金屬橡膠橋梁支座轉動性能試驗研究

夏修身，張穎周，杜 騫

(1. 蘭州交通大學 土木工程學院，蘭州 730070；2. 甘肅恒達路橋工程集團有限公司，蘭州 730070)

梁體在豎向荷載下將發生撓曲變形，需要支座產生相應的轉角來滿足梁端轉動，當支座的轉動性能不足時會發生支座的轉動脫空[1]，對橋梁結構安全帶來一定的影響[2].板式橡膠支座需進行轉角試驗，以測定其轉動性能是否滿足橋梁使用要求.與板式橡膠支座的轉動原理相似，金屬橡膠支座以金屬橡膠的不均勻彈性壓縮適應豎向荷載引起的梁體轉動，屬于彈性轉動、轉動時有一定的轉動剛度[3-4].轉動剛度會帶來橋梁計算圖示的改變、給主梁的受力帶來不利影響[5].

金屬橡膠廣泛應用于航空航天、軍事裝備及醫學領域[6].金屬橡膠構件方面的研究也主要集中在小構件的豎向壓縮性能方面，沒有涉及到轉動性能[7-9].金屬橡膠橋梁支座是一種新型材料支座，對轉動性能有一定的要求，目前針對此開展的研究文獻較少[10-13].因此，開展大尺寸金屬橡膠支座的轉動性能試驗研究，具有重要的理論及實際意義.

文中開展了金屬橡膠支座轉動性能力學試驗研究，討論了豎向壓力對支座轉動剛度的影響，考查了轉動剛度與初始壓應力的關系.

1 支座轉動性能測試原理

金屬橡膠支座采用與板式橡膠支座相同的外部結構，但將板式橡膠支座中的天然橡膠及約束鋼板替換成金屬橡膠[11].與板式橡膠支座一樣，金屬橡膠支座利用支座中金屬橡膠的不均勻彈性壓縮適應豎向荷載引起的梁體轉動.

為測試金屬橡膠支座轉動性能，根據支座的轉動原理，本文設計的支座轉角-轉動力矩關系測試方案，如圖1所示.

圖1 支座轉動性能測試原理Fig.1 Test principle of bearing rotation performance

對圖1中的剛性梁施加集中力P，剛性梁下的支座發生轉動，支座轉角θ與剛性梁轉角大小相等.

轉角的正切值按下式計算：

(1)

轉動彎矩按下式計算：

M=P×L.

(2)

圖中及式中：tanθ為轉角正切值；Δ1為N1處的變形值；Δ2為N2處的變形值；L為轉動力臂.

2 試驗概況

2.1 模型設計

本文參考板式橡膠支座的系列規格，設計并加工了3個支座模型(如圖2所示) ，3個支座模型均采用304奧氏體不銹鋼絲、絲徑為0.5 mm.支座的設計尺寸為d160×42、即直徑為160 mm、高度為42 mm，成型后的主要參數如表1所列、與設計尺寸稍有差異.為考查相對密度的影響，設計中采用了三種不同相對密度.相對密度為支座密度與金屬絲密度比值.

2.2 試驗裝置及加載工況

試驗裝置如圖3所示.轉動荷載由豎向千斤頂施加，支座承受的豎向初始荷載也由放置在支座中心處的千斤頂施加，為了使支座與剛梁轉動時支座豎向壓力保持恒定，在支座上方設置了鉸.

圖2 金屬橡膠支座模型Fig.2 Mental rubber bearing model

表1 支座參數

試驗時采取位移控制，機電百分表采集位移、壓力傳感器采集力.試驗測試了支座在豎向壓力分別為：50 kN、100 kN、150 kN、200 kN、250 kN及280 kN下的轉動性能，其對應的設計支座壓應力分別為：2.5～14 MPa.

圖3 支座轉動試驗設備Fig.3 Bearing rotation test equipment

3 試驗結果及其分析

試驗中3個支座的轉角均達到了0.02 rad、且沒有發生轉動脫空，試驗后支座的不均勻壓縮變形完全恢復，滿足了國內外規范中轉角大于0.33% rad的要求[14].

3.1 鉸的轉動摩阻測試

為了后文轉動力矩分析時扣除鉸摩擦的影響，文中測試了6種豎向荷載下鉸系統的轉動摩阻力矩，如圖4所示.

圖4 鉸的轉動力矩與轉角關系曲線Fig.4 Curve of relationship between rotation moment and rotation angle of hinge

圖4中，鉸的轉動力矩-轉角關系曲線隨豎向壓力不同而變化，但都可分為靜摩擦階段與動摩擦階段.靜摩擦階中段轉動力矩隨轉角的快速增加速最大值，而動摩擦階段時，轉動剛度保持為一常數.

3.2 支座的轉動力矩-轉角關系

3個支座在豎向壓應力為10 MPa(豎向力為200 kN)下的轉動力矩-轉角關系，如圖5～7所示.

由圖7可見，轉動加載曲線也可以分為兩個階段，第一段為O點到A點：主要由鉸摩擦力矩貢獻，第二段為AB段：近似為直線段、代表支座的轉動剛度，這表明在給定初始壓力下支座的轉動剛度也為定值.

圖5 A1支座轉動力矩與轉角關系曲線Fig.5 Curve of rotation moment and angle of A1 bearing

圖6 A2支座轉動力矩與轉角關系曲線Fig.6 Curve of rotation moment and angle of A2 bearing

圖7 A3支座轉動力矩與轉角關系曲線Fig.7 Curve of rotation moment and angle of A3 bearing

為考查豎向壓力對支座轉動力矩-轉角關系曲線的影響，進行了不同豎向壓力下支座的轉動力矩-轉角關系曲線的測試，結果如圖8～10所示及如表2所列.圖中的轉動力矩-轉角關系曲線未扣除鉸的摩擦力矩，而表2中的轉動力矩扣除了鉸摩擦力矩.

圖8 A1支座的轉動力矩與轉角關系曲線Fig.8 Curve of rotation moment and angle of A1 bearing

圖9 A2支座的轉動力矩與轉角關系曲線Fig.9 Curve of rotation moment and angle of A2 bearing

圖10 A3支座的轉動力矩與轉角關系曲線Fig.10 Curve of rotation moment and angle of A3 bearing

由圖8～圖10及表2可以看出，支座的轉動剛度隨豎向壓力的增大而增加.這是因為，支座以不均勻壓縮來實現轉動，轉動過程中，壓應力的合力中心偏移，這就相當于支座受到一個力矩作用，轉動后支座的應力會發生變化，從而影響支座的轉動剛度.三個支座具有相同的規律.由表2還可以看出，相同的豎向壓力下，三個支座的轉動剛度相差較大，其中相對密度最大的A1支座轉動剛度最大、A2支座最小、A3支座介于兩者之間.由于A2支座的相對密度大于A3支座，因此，相對密度對支座轉動剛度的影響相對復雜.

3.3 轉動剛度與豎向壓應力關系

3個支座的轉動剛度與支座初始豎向壓應力的關系曲線如圖11所示.

表2 支座的轉動剛度與轉角

圖11 轉動剛度與初始應力關系曲線Fig.11 Curve of rotational stiffness and initial stress

為了探討初始壓應力與支座轉動剛度的關系，對圖中各支座的試驗值進行了曲線擬合，擬合的公式及其主要參數如式(3)所示及如表3所列.

Km=kσ·σ0+K0.

(3)

式中：Km為轉動剛度；kσ為系數；σ0為初始壓應力值；K0為初始轉動剛度.

表3 轉動剛度與初始應力關系擬合參數

由圖11及式(3)可知，三個支座的轉動剛度都隨初始壓應力的呈線性增大，公式中的系數不同表明：轉動剛度與初始壓應力的線性關系還受相對密度及形狀系數的影響.

4 結論

1) 金屬橡膠支座的轉角可達0.02 rad、不宜發生轉動脫空，能夠滿足橋梁對支座轉動性能的要求，具有較好轉動性.

2) 在恒定初始豎向壓力下金屬橡膠支座的轉動剛度為定值.

3) 金屬橡膠支座的轉動剛度隨初始豎向壓力的增大而增加，有明顯的線性關系.

4) 對金屬橡膠支座的轉動剛度與初始豎向壓應力的關系曲線進行了數值擬合，給出了擬合公式，可用于轉動剛度的預測.