金属橡胶桥梁支座转动性能试验研究

夏修身，张颖周，杜 骞

(1. 兰州交通大学 土木工程学院，兰州 730070；2. 甘肃恒达路桥工程集团有限公司，兰州 730070)

梁体在竖向荷载下将发生挠曲变形，需要支座产生相应的转角来满足梁端转动，当支座的转动性能不足时会发生支座的转动脱空[1]，对桥梁结构安全带来一定的影响[2].板式橡胶支座需进行转角试验，以测定其转动性能是否满足桥梁使用要求.与板式橡胶支座的转动原理相似，金属橡胶支座以金属橡胶的不均匀弹性压缩适应竖向荷载引起的梁体转动，属于弹性转动、转动时有一定的转动刚度[3-4].转动刚度会带来桥梁计算图示的改变、给主梁的受力带来不利影响[5].

金属橡胶广泛应用于航空航天、军事装备及医学领域[6].金属橡胶构件方面的研究也主要集中在小构件的竖向压缩性能方面，没有涉及到转动性能[7-9].金属橡胶桥梁支座是一种新型材料支座，对转动性能有一定的要求，目前针对此开展的研究文献较少[10-13].因此，开展大尺寸金属橡胶支座的转动性能试验研究，具有重要的理论及实际意义.

文中开展了金属橡胶支座转动性能力学试验研究，讨论了竖向压力对支座转动刚度的影响，考查了转动刚度与初始压应力的关系.

1 支座转动性能测试原理

金属橡胶支座采用与板式橡胶支座相同的外部结构，但将板式橡胶支座中的天然橡胶及约束钢板替换成金属橡胶[11].与板式橡胶支座一样，金属橡胶支座利用支座中金属橡胶的不均匀弹性压缩适应竖向荷载引起的梁体转动.

为测试金属橡胶支座转动性能，根据支座的转动原理，本文设计的支座转角-转动力矩关系测试方案，如图1所示.

图1 支座转动性能测试原理Fig.1 Test principle of bearing rotation performance

对图1中的刚性梁施加集中力P，刚性梁下的支座发生转动，支座转角θ与刚性梁转角大小相等.

转角的正切值按下式计算：

(1)

转动弯矩按下式计算：

M=P×L.

(2)

图中及式中：tanθ为转角正切值；Δ1为N1处的变形值；Δ2为N2处的变形值；L为转动力臂.

2 试验概况

2.1 模型设计

本文参考板式橡胶支座的系列规格，设计并加工了3个支座模型(如图2所示) ，3个支座模型均采用304奥氏体不锈钢丝、丝径为0.5 mm.支座的设计尺寸为d160×42、即直径为160 mm、高度为42 mm，成型后的主要参数如表1所列、与设计尺寸稍有差异.为考查相对密度的影响，设计中采用了三种不同相对密度.相对密度为支座密度与金属丝密度比值.

2.2 试验装置及加载工况

试验装置如图3所示.转动荷载由竖向千斤顶施加，支座承受的竖向初始荷载也由放置在支座中心处的千斤顶施加，为了使支座与刚梁转动时支座竖向压力保持恒定，在支座上方设置了铰.

图2 金属橡胶支座模型Fig.2 Mental rubber bearing model

表1 支座参数

试验时采取位移控制，机电百分表采集位移、压力传感器采集力.试验测试了支座在竖向压力分别为：50 kN、100 kN、150 kN、200 kN、250 kN及280 kN下的转动性能，其对应的设计支座压应力分别为：2.5～14 MPa.

图3 支座转动试验设备Fig.3 Bearing rotation test equipment

3 试验结果及其分析

试验中3个支座的转角均达到了0.02 rad、且没有发生转动脱空，试验后支座的不均匀压缩变形完全恢复，满足了国内外规范中转角大于0.33% rad的要求[14].

3.1 铰的转动摩阻测试

为了后文转动力矩分析时扣除铰摩擦的影响，文中测试了6种竖向荷载下铰系统的转动摩阻力矩，如图4所示.

图4 铰的转动力矩与转角关系曲线Fig.4 Curve of relationship between rotation moment and rotation angle of hinge

图4中，铰的转动力矩-转角关系曲线随竖向压力不同而变化，但都可分为静摩擦阶段与动摩擦阶段.静摩擦阶中段转动力矩随转角的快速增加速最大值，而动摩擦阶段时，转动刚度保持为一常数.

3.2 支座的转动力矩-转角关系

3个支座在竖向压应力为10 MPa(竖向力为200 kN)下的转动力矩-转角关系，如图5～7所示.

由图7可见，转动加载曲线也可以分为两个阶段，第一段为O点到A点：主要由铰摩擦力矩贡献，第二段为AB段：近似为直线段、代表支座的转动刚度，这表明在给定初始压力下支座的转动刚度也为定值.

图5 A1支座转动力矩与转角关系曲线Fig.5 Curve of rotation moment and angle of A1 bearing

图6 A2支座转动力矩与转角关系曲线Fig.6 Curve of rotation moment and angle of A2 bearing

图7 A3支座转动力矩与转角关系曲线Fig.7 Curve of rotation moment and angle of A3 bearing

为考查竖向压力对支座转动力矩-转角关系曲线的影响，进行了不同竖向压力下支座的转动力矩-转角关系曲线的测试，结果如图8～10所示及如表2所列.图中的转动力矩-转角关系曲线未扣除铰的摩擦力矩，而表2中的转动力矩扣除了铰摩擦力矩.

图8 A1支座的转动力矩与转角关系曲线Fig.8 Curve of rotation moment and angle of A1 bearing

图9 A2支座的转动力矩与转角关系曲线Fig.9 Curve of rotation moment and angle of A2 bearing

图10 A3支座的转动力矩与转角关系曲线Fig.10 Curve of rotation moment and angle of A3 bearing

由图8～图10及表2可以看出，支座的转动刚度随竖向压力的增大而增加.这是因为，支座以不均匀压缩来实现转动，转动过程中，压应力的合力中心偏移，这就相当于支座受到一个力矩作用，转动后支座的应力会发生变化，从而影响支座的转动刚度.三个支座具有相同的规律.由表2还可以看出，相同的竖向压力下，三个支座的转动刚度相差较大，其中相对密度最大的A1支座转动刚度最大、A2支座最小、A3支座介于两者之间.由于A2支座的相对密度大于A3支座，因此，相对密度对支座转动刚度的影响相对复杂.

3.3 转动刚度与竖向压应力关系

3个支座的转动刚度与支座初始竖向压应力的关系曲线如图11所示.

表2 支座的转动刚度与转角

图11 转动刚度与初始应力关系曲线Fig.11 Curve of rotational stiffness and initial stress

为了探讨初始压应力与支座转动刚度的关系，对图中各支座的试验值进行了曲线拟合，拟合的公式及其主要参数如式(3)所示及如表3所列.

Km=kσ·σ0+K0.

(3)

式中：Km为转动刚度；kσ为系数；σ0为初始压应力值；K0为初始转动刚度.

表3 转动刚度与初始应力关系拟合参数

由图11及式(3)可知，三个支座的转动刚度都随初始压应力的呈线性增大，公式中的系数不同表明：转动刚度与初始压应力的线性关系还受相对密度及形状系数的影响.

4 结论

1) 金属橡胶支座的转角可达0.02 rad、不宜发生转动脱空，能够满足桥梁对支座转动性能的要求，具有较好转动性.

2) 在恒定初始竖向压力下金属橡胶支座的转动刚度为定值.

3) 金属橡胶支座的转动刚度随初始竖向压力的增大而增加，有明显的线性关系.

4) 对金属橡胶支座的转动刚度与初始竖向压应力的关系曲线进行了数值拟合，给出了拟合公式，可用于转动刚度的预测.