板式橡膠支座摩擦滑移抗震性能試驗(yàn)研究

李 沖 王克海 李 悅 李 茜

(1東南大學(xué)交通學(xué)院，南京 210096)(2交通運(yùn)輸部公路科學(xué)研究院，北京 100088)

板式橡膠支座摩擦滑移抗震性能試驗(yàn)研究

李 沖1王克海2李 悅2李 茜2

(1東南大學(xué)交通學(xué)院，南京 210096)
(2交通運(yùn)輸部公路科學(xué)研究院，北京 100088)

摘 要:為了研究板式橡膠支座摩擦滑移后橋梁的抗震性能，完成了5個(gè)試件在不同豎向荷載作用和往復(fù)荷載作用下的擬靜力試驗(yàn)，分析了支座摩擦滑移前后的滯回曲線、骨架曲線、支座變形、滑移位移、強(qiáng)度和剛度退化規(guī)律以及耗能能力等抗震性能指標(biāo).試驗(yàn)結(jié)果表明，加載位移較小時(shí)，支座主要發(fā)生彈性剪切變形，滑動(dòng)位移較小.當(dāng)支座剪切變形達(dá)到73% ～110%時(shí)，發(fā)生明顯滑移，滑移位移與支座所受的豎向荷載和支座規(guī)格有關(guān).支座與鋼板之間的摩擦系數(shù)與施加豎向荷載成反比，摩擦力與豎向荷載成正比，支座加載和卸載剛度基本不變，等效剛度退化明顯，但退化到一定值后基本穩(wěn)定.板式橡膠支座橡膠層厚度的增加會(huì)導(dǎo)致支座摩擦耗能性能改變，加載位移相同時(shí)，支座自身的剪切變形隨之增大，摩擦滑移位移和摩擦耗能則隨之減小.

關(guān)鍵詞:板式橡膠支座;摩擦滑移;滑移位移;耗能;剪切變形

汶川地震中中小跨徑橋梁以主梁移位、支座破壞為主，橋墩破壞率較低，這主要是因?yàn)槲覈?guó)中小跨徑橋梁普遍采用板式橡膠支座，支座在地震作用下較易發(fā)生滑動(dòng)，大大減小了傳遞到橋墩的地震力［1］.因此，可利用板式橡膠支座的摩擦滑移進(jìn)行中小跨徑橋梁的抗震設(shè)計(jì).

針對(duì)橡膠支座在地震中的抗震性能，國(guó)外學(xué)者進(jìn)行了廣泛研究.阪神地震后修訂的日本規(guī)范規(guī)定將支座作為主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行詳細(xì)設(shè)計(jì)，Mori等［2-3］研究了支座頂部和底部均無(wú)錨固的橡膠支座，其最大剪切變形可達(dá)到150% ～225%;Buckle等［4］對(duì)高剪應(yīng)變下橡膠支座的穩(wěn)定性進(jìn)行了研究，分析了水平位移或剪應(yīng)變對(duì)臨界荷載的影響;Filipov等［5-7］研究了考慮摩擦滑移的支座對(duì)橋梁整體受力性能的影響，并將這種體系定義為準(zhǔn)隔振體系(quasi isolated systems).國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)板式橡膠支座的研究側(cè)重于正常使用狀況下的力學(xué)性能分析，針對(duì)板式橡膠支座地震作用下抗震性能的研究相對(duì)較少.

汶川地震后，王克海等［8］對(duì)不同橋型的性能表現(xiàn)進(jìn)行了總結(jié)，提出了橋梁抗震設(shè)計(jì)的“一可三易”原則，即構(gòu)件的損傷部位和損傷程度可控、損傷部位易檢、損傷構(gòu)件易修和破壞構(gòu)件易換，并建議在破壞性地震作用下，將支座作為保險(xiǎn)絲式單元優(yōu)先損壞.王東升等［9］對(duì)橋梁典型震害進(jìn)行總結(jié)后，提出了梁式橋防落梁抗震設(shè)計(jì)理念及方法.李立峰等［10］基于傳統(tǒng)可靠度概率方法，建立了橡膠支座的易損性曲線，結(jié)果表明支座在地震作用下易損性較其他構(gòu)件高.以上研究表明，對(duì)中小跨徑梁橋而言，支座在地震作用下是易損構(gòu)件，并且支座的損壞可以起到保護(hù)橋梁下部結(jié)構(gòu)(橋墩、樁基)的作用，但對(duì)支座的摩擦滑移耗能作用并未進(jìn)行深入研究.

本文針對(duì)板式橡膠支座在地震中的摩擦滑移現(xiàn)象，研究了支座摩擦滑移后的抗震性能以及影響摩擦滑移的主要因素，為中小跨徑橋梁的抗震設(shè)計(jì)提供參考依據(jù).

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

參考《公路橋梁板式橡膠支座規(guī)格系列》(JT/T 663—2006)［11］，共設(shè)計(jì)制作了 5 個(gè)矩形板式橡膠支座，具體板式橡膠支座規(guī)格參數(shù)見(jiàn)表1.支座尺寸為500 mm×550 mm，高度分別為78和87 mm，均由河北衡水支座廠家生產(chǎn).支座為單面錨固，一面設(shè)置封板，以便與加載設(shè)備進(jìn)行連接，另一面為滑動(dòng)面，與支承面摩擦(見(jiàn)圖1).選用鋼塊作為支承面，將試件的橡膠墊層直接放置于鋼塊上，試驗(yàn)布置圖見(jiàn)圖2.在支座的上表面和支座自身滑移面上安裝位移計(jì)，分別測(cè)量加載位移和支座剪切變形.其中，加載位移等于支座剪切變形和滑移位移之和.

表1 板式橡膠支座規(guī)格

圖1 試驗(yàn)用板式橡膠支座

圖2 試驗(yàn)布置圖

1.2 加載制度

試驗(yàn)采用位移控制，加載位移用等效剪切應(yīng)變E來(lái)表示，它是加載位移與支座橡膠層厚度的比值.試驗(yàn)時(shí)首先施加豎向荷載，當(dāng)達(dá)到平均壓應(yīng)力后保持恒定，以0.02 Hz的頻率，在水平方向施加往復(fù)水平位移，一共分為5級(jí)加載，每級(jí)加載幅值循環(huán)4次，具體加載制度如圖3所示.試驗(yàn)加載制度規(guī)定，作動(dòng)器推向?yàn)檎?，拉向?yàn)樨?fù)，加載順序?yàn)橄日筘?fù).

圖3 試件水平荷載加載歷程圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件在不同加載階段下支座變形圖見(jiàn)圖4.支座S1～支座S4的水平力-位移滯回關(guān)系曲線見(jiàn)圖5.支座的剪切變形曲線見(jiàn)圖6(支座S1由于位移計(jì)失效未予列出).

圖4 支座摩擦滑移試驗(yàn)現(xiàn)象

以支座S2為例，說(shuō)明各加載階段支座特征.當(dāng)E＜100%時(shí)，支座主要發(fā)生彈性剪切變形，滑移量較小.當(dāng)E=50%，100%時(shí)，支座剪切變形分別約為15和28 mm，滑移位移分別約為8和20 mm(圖4(a)).可見(jiàn)，支座在達(dá)到最大剪切變形前已經(jīng)開(kāi)始滑動(dòng)了，但滑動(dòng)位移較小，且滯回環(huán)呈狹長(zhǎng)型，力-位移關(guān)系基本呈線性關(guān)系(見(jiàn)圖5(b)).隨著加載位移的增大，支座與支撐面發(fā)生較大的摩擦滑移，當(dāng)E＞150%時(shí)，出現(xiàn)明顯的滑移點(diǎn)，支座剪切變形為35 mm.圖5中，黑色圓圈表示支座開(kāi)始正向和反向加載時(shí)首次出現(xiàn)的明顯滑移點(diǎn).此時(shí)，力-位移關(guān)系不再呈線性關(guān)系，而是雙線性關(guān)系.由圖6(a)中的S2支座剪切變形圖也可以看出，當(dāng)50%＜E＜100%時(shí)，支座剪切變形較小;當(dāng)E＞150%時(shí)，支座剪切變形基本達(dá)到最大，平均值為35 mm(圖6中虛線即表示支座剪切變形平均值)，占橡膠層總高度的73%.若繼續(xù)增大加載位移，支座剪切變形基本維持不變，滑移位移繼續(xù)增大.卸載后，支座恢復(fù)原狀，并沒(méi)有出現(xiàn)Buckle等［4］研究中發(fā)現(xiàn)的橡膠和鋼板加勁層剝離或失穩(wěn)的現(xiàn)象，這主要是因?yàn)榘迨较鹉z支座單面錨固，滑動(dòng)面與支承面沒(méi)有錨固，當(dāng)水平力大于支座和支承面的摩擦力時(shí)，支座在支承面上發(fā)生滑動(dòng).試驗(yàn)結(jié)束后，支座基本保持完好，摩擦面上布滿橡膠碎屑，支座S5底層橡膠由于反復(fù)摩擦造成表層橡膠剝離(見(jiàn)圖4(d)).

圖5 支座荷載-位移滯回曲線

圖6 支座剪切變形

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 軸力的影響

第1組試驗(yàn)共包含4個(gè)相同類(lèi)型的支座，以研究不同豎向荷載作用下支座滑移后的力學(xué)性能.支座的滑動(dòng)摩擦力等于支座開(kāi)始滑動(dòng)后的水平力.

3.1.1 支座剪切變形

由圖6可以看出，豎向荷載越大，滑移時(shí)支座產(chǎn)生的剪切變形越大.當(dāng)豎向荷載為6，8，10 MPa時(shí)，支座滑移產(chǎn)生的平均剪切變形分別為35，40，49 mm，分別為支座橡膠層總厚度的73%，83%，102%.

3.1.2 強(qiáng)度退化

由圖5可以看出，分級(jí)加載中摩擦力隨加載次數(shù)的增加而降低，且豎向荷載越大，強(qiáng)度退化現(xiàn)象越明顯，最大值與最小值相差12% ～20%(見(jiàn)圖5(c)和(d)).分級(jí)加載中，當(dāng)50% ＜E＜100%時(shí)，滑動(dòng)摩擦力隨著循環(huán)次數(shù)的增多而逐漸減小，這主要是因?yàn)榈讓酉鹉z與鋼板之間經(jīng)過(guò)反復(fù)循環(huán)后，支座與摩擦面之間出現(xiàn)碎屑(見(jiàn)圖4(d))，起到了潤(rùn)滑作用，導(dǎo)致摩擦系數(shù)變小，摩擦力降低;當(dāng)E＞150%時(shí)，經(jīng)過(guò)多次滯回循環(huán)后，滑移力趨于穩(wěn)定，基本保持不變.E=250%，300%時(shí)，支座最大剪切變形基本保持不變，支座強(qiáng)度退化現(xiàn)象消失.

3.1.3 等效剛度

剛度退化是指在低周反復(fù)荷載試驗(yàn)中，當(dāng)試件屈服(此處可認(rèn)為出現(xiàn)明顯滑移)后，隨著位移的增加，試件的剛度也逐步降低.由圖5可知，隨著加載位移的增加，卸載剛度和加載剛度基本一致，退化不明顯，說(shuō)明支座滑移前后均保持彈性;支座滑移后，用等效剛度表示支座特性，其等效剛度呈退化趨勢(shì).不同豎向荷載作用下支座摩擦滑移后的剛度退化見(jiàn)圖7.

圖7 不同豎向荷載下支座剛度退化

由圖7可以看出，不同豎向荷載作用下板式橡膠支座的等效剛度退化曲線趨勢(shì)基本接近，均呈線性關(guān)系，并且等效剛度隨著加載位移的增大而降低.當(dāng)E=250%，300%時(shí)，退化趨勢(shì)趨緩，且不同豎向荷載下等效剛度較為接近.

3.1.4 摩擦力和摩擦系數(shù)

采用一個(gè)單調(diào)加載-卸載過(guò)程中所對(duì)應(yīng)的荷載-位移關(guān)系曲線來(lái)表示不同豎向荷載作用下摩擦力和摩擦系數(shù)的變化情況(見(jiàn)圖8).由圖可知，隨豎向荷載的增大，摩擦力增大，支座表現(xiàn)出明顯的剛度硬化效應(yīng).摩擦系數(shù)μ與施加的豎向荷載P成反比，當(dāng)P=4 MPa時(shí)，摩擦系數(shù) μ =0.30 ～0.40;當(dāng)P=6 MPa時(shí)，μ =0.20 ～0.30;當(dāng)P=8 MPa時(shí)，μ =0.15 ～0.25;當(dāng)P=10 MPa 時(shí)，μ =0.10 ～0.25.

3.2 支座厚度的影響

第2組試驗(yàn)主要對(duì)比支座S5和S1，分析支座厚度對(duì)受力性能的影響.支座S5和S1的荷載-位移滯回曲線對(duì)比圖見(jiàn)圖9.由圖可知，支座S5的滯回曲線同支座S1類(lèi)似.當(dāng)E＞200%后，支座S5開(kāi)始滑移，其剪切變形達(dá)到最大，為66 mm，占支座橡膠層總厚度的110%.支座S1發(fā)生滑動(dòng)時(shí)摩擦力為394.7 kN，加載和卸載剛度為6 680 kN·m;支座S5發(fā)生滑動(dòng)時(shí)摩擦力為397.8 kN，加載和卸載剛度為4 098 kN·m.可見(jiàn)，支座S1和S5發(fā)生滑動(dòng)后摩擦力基本相同，但支座S5的剪切剛度明顯小于支座S1;相同加載位移情況下，支座S5的剪切變形大于支座S1，但其滑移位移則小于支座S1.因此，相同加載位移下支座厚度越大，支座的剪切變形相對(duì)越大，滑移位移越小.

圖8 不同豎向荷載下摩擦力/摩擦系數(shù)-位移關(guān)系

圖9 不同厚度的支座滯回曲線對(duì)比圖

3.3 骨架曲線

不同豎向荷載和不同橡膠層厚度的板式橡膠支座在低周反復(fù)荷載作用下的骨架曲線見(jiàn)圖10.由圖10(a)可知，在產(chǎn)生較大的滑動(dòng)之前，不同豎向荷載作用下骨架曲線基本重合，試件的彈性剛度非常接近，與豎向荷載相關(guān)性較小.出現(xiàn)明顯滑移后，豎向力越大，水平摩擦力越大，與豎向荷載的相關(guān)性也越大.由圖10(b)可知，支座高度越大，彈性剛度越小，支座變形越大，但產(chǎn)生滑移的水平摩擦力則變化不大.考慮摩擦滑移的支座骨架曲線具有明顯的拐點(diǎn)，可用不考慮退化的雙線性曲線彈塑性模型來(lái)描述.

圖10 骨架曲線對(duì)比

3.4 耗能能力

結(jié)構(gòu)構(gòu)件的耗能能力是以荷載-位移滯回曲線所包圍的面積來(lái)衡量的，通過(guò)計(jì)算可得各加載位移下支座的等效黏滯阻尼比ξe和總耗能Wtotal，結(jié)果分別見(jiàn)表2和表3.其中，試件總耗能Wtotal是指每一級(jí)循環(huán)荷載從0開(kāi)始一直到最大荷載對(duì)應(yīng)的滯回環(huán)截止點(diǎn)所累積的滯回環(huán)包圍面積.

表2 支座的等效黏滯阻尼比

表3 滯回循環(huán)面積 MN·mm

由表2可以看出，不同豎向荷載作用下，隨著加載位移的增大，等效黏滯阻尼比逐漸增大.當(dāng)支座發(fā)生較小的滑移(E=50%，100%)時(shí)，阻尼比較小，平均等效阻尼比為9.6%;當(dāng)支座發(fā)生明顯滑移(E＞100%)后，等效黏滯阻尼比迅速增大.當(dāng)E=200%時(shí)，等效黏滯阻尼比為 29.1%;當(dāng)E=250%，300%時(shí)，等效黏滯阻尼比分別為36.6%和41.1%.當(dāng)E＞250%后，不同豎向荷載作用下支座的等效黏滯阻尼比相差不大，可作為設(shè)計(jì)時(shí)支座最大滑移距離的依據(jù).

由表3可以看出，支座摩擦滑移后，隨著滑移位移的增大，耗能能力逐漸增強(qiáng).對(duì)比支座S1～S4可知，隨著支座豎向壓力的增大，支座受到的摩擦水平力不斷增大，比值為 1∶1.18∶1.22∶1.19，并且各級(jí)加載對(duì)應(yīng)的支座滯回曲線面積逐漸增大，耗能能力逐漸增強(qiáng).對(duì)比支座S1和S5可知，支座S1的滯回面積為302.766 MN·mm，而支座S5的滯回面積為202.700 MN·mm，是支座 S1的84.1%.由此可知，對(duì)于不同高度的板式橡膠支座，相同加載位移下，高度越大，支座剪切變形越大，相應(yīng)的滑移位移越小，滯回環(huán)面積越小，耗能能力也就越小.

4 結(jié)論

1)加載位移較小時(shí)，支座主要發(fā)生彈性剪切變形，滑動(dòng)位移很小，板式橡膠支座的滯回曲線呈狹長(zhǎng)型，可近似用直線代替.當(dāng)支座剪切變形達(dá)到73% ～110%時(shí)，發(fā)生明顯滑移，滑移位移與支座所受的豎向荷載和支座高度有關(guān).考慮摩擦滑移的板式橡膠支座可用不考慮退化的雙線性曲線彈塑性模型來(lái)描述.

2)支座與鋼板之間的摩擦系數(shù)與施加豎向荷載成反比，支座發(fā)生滑動(dòng)時(shí)的摩擦力與豎向壓力成正比.

3)摩擦力隨加載次數(shù)的增加而降低，豎向力越大，支座強(qiáng)度退化現(xiàn)象越明顯，主要原因是支座底層橡膠與摩擦面之間的碎屑起到了潤(rùn)滑作用.隨著加載位移的增大，支座等效剛度退化越明顯，但退化到一定值后基本穩(wěn)定.

4)加載位移相同時(shí)，隨著橡膠層厚度的增大，支座自身的剪切變形逐漸增大，摩擦滑移距離和支座摩擦耗能逐漸減小.

5)板式橡膠支座構(gòu)造簡(jiǎn)單，成本低廉，安裝方便，地震作用下可利用其摩擦滑移性能耗散地震能量，減小傳遞到下部結(jié)構(gòu)的地震力，但使用時(shí)應(yīng)注意可能會(huì)產(chǎn)生較大的殘余位移，應(yīng)與防落梁裝置配套應(yīng)用，控制上部結(jié)構(gòu)在不發(fā)生落梁的范圍內(nèi)又不增加下部結(jié)構(gòu)地震力.

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Experimental study on seismic performance of laminated rubber bearings with friction slipping

Li Chong1Wang Kehai2Li Yue2Li Qian2
(1School of Transportation，Southeast University，Nanjing 210096，China)
(2Research Institute of Highway of Ministry of Communications，Beijing 100088，China)

Abstract:To investigate the seismic behaviors of the laminated rubber bearing with friction slipping，a series of experiments of five specimens subjected to pseudo-static tests under different vertical loads and reciprocating loads were conducted.The force-displacement hysteretic curve，skeleton curve，deformation，slipping displacement，degradation of strength and stiffness，and the energy dissipation capacity before and after friction slipping were analyzed.The experimental results show that when the load displacement is small，the elastic shear deformation of bearings is predominant and the slipping displacement is small.When the bearing shear deformation reaches 73%to 110%，slipping displacement is obvious and it is related to the vertical load and the type of bearings.The friction coefficient between the bearing and the steel plate is inversely proportional to the applied vertical load，while the friction force is proportional to the vertical load.The uploading and unloading of bearing are essentially unchanged.The bearing equivalent stiffness degradation is obvious;but after the degradation reaches a certain value，the equivalent stiffness is prone to stability.The increase of the rubber layer thickness can change friction energy dissipation.When the loading displacement is equivalent，shear deformation increases while friction slipping displacement and friction energy consumption decrease.

Key words:laminated rubber bearing;friction slipping;slipping displacement;energy dissipation;shear deformation

中圖分類(lèi)號(hào):U442.5

A

1001－0505(2014)01-0162-06

doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2014.01.029

收稿日期:2013-05-19.

李沖(1985—)，男，博士生;王克海(聯(lián)系人)，男，博士，研究員，博士生導(dǎo)師，kh.wang@rioh.cn.

基金項(xiàng)目:科技部國(guó)際科技合作計(jì)劃資助項(xiàng)目(2009DFA82480)、交通運(yùn)輸部西部交通建設(shè)科技資助項(xiàng)目(2009318223094)、交通運(yùn)輸部公路工程行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)資助項(xiàng)目(JTG-C-201012).

李沖，王克海，李?lèi)?，?板式橡膠支座摩擦滑移抗震性能試驗(yàn)研究［J］.東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2014，44(1):162-167.［doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2014.01.029］