橋梁板式橡膠支座剪切破壞及摩擦滑移性能試驗研究

李 悅,李 沖,李 茜,王克海

(1. 北方工業大學 土木工程學院，北京 100144；2. 中交公路長大橋建設國家工程研究中心有限公司，北京 100088;3. 交通運輸部公路科學研究院，北京 100088)

盡管減隔震支座能夠增強橋梁結構的抗震性能，但由于其成本較高，且使結構設計更為復雜，因此，在潛在地震高烈度區域廣泛、重現期又較長的我國，應用沒有普通板式橡膠支座廣泛。最近幾次地震中，我國中小跨徑梁式橋震害主要集中在上部結構破壞，而橋墩發生破壞的比率較低[1-2]。這主要是由于我國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。在強烈地震作用下，支座與梁體間發生相對滑移，間接減小了傳遞至下部結構的水平地震力[3-4]。

雖然板式橡膠支座的摩擦滑移對橋梁起到了隔震作用，但是針對這種現象對橋梁地震響應的影響，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下的穩定性，并對支座豎向臨界承載力進行了研究。Konstantindis等[6]通過試驗研究了上下面均未錨固的橡膠支座的抗剪切性能，結果表明支座的極限剪應變可達150%～250%，之后支座將發生滑移甚至翻倒。Filipov等[7-9]針對美國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濟的橋梁準隔震體系，通過對該體系進行地震響應分析發現較多的影響因素。Steelman等[10]開展了方形橡膠支座擬靜力試驗，得到支座與支撐墊石間的摩擦系數為0.25～0.50。國內學者則較早認識到地震中支座損壞會對橋梁地震響應產生影響[11-14]。在2008年汶川地震后，李建中等[15-17]，徐秀麗等[18]對采用板式橡膠支座的簡支梁橋進行了振動臺試驗研究，結果證實支座的滑移具有一定的隔震效果，但同時也增加了落梁等不確定的風險，對橋梁地震響應的影響較為復雜。

雖然國內學者也認識到研究在我國橋梁普遍采用的板式橡膠支座滑移對橋梁地震響應的影響具有重要意義，但現有的研究偏重于對橋梁支座滑移現象的定性分析，對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，開展了板式橡膠支座往復荷載試驗，并與鉛芯橡膠支座的耗能能力進行對比分析，以期為采用板式橡膠支座橋梁的抗震設計提供依據。

1 試驗概況

1.1 試驗裝置與連接

試驗主要測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行對比驗證。試驗在北京工業大學4 000 t多功能電液伺服加載系統上進行，加載裝置見圖1。該裝置的作動器可輸出最大40 000 kN的豎向荷載，并可在保持恒定豎向力(模擬上部結構自重)的同時，在試件上施加最大為2 000 kN的往復水平荷載，最大位移為±600 mm，荷載輸出頻率范圍為0.01～5 Hz。因此，可以進行全比例尺橋梁支座的模型試驗。

圖1 試驗裝置示意圖

在極限剪切破壞試驗中，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，支座承受循環往復剪切荷載。在摩擦滑移試驗中(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生摩擦滑移。對鉛芯橡膠支座采用頂面加載、底面錨固的形式，支座將承受循環往復剪切荷載。

圖2 支座摩擦滑移試驗布置圖

試驗中，可測試支座的水平剪力和變形，其中水平剪力可由作動器反力獲得。在板式橡膠支座極限剪切破壞試驗和鉛芯橡膠支座試驗中，通過支座上連接板安裝的拉線式位移計測量加載位移，由于支座下部錨固不動，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中，支座的上連接板和支座下緣均安裝有位移計，可分別測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

按照我國公路橋梁橡膠支座規格[19]，分別制作了試驗用板式橡膠支座和鉛芯橡膠支座，試件參數見表1。利用GYZ系列板式橡膠支座開展極限剪切承載能力試驗，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，其中GJZ500×550×78的邊長分別為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行對比試驗，該支座直徑600 mm，總厚度為130 mm，包含有4個直徑77 mm的鉛芯(如圖3所示)。

表1 橡膠支座試驗方案

圖3 鉛芯橡膠支座試件

試驗中，為使試件始終承受規定的壓力荷載，豎向加載采用力控制，在試驗開始后便在試件上施加豎向荷載，當達到規定的豎向壓應力后保持恒定。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，試件在循環往復位移荷載作用下，發生50%～300%的剪切變形，間隔幅度為50%，每個循環4周。加載制度如圖4所示。位移加載幅度用等效剪切應變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 試驗現象

2.1 板式橡膠支座極限剪切破壞試驗

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

圖5 E=200%時支座局部破壞現象

圖6 E>350%后支座剪切破壞

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

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

當發生摩擦滑移后，不同規格支座的試驗現象較為一致，加載階段典型試驗過程如圖8所示(以M-2為例)。當E<100%時，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，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，而是呈現雙線性分布。當E=200%時，支座底角部的翹曲變形增大(見圖8(c))，摩擦滑移最大值達到55 mm(見圖10)，剪切變形達到65 mm。之后即便加載位移持續增大，支座剪切變形最大值將趨于穩定，而支座滑移總量則持續增加。加載完畢后，支座基本能夠恢復原狀，滑移面表層橡膠在反復摩擦后發生剝離，但支座整體基本完好，沒有發生橡膠層剪切破壞。

圖8 支座摩擦滑移試驗現象(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 鉛芯橡膠支座往復加載試驗

鉛芯橡膠支座在水平往復荷載作用下主要通過內部鉛芯的變形實現耗能[20]。由圖11可以看出，在水平往復荷載作用下，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荷載作用下表現出良好的穩定性。且試驗過程中支座外觀無異常，卸載后支座基本能恢復原樣。

圖11 鉛芯橡膠支座滯回曲線

3 試驗結果分析

3.1 支座耗能對比分析

在往復荷載作用下，支座的耗能能力由荷載-位移滯回曲線所包圍的面積來評價。在板式橡膠支座極限剪切破壞試驗和鉛芯橡膠支座往復加載試驗中，支座兩面均錨固，主要依靠自身剪切耗能，而不會發生摩擦耗能。而摩擦滑移試驗中支座既發生剪切變形，又發生摩擦滑移耗能。由于三種支座耗能形式產生機理不同，耗能能力也不同，因此有必要進行對比分析。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，在各個階段兩端錨固的板式橡膠支座S-3滯回曲線始終呈現狹長帶狀分布，與單側滑移的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剪切變形時即開始耗能，滯回曲線呈現飽滿的梭形。結合支座耗能與剪切變形的關系曲線(圖13)可以看出，在E<200%時，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，殘余變形較小耗能能力較弱，且支座滑移量較小。而當E=200%時，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變為飽滿的梭形，耗能能力增強，支座M-1～M-4單循環所消耗能量大于鉛芯橡膠支座。當E>200%時，可單側滑移的板式橡膠支座的耗能能力均大于鉛芯橡膠支座。對比M-5和Q-1，當E為50%和100%時，M-5單循環耗能是Q-1的14%和30%，而當E增大到250%和300%時，M-5所消耗能能量則是Q-1的109%和126%。此外，在達到相同的等效剪切應變時，發生摩擦滑移的板式橡膠支座的實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越。

由以上分析可知，發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，且近似呈正比例關系。

圖13 支座耗能與剪切變形關系曲線

表2 橡膠支座延性變形對比 mm

3.2 摩擦滑移試驗分析

(1)豎向壓力對支座剪切變形的影響

在摩擦滑移試驗中，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所示為支座在循環往復荷載作用下的剪切變形歷程曲線，圖15為豎向壓力P對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。當豎向壓力為4、6、8、10 MPa時，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 試驗過程中支座剪切變形歷程曲線

圖15 豎向壓力對支座剪切變形的影響

(2)豎向壓力對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。但當支座發生摩擦滑移后，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)，呈現近乎線性的關系，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

選取第3周循環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，直至達到滑動摩擦力，此時支座開始滑移。而且豎向壓力P越大，滑動摩擦力也越大。但摩擦系數與豎向壓力呈現反比例關系。當P=4 MPa時，摩擦系數為0.30～0.40；當P=6 MPa時，摩擦系數為0.20～0.30；當P=8 MPa時，摩擦系數為0.15～0.25(如圖18所示)。

圖17 摩擦力與位移關系

圖18 摩擦系數與位移關系

3.3 支座摩擦滑移簡化分析模型

在發生滑移前，支座位移主要為其自身剪切變形，因此計算模型的初始斜率為支座的剪切剛度Kb。當水平荷載大于滑動摩擦力Fy后，支座開始滑移。此時，計算模型的斜率接近于支座的滑動摩擦系數μf，荷載-位移關系展現出雙線性形式。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化計算模型，如圖19所示。圖中：du為極限位移；dy為滑動前的位移。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化分析模型

4 結論

以我國公路橋梁板式橡膠支座為研究對象，開展了極限剪切破壞和摩擦滑移性能試驗。對支座極限剪切破壞狀態和摩擦滑移的性能進行了研究，并與往復水平荷載作用下的鉛芯橡膠支座進行了對比分析，主要結論如下：

(1)兩端錨固的板式橡膠支座在水平往復荷載作用下，當剪切變形達到200%時，會出現保護層橡膠外鼓的現象。當極限剪切變形達到300%～400%時，支座會在不同位置處發生斷裂，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，滯回曲線呈狹長帶狀分布。

(2)板式橡膠支座依靠摩擦滑移可以產生類似鉛芯橡膠支座的耗能能力，單循環最大耗能可以達到鉛芯橡膠支座的126%，且隨著位移量的增加，耗能能力不斷增強，而支座剪切變形量達到最大值后便不再繼續增大，卸載后支座能基本保持完好。在達到相同的等效剪切應變時，單側摩擦滑移的板式橡膠支座的實際剪切變形量小于兩端固定的支座，延性性能更為優越。支座荷載-位移滯回曲線呈現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，支座的滑動摩擦系數與豎向壓力呈反比例關系，而豎向壓力對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摩擦系數的影響，可為今后利用板式橡膠支座減震的橋梁進行抗震性能分析所使用。