不允許界面發(fā)生摩擦滑移。而地震作用下，支座典型震害特征為剪切變形、脫空、卷曲、滑移或脫落，以及由此造成的上部結構偏位、碰撞、落梁等震害。為了揭示不同震害的演變機理，結合RC梁橋震損特征及成因分析，考慮支座界面接觸和連接條件對其橋梁抗震性能的影響，采用擬靜力試驗方法，國內(nèi)外研究者開展了橡膠類支座的抗震性能研究[12-13]。研究結果表明：界面摩擦滑移可增加支座耗能能力，但支座等效剪切變形通常小于150%。支座與相鄰結構的界面連接較強時，支座剪切變形較大，水平荷載卸載，其剪切變形可恢復，殘余變形較小。由此可知，橡膠支座界面接觸條件可明顯影響支座本體的抗震性能發(fā)揮。

結合橡膠支座受力性能的研究成果，應用墩柱彎剪理論模型，研究者建立了疊層橡膠支座和RC橋墩串聯(lián)隔震體系力學性能計算模型，該模型是在疊層橡膠支座和RC橋墩強連接條件下得到，與實際非減隔震體系的RC橋梁工程存在明顯差異[14-15]。從既有串聯(lián)體系的力學理論模型得到，水平荷載作用下，支座和墩柱抗側剛度、變形性能是影響局部串聯(lián)結構力學性能和損傷失效模式的主要因素[16-18]。另外，既有串聯(lián)結構抗震性能研究結論，未考慮支座與橋墩的連接條件和兩者力學性能水平影響。因此，將既有串聯(lián)結構力學模型推廣應用于采用普通橡膠支座的非減隔震鋼筋混凝土(RC)梁橋的抗震安全性或損傷性能分析存在一定的局限性，其可適用性有待進一步驗證。

本研究基于支座和RC 墩柱串聯(lián)體系的力學關系理論模型，從影響局部串聯(lián)結構力學性能的關鍵參數(shù)著手，考慮非減隔震RC梁橋的普通橡膠類支座與墩柱的連接條件、支座抗剪剛度參數(shù)，設計并制作了4個支座和橋墩串聯(lián)體系試驗模型。采用擬靜力試驗方法，位移控制的加載制度，對試驗模型施加水平單向循環(huán)荷載。通過對比不同串聯(lián)體系試驗模型的損傷破壞特征，及串聯(lián)體系的滯回曲線、耗能參數(shù)、變形性能等抗震性能參數(shù)，研究分析不同參數(shù)影響下串聯(lián)體系抗震損傷失效模式、抗震性能指標變化規(guī)律，為進一步開展非減隔震RC梁橋的抗震性能評價、抗震性能加固設計等提供一定的數(shù)據(jù)支撐和理論支持。

1 串聯(lián)結構抗震性能分析理論基礎

在軸壓和水平荷載耦合作用下，支座和橋墩主要發(fā)生彎曲和剪切變形，不考慮支座與墩柱之間滑移，由水平力平衡條件得到：

KR(P)fR=KC(P)fC，

(1)

式中，fR為支座頂部水平位移；fC為墩頂水平位移；KR(P)為支座抗剪剛度；KC(P)為墩柱抗側剛度。

支座頂部水平位移由彎曲和剪切變形所產(chǎn)生的水平位移組成，其表達式如下：

fR=fRM+fRQ,

(2)

式中，fRM為彎曲變形產(chǎn)生的頂部水平位移；fRQ為剪切變形產(chǎn)生的頂部水平位移。

當前，我國非減隔震鋼筋混凝土梁橋通常采用普通板式橡膠支座、四氟滑板支座，該類支座主要以抗剪變形為主，彎曲變形可忽略不計，且不考慮支座水平滑動位移。因此，支座頂部水平位移與彎曲變形所產(chǎn)生的水平位移基本一致，即

fR=fRQ。

(3)

由水平荷載作用下，支座宏觀水平力-位移曲線可以得到支座的抗剪剛度如下所示：

(4)

式中FS為支座頂部水平力。

根據(jù)現(xiàn)行《公路橋梁抗震設計規(guī)范》的相關規(guī)定，普通板式橡膠支座的理論抗剪剛度計算模型如式(5)所示。該理論計算公式是在恒軸壓應力10 MPa和界面不發(fā)生滑移的條件下得到，主要考慮剪切面積、材料特性及支座幾何構型參數(shù)的影響，且適用于支座剪切應變小于等于100%的情況。水平地震荷載作用下，當支座產(chǎn)生脫空、卷曲、滑移等現(xiàn)象，則不同損傷情況下支座的抗剪剛度理論計算結果與實測結果式(4)存在一定的差異。因此，應根據(jù)串聯(lián)結構的損傷演變過程及變位，準確辨識支座抗剪剛度的變化規(guī)律，可用于進一步評估橋梁結構的再使用要求。

(5)

式中，∑t為支座橡膠層總厚度；GR為支座剪切模量；AR為支座剪切面積。

根據(jù)水平地震荷載作用下墩柱的宏觀水平力-位移關系可以得到其抗側剛度如下：

(6)

式中，F(xiàn)C為墩頂水平力，由串聯(lián)體系水平力平衡條件得到。

墩柱的理論彈性屈服抗側剛度計算公式如下：

(7)

式中，F(xiàn)y為墩頂水平屈服力；Δy為墩頂水平屈服位移；My為墩柱塑性鉸屈服彎矩；φy為墩柱塑性鉸屈服彎矩；L為墩柱的有效高度。

水平荷載作用下，當墩柱發(fā)生性能劣化或損傷情況，則橋墩抗側剛度理論計算結果與實測結果式(6)存在一定的差異。參考既有循環(huán)往復荷載作用下橋墩損傷理論研究成果，橋墩屈服之后其抗側剛度計算公式如式(8)所示。

(8)

式中，μi為第i次加載下對應的位移延性系數(shù)。

根據(jù)串聯(lián)體系水平力平衡條件式(1)，得到不同損傷狀態(tài)下，支座和墩柱的抗側剛度比與側向變形比的關系如式(9)所示。由式(1)～式(9)可知，支座和墩柱的抗側剛度是影響串聯(lián)體系變形性能的主要因素，同時，兩者的剛度比也是影響串聯(lián)結構的損傷破壞程度和損傷失效模式的主要參數(shù)。當支座和墩柱的接觸界面發(fā)生摩擦滑移，則兩者不能協(xié)同工作，式(9)不再成立。此外，結合支座受力性能研究結論得到，摩擦滑移后支座的有效剪切變形變化較小，即本身剪切變形不再繼續(xù)增加。對于串聯(lián)結構，由此傳遞給墩柱的水平力降低，墩頂側向變形降低，損傷減輕。由此可知，支座和墩柱的接觸界面摩擦滑移，可降低支座和橋墩的損傷和變形，但滑動滑移較大，改變了該類結構損傷破壞位置、程度和模式。

(9)

綜上所述，為了準確辨識地震作用下非減隔震RC梁橋的損傷破壞狀態(tài)，及評估其力學性能水平，為制訂具有針對性的抗震加固改造設計方案提供理論和方法支撐，本研究基于既有支座和橋墩串聯(lián)結構力學理論計算模型，通過開展相應的抗震性能試驗研究，深入分析支座和橋墩力學性能和界面連接條件下串聯(lián)結構抗震損傷狀態(tài)、損傷失效模式、力學變形性能等變化規(guī)律。

2 試驗概況

2.1 橡膠支座和RC橋墩串聯(lián)結構模型設計

普通橡膠類支座和RC橋墩串聯(lián)結構試驗模型的整體示意圖、墩身配筋圖、墩身橫截面配筋圖如圖1所示。由圖1可知，串聯(lián)結構試驗模型主要由墩柱底座、墩身、墩帽、支座及加載剛體組成。單墩底座、墩身、加載剛體試件的幾何構型和配筋參數(shù)如表1～3所示。支座的具體設計參數(shù)如表4所示。

2.2 試驗工況

支座和橋墩串聯(lián)體系抗震性能試驗研究，主要考慮支座類型、支座抗剪剛度、軸壓荷載、界面接觸強度等參數(shù)的影響，試驗工況設置如表4所示。其中，軸壓荷載是根據(jù)墩柱的軸壓比取0.15，0.2確定。

圖1 支座和RC橋墩串聯(lián)結構試驗模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of test model of series structure of bearing and RC pier

表1 單墩底座模型設計參數(shù)Tab.1 Design parameters of single pier base model

表2 墩身模型設計參數(shù)Tab.2 Design parameters of pier

表3 加載剛體模型設計參數(shù)Tab.3 Design parameters of loaded rigid body model

2.3 加載方案

采用擬靜力試驗方法，對串聯(lián)結構施加水平單向循環(huán)往復加載。采用位移控制加載制度，每一級水平加載位移循環(huán)3圈。分級加載位移根據(jù)所采用的橡膠支座的橡膠層高度確定，按照剪切應變150%來確定極限水平加載位移。串聯(lián)結構的水平加載如圖2所示。

2.4 測量方案

為了得到模擬地震荷載作用下，串聯(lián)結構的整體變形曲線，主要測量距離墩底100 mm(塑性鉸區(qū))、250 mm(塑性鉸區(qū))、500，700，1 000，1 400，1 750，2 000 mm(墩頂)、2 074 mm(支座頂部)、2 324 mm處的水平側向位移。沿串聯(lián)結構高度位移計布置位置如圖3所示。

表4 串聯(lián)結構抗震性能試驗工況Tab.4 Seismic performance test condition of series structure

圖2 串聯(lián)體系抗震性能加載試驗Fig.2 Seismic performance loading test of series system

圖3 位移計布置Fig.3 Layout of displacement meters

3 串聯(lián)結構抗震性能試驗結果分析

3.1 損傷破壞模式分析

對于B1-1串聯(lián)結構，即采用直徑350 mm的四氟滑板支座，高度為74 mm，豎向加載力為350 kN。當水平位移加載至10 mm(對應支座剪切應變18.87%)，支座頂面出現(xiàn)較小滑移。隨著水平加載位移增大，支座頂部逐漸出現(xiàn)脫空及較明顯滑動，下部墩身裂縫開展較慢。當水平位移加載至30 mm(對應支座剪切應變56.6%)，墩柱塑性鉸區(qū)高度范圍內(nèi)裂縫加寬，裂縫寬度最大值為0.15 mm，且支座產(chǎn)生顯著的環(huán)向裂縫；當水平加載位移大于50 mm，墩身裂縫基本未發(fā)生變化，支座滑動位移、脫空、開裂、卷曲等損傷劣化現(xiàn)象明顯。

對于B1-2串聯(lián)結構，即采用直徑為400 mm的圓形四氟滑板支座，高度為84 mm，豎向加載力為350 kN。水平加載位移至15 mm(對應支座剪切應變25%)，支座出現(xiàn)明顯的剪切變形，下部墩柱的受拉測裂縫有加寬趨勢，但發(fā)展較慢；當水平位移加載至30 mm(對應支座剪切應變50%)，墩柱塑性鉸區(qū)高度范圍內(nèi)裂縫明顯加寬，最大裂縫寬度約0.08 mm，支座頂部滑動位移約10 mm。隨著水平加載位移增大，墩身裂縫逐漸加寬，支座頂部滑動位移增大。當水平位移加載至70 mm(對應支座剪切應變116.7%)，墩身最大裂縫寬度約0.17 mm，支座頂部滑動位移約60 mm。

對于B2串聯(lián)結構，采用直徑為350,400 mm的圓形普通板式橡膠支座，豎向加載力為350 kN。當水平加載位移至10 mm，下部墩柱的裂縫加寬；當水平位移加載至30 mm，墩柱底部塑性鉸區(qū)高度范圍內(nèi)裂縫明顯加寬，墩身最大裂縫寬度約0.15 mm，支座出現(xiàn)明顯剪切變形；當水平位移加載至50 mm，墩身最大裂縫寬度約0.17 mm，支座頂部脫空深度約15 mm。隨著水平加載位移增大，墩柱塑性鉸區(qū)高度范圍內(nèi)裂縫逐漸加寬，且支座頂部脫空范圍增大。當水平位移加載至70 mm，墩身最大裂縫寬度約0.23 mm，支座最大脫空深度約85 mm，且支座上、下脫空深度差異較大，循環(huán)加載可明顯增加支座的滑動位移和脫空深度。

綜上所述，對于采用四氟滑板橡膠支座的串聯(lián)結構，水平循環(huán)荷載作用下支座與相鄰結構的接觸面發(fā)生較顯著的滑動位移，且下部墩柱開裂損傷發(fā)展緩慢且裂縫寬度小于0.2 mm，其典型損傷失效模式為支座水平滑動位移較大。對于采用頂面無四氟滑板普通橡膠支座的串聯(lián)結構，水平循環(huán)荷載作用下支座主要發(fā)生剪切變形、卷曲和脫空現(xiàn)象，滑動位移較四氟滑板支座小，且下部墩柱開裂損傷較大，其典型損傷失效模式為支座損傷失效或下部墩柱損傷。此外，當采用抗剪剛度較小的普通橡膠支座，初始加載條件下，支座可產(chǎn)生環(huán)向開裂和脫空現(xiàn)象，影響支座界面的滑動、下部墩柱的損傷，其失效模式主要為支座損傷失效。

3.2 水平力-位移滯回曲線

B1和B2系列RC墩柱與支座串聯(lián)結構的水平力-水平位移滯回曲線如圖4所示。

圖4 串聯(lián)結構水平力-水平位移滯回曲線Fig.4 Hysteresis curves of horizontal force vs. horizontal displacement of series structure

由圖4可知：(1)對于四氟滑板橡膠支座串聯(lián)結構，水平單向循環(huán)反復荷載作用下支座接觸界面易發(fā)生滑移，卸載后，支座不能很快地復位，使得串聯(lián)結構殘余位移較大，同時，滯回圈較飽滿，說明結構累計耗能較大。軸壓比和抗剪剛度增大，其支座滯回曲線特征基本一致，但殘余位移有所減小。該類串聯(lián)結構的滯回曲線型式為平行四邊形。(2)對于普通板式橡膠支座串聯(lián)結構，支座橡膠層與混凝土面接觸，水平循環(huán)反復荷載作用下支座滑移較小，且以剪切變形為主，卸載后，支座有效剪切變形可快速復位，使得串聯(lián)結構殘余位移較小，滯回圈較狹長，支座抗剪剛度增大。該類串聯(lián)結構的典型滯回曲線型式為梭形。(3)對比B1和B2系列串聯(lián)結構滯回曲線宏觀特征可知，四氟滑板橡膠支座串聯(lián)結構表現(xiàn)出了較好的耗能特征，但其抗側力較小，殘余位移較大，不能充分發(fā)揮支座本體的抗剪能力。同時，殘余位移較大可引發(fā)相鄰上部結構發(fā)生碰撞現(xiàn)象。

3.3 累積耗能曲線

B1和B2系列串聯(lián)結構的循環(huán)耗能曲線如圖5所示。由圖5可知：相同水平加載位移下，水平位移循環(huán)次數(shù)對耗能影響較小，尤其B2系列串聯(lián)結構，即支座與相鄰結構的界面接觸強度較大。

圖5 循環(huán)耗能對比Fig.5 Comparison of cyclic energy consumption

B1和B2系列RC墩柱與橡膠支座串聯(lián)結構的累計循環(huán)耗能滯回曲線如圖6所示。由圖6可知：相同構型、軸壓比、水平加載位移下，四氟滑板橡膠支座串聯(lián)結構的累計耗能較普通板式橡膠支座串聯(lián)結構最多增加167.0%，由此說明，支座與相鄰結構的界面摩擦滑移耗能可提高橋梁結構的耗能能力，但隨著水平加載位移的增加，兩者的差距逐漸減小。另外，隨著普通板式橡膠支座串聯(lián)結構中支座剪切變形增加，而四氟滑板橡膠支座水平滑移能力受限，大側移下普通板式橡膠支座串聯(lián)結構耗能能力增強。

圖6 累計耗能對比Fig.6 Comparison of cumulative energy consumption

綜上所述，鑒于支座與相鄰結構的界面連接強度差異較大，模擬水平地震荷載作用下，采用不同普通橡膠支座的串聯(lián)結構抗震能力優(yōu)勢不同，可進一步影響整體結構抗震性能及其震損模式。為此，應根據(jù)橋梁結構型式和抗震損傷失效模式需求，選擇合理的抗震體系及其局部結構力學性能演變模型。

3.4 墩柱水平位移變化曲線

B1和B2系列RC墩頂水平側移隨加載位移的滯回曲線如圖7所示。不同水平加載位移下B1和B2系列墩柱的水平側移曲線如圖8所示。由圖7和圖8可知：(1)墩柱水平移位滯回曲線幾何形式與串聯(lián)結構基本一致；(2)采用四氟滑板橡膠支座串聯(lián)結構，相同水平加載位移和軸壓荷載作用下，其下部墩柱側移明顯小于采用普通板式橡膠支座的串聯(lián)結構，且損傷程度較??；(3)水平加載位移下，采用普通滑板橡膠支座串聯(lián)結構中沿下部墩柱高度分布水平側向變形較大，且呈線性分布，另外，水平往復加載下，墩柱側移呈現(xiàn)非對稱分布現(xiàn)象，說明支座剪切變形不對稱或偏載可影響墩柱的受力變形性能。由此可知，地震荷載作用下，下部墩柱的抗震滯回力學模型與支座抗剪剛度和界面連接強度相關。因此，以上因素是定性和量化評價不同抗震體系的RC梁橋抗震性能的關鍵參數(shù)。

圖7 墩頂水平位移滯回曲線Fig.7 Horizontal displacement hysteresis curves of pier top

圖8 墩柱側移曲線Fig.8 Lateral displacement curves of pier column

4 結論

本研究設計并制作了4個典型普通橡膠支座和RC橋墩局部串聯(lián)結構模型構件，并對此施加水平單向低周往復荷載，通過提取并對比分析不同串聯(lián)結構的抗震性能指標，得出以下結論。

(1)對于采用四氟滑板橡膠支座的串聯(lián)結構，水平循環(huán)荷載作用下支座與相鄰結構的接觸面發(fā)生較顯著的滑動位移，且下部墩柱開裂損傷發(fā)展緩慢，其典型損傷失效模式為支座水平滑動位移較大。而采用無四氟滑板普通橡膠支座的串聯(lián)結構，水平循環(huán)荷載作用下其典型損傷失效模式為支座剪切變形較大和下部墩柱損傷。

(2)對于四氟滑板橡膠支座串聯(lián)結構，水平荷載作用下接觸界面易發(fā)生滑移，表現(xiàn)出了較好的耗能特征，但其抗側力較小，典型滯回曲線形式為平行四邊形；而采用普通板式橡膠支座串聯(lián)結構，水平循環(huán)反復荷載作用下界面滑移較小，以支座剪切變形為主，典型滯回曲線形式為梭形。但隨著水平加載位移的增加，四氟滑板橡膠支座水平滑移能力受限，且滑動位移不易恢復，則以上兩類串聯(lián)結構的累計耗能差距逐漸減小，大側移下普通板式橡膠支座串聯(lián)結構耗能能力增強。

(3)墩柱水平移位滯回曲線幾何形式與串聯(lián)結構基本一致；支座與相鄰結構的界面滑移，可明顯降低下部墩柱的側向變形和損傷程度，但支座剪切變形和滑移可增加上部結構碰撞或落梁的風險。另外，水平往復加載下，支座剪切變形不對稱或偏載，造成墩柱側移和損傷呈現(xiàn)非對稱分布現(xiàn)象。

綜上所述，模擬水平地震荷載作用下，支座抗剪剛度和界面連接強度可影響下部墩柱和局部結構的震損模式和損傷破壞狀態(tài)、耗能等抗震性能。因此，以上參數(shù)是建立較準確的局部串聯(lián)結構和整體梁橋抗震性能分析模型的關鍵，同時，也是定性和準確量化評價不同抗震體系RC梁橋抗震性能的關鍵因素。此外，研究結論為不同抗震體系的在役常規(guī)梁橋進一步采取合理的抗震改善措施指引方向。