老化与偏心受压下板式橡胶支座抗震性能拟静力试验研究

黄海新，李炫钢，李帆，张仲帆，周彤

(1.河北工业大学 土木与交通学院，天津 300401；2.中电建冀交高速公路投资发展有限公司，石家庄 050000)

板式橡胶支座以其成本低、承载和变形能力优良而在中小跨径梁桥中被广泛应用。在桥梁减隔震设计中，板式橡胶支座因较小的阻尼比而通常被视为普通支座。但近二三十年的地震灾害表明，板式橡胶支座的剪切变形、摩擦滑移耗散了部分能量，减轻或延缓了桥墩的损伤[1]。因此，一些学者开始对板式橡胶支座的减隔震性能进行深入研究。其中，范立础等[2-3]、王东升等[4]较早对活动板式橡胶支座的动力性能进行研究，汶川地震后，板式橡胶支座的抗震性能从振动台试验、拟静力试验和数值模拟等方面得到了进一步探索[5-8]，Kelly等[9]、Steelman 等[10-11]近年来也颇为重视地震作用下普通橡胶支座的性能特点及隔震机理，但上述研究均是在支座无病害的情况下进行的。实际工作中，由于工程因素与自然因素等原因，板式橡胶支座随着服役时间的增长不可避免地会出现老化、偏压脱空等病害[12]，而这些病害是否会对支座的抗震性能造成影响，少数学者进行了初步探索。施卫星等[13]对叠层橡胶支座进行了拟静力试验，研究加载频率、剪切变形率、热老化对叠层橡胶支座的等效刚度、等效阻尼比等支座动态性能的影响。张子翔[14]采用仅能覆盖支座表面一部分的竖向加载板来模拟支座脱空，进而通过拟静力试验探究其恢复力特性。

可见，带病害板式橡胶支座抗震性能分析目前仅针对单一的老化或脱空状况，且研究尚不充分，而考虑两种病害并存状态下的研究尚未见报道。为此，笔者以无老化、支座老化、偏压脱空及两种病害耦合的支座为研究对象，以水平等效刚度、水平滑移量、等效阻尼比为指标，采用拟静力试验较为系统地对比分析了无老化支座与带病害支座的抗震性能，分析其变化规律，为在役公路梁桥的性能评估及抗震加固提供依据。

1 老化与偏心下支座拟静力试验设计

1.1 试件及主要试验设备

板式橡胶支座试件型号为GYZ250×41，其详细参数见表1。将支座按4块一组，依据老化时间共分为4组，分别为无老化、老化1、老化2、老化3。其中，老化1、老化2、老化3组为在老化箱中100 ℃下分别放置24、60、72 h，其对应的实际老化年限依据国家标准《硫化橡胶或热塑性橡胶应用阿累尼乌斯图推算寿命和最高使用温度》[15]，由阿累尼乌斯(Arrhenius)公式可推算得到

(1)

式中：tl、Tl为老化时间与相应温度；ts、Ts为实际使用时间及温度；R为摩尔气体常数；Ea为活化能。

表1 板式橡胶支座各规格参数Table 1 Specification parameters of laminated rubber bearing

已有研究表明，在老化反应温度变化不大时,活化能可视为常数[15-16]，则式(1)等号右侧为定值，tl与ts间呈线性关系，结合文献[13]换算可得老化1、老化2、老化3分别对应实际老化年限约为4.2、10.5、12.6 a。测得各组支座的抗压弹性模量，取平均值列于表2。表中d为直径，S为形状系数，t为支座总厚度，te为橡胶层总厚度，t1为中间层橡胶厚度，t0为单层钢板厚度。

表2 不同老化程度支座的弹性模量Table 2 Elastic modulus of bearing with different aging time MPa

由表2可见，板式橡胶支座的抗压弹性模量随老化程度加剧而增大，这与文献[17]所述一致。

主要试验设备有门式反力钢架1套、25 t作动器及配套记录系统、30 t千斤顶和钢构件及配套螺杆、四氟滑板、位移传感器和数据采集仪。

1.2 试验装置设计

竖向和水平加载试验装置设计如图1(a)所示。其中，支座竖向力由位于下方的千斤顶施加，具体为千斤顶活塞穿过千斤顶上钢板中间的预设圆孔施加于球铰，进而将压力传递给支座，支座在反力件和反力门架的约束下竖向受压。水平加载由水平放置的作动器施加，作动器以反力墙为支撑，通过推拉钢板对支座施加水平力。推拉钢板上表面与反力件间设置四氟滑板，便于其水平往复运动，而推拉钢板下表面与支座顶面直接接触，这与实际工程中支座表面所受梁底一般性接触约束的边界条件相一致。同时，在水平向设置位移传感器用于采集推拉钢板和支座上下端的位移值。组装完成后的试验装置照片见图1(b)。

图1 试验装置图Fig.1 Test device

2 试验过程及结果

千斤顶施加的竖向荷载参考百花大桥作用于支座上的压强[18]，经计算确定试验加载力为214 kN。竖向荷载稳定后由作动器采用位移控制进行低频水平加载，加载位移的幅值参考《城市桥梁检测与评定技术规范》[19]并结合试验装置尺寸取大于极限应变的35、40 mm，每个幅值加载3个循环。每个支座的加载为一个工况，共16个工况，具体见表3。支座剪切变形和偏压脱空如图2和图3所示，水平加载时由采集仪记录数据。图4给出了各工况的滞回曲线。

表3 加载工况Table 3 Loading cases

图2 支座剪切变形Fig.2 Shear deformation of bearing

图3 偏压脱空Fig.3 Eccentric compression of bearing

3 结果分析

3.1 滞回曲线图特征及初步分析

观察发现，图4中各种不同工况下的滞回曲线均存在两个共性特征。其一，当水平力卸载为0时，滞回曲线在水平坐标上的截距并不为0，该数值应为支座与顶底板间的相对滑移量。推定的理由是因决定支座变形的橡胶为超弹性体，在卸载后其不会存在残余变形，故往复运动中支座与钢板间势必出现相对滑移，这一点在实验中也被观察到。其二，就图中首个正向加载段曲线而言，斜率初期远大于后期，可见加载初期支座位移值应是静摩擦力对应的水平变形，而后出现明显拐点，斜率相对变缓但并不为零，且随着位移的加大，水平力仍在增长，表明滑移出现，但此时的位移值并非单纯的由支座滑动贡献，必然含有支座自身的剪切变形，即支座滑动与变形并存。

图4 各工况滞回曲线Fig.4 Hysteresis curves of each case

对比图4(a)、(d)可见，支座仅偏心受压时，滞回曲线更加狭长，曲线斜率较大，支座滑移量变小而变形量增大。同时，正负峰值荷载相较于无偏心工况，一个相对变大，另一个相对变小，说明在往复方向的加载过程中支座的受力状况并不一致。工况1和工况13相比，仅老化后的支座滞回曲线更加饱满，曲线斜率较小，滑移量更大，变形量缩减明显，且正负峰值荷载的绝对值略有降幅。而当老化和偏心耦合时，除体现上述单因素特征外，从图4(p)中还可以看出，随着水平加载进行，曲线斜率、峰值荷载皆逐渐减小，在往复方向运动中，支座的滑移量差异较大。

综上可见，支座老化和偏心距对滑移量、变形、荷载峰值均产生了影响。下面针对具体抗震性能指标作进一步分析。

3.2 水平等效刚度

选取各工况所得滞回曲线中的数据，提取峰值点按式(2)计算，获得中心加载与偏心加载下不同老化程度支座的水平等效刚度，如图5所示。

图5 各工况下支座的水平等效刚度Fig.5 Equivalent horizontal stiffness of bearing under each working condition

(2)

式中：K为水平等效刚度；Fi为第i次峰值点荷载；Xi为第i次峰值点位移。

由图5可见，随着热老化程度加剧，支座的水平等效刚度总体呈减小的趋势。与无偏心相比，轴压偏心的出现使支座的水平等效刚度增大。

探究偏心后支座水平等效刚度增大的原因，发现其与推拉行程中支座变形呈现的新特征有关。如图6所示，当支座处于偏心受压状态时，下方钢板呈现一定偏转，此时h1

图6 支座偏心受压示意图Fig.6 Diagram of eccentric compression of bearing

3.3 支座滑移量

提取位移计记录，结合滞回曲线在试验所设位移幅值下各往复循环中支座的滑移数据，经均值处理可得各工况支座的滑移量，如图7所示。

由图7可知，支座的滑移量随热老化和偏心的变化规律与图5一致，不再赘述。分析其原因：随老化加剧，支座的水平剪切模量增大，所需水平变形值降低，相应的滑移量自然增大。而当支座偏心受压时，“推”行程的吃力使得滑移陡减，滑移数值变小。

图7 各工况支座的水平滑移量Fig.7 Horizontal sliding results of bearing under each case

此外，为观察支座在经过水平往复荷载后的相对位置是否发生改变，试验中，在各工况的始末还分别测量了支座一端至固定参考点的水平距离，以偏向拉方向为正，结果如图8所示。由图8可见，无偏心时，支座相对位置变化很小，尤其是老化程度的改变对其影响甚微，但当轴载发生偏心时，支座的相对位置却有明显变化，且呈现不可逆的统一向竖向压力相对较小的一方滑移的特征。据此可推测，对位于简支梁桥、连续梁桥端部处于偏压即使未发生脱空的普通板式橡胶支座而言，支座边缘与梁端的距离中小跨径梁桥参考相关规范基本在20 cm左右[20]，而板式橡胶支座的正常使用寿命一般在20 a，如此长服役期内的单向累计滑移易超出支座梁端限值，支座脱落会危及桥梁结构的抗震安全，甚至导致落梁，故建议桥梁维护中对支座底面应采取限位措施。

图8 各工况末支座相对初始位置偏移量Fig.8 Offset of bearing relative to initial position

3.4 耗能能力

图9给出了基于滞回曲线数据、利用MATLAB得到的滞回曲线面积，据此，采用等效阻尼比公式(3)计算出各工况阻尼参数，结果如图10所示。

(3)

式中：ξ为等效阻尼比；S为滞回曲线面积；F1、l1为符号为正的峰点荷载值和位移值；F2和l2为符号为负的峰点荷载值和位移值。

由图9可见，滞回曲线面积计算结果随热老化程度加剧虽有一定波动，但整体基本呈增大趋势，随竖向偏心距增大而总体下降。滞回曲线面积代表在往复运动中消耗的总能量，支座耗能可分为两部分，一部分为其自身变形耗能，另一部分为摩擦滑移耗能。对比两部分耗能曲线面积，可知板式橡胶支座以摩擦耗能为主，其变形耗能相对较小，而摩擦耗能由摩擦力与滑移量决定。由此可知，随着热老化程度加剧，支座在水平往复运动中的摩擦力减小、滑移量增大，而随着竖向偏心距增大，其情况相反，再结合滞回曲线总面积的变化，可见在当前的位移幅值下，摩擦耗能主要由滑移量决定。

图9 各工况滞回曲线面积Fig.9 Hysteresis curve area of each case

图10中支座等效阻尼比的变化规律与图9基本相似。由式(3)可知，在采用位移控制的拟静力试验中，滞回曲线面积与摩擦力共同决定支座的等效阻尼比。结合图4及前文所述，在一定位移幅值内，随老化程度加剧滞回曲线面积增大，而摩擦力减小，所以等效阻尼比增大。当老化程度一定，轴载偏心距变大时，滞回曲线面积减小，水平等效刚度增大，说明正负峰值荷载绝对值之和增大，所以，等效阻尼减小。

图10 各工况等效阻尼比Fig.10 Equivalent damping ratio of each case

此外，由图9和图10可见，各老化程度下，当支座处于偏心受压状态时，其耗能能力下降都非常明显。因此，桥检中严重的偏压状态应引起足够的重视，其会削弱结构在地震作用下的安全性。

4 结论

1)板式橡胶支座偏心受压时，滞回曲线面积和等效阻尼比均缩减，支座耗能能力相对降低。

2)支座热老化后，滞回曲线面积和等效阻尼比增大，但与偏心受压状态耦合后，支座耗能能力降幅更为明显。

3)板式橡胶支座自身的变形耗能相对较小，减震中可适当发挥其滑移摩擦耗能的能力。

4)偏心过大甚至局部脱空的板式橡胶支座在地震中极易因单向累计滑移过大而脱落，进而降低结构的抗震安全性，建议桥梁管养中应重视对梁端或长期处于偏压状态支座的维护，其底面可采取适当限位措施。