李 悅,李 沖,李 茜,王克海

(1. 北方工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，北京 100144；2. 中交公路長(zhǎng)大橋建設(shè)國(guó)家工程研究中心有限公司，北京 100088;3. 交通運(yùn)輸部公路科學(xué)研究院，北京 100088)

盡管減隔震支座能夠增強(qiáng)橋梁結(jié)構(gòu)的抗震性能，但由于其成本較高，且使結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)更為復(fù)雜，因此，在潛在地震高烈度區(qū)域廣泛、重現(xiàn)期又較長(zhǎng)的我國(guó)，應(yīng)用沒有普通板式橡膠支座廣泛。最近幾次地震中，我國(guó)中小跨徑梁式橋震害主要集中在上部結(jié)構(gòu)破壞，而橋墩發(fā)生破壞的比率較低[1-2]。這主要是由于我國(guó)的中小跨徑梁式橋往往采用活放式的板式橡膠支座，支座與梁體之間缺少約束連接。在強(qiáng)烈地震作用下，支座與梁體間發(fā)生相對(duì)滑移，間接減小了傳遞至下部結(jié)構(gòu)的水平地震力[3-4]。

雖然板式橡膠支座的摩擦滑移對(duì)橋梁起到了隔震作用，但是針對(duì)這種現(xiàn)象對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響，以及隔震程度的研究還較少。Buckle等[5]研究了橡膠支座在高剪切變形狀態(tài)下的穩(wěn)定性，并對(duì)支座豎向臨界承載力進(jìn)行了研究。Konstantindis等[6]通過試驗(yàn)研究了上下面均未錨固的橡膠支座的抗剪切性能，結(jié)果表明支座的極限剪應(yīng)變可達(dá)150%～250%，之后支座將發(fā)生滑移甚至翻倒。Filipov等[7-9]針對(duì)美國(guó)Illinois州公路橋梁普遍采用板式橡膠支座，提出利用支座的滑移形成經(jīng)濟(jì)的橋梁準(zhǔn)隔震體系，通過對(duì)該體系進(jìn)行地震響應(yīng)分析發(fā)現(xiàn)較多的影響因素。Steelman等[10]開展了方形橡膠支座擬靜力試驗(yàn)，得到支座與支撐墊石間的摩擦系數(shù)為0.25～0.50。國(guó)內(nèi)學(xué)者則較早認(rèn)識(shí)到地震中支座損壞會(huì)對(duì)橋梁地震響應(yīng)產(chǎn)生影響[11-14]。在2008年汶川地震后，李建中等[15-17]，徐秀麗等[18]對(duì)采用板式橡膠支座的簡(jiǎn)支梁橋進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，結(jié)果證實(shí)支座的滑移具有一定的隔震效果，但同時(shí)也增加了落梁等不確定的風(fēng)險(xiǎn)，對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響較為復(fù)雜。

雖然國(guó)內(nèi)學(xué)者也認(rèn)識(shí)到研究在我國(guó)橋梁普遍采用的板式橡膠支座滑移對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響具有重要意義，但現(xiàn)有的研究偏重于對(duì)橋梁支座滑移現(xiàn)象的定性分析，對(duì)板式橡膠支座自身的摩擦滑移性能以及理論模擬方法研究的還較少。因此，為了進(jìn)一步探明板式橡膠支座在地震中的摩擦滑移耗能特性，以及支座在水平荷載作用下的極限剪切破壞狀態(tài)，開展了板式橡膠支座往復(fù)荷載試驗(yàn)，并與鉛芯橡膠支座的耗能能力進(jìn)行對(duì)比分析，以期為采用板式橡膠支座橋梁的抗震設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)裝置與連接

試驗(yàn)主要測(cè)試板式橡膠支座的極限剪切破壞性能和摩擦滑移性能，并與鉛芯橡膠支座的耗能能力進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)4 000 t多功能電液伺服加載系統(tǒng)上進(jìn)行，加載裝置見圖1。該裝置的作動(dòng)器可輸出最大40 000 kN的豎向荷載，并可在保持恒定豎向力(模擬上部結(jié)構(gòu)自重)的同時(shí)，在試件上施加最大為2 000 kN的往復(fù)水平荷載，最大位移為±600 mm，荷載輸出頻率范圍為0.01～5 Hz。因此，可以進(jìn)行全比例尺橋梁支座的模型試驗(yàn)。

圖1 試驗(yàn)裝置示意圖

在極限剪切破壞試驗(yàn)中，板式橡膠支座頂面與加載裝置連接，底面則與底部支撐面錨固，支座承受循環(huán)往復(fù)剪切荷載。在摩擦滑移試驗(yàn)中(如圖2所示)，支座采用單面錨固，通過上封板將支座頂面與加載裝置連接，支座底面橡膠層則在支承面上發(fā)生摩擦滑移。對(duì)鉛芯橡膠支座采用頂面加載、底面錨固的形式，支座將承受循環(huán)往復(fù)剪切荷載。

圖2 支座摩擦滑移試驗(yàn)布置圖

試驗(yàn)中，可測(cè)試支座的水平剪力和變形，其中水平剪力可由作動(dòng)器反力獲得。在板式橡膠支座極限剪切破壞試驗(yàn)和鉛芯橡膠支座試驗(yàn)中，通過支座上連接板安裝的拉線式位移計(jì)測(cè)量加載位移，由于支座下部錨固不動(dòng)，故該位移即為支座的剪切變形。而在板式橡膠支座摩擦滑移試驗(yàn)中，支座的上連接板和支座下緣均安裝有位移計(jì)，可分別測(cè)量加載位移和支座滑移位移，兩者的差值即為支座剪切變形。

1.2 試件制作與加載方案

按照我國(guó)公路橋梁橡膠支座規(guī)格[19]，分別制作了試驗(yàn)用板式橡膠支座和鉛芯橡膠支座，試件參數(shù)見表1。利用GYZ系列板式橡膠支座開展極限剪切承載能力試驗(yàn)，其中GYZ400×80支座的直徑為400 mm，總厚度為80 mm，橡膠層厚度為48 mm，該系列其余支座編號(hào)含義與此相同。利用GJZ系列矩形板式橡膠支座開展摩擦滑移試驗(yàn)，其中GJZ500×550×78的邊長(zhǎng)分別為500 mm和550 mm，總厚度為78 mm，橡膠層厚度為48 mm。利用Y4Q600×130G1.0圓形鉛芯橡膠支座進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，該支座直徑600 mm，總厚度為130 mm，包含有4個(gè)直徑77 mm的鉛芯(如圖3所示)。

表1 橡膠支座試驗(yàn)方案

圖3 鉛芯橡膠支座試件

試驗(yàn)中，為使試件始終承受規(guī)定的壓力荷載，豎向加載采用力控制，在試驗(yàn)開始后便在試件上施加豎向荷載，當(dāng)達(dá)到規(guī)定的豎向壓應(yīng)力后保持恒定。然后以0.02 Hz的頻率，在水平方向施加水平荷載。水平加載采用位移控制，試件在循環(huán)往復(fù)位移荷載作用下，發(fā)生50%～300%的剪切變形，間隔幅度為50%，每個(gè)循環(huán)4周。加載制度如圖4所示。位移加載幅度用等效剪切應(yīng)變E表示，該值為支座位移與橡膠層厚度之比。

圖4 水平加載位移制度

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 板式橡膠支座極限剪切破壞試驗(yàn)

在極限剪切試驗(yàn)過程中，支座隨著剪切變形量的增大而發(fā)生破壞。當(dāng)剪切變形E=200%時(shí)，支座普遍發(fā)生局部損壞(如圖5所示)，保護(hù)層橡膠發(fā)生外鼓，與支座本體脫離。當(dāng)剪切變形達(dá)到300%后，支座橡膠層開始產(chǎn)生內(nèi)部剪切破壞，試驗(yàn)過程中出現(xiàn)橡膠層斷裂響聲。而當(dāng)剪切變形超過350%后，支座橡膠層會(huì)在不同位置處發(fā)生完全斷裂(如圖6所示)，支座剪切剛度徹底喪失，支座失效。

圖5 E=200%時(shí)支座局部破壞現(xiàn)象

圖6 E>350%后支座剪切破壞

在往復(fù)荷載作用下，板式橡膠支座極限剪切試驗(yàn)中的典型荷載-位移滯回曲線如圖7所示，曲線呈狹長(zhǎng)帶狀，表明支座具有少量耗能特性。從圖7中可以看出，當(dāng)E<200%時(shí)，支座仍處于彈性階段，而當(dāng)E≥300%時(shí)，支座剪切剛度退化，滯回曲線呈“Z”形分布，單圈循環(huán)耗能逐步增多。

圖7 支座荷載-位移滯回曲線(S-3)

2.2 板式橡膠支座摩擦滑移試驗(yàn)

當(dāng)發(fā)生摩擦滑移后，不同規(guī)格支座的試驗(yàn)現(xiàn)象較為一致，加載階段典型試驗(yàn)過程如圖8所示(以M-2為例)。當(dāng)E<100%時(shí)，支座仍處于彈性變形階段(見圖8(a))，且伴隨有較小的摩擦滑移，荷載-位移曲線基本呈線性條帶狀分布(見圖9)。同時(shí)，支座的摩擦滑移距離隨著加載位移的增大而增加，支座底角部產(chǎn)生局部翹曲變形(見圖8(b))，荷載-位移曲線也不再是線性分布，而是呈現(xiàn)雙線性分布。當(dāng)E=200%時(shí)，支座底角部的翹曲變形增大(見圖8(c))，摩擦滑移最大值達(dá)到55 mm(見圖10)，剪切變形達(dá)到65 mm。之后即便加載位移持續(xù)增大，支座剪切變形最大值將趨于穩(wěn)定，而支座滑移總量則持續(xù)增加。加載完畢后，支座基本能夠恢復(fù)原狀，滑移面表層橡膠在反復(fù)摩擦后發(fā)生剝離，但支座整體基本完好，沒有發(fā)生橡膠層剪切破壞。

圖8 支座摩擦滑移試驗(yàn)現(xiàn)象(M-2)

圖9 滑移支座滯回曲線

圖10 支座滑移位移歷程曲線

2.3 鉛芯橡膠支座往復(fù)加載試驗(yàn)

鉛芯橡膠支座在水平往復(fù)荷載作用下主要通過內(nèi)部鉛芯的變形實(shí)現(xiàn)耗能[20]。由圖11可以看出，在水平往復(fù)荷載作用下，支座屈服后剛度略有降低，但耗能隨著剪切變形的增大而增多，支座的耗能能力在往復(fù)荷載作用下表現(xiàn)出良好的穩(wěn)定性。且試驗(yàn)過程中支座外觀無異常，卸載后支座基本能恢復(fù)原樣。

圖11 鉛芯橡膠支座滯回曲線

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 支座耗能對(duì)比分析

在往復(fù)荷載作用下，支座的耗能能力由荷載-位移滯回曲線所包圍的面積來評(píng)價(jià)。在板式橡膠支座極限剪切破壞試驗(yàn)和鉛芯橡膠支座往復(fù)加載試驗(yàn)中，支座兩面均錨固，主要依靠自身剪切耗能，而不會(huì)發(fā)生摩擦耗能。而摩擦滑移試驗(yàn)中支座既發(fā)生剪切變形，又發(fā)生摩擦滑移耗能。由于三種支座耗能形式產(chǎn)生機(jī)理不同，耗能能力也不同，因此有必要進(jìn)行對(duì)比分析。以具有相同橡膠層厚度的S-3(支座固定)、M-5(支座滑移)和Q-1(鉛芯橡膠支座)對(duì)比不同加載階段支座的滯回曲線，如圖12所示。

從圖12可以看出，在各個(gè)階段兩端錨固的板式橡膠支座S-3滯回曲線始終呈現(xiàn)狹長(zhǎng)帶狀分布，與單側(cè)滑移的M-5和鉛芯橡膠支座Q-1的耗能能力相比相差較大。而鉛芯橡膠支座在開始出現(xiàn)剪切變形時(shí)即開始耗能，滯回曲線呈現(xiàn)飽滿的梭形。結(jié)合支座耗能與剪切變形的關(guān)系曲線(圖13)可以看出，在E<200%時(shí)，無論板式橡膠支座是否兩端錨固，其耗能能力均小于鉛芯橡膠支座。這主要是由于鉛芯在小變形下已開始耗能，而橡膠自身還基本處于彈性變形狀態(tài)，殘余變形較小耗能能力較弱，且支座滑移量較小。而當(dāng)E=200%時(shí)，板式橡膠支座的摩擦滑移耗能隨著滑移位移的增大而逐漸增多，滯回曲線由窄條帶狀轉(zhuǎn)變?yōu)轱枬M的梭形，耗能能力增強(qiáng)，支座M-1～M-4單循環(huán)所消耗能量大于鉛芯橡膠支座。當(dāng)E>200%時(shí)，可單側(cè)滑移的板式橡膠支座的耗能能力均大于鉛芯橡膠支座。對(duì)比M-5和Q-1，當(dāng)E為50%和100%時(shí)，M-5單循環(huán)耗能是Q-1的14%和30%，而當(dāng)E增大到250%和300%時(shí)，M-5所消耗能能量則是Q-1的109%和126%。此外，在達(dá)到相同的等效剪切應(yīng)變時(shí)，發(fā)生摩擦滑移的板式橡膠支座的實(shí)際剪切變形量小于兩端固定的支座(見表2)，表明其延性性能更為優(yōu)越。

由以上分析可知，發(fā)生摩擦滑移的板式橡膠支座能消耗更多的能量，耗能效果將與鉛芯橡膠支座類似，隨著支座滑移位移的增大消耗的能量將增多。而鉛芯橡膠支座的耗能隨剪切變形的增大而增加，且近似呈正比例關(guān)系。

圖13 支座耗能與剪切變形關(guān)系曲線

表2 橡膠支座延性變形對(duì)比 mm

3.2 摩擦滑移試驗(yàn)分析

(1)豎向壓力對(duì)支座剪切變形的影響

在摩擦滑移試驗(yàn)中，支座的位移包括支座的剪切變形和摩擦滑移兩部分。如圖14所示為支座在循環(huán)往復(fù)荷載作用下的剪切變形歷程曲線，圖15為豎向壓力P對(duì)支座平均剪切變形的影響曲線。從圖15可以看出，隨著豎向壓力的增大，支座的剪切變形也在增大，在總位移相同的情況下，支座滑移的距離越小。當(dāng)豎向壓力為4、6、8、10 MPa時(shí)，平均最大剪切變形分別為32、35、44、53 mm，分別是總支座厚度的67%、73%、92%、110%。

圖14 試驗(yàn)過程中支座剪切變形歷程曲線

圖15 豎向壓力對(duì)支座剪切變形的影響

(2)豎向壓力對(duì)支座等效剛度的影響

由于板式橡膠支座主要依靠橡膠變形抵抗剪切荷載，橡膠材料屬于彈性材料，支座自身剪切剛度不易退化。但當(dāng)支座發(fā)生摩擦滑移后，支座的等效剛度將隨著加載位移的增大而不斷降低(如圖16所示)，呈現(xiàn)近乎線性的關(guān)系，且不同豎向荷載作用下，支座的等效剛度曲線較為接近。

圖16 支座等效剛度變化曲線

(3)摩擦力與摩擦系數(shù)

選取第3周循環(huán)加載過程中的單次加卸載的荷載-位移曲線展示摩擦力與位移的關(guān)系，如圖17所示。在支座開始滑移之前，靜摩擦力隨著位移的增大而不斷增大，直至達(dá)到滑動(dòng)摩擦力，此時(shí)支座開始滑移。而且豎向壓力P越大，滑動(dòng)摩擦力也越大。但摩擦系數(shù)與豎向壓力呈現(xiàn)反比例關(guān)系。當(dāng)P=4 MPa時(shí)，摩擦系數(shù)為0.30～0.40；當(dāng)P=6 MPa時(shí)，摩擦系數(shù)為0.20～0.30；當(dāng)P=8 MPa時(shí)，摩擦系數(shù)為0.15～0.25(如圖18所示)。

圖17 摩擦力與位移關(guān)系

圖18 摩擦系數(shù)與位移關(guān)系

3.3 支座摩擦滑移簡(jiǎn)化分析模型

在發(fā)生滑移前，支座位移主要為其自身剪切變形，因此計(jì)算模型的初始斜率為支座的剪切剛度Kb。當(dāng)水平荷載大于滑動(dòng)摩擦力Fy后，支座開始滑移。此時(shí)，計(jì)算模型的斜率接近于支座的滑動(dòng)摩擦系數(shù)μf，荷載-位移關(guān)系展現(xiàn)出雙線性形式。因此，可采用雙線性彈塑性分析模型作為板式橡膠支座摩擦滑移的簡(jiǎn)化計(jì)算模型，如圖19所示。圖中：du為極限位移；dy為滑動(dòng)前的位移。Fy、dy分別為

Fy=μfRd

(1)

dy=Fy/Kb=μfRd/Kb

(2)

式中：Rd為支承反力；Kb是支座的初始剪切剛度。

圖19 板式橡膠支座摩擦滑移簡(jiǎn)化分析模型

4 結(jié)論

以我國(guó)公路橋梁板式橡膠支座為研究對(duì)象，開展了極限剪切破壞和摩擦滑移性能試驗(yàn)。對(duì)支座極限剪切破壞狀態(tài)和摩擦滑移的性能進(jìn)行了研究，并與往復(fù)水平荷載作用下的鉛芯橡膠支座進(jìn)行了對(duì)比分析，主要結(jié)論如下：

(1)兩端錨固的板式橡膠支座在水平往復(fù)荷載作用下，當(dāng)剪切變形達(dá)到200%時(shí)，會(huì)出現(xiàn)保護(hù)層橡膠外鼓的現(xiàn)象。當(dāng)極限剪切變形達(dá)到300%～400%時(shí)，支座會(huì)在不同位置處發(fā)生斷裂，支座剪切剛度徹底喪失，支座失效，且支座剪切耗能能力較弱，滯回曲線呈狹長(zhǎng)帶狀分布。

(2)板式橡膠支座依靠摩擦滑移可以產(chǎn)生類似鉛芯橡膠支座的耗能能力，單循環(huán)最大耗能可以達(dá)到鉛芯橡膠支座的126%，且隨著位移量的增加，耗能能力不斷增強(qiáng)，而支座剪切變形量達(dá)到最大值后便不再繼續(xù)增大，卸載后支座能基本保持完好。在達(dá)到相同的等效剪切應(yīng)變時(shí)，單側(cè)摩擦滑移的板式橡膠支座的實(shí)際剪切變形量小于兩端固定的支座，延性性能更為優(yōu)越。支座荷載-位移滯回曲線呈現(xiàn)雙線性滯回模型特征。

(3)隨著豎向壓力的增大，支座的剪切變形也在增大，在總位移相同的情況下，支座滑移的距離減小。同時(shí)，支座的滑動(dòng)摩擦系數(shù)與豎向壓力呈反比例關(guān)系，而豎向壓力對(duì)支座滑移后的等效剛度影響較小。

(4)提出可用雙線性彈塑性分析模型模擬板式橡膠支座在地震過程中的摩擦滑移，該模型可以考慮豎向壓力和滑動(dòng)摩擦系數(shù)的影響，可為今后利用板式橡膠支座減震的橋梁進(jìn)行抗震性能分析所使用。