板式橡胶支座与RC桥墩串联结构抗震性能试验研究

董振华，刘 坤，周雨龙，梅 波，罗吉庆

(1.交通运输部公路科学研究院,北京 100088；2. 港珠澳大桥管理局，广东 珠海 519015;3.广东省公路建设有限公司，广东 东莞 510660)

0 引言

我国大多数公路钢筋混凝土(RC)梁桥体系采用延性抗震设计理念，即地震荷载作用下，塑性铰的位置一般选择在桥墩上，桥墩作为延性构件设计，可发生弹塑性变形，耗散地震能量，且允许其发生有限度或可修复损伤，避免桥梁发生倒塌破坏。在实际桥梁工程中，桥墩与支座组成局部串联结构，地震作用下，橡胶类支座的剪切变形、摩擦滑移和损伤起到隔震耗能的作用，减小了传递给下部结构的地震力和变形，减轻或延缓了下部结构的损伤。但是，局部支座的滑移较大或抗剪能力不足，可造成碰撞、落梁、支座失效等其他复杂严重的损伤失效模式[1-3]。由此可知，支座与桥墩的性能水平及其连接、接触方式可改变钢筋混凝土(RC)梁桥体系的震损模式，增多了采用延性抗震设计的钢筋混凝土(RC)梁桥的抗震安全风险源和风险因素。当前，为了提高该类桥梁的抗震性能，通常以增加桥墩延性为目标制订其抗震加固改造方案[4-6]，应对其针对性和有效性进行深入校验分析。因此，针对采用普通橡胶支座的钢筋混凝土(RC)梁桥，应考虑局部串联结构连接方式、性能水平、力学特点，准确识别该类结构的抗震损伤失效模式及其抗震安全临界状态是关键。

目前，针对普通板式橡胶支座和四氟滑板支座，国内外研究者采用水平单调静力加载和循环往复加载方式，对支座的摩擦系数、抗剪刚度、变形性能等进行研究[7-11]。既有研究结果表明，当支座产生摩擦滑动后，支座有效剪切变形变化较小。而既有抗剪刚度理论计算模型的提出，主要在强界面接触条件下得到，即不允许界面发生摩擦滑移。而地震作用下，支座典型震害特征为剪切变形、脱空、卷曲、滑移或脱落，以及由此造成的上部结构偏位、碰撞、落梁等震害。为了揭示不同震害的演变机理，结合RC梁桥震损特征及成因分析，考虑支座界面接触和连接条件对其桥梁抗震性能的影响，采用拟静力试验方法，国内外研究者开展了橡胶类支座的抗震性能研究[12-13]。研究结果表明：界面摩擦滑移可增加支座耗能能力，但支座等效剪切变形通常小于150%。支座与相邻结构的界面连接较强时，支座剪切变形较大，水平荷载卸载，其剪切变形可恢复，残余变形较小。由此可知，橡胶支座界面接触条件可明显影响支座本体的抗震性能发挥。

结合橡胶支座受力性能的研究成果，应用墩柱弯剪理论模型，研究者建立了叠层橡胶支座和RC桥墩串联隔震体系力学性能计算模型，该模型是在叠层橡胶支座和RC桥墩强连接条件下得到，与实际非减隔震体系的RC桥梁工程存在明显差异[14-15]。从既有串联体系的力学理论模型得到，水平荷载作用下，支座和墩柱抗侧刚度、变形性能是影响局部串联结构力学性能和损伤失效模式的主要因素[16-18]。另外，既有串联结构抗震性能研究结论，未考虑支座与桥墩的连接条件和两者力学性能水平影响。因此，将既有串联结构力学模型推广应用于采用普通橡胶支座的非减隔震钢筋混凝土(RC)梁桥的抗震安全性或损伤性能分析存在一定的局限性，其可适用性有待进一步验证。

本研究基于支座和RC 墩柱串联体系的力学关系理论模型，从影响局部串联结构力学性能的关键参数着手，考虑非减隔震RC梁桥的普通橡胶类支座与墩柱的连接条件、支座抗剪刚度参数，设计并制作了4个支座和桥墩串联体系试验模型。采用拟静力试验方法，位移控制的加载制度，对试验模型施加水平单向循环荷载。通过对比不同串联体系试验模型的损伤破坏特征，及串联体系的滞回曲线、耗能参数、变形性能等抗震性能参数，研究分析不同参数影响下串联体系抗震损伤失效模式、抗震性能指标变化规律，为进一步开展非减隔震RC梁桥的抗震性能评价、抗震性能加固设计等提供一定的数据支撑和理论支持。

1 串联结构抗震性能分析理论基础

在轴压和水平荷载耦合作用下，支座和桥墩主要发生弯曲和剪切变形，不考虑支座与墩柱之间滑移，由水平力平衡条件得到：

KR(P)fR=KC(P)fC，

(1)

式中，fR为支座顶部水平位移；fC为墩顶水平位移；KR(P)为支座抗剪刚度；KC(P)为墩柱抗侧刚度。

支座顶部水平位移由弯曲和剪切变形所产生的水平位移组成，其表达式如下：

fR=fRM+fRQ,

(2)

式中，fRM为弯曲变形产生的顶部水平位移；fRQ为剪切变形产生的顶部水平位移。

当前，我国非减隔震钢筋混凝土梁桥通常采用普通板式橡胶支座、四氟滑板支座，该类支座主要以抗剪变形为主，弯曲变形可忽略不计，且不考虑支座水平滑动位移。因此，支座顶部水平位移与弯曲变形所产生的水平位移基本一致，即

fR=fRQ。

(3)

由水平荷载作用下，支座宏观水平力-位移曲线可以得到支座的抗剪刚度如下所示：

(4)

式中FS为支座顶部水平力。

根据现行《公路桥梁抗震设计规范》的相关规定，普通板式橡胶支座的理论抗剪刚度计算模型如式(5)所示。该理论计算公式是在恒轴压应力10 MPa和界面不发生滑移的条件下得到，主要考虑剪切面积、材料特性及支座几何构型参数的影响，且适用于支座剪切应变小于等于100%的情况。水平地震荷载作用下，当支座产生脱空、卷曲、滑移等现象，则不同损伤情况下支座的抗剪刚度理论计算结果与实测结果式(4)存在一定的差异。因此，应根据串联结构的损伤演变过程及变位，准确辨识支座抗剪刚度的变化规律，可用于进一步评估桥梁结构的再使用要求。

(5)

式中，∑t为支座橡胶层总厚度；GR为支座剪切模量；AR为支座剪切面积。

根据水平地震荷载作用下墩柱的宏观水平力-位移关系可以得到其抗侧刚度如下：

(6)

式中，FC为墩顶水平力，由串联体系水平力平衡条件得到。

墩柱的理论弹性屈服抗侧刚度计算公式如下：

(7)

式中，Fy为墩顶水平屈服力；Δy为墩顶水平屈服位移；My为墩柱塑性铰屈服弯矩；φy为墩柱塑性铰屈服弯矩；L为墩柱的有效高度。

水平荷载作用下，当墩柱发生性能劣化或损伤情况，则桥墩抗侧刚度理论计算结果与实测结果式(6)存在一定的差异。参考既有循环往复荷载作用下桥墩损伤理论研究成果，桥墩屈服之后其抗侧刚度计算公式如式(8)所示。

(8)

式中，μi为第i次加载下对应的位移延性系数。

根据串联体系水平力平衡条件式(1)，得到不同损伤状态下，支座和墩柱的抗侧刚度比与侧向变形比的关系如式(9)所示。由式(1)～式(9)可知，支座和墩柱的抗侧刚度是影响串联体系变形性能的主要因素，同时，两者的刚度比也是影响串联结构的损伤破坏程度和损伤失效模式的主要参数。当支座和墩柱的接触界面发生摩擦滑移，则两者不能协同工作，式(9)不再成立。此外，结合支座受力性能研究结论得到，摩擦滑移后支座的有效剪切变形变化较小，即本身剪切变形不再继续增加。对于串联结构，由此传递给墩柱的水平力降低，墩顶侧向变形降低，损伤减轻。由此可知，支座和墩柱的接触界面摩擦滑移，可降低支座和桥墩的损伤和变形，但滑动滑移较大，改变了该类结构损伤破坏位置、程度和模式。

(9)

综上所述，为了准确辨识地震作用下非减隔震RC梁桥的损伤破坏状态，及评估其力学性能水平，为制订具有针对性的抗震加固改造设计方案提供理论和方法支撑，本研究基于既有支座和桥墩串联结构力学理论计算模型，通过开展相应的抗震性能试验研究，深入分析支座和桥墩力学性能和界面连接条件下串联结构抗震损伤状态、损伤失效模式、力学变形性能等变化规律。

2 试验概况

2.1 橡胶支座和RC桥墩串联结构模型设计

普通橡胶类支座和RC桥墩串联结构试验模型的整体示意图、墩身配筋图、墩身横截面配筋图如图1所示。由图1可知，串联结构试验模型主要由墩柱底座、墩身、墩帽、支座及加载刚体组成。单墩底座、墩身、加载刚体试件的几何构型和配筋参数如表1～3所示。支座的具体设计参数如表4所示。

2.2 试验工况

支座和桥墩串联体系抗震性能试验研究，主要考虑支座类型、支座抗剪刚度、轴压荷载、界面接触强度等参数的影响，试验工况设置如表4所示。其中，轴压荷载是根据墩柱的轴压比取0.15，0.2确定。

图1 支座和RC桥墩串联结构试验模型示意图Fig.1 Schematic diagram of test model of series structure of bearing and RC pier

表1 单墩底座模型设计参数Tab.1 Design parameters of single pier base model

表2 墩身模型设计参数Tab.2 Design parameters of pier

表3 加载刚体模型设计参数Tab.3 Design parameters of loaded rigid body model

2.3 加载方案

采用拟静力试验方法，对串联结构施加水平单向循环往复加载。采用位移控制加载制度，每一级水平加载位移循环3圈。分级加载位移根据所采用的橡胶支座的橡胶层高度确定，按照剪切应变150%来确定极限水平加载位移。串联结构的水平加载如图2所示。

2.4 测量方案

为了得到模拟地震荷载作用下，串联结构的整体变形曲线，主要测量距离墩底100 mm(塑性铰区)、250 mm(塑性铰区)、500，700，1 000，1 400，1 750，2 000 mm(墩顶)、2 074 mm(支座顶部)、2 324 mm处的水平侧向位移。沿串联结构高度位移计布置位置如图3所示。

表4 串联结构抗震性能试验工况Tab.4 Seismic performance test condition of series structure

图2 串联体系抗震性能加载试验Fig.2 Seismic performance loading test of series system

图3 位移计布置Fig.3 Layout of displacement meters

3 串联结构抗震性能试验结果分析

3.1 损伤破坏模式分析

对于B1-1串联结构，即采用直径350 mm的四氟滑板支座，高度为74 mm，竖向加载力为350 kN。当水平位移加载至10 mm(对应支座剪切应变18.87%)，支座顶面出现较小滑移。随着水平加载位移增大，支座顶部逐渐出现脱空及较明显滑动，下部墩身裂缝开展较慢。当水平位移加载至30 mm(对应支座剪切应变56.6%)，墩柱塑性铰区高度范围内裂缝加宽，裂缝宽度最大值为0.15 mm，且支座产生显著的环向裂缝；当水平加载位移大于50 mm，墩身裂缝基本未发生变化，支座滑动位移、脱空、开裂、卷曲等损伤劣化现象明显。

对于B1-2串联结构，即采用直径为400 mm的圆形四氟滑板支座，高度为84 mm，竖向加载力为350 kN。水平加载位移至15 mm(对应支座剪切应变25%)，支座出现明显的剪切变形，下部墩柱的受拉测裂缝有加宽趋势，但发展较慢；当水平位移加载至30 mm(对应支座剪切应变50%)，墩柱塑性铰区高度范围内裂缝明显加宽，最大裂缝宽度约0.08 mm，支座顶部滑动位移约10 mm。随着水平加载位移增大，墩身裂缝逐渐加宽，支座顶部滑动位移增大。当水平位移加载至70 mm(对应支座剪切应变116.7%)，墩身最大裂缝宽度约0.17 mm，支座顶部滑动位移约60 mm。

对于B2串联结构，采用直径为350,400 mm的圆形普通板式橡胶支座，竖向加载力为350 kN。当水平加载位移至10 mm，下部墩柱的裂缝加宽；当水平位移加载至30 mm，墩柱底部塑性铰区高度范围内裂缝明显加宽，墩身最大裂缝宽度约0.15 mm，支座出现明显剪切变形；当水平位移加载至50 mm，墩身最大裂缝宽度约0.17 mm，支座顶部脱空深度约15 mm。随着水平加载位移增大，墩柱塑性铰区高度范围内裂缝逐渐加宽，且支座顶部脱空范围增大。当水平位移加载至70 mm，墩身最大裂缝宽度约0.23 mm，支座最大脱空深度约85 mm，且支座上、下脱空深度差异较大，循环加载可明显增加支座的滑动位移和脱空深度。

综上所述，对于采用四氟滑板橡胶支座的串联结构，水平循环荷载作用下支座与相邻结构的接触面发生较显著的滑动位移，且下部墩柱开裂损伤发展缓慢且裂缝宽度小于0.2 mm，其典型损伤失效模式为支座水平滑动位移较大。对于采用顶面无四氟滑板普通橡胶支座的串联结构，水平循环荷载作用下支座主要发生剪切变形、卷曲和脱空现象，滑动位移较四氟滑板支座小，且下部墩柱开裂损伤较大，其典型损伤失效模式为支座损伤失效或下部墩柱损伤。此外，当采用抗剪刚度较小的普通橡胶支座，初始加载条件下，支座可产生环向开裂和脱空现象，影响支座界面的滑动、下部墩柱的损伤，其失效模式主要为支座损伤失效。

3.2 水平力-位移滞回曲线

B1和B2系列RC墩柱与支座串联结构的水平力-水平位移滞回曲线如图4所示。

图4 串联结构水平力-水平位移滞回曲线Fig.4 Hysteresis curves of horizontal force vs. horizontal displacement of series structure

由图4可知：(1)对于四氟滑板橡胶支座串联结构，水平单向循环反复荷载作用下支座接触界面易发生滑移，卸载后，支座不能很快地复位，使得串联结构残余位移较大，同时，滞回圈较饱满，说明结构累计耗能较大。轴压比和抗剪刚度增大，其支座滞回曲线特征基本一致，但残余位移有所减小。该类串联结构的滞回曲线型式为平行四边形。(2)对于普通板式橡胶支座串联结构，支座橡胶层与混凝土面接触，水平循环反复荷载作用下支座滑移较小，且以剪切变形为主，卸载后，支座有效剪切变形可快速复位，使得串联结构残余位移较小，滞回圈较狭长，支座抗剪刚度增大。该类串联结构的典型滞回曲线型式为梭形。(3)对比B1和B2系列串联结构滞回曲线宏观特征可知，四氟滑板橡胶支座串联结构表现出了较好的耗能特征，但其抗侧力较小，残余位移较大，不能充分发挥支座本体的抗剪能力。同时，残余位移较大可引发相邻上部结构发生碰撞现象。

3.3 累积耗能曲线

B1和B2系列串联结构的循环耗能曲线如图5所示。由图5可知：相同水平加载位移下，水平位移循环次数对耗能影响较小，尤其B2系列串联结构，即支座与相邻结构的界面接触强度较大。

图5 循环耗能对比Fig.5 Comparison of cyclic energy consumption

B1和B2系列RC墩柱与橡胶支座串联结构的累计循环耗能滞回曲线如图6所示。由图6可知：相同构型、轴压比、水平加载位移下，四氟滑板橡胶支座串联结构的累计耗能较普通板式橡胶支座串联结构最多增加167.0%，由此说明，支座与相邻结构的界面摩擦滑移耗能可提高桥梁结构的耗能能力，但随着水平加载位移的增加，两者的差距逐渐减小。另外，随着普通板式橡胶支座串联结构中支座剪切变形增加，而四氟滑板橡胶支座水平滑移能力受限，大侧移下普通板式橡胶支座串联结构耗能能力增强。

图6 累计耗能对比Fig.6 Comparison of cumulative energy consumption

综上所述，鉴于支座与相邻结构的界面连接强度差异较大，模拟水平地震荷载作用下，采用不同普通橡胶支座的串联结构抗震能力优势不同，可进一步影响整体结构抗震性能及其震损模式。为此，应根据桥梁结构型式和抗震损伤失效模式需求，选择合理的抗震体系及其局部结构力学性能演变模型。

3.4 墩柱水平位移变化曲线

B1和B2系列RC墩顶水平侧移随加载位移的滞回曲线如图7所示。不同水平加载位移下B1和B2系列墩柱的水平侧移曲线如图8所示。由图7和图8可知：(1)墩柱水平移位滞回曲线几何形式与串联结构基本一致；(2)采用四氟滑板橡胶支座串联结构，相同水平加载位移和轴压荷载作用下，其下部墩柱侧移明显小于采用普通板式橡胶支座的串联结构，且损伤程度较小；(3)水平加载位移下，采用普通滑板橡胶支座串联结构中沿下部墩柱高度分布水平侧向变形较大，且呈线性分布，另外，水平往复加载下，墩柱侧移呈现非对称分布现象，说明支座剪切变形不对称或偏载可影响墩柱的受力变形性能。由此可知，地震荷载作用下，下部墩柱的抗震滞回力学模型与支座抗剪刚度和界面连接强度相关。因此，以上因素是定性和量化评价不同抗震体系的RC梁桥抗震性能的关键参数。

图7 墩顶水平位移滞回曲线Fig.7 Horizontal displacement hysteresis curves of pier top

图8 墩柱侧移曲线Fig.8 Lateral displacement curves of pier column

4 结论

本研究设计并制作了4个典型普通橡胶支座和RC桥墩局部串联结构模型构件，并对此施加水平单向低周往复荷载，通过提取并对比分析不同串联结构的抗震性能指标，得出以下结论。

(1)对于采用四氟滑板橡胶支座的串联结构，水平循环荷载作用下支座与相邻结构的接触面发生较显著的滑动位移，且下部墩柱开裂损伤发展缓慢，其典型损伤失效模式为支座水平滑动位移较大。而采用无四氟滑板普通橡胶支座的串联结构，水平循环荷载作用下其典型损伤失效模式为支座剪切变形较大和下部墩柱损伤。

(2)对于四氟滑板橡胶支座串联结构，水平荷载作用下接触界面易发生滑移，表现出了较好的耗能特征，但其抗侧力较小，典型滞回曲线形式为平行四边形；而采用普通板式橡胶支座串联结构，水平循环反复荷载作用下界面滑移较小，以支座剪切变形为主，典型滞回曲线形式为梭形。但随着水平加载位移的增加，四氟滑板橡胶支座水平滑移能力受限，且滑动位移不易恢复，则以上两类串联结构的累计耗能差距逐渐减小，大侧移下普通板式橡胶支座串联结构耗能能力增强。

(3)墩柱水平移位滞回曲线几何形式与串联结构基本一致；支座与相邻结构的界面滑移，可明显降低下部墩柱的侧向变形和损伤程度，但支座剪切变形和滑移可增加上部结构碰撞或落梁的风险。另外，水平往复加载下，支座剪切变形不对称或偏载，造成墩柱侧移和损伤呈现非对称分布现象。

综上所述，模拟水平地震荷载作用下，支座抗剪刚度和界面连接强度可影响下部墩柱和局部结构的震损模式和损伤破坏状态、耗能等抗震性能。因此，以上参数是建立较准确的局部串联结构和整体梁桥抗震性能分析模型的关键，同时，也是定性和准确量化评价不同抗震体系RC梁桥抗震性能的关键因素。此外，研究结论为不同抗震体系的在役常规梁桥进一步采取合理的抗震改善措施指引方向。