建筑橡膠支座和橋梁橡膠支座的應(yīng)用環(huán)境區(qū)別有哪些151-3082-8567

鄭州城市橋梁中橡膠支座連續(xù)粱橋在地震作用,進(jìn)行了分析結(jié)果表明我*現(xiàn)行《公路工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTJ—89) 有關(guān)橡膠支座連續(xù)粱橋縱向地震力計(jì)算的方法有*定的局限性。在此基礎(chǔ)上提出了*種改進(jìn)的計(jì)算方法與動(dòng)力時(shí) 程分析結(jié)果的比較表明這*方法是可行的和有效的。 關(guān)鍵飼：橋梁；橡膠支座；聚四氟乙烯滑板支座；時(shí)程分

析近年來(lái)*內(nèi)外發(fā)生了幾次大地震作為生命線工程的橋梁遭受了嚴(yán)重破壞。在阪神大地震中專門對(duì)支座的破 壞及其與上部下部結(jié)構(gòu)破壞之間的關(guān)系進(jìn)行了詳細(xì)調(diào)查調(diào)查表明支座對(duì)橋梁整個(gè)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響十分重要在實(shí)際 地震作用下支座與上部下部結(jié)構(gòu)的相互作用比較復(fù)雜橡膠支座的破壞往往會(huì)改變上部下部結(jié)構(gòu)間的傳力狀況也改變整 個(gè)結(jié)構(gòu)的響應(yīng)。 因此在橋梁結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)中必須對(duì)橡膠支座在地震作用下的性能有明確的認(rèn)識(shí)才能正確把握結(jié)構(gòu)的 響應(yīng)。

再生膠對(duì)于板式橡膠支座的重大危害,橡膠支 座作為橋梁的重要構(gòu)件,承受和傳遞梁體荷載并適應(yīng)梁體的轉(zhuǎn)動(dòng)和位移,支座*旦安裝,更換將非常困難。我*橡膠 支座己有近30年的歷史,早期生產(chǎn)的橡膠支座至今仍在正常使用。近幾年由 于摻入再生膠的支座流入市場(chǎng),導(dǎo)致* 部分安裝在橋梁上的橡膠支座使用不久就出現(xiàn)老化開(kāi)裂,甚至有部分橡膠支座在安裝不到*年,且在橋梁尚未通車的情 況下,就出現(xiàn)老化開(kāi)裂,還未談及“壽命”,就不得不進(jìn)行更換,造成了巨大的經(jīng)濟(jì)損失。5 結(jié)語(yǔ) 通過(guò)初步的分析和 試驗(yàn),再生膠對(duì)支座的力學(xué)性能和老化均有不利影響。**各*對(duì)板式橡膠支座使用的膠料規(guī)定,再生膠支座會(huì)對(duì) 橋梁建設(shè)帶來(lái)巨大的危害。

由于橋梁支座的重要性,不允許摻入再生膠,我*交通行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JTT4-2004《公路橋梁板式橡膠支座》中,明確規(guī)定不允許在支座膠料配方中使用任何再生膠或粉碎的硫化橡膠,同時(shí)規(guī)定通過(guò)抗剪粘結(jié) 性能與老化后抗剪的交叉試驗(yàn)來(lái)檢測(cè)支座是否含有再生膠,從技術(shù)上對(duì)近幾年混亂的支座市場(chǎng)起到規(guī)范作用,橋梁 支座的生產(chǎn)企業(yè)必須認(rèn)真執(zhí)行,同時(shí)在招標(biāo)、采購(gòu)、檢測(cè)、使用環(huán)節(jié)均應(yīng)按標(biāo)準(zhǔn)嚴(yán)格把關(guān)。 青海上半年完成公路建設(shè)投資17139億元 2005年上半年,青海公路建設(shè)繼續(xù)保持良好發(fā)展勢(shì)頭。1月至6月,全省 計(jì)劃續(xù)建、新建的26項(xiàng)工程全 部開(kāi)工建設(shè),共完成公路建設(shè)投資17139億元,比上年同期增長(zhǎng)14186%。

青海省在今年公路建設(shè)中,*是狠抓了干線公路項(xiàng)目的實(shí)施。計(jì)劃新開(kāi)工的3個(gè)干線公路建設(shè)項(xiàng)目中,*道214線共和至姜路嶺 二*公路改建項(xiàng)目于5月中旬開(kāi)工建設(shè);*道215線察爾汗至大柴旦公路項(xiàng)目招標(biāo)資格審查工作已完成,預(yù)計(jì)7月可開(kāi) 工建設(shè);西寧西過(guò)境線項(xiàng)目可研報(bào)告已報(bào)省發(fā)改委;扁大、平阿、阿同、察德、清潔、西互等12個(gè)續(xù)建項(xiàng)目進(jìn)展順 利,年內(nèi)可建成西寧至大通、當(dāng)金山至花土溝、扁都口至大通、清水河至結(jié)古等干線公路項(xiàng)目。 二是抓緊縣際公 路項(xiàng)目建設(shè),在確保質(zhì)量的前提下,加強(qiáng)進(jìn)度控制,盤大、扎哈、共過(guò)、攔小、天木等公路年內(nèi)可建成通車。 三是 順應(yīng)全省農(nóng)牧民群眾修路積極性高漲的勢(shì)頭,加快農(nóng)村公路建設(shè)。今年,青海省交通廳已下達(dá)農(nóng)村公路建設(shè)補(bǔ)助資 金52293135萬(wàn)元,實(shí)際完成投資19846萬(wàn)元,占計(jì)劃的38%。其中通鄉(xiāng)瀝青路續(xù)建工程預(yù)計(jì)9月底全面完成,通鄉(xiāng)砂石 路工程進(jìn)展順利,村道硬化工程目前已鋪筑混凝土路面852km,通村砂石路工程預(yù)計(jì)年內(nèi)可按計(jì)劃全部完工,農(nóng)牧區(qū) 獨(dú)立橋梁工程正在抓緊施工

公路橋梁橡膠支座比建筑橡膠支座更容易受到氣候的影響。為了研究公路橋梁板式氯丁橡膠支座在熱老 化條件下的各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)變化，將氯丁橡膠支座在高溫試驗(yàn)箱中進(jìn)行熱老化處理20、40、60、80d，并采用壓力試驗(yàn)機(jī)對(duì)其進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)。研究熱老化對(duì)氯丁橡膠支座的承載力、極限抗壓強(qiáng)度、豎向剛度、抗壓彈性模量的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，在熱老化條件下，氯丁橡膠支座更易發(fā)生脆性破壞，彈性階段縮短，發(fā)生鋼板外露、裂縫、層狀破壞等現(xiàn)象更嚴(yán)重；承載力、極限抗壓強(qiáng)度、豎向剛度、抗壓彈性模量隨熱老化程度的加深而逐漸降低；采用*小二乘法對(duì)50年抗壓強(qiáng)度及抗壓彈性模量進(jìn)行分析，衰減函數(shù)和衰減曲線基本符合冪函數(shù)變化規(guī)律。關(guān)鍵詞：氯丁橡膠支座；熱老化；軸心受壓試驗(yàn)；極限抗壓強(qiáng)度

在落梁后不要急于拆除架梁設(shè)施，待每片梁落下后要仔細(xì)檢查板式橡膠支座是 否有壓偏現(xiàn)象，如果有*定要進(jìn)行調(diào)整，調(diào)整這種現(xiàn)象只需稍微的起高*側(cè)梁端，把板式橡膠支座向波紋狀凹凸 較明顯的方向移動(dòng)，使梁體重心與橡膠支座**重合。 在吊梁前對(duì)梁體和墩臺(tái)支承墊石進(jìn) 行檢查，檢查梁端底面與板式橡膠支座相關(guān)聯(lián)處是否平整、兩個(gè)板式橡膠支座相關(guān)聯(lián)處是否平行。如不符合應(yīng)即 時(shí)修整。梁底預(yù)埋鋼板不平應(yīng)在梁底鋼板焊接與制造中解決。往往有些施工單位為了節(jié)約成本忽略了梁底鋼板的 質(zhì)量問(wèn)題，直接用毛坯鋼板作為梁底鋼板或焊接錨固鋼筋后不進(jìn)行調(diào)整，因此引起了鋼板彎曲變形。

因?yàn)檫@些原 因的存在使得落梁后板式橡膠支座產(chǎn)生壓偏現(xiàn)象。另外因梁底鋼板的弧形彎曲變形落梁后至使板式橡膠支座周邊 預(yù)先受力，使板式橡膠支座的波紋狀凹凸現(xiàn)象更為明顯。如梁體已預(yù)制完成或因種種原因造成了不可調(diào)整的事實(shí) ，建議采用環(huán)氧樹(shù)脂進(jìn)行修復(fù)以達(dá)到梁底或預(yù)埋鋼板表面平整之目的。 把橡膠支座墊石矮的*端用千斤頂頂起，在墊石上鋪環(huán)氧樹(shù)脂和用鋼板把支座墊高。使支座墊石 標(biāo)高*致，橡膠支座不均勻的波紋狀凹凸現(xiàn)象消除。 較大的波紋狀凹凸現(xiàn)象將會(huì)加劇板式橡膠支座的老化，從使支 座表面出現(xiàn)龜裂現(xiàn)象，降低支座的使用壽命。 板式橡膠支座的初始剪切變形現(xiàn)象（圖示5） 圖示 5 這種現(xiàn)象在板式橡膠支座安裝就位，梁體落梁或現(xiàn)澆梁拆除模板后的近期內(nèi)表現(xiàn)較為普遍。

2015年再談再生膠對(duì)于板式橡膠支座的重大危害,氯丁橡膠支座尺寸變化 Tab．3 Changewithsizesofplainchloroprenerubberbearings 試件序號(hào) 試件編號(hào) 凍融循環(huán)前尺寸/mm 凍融循環(huán)后尺寸/mm 1GJZ200×300×41（CR）ZYBZ01200×301× 41—2GJZ200×300×41（CR）ZYRF20200×300×40199×300×403GJZ200×300×41（CR）ZYRF40199×300×42198 ×299×414GJZ200×300×41（CR）ZYRF60200×300×42199×299×415 GJZ200×300×41（CR ）ZYRF80 200×300×40 199×299× 41 圖3 軸心受壓前氯丁橡膠支座狀態(tài) Fig．3 Plainchloroprenerubberbearingstatebeforeaxisofcompression 2 軸心受壓試驗(yàn) ]

試驗(yàn)裝置及測(cè)點(diǎn)布置 在沈陽(yáng)建筑大學(xué)進(jìn)行氯丁橡膠支座的軸心受壓試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置采用 5000kN壓力試驗(yàn)機(jī)，如圖4所示 。 圖4試驗(yàn)裝置Fig．4 Testequipment 根據(jù)試驗(yàn)所測(cè)數(shù)據(jù)要求，受壓試件貼有12個(gè)應(yīng) 變片， 6個(gè)豎向，6個(gè)橫向 ；采用6個(gè)位移計(jì)測(cè)量水平及豎向位移。測(cè)點(diǎn)布置圖如圖5所示，Y代表應(yīng)變片， W代表位移計(jì) 。圖5 測(cè)點(diǎn)布置圖 Fig．5 Measuring-pointarrangement 2．2加載方案 對(duì)氯丁橡膠支座進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，采 用分* 加載方式，為使試驗(yàn)結(jié)果更準(zhǔn)確，正式加載前進(jìn)行預(yù)壓。預(yù)壓時(shí)進(jìn)行物理對(duì)中與幾何對(duì)中，檢測(cè)各測(cè)點(diǎn)的 穩(wěn)定性，其數(shù)值應(yīng)基本*致，偏差控制在15%以內(nèi) ［14］ 。預(yù)壓后進(jìn)行正式加載，加載過(guò)程詳見(jiàn)《公路 橋梁板 式橡膠支座》 （JT/T4—2004）［14］。加載過(guò)程持續(xù)到出現(xiàn)極限荷載，承載力下降，試件破壞為止。2．3 試驗(yàn) 現(xiàn)象 對(duì)氯丁橡膠支座進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)時(shí)，觀察試驗(yàn)現(xiàn)象。在彈性階段，逐*增加豎向荷載，未達(dá)到開(kāi) 2 4四川 大學(xué)學(xué)報(bào)（工程科學(xué)版）第44 卷裂荷載時(shí)，水平和豎向位移隨荷載增加而增加，且與荷載的增加基本呈線性關(guān)系， 此時(shí)觀察試件表面，并未產(chǎn)生 裂縫，外觀變化較?。焕^續(xù)加載，達(dá)到開(kāi)裂荷 載時(shí)， 試件邊緣鋼板與橡膠粘合處出現(xiàn)細(xì)微裂縫，此時(shí)荷載稍微 有停滯狀態(tài)，但很快恢復(fù)，而后繼續(xù)增加荷載，水平位移急劇增加，豎向位移變化較慢，裂縫變寬、變長(zhǎng)，試件 邊緣開(kāi)始產(chǎn)生凸出現(xiàn)象；當(dāng)快達(dá)到破壞荷載時(shí)，水平位移及豎向位移增加較??；達(dá)到破 壞荷載， 承載力陡然下 降，迅速減小，水平位移及豎向位移不再增加， 裂縫達(dá)到*大，試件破壞。破壞位置主要是橡膠與鋼板的粘合處 ，鋼板與橡膠產(chǎn)生脫 離， 出現(xiàn)層狀破壞。從各組試件的破壞現(xiàn)象觀察，標(biāo)準(zhǔn)試件的彈性階段*長(zhǎng)，極限承載力 *大；經(jīng)熱老化處理的試件，隨熱老化天數(shù)的增加，熱老化程度的加深，彈性階段縮短，極限承載力減小，試件 裂縫較多、較大，破壞

嚴(yán)重。圖6為試件的破壞形態(tài) 。 圖6 氯丁橡膠支座破壞形態(tài) Fig．6 Failuremodesofplainchloroprenerubberbearings 3試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析 不同熱老化程度對(duì)橋梁板式氯丁橡膠支座的各 項(xiàng)指標(biāo)都有*定程度的影響，表4為氯丁橡膠支座的各項(xiàng)指標(biāo)對(duì)比 。 表4 氯丁橡膠支座各項(xiàng)指標(biāo)對(duì)比 Tab．4 Indexcomparisonofplainchloroprenerubberbearings 試件編號(hào) 極 限承載力/ kN極限抗壓強(qiáng)度/MPa極限抗壓強(qiáng)度下位移 /mm豎向縱向水平橫向水平壓應(yīng)力70MPa下位移 /mm豎向縱向水平橫向水平GJZ200×300×41（CR）ZYBZ014571．5176．197．2411．419．436．399． 087．35GJZ200×300×41（CR）ZYRF203454．2557．574．154．975．395．658．348．56GJZ200×300×41（CR） ZYRF403192．3053．213．283．602．594．698．305．31GJZ200×300×41（CR）ZYRF602892．7648．212．692． 581．255．087．434．38GJZ200×300×41（CR）ZYRF80 2665．40 44．42 2．50 1．38 1．59 4．81 5．12 3．92 3 4第6期張延年，等：熱老化條件下公路橋梁板式氯丁橡膠支座受壓試驗(yàn) 3．1 熱老化對(duì)承載力的影響 熱老化對(duì)氯丁橡膠支座的承載力影響較大。

圖7給出了氯丁橡膠支座極限承載力與熱 老化天數(shù)關(guān) 系的變化曲線。從表4及圖7看出， 標(biāo)準(zhǔn)試件極限承載力*大， 熱老化處理的試件的極限承載力隨處 理天數(shù)的增加、老化程度的加深而減小，同時(shí)，熱老化處理試件的位移均小于標(biāo)準(zhǔn)試件，但觀察試驗(yàn)現(xiàn)象可看出 ，位移小的試件裂縫更長(zhǎng)、更寬、破壞現(xiàn)象更嚴(yán)重。其中，熱老化80d的試件的位移*小，破壞現(xiàn)象*嚴(yán)重 。 圖7 氯丁橡膠支座承載力變化曲線 Fig．7 Bearingcapacitychangeofplainchloroprenerubberbearing 3．2 熱老化對(duì)極限抗壓強(qiáng)度的影響 從表4中數(shù)據(jù)看出， 5組試件中只有標(biāo)準(zhǔn)試件極限抗壓強(qiáng)度超過(guò)70MPa，經(jīng)處理的試 件的極限抗壓強(qiáng)度均低于70MPa，且隨著熱老化程度的加深，極限抗壓強(qiáng)度降低。將極限抗壓強(qiáng)度下位移與壓應(yīng)力 70MPa下位移進(jìn)行比較，除標(biāo)準(zhǔn)試件外，其他試件位移均小于壓應(yīng)力70MPa下的位移，這說(shuō)明在壓應(yīng)力達(dá)到70MPa時(shí) ，試件已完全失去穩(wěn)定性。

同時(shí)，比較經(jīng)處理試件的位移，試件極限抗壓強(qiáng)度及壓應(yīng)力70MPa下的位移均隨熱老化 程度的加深而減小， 這說(shuō)明熱老化使氯丁橡膠支座的耐久性變差。采用中*氣象局**氣象**的“網(wǎng)上氣候資 料**”中的數(shù)據(jù)，利用1971—2000年30a整編成果中各站點(diǎn)的月平均溫度和年平均溫度資料，以及各站點(diǎn)的地理 緯度、經(jīng)度和海拔高度的資料，統(tǒng)計(jì)出中*東北、華北及西北地區(qū)（除青海）的夏季平均氣溫大約為25℃左右； 同時(shí)，在1996—2001年間，日本道路公團(tuán)對(duì)第二東名高速公路上使用的橡膠支座進(jìn)行試驗(yàn)，得出大量橡膠支座經(jīng) 過(guò)60～80℃熱劣化1200～2040h后的抗拉強(qiáng)度、延伸率、抗剪模量等 推算相當(dāng)于環(huán)境溫度23℃100a的劣化狀態(tài) ［15］ ；而 《橡膠工業(yè)手冊(cè)》［1］ 中認(rèn)為溫度每提高10℃，氯丁 橡膠壽命降低50%，而本試驗(yàn)的溫度為70℃ ，將其 進(jìn)行換算可得，

本試驗(yàn)的20、40、60、80d的熱老化大約為實(shí)際的15、 30、45、60a的熱老化情況，將極 限抗壓強(qiáng)度的數(shù)據(jù)通過(guò)曲線擬合成50a氯丁橡膠支座的極限抗壓強(qiáng)度， 采用*小二乘法進(jìn)行處理，其擬合曲線如 圖8所示 。 圖8 極限抗壓強(qiáng)度擬合曲線 Fig．8 Fittingcurveofultimatecompressivestrength 從試驗(yàn)數(shù)據(jù)的變化趨勢(shì)判 斷，極限抗壓強(qiáng)度衰減曲線符合乘冪函數(shù)，采用*小二乘法進(jìn)行計(jì)算，氯 丁橡膠支座的極限抗壓強(qiáng)度衰減模型為 ： y=96．389x－0．1839 （1） 式中， y為極限抗壓強(qiáng)度，x為熱老化年數(shù)。將x=15，30，45，60代入式（1）中 分別得y=58．58，51．56，47．86，45．40，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的比值平均值為1，標(biāo)準(zhǔn)差為0．02，變異系數(shù)為0．02， 結(jié)果表明公路橋梁板式氯丁橡膠支座的極限抗壓強(qiáng)度的衰減 模型擬合公式與實(shí)際情況符合較好。3．3 熱老化對(duì) 豎向剛度的影響 氯丁橡膠支座的豎向剛度受熱老化影響，由式（2）計(jì)算［16］其氯丁橡膠支座的實(shí)測(cè)豎向剛度 ： Kv= P2－P1Y2－ Y1 （2） 式中， P1為第3次循環(huán)加載時(shí)的較小壓力，P2為第3次循環(huán)加載時(shí)的較大壓力， Y1為第3次循環(huán)加載時(shí) 的較小位移， Y2為第3次循環(huán)加載時(shí)的較大位移。圖9為軸心受壓試驗(yàn)中氯丁橡膠支座的荷載與豎向剛度變化曲線 ，可以看出，豎向剛度變化受豎向荷載的影響較大，豎向剛度隨豎向荷載的增大而減小。同時(shí)，豎向剛度變化受 熱老化影響，經(jīng)熱老化處理試件的豎向剛度均小于標(biāo)準(zhǔn)試件。豎向剛度減小，氯丁橡膠支座承受豎向荷載能力變 差，公路橋梁結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)。

熱老化對(duì)抗壓彈性模量的影響 研究熱老化對(duì)氯丁橡膠支座抗壓彈性模量的影 響，選取y1－y12測(cè)點(diǎn)數(shù)值，由式（3）進(jìn)行計(jì)算［14］ ： 44四川大學(xué)學(xué)報(bào)（工程科學(xué)版）第44 卷 圖9 荷載－豎向剛度曲線Fig．9 Load-verticalstiffnesscurveloops E1= σ10－σ4 ε10－ ε4 （3） 式中：E1為試樣實(shí)測(cè)的抗壓彈性模量計(jì)算值，精確 至1MPa；σ4、 ε4為第4MPa*試驗(yàn)荷載下的壓應(yīng) 力和累計(jì)壓縮應(yīng)變值；σ10、ε10為第10MPa*試驗(yàn)荷載 下的壓應(yīng)力和累計(jì)壓縮應(yīng)變值。 表5中給出了熱老化條 件下氯丁橡膠支座的實(shí)測(cè)抗壓彈性模量與廠家提供初始數(shù)值的對(duì)比，可以看出， 標(biāo)準(zhǔn)試件的抗壓彈性模量與廠家 提供數(shù)值基本*致。但隨著熱老化程度的加深，氯丁橡膠支座的抗壓彈性模量顯著降低。 表5 氯丁橡膠支座的實(shí) 測(cè)彈性模量對(duì)比 Tab．5 Measuredelasticmoduluscomparisonofplainchloroprenerubberbearings 試件編號(hào)

實(shí) 測(cè)抗壓彈性模量/MPa廠家提供初始抗壓彈性模量E /MPaGJZ200×300×41（CR ）ZYBZ01292．42293GJZ200×300×41（CR）ZYRF20191．52293GJZ200×300×41（CR）ZYRF40172．34293GJZ200 ×300×41（CR）ZYRF60152．66293GJZ200×300×41（CR ）ZYRF80 140．41 293 采用*小二乘法，將氯丁橡膠支座的實(shí)測(cè)抗壓彈性模量數(shù)據(jù)通過(guò)曲線擬合成50a的抗壓彈 性模量。從表5中數(shù)據(jù)變化趨勢(shì)來(lái)看，抗壓彈性模量符合乘冪函數(shù)，采用*小二乘法進(jìn)行計(jì)算，氯丁橡膠支座的抗 壓彈性模量衰減模型為： E=356．38x－0．2232 （4） 式中， E為抗壓彈性模量，x為熱老化年數(shù)。將x=15，30 ，45，60代入式（4）中分別得E=194．72，166．81，152．38，142．90，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的比值平均值為1，標(biāo)準(zhǔn)差 為0．02，變異系數(shù)為0．02，結(jié)果表明公路橋梁板式氯丁橡膠支座的抗壓彈性模量衰減模型擬合公式與實(shí)際符合 較好。

經(jīng)熱老化處理的氯丁橡膠支座的破壞情況 較標(biāo)準(zhǔn)試件嚴(yán)重，且隨熱老化程度加深，裂縫增大， 鋼板外露情況明顯，層狀破壞嚴(yán)重。 2）氯丁橡膠支座標(biāo)準(zhǔn)試件的彈性階段*長(zhǎng)，隨熱老化程度的加深，試件的 彈性階段縮短，極限承載力降低。 3）氯丁橡膠支座標(biāo)準(zhǔn)試件的極限抗壓強(qiáng)度*大，且隨熱老化程度的加深，試 件極限抗壓強(qiáng)度逐漸 降低， 采用*小二乘法對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得出50年抗壓強(qiáng)度的衰減曲線和衰減公式符 合實(shí)際情況。 4）氯丁橡膠支座的豎向剛度受熱老化影響，經(jīng)過(guò)熱老化處理試件的豎向剛度低于標(biāo)準(zhǔn)試件，但與 極限抗壓強(qiáng)度等相比并不明顯。 5）熱老化對(duì)氯丁橡膠支座的抗壓彈性模量影響較大，標(biāo)準(zhǔn)試件的抗壓彈性模量 與廠家提供數(shù)值基本*致。隨熱老化程度的加深，試件的抗壓彈性模量逐漸降低，采用*小二乘法對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn) 行擬合，得出50a抗壓彈性模量的衰減曲線和衰減公式符合實(shí)際情況

其原 因 是由于環(huán)境溫度的變化和混凝土的收縮徐變而導(dǎo)致。板式橡膠支座的是由于落梁過(guò)程中在板式橡膠支座受到初始?jí)毫? 人為的移動(dòng)梁體而導(dǎo)致。板式橡膠支座的的避免方法交通部公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院*九八八年組織匯編的《板式橡膠支座》*書 中提到：安裝板式橡膠支座*好在年平均氣溫時(shí)進(jìn)行，以減少由于環(huán)境溫度變化而造成梁體膨脹或收縮給板式橡膠支座造成的不應(yīng)有的初始剪切變形。當(dāng)不可避免*定要在*高環(huán)境溫度或*低環(huán)境溫度條件下安裝施工時(shí)， 可 使用板式橡膠支座產(chǎn)生預(yù)變位的辦法……。但是，這*方案在施工過(guò)程中由于受多種因素的制約難以實(shí)現(xiàn)。

在多年的現(xiàn)場(chǎng)服務(wù)中總結(jié)了*些經(jīng)驗(yàn)，在這里介紹大*，供大*在板式橡膠支座安裝施工過(guò)程中予以參考。 板 式橡膠支座在安裝施工過(guò)程中，在有條件的前提下應(yīng)對(duì)環(huán)境溫度予以考慮，另外主要是保證在落梁的時(shí)候避免板 式橡膠支座發(fā)生初始剪切。在落梁后不要急于拆除架梁設(shè)施，待每片梁落下后要仔細(xì)檢查板式橡膠支座是否有初 始剪切現(xiàn)象，如果有*定要進(jìn)行調(diào)整，調(diào)整這種現(xiàn)象只需稍微的起高*側(cè)梁端，板式橡膠支座就會(huì)在自身彈性作用下自 動(dòng)復(fù)位，做到了這*點(diǎn)就為板式橡膠支座的初始剪切變形減少了很大的不利因素。在橋面鋪裝前還應(yīng)對(duì)板式橡膠 支座的剪切變形進(jìn)行*次檢查調(diào)整，這次檢查調(diào)整要盡量選擇靠近年平均氣溫的天氣，這時(shí)架梁設(shè)施已拆除，可 使用千斤頂?shù)认鄳?yīng)工具將梁端稍微頂起，板式橡膠支座應(yīng)自動(dòng)復(fù)位，否則應(yīng)予以更換。橋梁鋪裝前應(yīng)重新檢查已 使用的板式橡膠支座，因?yàn)檫@個(gè)時(shí)候梁體經(jīng)過(guò)了*個(gè)較長(zhǎng)時(shí)期的收縮徐變已趨于穩(wěn)定，而且橋面尚未鋪裝，每* 片梁的每*端均可單獨(dú)升高，施工簡(jiǎn)單而方便，所以該環(huán)節(jié)應(yīng)引起施工現(xiàn)場(chǎng)工程技術(shù)人員的高度注意。 在實(shí)際 應(yīng)用過(guò)程中，板式橡膠支座因受外力約束而被剪切變形，是板式橡膠支座本身具備的功能。我們?cè)谶@里探討的是 減少板式橡膠支座的剪切變形，因?yàn)榘迨较鹉z支座在受到過(guò)大的剪切變形后會(huì)加劇橡膠的老化，導(dǎo)致板式橡膠支 座的使用壽命降低。在檢查這*狀態(tài)時(shí)可根據(jù)當(dāng)時(shí)的環(huán)境氣溫，結(jié)合當(dāng)?shù)啬昶骄鶜鉁兀罁?jù)JTG D62-2004交通行 業(yè)橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范中的相關(guān)章節(jié)進(jìn)行計(jì)算復(fù)核。板式橡膠支座的允許剪切模量為.0Mpa，允許剪切角正切值tga≤ 0.7，所以板式橡膠支座在外力因素的影響下，其*大剪切角正切值不大于0.7時(shí)不影響它的使用性能（圖示6）。 圖示 6 三、板式橡膠支座中滑板支座的較大剪切變形 由于受施工環(huán)境的約束，滑板支座的施工比較重要

要保持滑板支座的四氟板表面和與之摩擦的不銹鋼板表面清潔，應(yīng)首先把工作環(huán)境營(yíng)造好，才能保證橡膠支座實(shí)現(xiàn)正常的工作狀態(tài)。在施工現(xiàn)場(chǎng)常見(jiàn)滑板支座由于不滑動(dòng)而造成支座發(fā)生較大的剪切變形現(xiàn)象，這種現(xiàn)象 主要是因滑動(dòng)摩擦面有雜質(zhì)、不光滑或未加硅脂油引起。為防止這種現(xiàn)象發(fā)生，必須在落梁前排除以上不利因素 ，對(duì)于滑板支座的施工，*定要依據(jù)相關(guān)規(guī)范用棉絲沾丙酮或酒精擦干凈摩擦表面，將板式橡膠支座上的貯油槽 內(nèi)注滿指定的硅脂潤(rùn)滑油。正確的操作才能實(shí)現(xiàn)摩擦系數(shù)≤0.03的結(jié)果，水平剪力*旦大于正壓值力的3%即會(huì)產(chǎn) 生滑動(dòng)，因此可避免較大剪切變形。但是在這里需要說(shuō)明的是：

滑板支座在獲得正確的安裝后也會(huì)有小的剪切變 形，其變形量可通過(guò)下列公式計(jì)算得出。 —滑動(dòng)前的板式橡膠支座剪切變形量 單位：毫米 0.03—滑板支座額定的摩擦系數(shù) —板式橡膠支座實(shí)際荷載正壓力 單位： N —板式橡膠支座橡膠層總厚度 單位：毫米 —板式橡膠支座的平面面積 單位：mm2 —板式橡膠支座額定彈性模量（.0Mpa） 注：由于現(xiàn)場(chǎng)各方面條件不利因素的存在，在計(jì)算時(shí)其摩擦系數(shù)可設(shè) 定為0.05～0.06。 上述三類情況是板式橡膠支座在安裝使用過(guò)程中常見(jiàn)的異?，F(xiàn)象，異?，F(xiàn)象不能及時(shí)排除將 會(huì)降低板式橡膠支座的使用壽命。 支座安裝過(guò)程中常見(jiàn)問(wèn)題及解決方案： 板式橡膠支座的偏載就是板式橡膠支座表面局部受力過(guò)大，導(dǎo) 致支座側(cè)面局部豎向變形過(guò)大，其對(duì)稱部位基本不受壓，甚至脫空。 解決方案： 、普通板式橡膠支座偏載不 是很嚴(yán)重的情況下，先標(biāo)記偏載時(shí)的支座位置后，用千斤頂將梁體頂起，將支座往偏載方向稍微移動(dòng)調(diào)整*下即可。

普通板式橡膠支座偏載嚴(yán)重的情況下，先標(biāo)記偏載時(shí)的支座位置后，用千斤頂將梁體頂起，將支座取出 并在墊石上鋪設(shè)環(huán)氧砂漿，支座居中放置即可。 四氟板支座的偏載，因移動(dòng)調(diào)整會(huì)影響支座的位移，建議采 用環(huán)氧砂漿調(diào)整。 板式橡膠支座的的豎向變形 、在施工現(xiàn)場(chǎng)有很多施工人員認(rèn)為支座產(chǎn)生豎向變形是不合理的現(xiàn)象 。 支座在正常荷載下，肯定會(huì)產(chǎn)生豎向變形。表征為支座側(cè)面受鋼板與橡 膠的粘著力控制，而產(chǎn)生均勻的鼓起 。至于支座變形多少為正常，在JTG D62-2004《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》第80頁(yè)中規(guī)定： θ ×2 la ≤δc.m≤0.07×te δc.m：支座豎向平均壓縮變形（mm）

GJZGYZ板式橡膠支座規(guī)格系列選用參數(shù) GJZ為矩形板式橡膠支座，GYZ為圓形板式橡膠支座，la×lb（或d）——平面尺寸或直徑，RCK —*大承壓力，S—形狀系數(shù)，t—支座總厚度，t0—單層鋼板厚度，t—中間橡膠層厚度，△l—不計(jì)制動(dòng)力時(shí)*大位移量，△l—計(jì)入制動(dòng)力時(shí)*大位移量，te—橡膠層總厚度，tanθ—允許轉(zhuǎn)角正切值，RGK—抗滑*小承壓力 采用坡型支座(適用于坡度≥%的橋) 對(duì)于有縱向坡或綜合坡的橋梁采用坡型板式橡膠支座，早年法*CIPEC公司就已提出，并得到了廣泛的應(yīng)用。我*交通部公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院*九領(lǐng)先八年七月出版的“板式橡膠支座”*書中又做了大量的闡述，隨著坡型支座應(yīng)用范圍的不斷擴(kuò)大

我*工程技術(shù)人員逐步規(guī)范了其名稱和基準(zhǔn)尺寸的標(biāo)注方法。 A分類名稱：有斜坡的圓形板式橡膠支座-圓坡支座(設(shè)計(jì)代號(hào)YT)；有斜坡的球冠形板式橡膠支座-球坡支座(設(shè)計(jì)代號(hào)YPQ)；有斜坡的矩形板式橡膠支座-矩形斜坡支座(設(shè)計(jì)代號(hào)JP)。注：以上三種斜坡的支座統(tǒng)稱為坡度支座。 B通常適用于四種坡度和設(shè)計(jì)代號(hào) %的坡度設(shè)計(jì)代號(hào)為“A”4%的坡度設(shè)計(jì)代號(hào)為“B” 6%的坡度設(shè)計(jì)代號(hào)為“C”8%的坡度設(shè)計(jì)代號(hào)為“D” C基準(zhǔn)尺寸的標(biāo)注方法(圖 -) 坡型支座的厚度(高度)H指的是橡膠支座的**厚度，坡型支座的*小厚度及平面尺寸是常規(guī)支座的額定厚及平面尺寸。

坡度支座的安裝及調(diào)整方法應(yīng)符合所述(如在綜合坡上使用要依據(jù)支座上的坡度方向線選擇適當(dāng)?shù)奈恢?。坡度支座的安裝見(jiàn)圖-6ab。注：由于四氫彈板式橡膠支座的四氟板面朝上布置，有利于支座的使用壽命，所以我公司推薦當(dāng)有縱坡或有綜合坡的橋梁選用的四氟板式橡膠支座時(shí)，*好采用楔形梁底鋼板加以調(diào)整。如圖-6c所示。 四氟板式橡膠支座的安裝 四氟板式橡膠支座的構(gòu)造及連接 四氟板式橡膠支座的整體結(jié)構(gòu)有“封閉型”與“簡(jiǎn)易型”兩種，對(duì)城市橋梁及紫外線輻射空氣污染與粉塵嚴(yán)重的地區(qū)，選用封閉型，其它場(chǎng)合要采用簡(jiǎn)易型 簡(jiǎn)易型 構(gòu)造見(jiàn)圖 - 封閉型 構(gòu)造見(jiàn)圖- 四氟支座上下鋼板與橋梁結(jié)構(gòu)的連接 封閉型四氟支座下鋼板的連接 可在墩體支承墊石上預(yù)留相應(yīng)凹坑，架梁時(shí)下鋼板用環(huán)氧樹(shù)脂砂漿粘于凹坑內(nèi)，或在支承墊石上預(yù)埋錨固螺栓，架梁果先將下鋼板固定 四氟支座上鋼板的連接

現(xiàn)澆梁施工，可按采用上鋼板焊錨固鋼盤，就地澆注時(shí)同梁體連接(圖 -) 預(yù)制梁施式，上鋼板用環(huán)氧樹(shù)脂砂漿與梁底粘接或錨固螺栓連接。 四氟板式支座的安裝注意事項(xiàng) 四氟板式橡膠支座必須精心細(xì)致。支座應(yīng)接設(shè)計(jì)支承**準(zhǔn)確就位。 梁底鋼板與支承墊石(或下鋼板)頂面盡可能何持平行和平整，同支座上下面全部密貼；同*片梁的各個(gè)支座平于同*平面上，避免橡膠支座的偏心受壓，不均勻支承與個(gè)別脫空的現(xiàn)像。具體安裝方法可參照或進(jìn)行。

四氟支座安裝后若發(fā)現(xiàn)問(wèn)題需要高速時(shí)，可頂起梁端，在四氟支座底面與支座墊石(或下鋼板)之間，鋪*層環(huán)氧樹(shù)脂砂漿來(lái)調(diào)節(jié)。 支座四氟面的儲(chǔ)油的凹坑內(nèi)，安裝時(shí)應(yīng)涂刷充滿不會(huì)揮發(fā)的“0硅脂”作潤(rùn)滑劑，以降低摩擦系數(shù)。 與四氟板按角的不銹鋼表面不允許有損傷拉毛現(xiàn)像，以免增大摩陰系數(shù)及損壞四氟板。 落梁時(shí)，為防止梁與支座發(fā)生縱橫向滑移，宜用木制三角墊塊在梁體兩側(cè)加以定位，待落梁工作任部完畢后拆除(圖 -4)

：板式橡膠支座的的轉(zhuǎn)角 te：支座橡膠層總厚度 la：矩形支座的短邊或圓形支座的直徑 2、支座的初始剪切變形 2. 四氟板支座不應(yīng)出現(xiàn)剪切變形，若確 實(shí)存在應(yīng)是沒(méi)有涂520-2硅脂。 2.2 普通支座允許初始剪切變形多大，目前沒(méi)有規(guī)范說(shuō)明，只能主觀意識(shí)上的 判斷。

我*目前《公路工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(以下簡(jiǎn)稱《規(guī)范》)對(duì)連續(xù)梁橋中板式支座地震力的計(jì)算規(guī)定如下： 對(duì)于全聯(lián)均采用板式支座的連續(xù)梁橋上部結(jié)構(gòu)對(duì)板式支座頂面產(chǎn)生的縱向水平地震力按《規(guī)范》公式-計(jì)算；連續(xù) 梁橋*聯(lián)中*個(gè)或幾個(gè)墩采用板式支座其余均為聚四氟乙烯滑板支座上部結(jié)構(gòu)對(duì)板式支座頂面處產(chǎn)生的水平地震 力可按《規(guī)范》公式-計(jì)算其值如小于按式-l的計(jì)算值應(yīng)按式-計(jì)算公式中變量含義見(jiàn)《規(guī)范》條文。 由上述 規(guī)定可知存在以下*些缺點(diǎn)： 對(duì)橋梁中使用的滑板支座在地震作用下的預(yù)期性能如何沒(méi)有明確的規(guī)定由《規(guī)范》 給出的兩個(gè)計(jì)算公式可知前者將滑板支座看作板式支座計(jì)算即不發(fā)生滑動(dòng)后者按滑板支座均發(fā)生滑動(dòng)計(jì)算計(jì)算結(jié) 果取兩者中的*大值；

2015年再談再生膠對(duì)于板式橡膠支座的重大危害,氯丁橡膠支座尺寸變化 Tab．3 Changewithsizesofplainchloroprenerubberbearings 試件序號(hào) 試件編號(hào) 凍融循環(huán)前尺寸/mm 凍融循環(huán)后尺寸/mm 1GJZ200×300×41（CR）ZYBZ01200×301× 41—2GJZ200×300×41（CR）ZYRF20200×300×40199×300×403GJZ200×300×41（CR）ZYRF40199×300×42198 ×299×414GJZ200×300×41（CR）ZYRF60200×300×42199×299×415 GJZ200×300×41（CR ）ZYRF80 200×300×40 199×299× 41 圖3 軸心受壓前氯丁橡膠支座狀態(tài) Fig．3 Plainchloroprenerubberbearingstatebeforeaxisofcompression 2 軸心受壓試驗(yàn) ]

試驗(yàn)裝置及測(cè)點(diǎn)布置 在沈陽(yáng)建筑大學(xué)進(jìn)行氯丁橡膠支座的軸心受壓試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置采用 5000kN壓力試驗(yàn)機(jī)，如圖4所示 。 圖4試驗(yàn)裝置Fig．4 Testequipment 根據(jù)試驗(yàn)所測(cè)數(shù)據(jù)要求，受壓試件貼有12個(gè)應(yīng) 變片， 6個(gè)豎向，6個(gè)橫向 ；采用6個(gè)位移計(jì)測(cè)量水平及豎向位移。測(cè)點(diǎn)布置圖如圖5所示，Y代表應(yīng)變片， W代表位移計(jì) 。圖5 測(cè)點(diǎn)布置圖 Fig．5 Measuring-pointarrangement 2．2加載方案 對(duì)氯丁橡膠支座進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，采 用分* 加載方式，為使試驗(yàn)結(jié)果更準(zhǔn)確，正式加載前進(jìn)行預(yù)壓。預(yù)壓時(shí)進(jìn)行物理對(duì)中與幾何對(duì)中，檢測(cè)各測(cè)點(diǎn)的 穩(wěn)定性，其數(shù)值應(yīng)基本*致，偏差控制在15%以內(nèi) ［14］ 。預(yù)壓后進(jìn)行正式加載，加載過(guò)程詳見(jiàn)《公路 橋梁板 式橡膠支座》 （JT/T4—2004）［14］。加載過(guò)程持續(xù)到出現(xiàn)極限荷載，承載力下降，試件破壞為止。2．3 試驗(yàn) 現(xiàn)象 對(duì)氯丁橡膠支座進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)時(shí)，觀察試驗(yàn)現(xiàn)象。在彈性階段，逐*增加豎向荷載，未達(dá)到開(kāi) 2 4四川 大學(xué)學(xué)報(bào)（工程科學(xué)版）第44 卷裂荷載時(shí)，水平和豎向位移隨荷載增加而增加，且與荷載的增加基本呈線性關(guān)系， 此時(shí)觀察試件表面，并未產(chǎn)生 裂縫，外觀變化較??；繼續(xù)加載，達(dá)到開(kāi)裂荷 載時(shí)， 試件邊緣鋼板與橡膠粘合處出現(xiàn)細(xì)微裂縫，此時(shí)荷載稍微 有停滯狀態(tài)，但很快恢復(fù)，而后繼續(xù)增加荷載，水平位移急劇增加，豎向位移變化較慢，裂縫變寬、變長(zhǎng)，試件 邊緣開(kāi)始產(chǎn)生凸出現(xiàn)象；當(dāng)快達(dá)到破壞荷載時(shí)，水平位移及豎向位移增加較??；達(dá)到破 壞荷載， 承載力陡然下 降，迅速減小，水平位移及豎向位移不再增加， 裂縫達(dá)到*大，試件破壞。破壞位置主要是橡膠與鋼板的粘合處 ，鋼板與橡膠產(chǎn)生脫 離， 出現(xiàn)層狀破壞。從各組試件的破壞現(xiàn)象觀察，標(biāo)準(zhǔn)試件的彈性階段*長(zhǎng)，極限承載力 *大；經(jīng)熱老化處理的試件，隨熱老化天數(shù)的增加，熱老化程度的加深，彈性階段縮短，極限承載力減小，試件 裂縫較多、較大，破壞

嚴(yán)重。圖6為試件的破壞形態(tài) 。 圖6 氯丁橡膠支座破壞形態(tài) Fig．6 Failuremodesofplainchloroprenerubberbearings 3試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析 不同熱老化程度對(duì)橋梁板式氯丁橡膠支座的各 項(xiàng)指標(biāo)都有*定程度的影響，表4為氯丁橡膠支座的各項(xiàng)指標(biāo)對(duì)比 。 表4 氯丁橡膠支座各項(xiàng)指標(biāo)對(duì)比 Tab．4 Indexcomparisonofplainchloroprenerubberbearings 試件編號(hào) 極 限承載力/ kN極限抗壓強(qiáng)度/MPa極限抗壓強(qiáng)度下位移 /mm豎向縱向水平橫向水平壓應(yīng)力70MPa下位移 /mm豎向縱向水平橫向水平GJZ200×300×41（CR）ZYBZ014571．5176．197．2411．419．436．399． 087．35GJZ200×300×41（CR）ZYRF203454．2557．574．154．975．395．658．348．56GJZ200×300×41（CR） ZYRF403192．3053．213．283．602．594．698．305．31GJZ200×300×41（CR）ZYRF602892．7648．212．692． 581．255．087．434．38GJZ200×300×41（CR）ZYRF80 2665．40 44．42 2．50 1．38 1．59 4．81 5．12 3．92 3 4第6期張延年，等：熱老化條件下公路橋梁板式氯丁橡膠支座受壓試驗(yàn) 3．1 熱老化對(duì)承載力的影響 熱老化對(duì)氯丁橡膠支座的承載力影響較大。

圖7給出了氯丁橡膠支座極限承載力與熱 老化天數(shù)關(guān) 系的變化曲線。從表4及圖7看出， 標(biāo)準(zhǔn)試件極限承載力*大， 熱老化處理的試件的極限承載力隨處 理天數(shù)的增加、老化程度的加深而減小，同時(shí)，熱老化處理試件的位移均小于標(biāo)準(zhǔn)試件，但觀察試驗(yàn)現(xiàn)象可看出 ，位移小的試件裂縫更長(zhǎng)、更寬、破壞現(xiàn)象更嚴(yán)重。其中，熱老化80d的試件的位移*小，破壞現(xiàn)象*嚴(yán)重 。 圖7 氯丁橡膠支座承載力變化曲線 Fig．7 Bearingcapacitychangeofplainchloroprenerubberbearing 3．2 熱老化對(duì)極限抗壓強(qiáng)度的影響 從表4中數(shù)據(jù)看出， 5組試件中只有標(biāo)準(zhǔn)試件極限抗壓強(qiáng)度超過(guò)70MPa，經(jīng)處理的試 件的極限抗壓強(qiáng)度均低于70MPa，且隨著熱老化程度的加深，極限抗壓強(qiáng)度降低。將極限抗壓強(qiáng)度下位移與壓應(yīng)力 70MPa下位移進(jìn)行比較，除標(biāo)準(zhǔn)試件外，其他試件位移均小于壓應(yīng)力70MPa下的位移，這說(shuō)明在壓應(yīng)力達(dá)到70MPa時(shí) ，試件已完全失去穩(wěn)定性。

同時(shí)，比較經(jīng)處理試件的位移，試件極限抗壓強(qiáng)度及壓應(yīng)力70MPa下的位移均隨熱老化 程度的加深而減小， 這說(shuō)明熱老化使氯丁橡膠支座的耐久性變差。采用中*氣象局**氣象**的“網(wǎng)上氣候資 料**”中的數(shù)據(jù)，利用1971—2000年30a整編成果中各站點(diǎn)的月平均溫度和年平均溫度資料，以及各站點(diǎn)的地理 緯度、經(jīng)度和海拔高度的資料，統(tǒng)計(jì)出中*東北、華北及西北地區(qū)（除青海）的夏季平均氣溫大約為25℃左右； 同時(shí)，在1996—2001年間，日本道路公團(tuán)對(duì)第二東名高速公路上使用的橡膠支座進(jìn)行試驗(yàn)，得出大量橡膠支座經(jīng) 過(guò)60～80℃熱劣化1200～2040h后的抗拉強(qiáng)度、延伸率、抗剪模量等 推算相當(dāng)于環(huán)境溫度23℃100a的劣化狀態(tài) ［15］ ；而 《橡膠工業(yè)手冊(cè)》［1］ 中認(rèn)為溫度每提高10℃，氯丁 橡膠壽命降低50%，而本試驗(yàn)的溫度為70℃ ，將其 進(jìn)行換算可得，

本試驗(yàn)的20、40、60、80d的熱老化大約為實(shí)際的15、 30、45、60a的熱老化情況，將極 限抗壓強(qiáng)度的數(shù)據(jù)通過(guò)曲線擬合成50a氯丁橡膠支座的極限抗壓強(qiáng)度， 采用*小二乘法進(jìn)行處理，其擬合曲線如 圖8所示 。 圖8 極限抗壓強(qiáng)度擬合曲線 Fig．8 Fittingcurveofultimatecompressivestrength 從試驗(yàn)數(shù)據(jù)的變化趨勢(shì)判 斷，極限抗壓強(qiáng)度衰減曲線符合乘冪函數(shù)，采用*小二乘法進(jìn)行計(jì)算，氯 丁橡膠支座的極限抗壓強(qiáng)度衰減模型為 ： y=96．389x－0．1839 （1） 式中， y為極限抗壓強(qiáng)度，x為熱老化年數(shù)。將x=15，30，45，60代入式（1）中 分別得y=58．58，51．56，47．86，45．40，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的比值平均值為1，標(biāo)準(zhǔn)差為0．02，變異系數(shù)為0．02， 結(jié)果表明公路橋梁板式氯丁橡膠支座的極限抗壓強(qiáng)度的衰減 模型擬合公式與實(shí)際情況符合較好。3．3 熱老化對(duì) 豎向剛度的影響 氯丁橡膠支座的豎向剛度受熱老化影響，由式（2）計(jì)算［16］其氯丁橡膠支座的實(shí)測(cè)豎向剛度 ： Kv= P2－P1Y2－ Y1 （2） 式中， P1為第3次循環(huán)加載時(shí)的較小壓力，P2為第3次循環(huán)加載時(shí)的較大壓力， Y1為第3次循環(huán)加載時(shí) 的較小位移， Y2為第3次循環(huán)加載時(shí)的較大位移。圖9為軸心受壓試驗(yàn)中氯丁橡膠支座的荷載與豎向剛度變化曲線 ，可以看出，豎向剛度變化受豎向荷載的影響較大，豎向剛度隨豎向荷載的增大而減小。同時(shí)，豎向剛度變化受 熱老化影響，經(jīng)熱老化處理試件的豎向剛度均小于標(biāo)準(zhǔn)試件。豎向剛度減小，氯丁橡膠支座承受豎向荷載能力變 差，公路橋梁結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)。

熱老化對(duì)抗壓彈性模量的影響 研究熱老化對(duì)氯丁橡膠支座抗壓彈性模量的影 響，選取y1－y12測(cè)點(diǎn)數(shù)值，由式（3）進(jìn)行計(jì)算［14］ ： 44四川大學(xué)學(xué)報(bào)（工程科學(xué)版）第44 卷 圖9 荷載－豎向剛度曲線Fig．9 Load-verticalstiffnesscurveloops E1= σ10－σ4 ε10－ ε4 （3） 式中：E1為試樣實(shí)測(cè)的抗壓彈性模量計(jì)算值，精確 至1MPa；σ4、 ε4為第4MPa*試驗(yàn)荷載下的壓應(yīng) 力和累計(jì)壓縮應(yīng)變值；σ10、ε10為第10MPa*試驗(yàn)荷載 下的壓應(yīng)力和累計(jì)壓縮應(yīng)變值。 表5中給出了熱老化條 件下氯丁橡膠支座的實(shí)測(cè)抗壓彈性模量與廠家提供初始數(shù)值的對(duì)比，可以看出， 標(biāo)準(zhǔn)試件的抗壓彈性模量與廠家 提供數(shù)值基本*致。但隨著熱老化程度的加深，氯丁橡膠支座的抗壓彈性模量顯著降低。 表5 氯丁橡膠支座的實(shí) 測(cè)彈性模量對(duì)比 Tab．5 Measuredelasticmoduluscomparisonofplainchloroprenerubberbearings 試件編號(hào)

實(shí) 測(cè)抗壓彈性模量/MPa廠家提供初始抗壓彈性模量E /MPaGJZ200×300×41（CR ）ZYBZ01292．42293GJZ200×300×41（CR）ZYRF20191．52293GJZ200×300×41（CR）ZYRF40172．34293GJZ200 ×300×41（CR）ZYRF60152．66293GJZ200×300×41（CR ）ZYRF80 140．41 293 采用*小二乘法，將氯丁橡膠支座的實(shí)測(cè)抗壓彈性模量數(shù)據(jù)通過(guò)曲線擬合成50a的抗壓彈 性模量。從表5中數(shù)據(jù)變化趨勢(shì)來(lái)看，抗壓彈性模量符合乘冪函數(shù)，采用*小二乘法進(jìn)行計(jì)算，氯丁橡膠支座的抗 壓彈性模量衰減模型為： E=356．38x－0．2232 （4） 式中， E為抗壓彈性模量，x為熱老化年數(shù)。將x=15，30 ，45，60代入式（4）中分別得E=194．72，166．81，152．38，142．90，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的比值平均值為1，標(biāo)準(zhǔn)差 為0．02，變異系數(shù)為0．02，結(jié)果表明公路橋梁板式氯丁橡膠支座的抗壓彈性模量衰減模型擬合公式與實(shí)際符合 較好。

經(jīng)熱老化處理的氯丁橡膠支座的破壞情況 較標(biāo)準(zhǔn)試件嚴(yán)重，且隨熱老化程度加深，裂縫增大， 鋼板外露情況明顯，層狀破壞嚴(yán)重。 2）氯丁橡膠支座標(biāo)準(zhǔn)試件的彈性階段*長(zhǎng)，隨熱老化程度的加深，試件的 彈性階段縮短，極限承載力降低。 3）氯丁橡膠支座標(biāo)準(zhǔn)試件的極限抗壓強(qiáng)度*大，且隨熱老化程度的加深，試 件極限抗壓強(qiáng)度逐漸 降低， 采用*小二乘法對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得出50年抗壓強(qiáng)度的衰減曲線和衰減公式符 合實(shí)際情況。 4）氯丁橡膠支座的豎向剛度受熱老化影響，經(jīng)過(guò)熱老化處理試件的豎向剛度低于標(biāo)準(zhǔn)試件，但與 極限抗壓強(qiáng)度等相比并不明顯。 5）熱老化對(duì)氯丁橡膠支座的抗壓彈性模量影響較大，標(biāo)準(zhǔn)試件的抗壓彈性模量 與廠家提供數(shù)值基本*致。隨熱老化程度的加深，試件的抗壓彈性模量逐漸降低，采用*小二乘法對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn) 行擬合，得出50a抗壓彈性模量的衰減曲線和衰減公式符合實(shí)際情況

由式 -知滑扳支座對(duì)板式支座地震力的影響《規(guī)范》只簡(jiǎn)單地以靜力方法加以考慮而在實(shí) 際地震中由于滑板支座發(fā)生滑動(dòng)—方面改變了結(jié)構(gòu)的剛度從而改變了結(jié)構(gòu)的反應(yīng)特性另*方面在滑動(dòng)過(guò)程中滑板 支座消耗大量地震能量降低了整個(gè)結(jié)構(gòu)的響應(yīng)。 鑒于上述原因本文對(duì)這類橋型在地震作用下的縱向動(dòng)力特性進(jìn)行分析了解其相互作用的機(jī)理建立合理分析方法提供依據(jù)。橡膠支座連續(xù)梁橋縱向動(dòng)力特性計(jì)算分析 模型建立 根據(jù)文獻(xiàn)[]對(duì)橡膠支座在地震力作用下的性能研究可知扳式橡膠支座的滯回曲線為狹長(zhǎng)條形可近似 為線彈性見(jiàn)圖l所示。在近幾年*內(nèi)外對(duì)聚四氟乙烯滑板支座的滯回特性進(jìn)行了大量試驗(yàn)與理論研究研究結(jié)果表明 ：

聚四氟乙烯滑板支座的滑動(dòng)摩擦系數(shù)受加速度的影響比較小而是隨滑動(dòng)速度的增加迅速增加當(dāng)速度達(dá)到*定數(shù) 值后摩擦系數(shù)趨于常數(shù)；②與所受壓應(yīng)力大小有關(guān)系隨壓應(yīng)力增加滑動(dòng)摩擦系數(shù)值減小同時(shí)也與接觸面的光滑程 度是否添加潤(rùn)滑物有關(guān)試驗(yàn)測(cè)得滑動(dòng)摩擦系數(shù)值變化范圍在l*左右；③通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的理論分析表明盡管滑動(dòng) 摩擦系數(shù)值隨上述諸多因素變化而變化但當(dāng)滑動(dòng)摩擦系數(shù)值選取適當(dāng)時(shí)采用常摩擦系數(shù)值的庫(kù)侖模型進(jìn)行分析仍 可得到很好的計(jì)算結(jié)果。 本文的分析是借助于DRAIN-DX軟件來(lái)進(jìn)行的。橋面板墩柱均采用平面梁?jiǎn)卧枋鲋?座用連接單元來(lái)描述。其滯回模型采用圖所示模型。 以*個(gè)GYZ板式橡膠支座其余均為聚四氟乙烯滑板支座的等高等跨連續(xù)梁橋分析分別對(duì)*聯(lián)三跨五 跨七跨連續(xù)梁橋上部結(jié)構(gòu)對(duì)墩頂板式支座縱向地震力進(jìn)行計(jì)算分析跨徑均為m墩高均為5rn主梁采用單箱單室截面 形式面積為7m豎向剛度為5m橋墩直徑均為m的圓形截面阻尼比為5％

在算例中將板式橡膠支座都放置在l號(hào)墩板式支 座水平剪切剛度為K＝5MN·m-其余均為聚四氟乙烯滑扳支座其初始水平剪切剛度取為K＝5MN·m-圖給出三跨連續(xù) 粱橋的模型五跨七跨連續(xù)梁橋模型與之類似基于上述模型分別對(duì)影響板式支座縱向地震力的各參數(shù)進(jìn)行分析這些 參數(shù)有：地震動(dòng)特性的影響采用依據(jù)規(guī)范ⅠⅡⅢⅣ類場(chǎng)地反應(yīng)譜分別合成的人工波來(lái)考慮；地震烈度的影響考慮 789三類烈度水平的影響；聚四氟乙烯滑板支座的滑動(dòng)摩擦系數(shù)值不同的影響摩擦系數(shù)值根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分別為 算例分析 三跨五跨七跨連續(xù)梁橋上部結(jié)構(gòu)對(duì)墩頂板式支座縱向地震力進(jìn)行計(jì)算分析跨徑均為m墩高均為5rn主梁采用單箱單

室截面形式面積為7m豎向剛度為5m橋墩直徑均為m的圓形截面阻尼比為5％在算例中將板式橡膠支座都放置在l號(hào)墩 板式支座水平剪切剛度為K＝5MN·m-其余均為聚四氟乙烯滑扳支座其初始水平剪切剛度取為K＝5MN·m-圖給出三 跨連續(xù)粱橋的模型五跨七跨連續(xù)梁橋模型與之類似基于上述模型分別對(duì)影響板式支座縱向地震力的各參數(shù)進(jìn)行分 析這些參數(shù)有：地震動(dòng)特性的影響采用依據(jù)規(guī)范ⅠⅡⅢⅣ類場(chǎng)地反應(yīng)譜分別合成的人工波來(lái)考慮；

地震烈度的影 響考慮789三類烈度水平的影響；聚四氟乙烯滑板支座的滑動(dòng)摩擦系數(shù)值不同的影響摩擦系數(shù)值根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分別 為55。 摩擦系數(shù)對(duì)板式支座剪力的影響 圖ab分別給出了對(duì)于三跨五跨七跨連續(xù)梁橋在ⅠⅣ類場(chǎng)地不同烈度水 平地震作用下的計(jì)算結(jié)果從圖中可以看出在Ⅰ類場(chǎng)地條件上部結(jié)構(gòu)傳給板式支座的地震力受滑板支座摩擦系數(shù)變 化的影響不大；在Ⅳ類場(chǎng)地條件下則隨摩擦系數(shù)的增加而降低同時(shí)在圖中標(biāo)出在低烈度水平地震作用及不同摩擦 系數(shù)值下存在部分滑板支座發(fā)生滑動(dòng)的情況給出連續(xù)梁橋在Ⅱ類場(chǎng)地不同烈度水平地震作用下隨跨數(shù)變化的計(jì)算 結(jié)果.從圖中可知,上部結(jié)構(gòu)傳給板式支座的地震力隨跨數(shù)增加僅略有增加圖中同時(shí)給出了按《規(guī)范》公式--計(jì)算 的結(jié)果其中在按《規(guī)范》

公式-計(jì)算時(shí)摩擦系數(shù)取對(duì)于常用的滑板支座其摩擦系數(shù)值通常在—之間由計(jì)算結(jié)果可知 按-計(jì)算結(jié)果與時(shí)程分析結(jié)果比較接近變化規(guī)律也與時(shí)程分析結(jié)果類似但有時(shí)所得結(jié)果偏低按《規(guī)范》公式-計(jì)算 因《規(guī)范》規(guī)定局≥pd=.,可知隨跨數(shù)增加板式支座剪力迅速增加并隨烈度增加而增大但由圖5知時(shí)程分析結(jié)果并 不呈現(xiàn)這樣的規(guī)律而隨跨數(shù)增加僅略有增加.如果在-式中使用滑板支座所具有的實(shí)際摩擦系數(shù)值計(jì)算,則有時(shí)會(huì)得 到板式支座剪力為負(fù)值的錯(cuò)誤結(jié)果。