建筑橡胶支座和桥梁橡胶支座的应用环境区别有哪些

建筑橡胶支座和桥梁橡胶支座的应用环境区别有哪些151-3082-8567

郑州城市桥梁中橡胶支座连续粱桥在地震作用,进行了分析结果表明我*现行《公路工程抗震设计规范》(JTJ—89) 有关橡胶支座连续粱桥纵向地震力计算的方法有*定的局限性。在此基础上提出了*种改进的计算方法与动力时 程分析结果的比较表明这*方法是可行的和有效的。 关键饲：桥梁；橡胶支座；聚四氟乙烯滑板支座；时程分

析近年来*内外发生了几次大地震作为生命线工程的桥梁遭受了严重破坏。在阪神大地震中专门对支座的破 坏及其与上部下部结构破坏之间的关系进行了详细调查调查表明支座对桥梁整个结构响应的影响十分重要在实际 地震作用下支座与上部下部结构的相互作用比较复杂橡胶支座的破坏往往会改变上部下部结构间的传力状况也改变整 个结构的响应。 因此在桥梁结构的抗震设计中必须对橡胶支座在地震作用下的性能有明确的认识才能正确把握结构的 响应。

再生胶对于板式橡胶支座的重大危害,橡胶支 座作为桥梁的重要构件,承受和传递梁体荷载并适应梁体的转动和位移,支座*旦安装,更换将非常困难。我*橡胶 支座己有近30年的历史,早期生产的橡胶支座至今仍在正常使用。近几年由 于掺入再生胶的支座流入市场,导致* 部分安装在桥梁上的橡胶支座使用不久就出现老化开裂,甚至有部分橡胶支座在安装不到*年,且在桥梁尚未通车的情 况下,就出现老化开裂,还未谈及“寿命”,就不得不进行更换,造成了巨大的经济损失。5 结语 通过初步的分析和 试验,再生胶对支座的力学性能和老化均有不利影响。**各*对板式橡胶支座使用的胶料规定,再生胶支座会对 桥梁建设带来巨大的危害。

由于桥梁支座的重要性,不允许掺入再生胶,我*交通行业标准JTT4-2004《公路桥梁板式橡胶支座》中,明确规定不允许在支座胶料配方中使用任何再生胶或粉碎的硫化橡胶,同时规定通过抗剪粘结 性能与老化后抗剪的交叉试验来检测支座是否含有再生胶,从技术上对近几年混乱的支座市场起到规范作用,桥梁 支座的生产企业必须认真执行,同时在招标、采购、检测、使用环节均应按标准严格把关。 青海上半年完成公路建设投资17139亿元 2005年上半年,青海公路建设继续保持良好发展势头。1月至6月,全省 计划续建、新建的26项工程全 部开工建设,共完成公路建设投资17139亿元,比上年同期增长14186%。

青海省在今年公路建设中,*是狠抓了干线公路项目的实施。计划新开工的3个干线公路建设项目中,*道214线共和至姜路岭 二*公路改建项目于5月中旬开工建设;*道215线察尔汗至大柴旦公路项目招标资格审查工作已完成,预计7月可开 工建设;西宁西过境线项目可研报告已报省发改委;扁大、平阿、阿同、察德、清洁、西互等12个续建项目进展顺 利,年内可建成西宁至大通、当金山至花土沟、扁都口至大通、清水河至结古等干线公路项目。 二是抓紧县际公 路项目建设,在确保质量的前提下,加强进度控制,盘大、扎哈、共过、拦小、天木等公路年内可建成通车。 三是 顺应全省农牧民群众修路积极性高涨的势头,加快农村公路建设。今年,青海省交通厅已下达农村公路建设补助资 金52293135万元,实际完成投资19846万元,占计划的38%。其中通乡沥青路续建工程预计9月底全面完成,通乡砂石 路工程进展顺利,村道硬化工程目前已铺筑混凝土路面852km,通村砂石路工程预计年内可按计划全部完工,农牧区 独立桥梁工程正在抓紧施工

公路桥梁橡胶支座比建筑橡胶支座更容易受到气候的影响。为了研究公路桥梁板式氯丁橡胶支座在热老 化条件下的各项力学性能指标变化，将氯丁橡胶支座在高温试验箱中进行热老化处理20、40、60、80d，并采用压力试验机对其进行轴心受压试验。研究热老化对氯丁橡胶支座的承载力、极限抗压强度、竖向刚度、抗压弹性模量的影响。试验结果表明，在热老化条件下，氯丁橡胶支座更易发生脆性破坏，弹性阶段缩短，发生钢板外露、裂缝、层状破坏等现象更严重；承载力、极限抗压强度、竖向刚度、抗压弹性模量随热老化程度的加深而逐渐降低；采用*小二乘法对50年抗压强度及抗压弹性模量进行分析，衰减函数和衰减曲线基本符合幂函数变化规律。关键词：氯丁橡胶支座；热老化；轴心受压试验；极限抗压强度

在落梁后不要急于拆除架梁设施，待每片梁落下后要仔细检查板式橡胶支座是 否有压偏现象，如果有*定要进行调整，调整这种现象只需稍微的起高*侧梁端，把板式橡胶支座向波纹状凹凸 较明显的方向移动，使梁体重心与橡胶支座**重合。 在吊梁前对梁体和墩台支承垫石进 行检查，检查梁端底面与板式橡胶支座相关联处是否平整、两个板式橡胶支座相关联处是否平行。如不符合应即 时修整。梁底预埋钢板不平应在梁底钢板焊接与制造中解决。往往有些施工单位为了节约成本忽略了梁底钢板的 质量问题，直接用毛坯钢板作为梁底钢板或焊接锚固钢筋后不进行调整，因此引起了钢板弯曲变形。

因为这些原 因的存在使得落梁后板式橡胶支座产生压偏现象。另外因梁底钢板的弧形弯曲变形落梁后至使板式橡胶支座周边 预先受力，使板式橡胶支座的波纹状凹凸现象更为明显。如梁体已预制完成或因种种原因造成了不可调整的事实 ，建议采用环氧树脂进行修复以达到梁底或预埋钢板表面平整之目的。 把橡胶支座垫石矮的*端用千斤顶顶起，在垫石上铺环氧树脂和用钢板把支座垫高。使支座垫石 标高*致，橡胶支座不均匀的波纹状凹凸现象消除。 较大的波纹状凹凸现象将会加剧板式橡胶支座的老化，从使支 座表面出现龟裂现象，降低支座的使用寿命。 板式橡胶支座的初始剪切变形现象（图示5） 图示 5 这种现象在板式橡胶支座安装就位，梁体落梁或现浇梁拆除模板后的近期内表现较为普遍。

2015年再谈再生胶对于板式橡胶支座的重大危害,氯丁橡胶支座尺寸变化 Tab．3 Changewithsizesofplainchloroprenerubberbearings 试件序号 试件编号 冻融循环前尺寸/mm 冻融循环后尺寸/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 图3 轴心受压前氯丁橡胶支座状态 Fig．3 Plainchloroprenerubberbearingstatebeforeaxisofcompression 2 轴心受压试验 ]

试验装置及测点布置 在沈阳建筑大学进行氯丁橡胶支座的轴心受压试验，试验装置采用 5000kN压力试验机，如图4所示 。 图4试验装置Fig．4 Testequipment 根据试验所测数据要求，受压试件贴有12个应 变片， 6个竖向，6个横向 ；采用6个位移计测量水平及竖向位移。测点布置图如图5所示，Y代表应变片， W代表位移计 。图5 测点布置图 Fig．5 Measuring-pointarrangement 2．2加载方案 对氯丁橡胶支座进行轴心受压试验，采 用分* 加载方式，为使试验结果更准确，正式加载前进行预压。预压时进行物理对中与几何对中，检测各测点的 稳定性，其数值应基本*致，偏差控制在15%以内 ［14］ 。预压后进行正式加载，加载过程详见《公路 桥梁板 式橡胶支座》 （JT/T4—2004）［14］。加载过程持续到出现极限荷载，承载力下降，试件破坏为止。2．3 试验 现象 对氯丁橡胶支座进行轴心受压试验时，观察试验现象。在弹性阶段，逐*增加竖向荷载，未达到开 2 4四川 大学学报（工程科学版）第44 卷裂荷载时，水平和竖向位移随荷载增加而增加，且与荷载的增加基本呈线性关系， 此时观察试件表面，并未产生 裂缝，外观变化较小；继续加载，达到开裂荷 载时， 试件边缘钢板与橡胶粘合处出现细微裂缝，此时荷载稍微 有停滞状态，但很快恢复，而后继续增加荷载，水平位移急剧增加，竖向位移变化较慢，裂缝变宽、变长，试件 边缘开始产生凸出现象；当快达到破坏荷载时，水平位移及竖向位移增加较小；达到破 坏荷载， 承载力陡然下 降，迅速减小，水平位移及竖向位移不再增加， 裂缝达到*大，试件破坏。破坏位置主要是橡胶与钢板的粘合处 ，钢板与橡胶产生脱 离， 出现层状破坏。从各组试件的破坏现象观察，标准试件的弹性阶段*长，极限承载力 *大；经热老化处理的试件，随热老化天数的增加，热老化程度的加深，弹性阶段缩短，极限承载力减小，试件 裂缝较多、较大，破坏

严重。图6为试件的破坏形态 。 图6 氯丁橡胶支座破坏形态 Fig．6 Failuremodesofplainchloroprenerubberbearings 3试验结果及数据分析 不同热老化程度对桥梁板式氯丁橡胶支座的各 项指标都有*定程度的影响，表4为氯丁橡胶支座的各项指标对比 。 表4 氯丁橡胶支座各项指标对比 Tab．4 Indexcomparisonofplainchloroprenerubberbearings 试件编号 极 限承载力/ kN极限抗压强度/MPa极限抗压强度下位移 /mm竖向纵向水平横向水平压应力70MPa下位移 /mm竖向纵向水平横向水平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期张延年，等：热老化条件下公路桥梁板式氯丁橡胶支座受压试验 3．1 热老化对承载力的影响 热老化对氯丁橡胶支座的承载力影响较大。

图7给出了氯丁橡胶支座极限承载力与热 老化天数关 系的变化曲线。从表4及图7看出， 标准试件极限承载力*大， 热老化处理的试件的极限承载力随处 理天数的增加、老化程度的加深而减小，同时，热老化处理试件的位移均小于标准试件，但观察试验现象可看出 ，位移小的试件裂缝更长、更宽、破坏现象更严重。其中，热老化80d的试件的位移*小，破坏现象*严重 。 图7 氯丁橡胶支座承载力变化曲线 Fig．7 Bearingcapacitychangeofplainchloroprenerubberbearing 3．2 热老化对极限抗压强度的影响 从表4中数据看出， 5组试件中只有标准试件极限抗压强度超过70MPa，经处理的试 件的极限抗压强度均低于70MPa，且随着热老化程度的加深，极限抗压强度降低。将极限抗压强度下位移与压应力 70MPa下位移进行比较，除标准试件外，其他试件位移均小于压应力70MPa下的位移，这说明在压应力达到70MPa时 ，试件已完全失去稳定性。

同时，比较经处理试件的位移，试件极限抗压强度及压应力70MPa下的位移均随热老化 程度的加深而减小， 这说明热老化使氯丁橡胶支座的耐久性变差。采用中*气象局**气象**的“网上气候资 料**”中的数据，利用1971—2000年30a整编成果中各站点的月平均温度和年平均温度资料，以及各站点的地理 纬度、经度和海拔高度的资料，统计出中*东北、华北及西北地区（除青海）的夏季平均气温大约为25℃左右； 同时，在1996—2001年间，日本道路公团对第二东名高速公路上使用的橡胶支座进行试验，得出大量橡胶支座经 过60～80℃热劣化1200～2040h后的抗拉强度、延伸率、抗剪模量等 推算相当于环境温度23℃100a的劣化状态 ［15］ ；而 《橡胶工业手册》［1］ 中认为温度每提高10℃，氯丁 橡胶寿命降低50%，而本试验的温度为70℃ ，将其 进行换算可得，

本试验的20、40、60、80d的热老化大约为实际的15、 30、45、60a的热老化情况，将极 限抗压强度的数据通过曲线拟合成50a氯丁橡胶支座的极限抗压强度， 采用*小二乘法进行处理，其拟合曲线如 图8所示 。 图8 极限抗压强度拟合曲线 Fig．8 Fittingcurveofultimatecompressivestrength 从试验数据的变化趋势判 断，极限抗压强度衰减曲线符合乘幂函数，采用*小二乘法进行计算，氯 丁橡胶支座的极限抗压强度衰减模型为 ： y=96．389x－0．1839 （1） 式中， y为极限抗压强度，x为热老化年数。将x=15，30，45，60代入式（1）中 分别得y=58．58，51．56，47．86，45．40，与试验数据的比值平均值为1，标准差为0．02，变异系数为0．02， 结果表明公路桥梁板式氯丁橡胶支座的极限抗压强度的衰减 模型拟合公式与实际情况符合较好。3．3 热老化对 竖向刚度的影响 氯丁橡胶支座的竖向刚度受热老化影响，由式（2）计算［16］其氯丁橡胶支座的实测竖向刚度 ： Kv= P2－P1Y2－ Y1 （2） 式中， P1为第3次循环加载时的较小压力，P2为第3次循环加载时的较大压力， Y1为第3次循环加载时 的较小位移， Y2为第3次循环加载时的较大位移。图9为轴心受压试验中氯丁橡胶支座的荷载与竖向刚度变化曲线 ，可以看出，竖向刚度变化受竖向荷载的影响较大，竖向刚度随竖向荷载的增大而减小。同时，竖向刚度变化受 热老化影响，经热老化处理试件的竖向刚度均小于标准试件。竖向刚度减小，氯丁橡胶支座承受竖向荷载能力变 差，公路桥梁结构整体失稳。

热老化对抗压弹性模量的影响 研究热老化对氯丁橡胶支座抗压弹性模量的影 响，选取y1－y12测点数值，由式（3）进行计算［14］ ： 44四川大学学报（工程科学版）第44 卷 图9 荷载－竖向刚度曲线Fig．9 Load-verticalstiffnesscurveloops E1= σ10－σ4 ε10－ ε4 （3） 式中：E1为试样实测的抗压弹性模量计算值，精确 至1MPa；σ4、 ε4为第4MPa*试验荷载下的压应 力和累计压缩应变值；σ10、ε10为第10MPa*试验荷载 下的压应力和累计压缩应变值。 表5中给出了热老化条 件下氯丁橡胶支座的实测抗压弹性模量与厂家提供初始数值的对比，可以看出， 标准试件的抗压弹性模量与厂家 提供数值基本*致。但随着热老化程度的加深，氯丁橡胶支座的抗压弹性模量显著降低。 表5 氯丁橡胶支座的实 测弹性模量对比 Tab．5 Measuredelasticmoduluscomparisonofplainchloroprenerubberbearings 试件编号

实 测抗压弹性模量/MPa厂家提供初始抗压弹性模量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，将氯丁橡胶支座的实测抗压弹性模量数据通过曲线拟合成50a的抗压弹 性模量。从表5中数据变化趋势来看，抗压弹性模量符合乘幂函数，采用*小二乘法进行计算，氯丁橡胶支座的抗 压弹性模量衰减模型为： E=356．38x－0．2232 （4） 式中， E为抗压弹性模量，x为热老化年数。将x=15，30 ，45，60代入式（4）中分别得E=194．72，166．81，152．38，142．90，与试验数据的比值平均值为1，标准差 为0．02，变异系数为0．02，结果表明公路桥梁板式氯丁橡胶支座的抗压弹性模量衰减模型拟合公式与实际符合 较好。

经热老化处理的氯丁橡胶支座的破坏情况 较标准试件严重，且随热老化程度加深，裂缝增大， 钢板外露情况明显，层状破坏严重。 2）氯丁橡胶支座标准试件的弹性阶段*长，随热老化程度的加深，试件的 弹性阶段缩短，极限承载力降低。 3）氯丁橡胶支座标准试件的极限抗压强度*大，且随热老化程度的加深，试 件极限抗压强度逐渐 降低， 采用*小二乘法对试验数据进行拟合，得出50年抗压强度的衰减曲线和衰减公式符 合实际情况。 4）氯丁橡胶支座的竖向刚度受热老化影响，经过热老化处理试件的竖向刚度低于标准试件，但与 极限抗压强度等相比并不明显。 5）热老化对氯丁橡胶支座的抗压弹性模量影响较大，标准试件的抗压弹性模量 与厂家提供数值基本*致。随热老化程度的加深，试件的抗压弹性模量逐渐降低，采用*小二乘法对试验数据进 行拟合，得出50a抗压弹性模量的衰减曲线和衰减公式符合实际情况

其原 因 是由于环境温度的变化和混凝土的收缩徐变而导致。板式橡胶支座的是由于落梁过程中在板式橡胶支座受到初始压力后 人为的移动梁体而导致。板式橡胶支座的的避免方法交通部公路规划设计院*九八八年组织汇编的《板式橡胶支座》*书 中提到：安装板式橡胶支座*好在年平均气温时进行，以减少由于环境温度变化而造成梁体膨胀或收缩给板式橡胶支座造成的不应有的初始剪切变形。当不可避免*定要在*高环境温度或*低环境温度条件下安装施工时， 可 使用板式橡胶支座产生预变位的办法……。但是，这*方案在施工过程中由于受多种因素的制约难以实现。

在多年的现场服务中总结了*些经验，在这里介绍大*，供大*在板式橡胶支座安装施工过程中予以参考。 板 式橡胶支座在安装施工过程中，在有条件的前提下应对环境温度予以考虑，另外主要是保证在落梁的时候避免板 式橡胶支座发生初始剪切。在落梁后不要急于拆除架梁设施，待每片梁落下后要仔细检查板式橡胶支座是否有初 始剪切现象，如果有*定要进行调整，调整这种现象只需稍微的起高*侧梁端，板式橡胶支座就会在自身弹性作用下自 动复位，做到了这*点就为板式橡胶支座的初始剪切变形减少了很大的不利因素。在桥面铺装前还应对板式橡胶 支座的剪切变形进行*次检查调整，这次检查调整要尽量选择靠近年平均气温的天气，这时架梁设施已拆除，可 使用千斤顶等相应工具将梁端稍微顶起，板式橡胶支座应自动复位，否则应予以更换。桥梁铺装前应重新检查已 使用的板式橡胶支座，因为这个时候梁体经过了*个较长时期的收缩徐变已趋于稳定，而且桥面尚未铺装，每* 片梁的每*端均可单独升高，施工简单而方便，所以该环节应引起施工现场工程技术人员的高度注意。 在实际 应用过程中，板式橡胶支座因受外力约束而被剪切变形，是板式橡胶支座本身具备的功能。我们在这里探讨的是 减少板式橡胶支座的剪切变形，因为板式橡胶支座在受到过大的剪切变形后会加剧橡胶的老化，导致板式橡胶支 座的使用寿命降低。在检查这*状态时可根据当时的环境气温，结合当地年平均气温，依据JTG D62-2004交通行 业桥涵设计规范中的相关章节进行计算复核。板式橡胶支座的允许剪切模量为.0Mpa，允许剪切角正切值tga≤ 0.7，所以板式橡胶支座在外力因素的影响下，其*大剪切角正切值不大于0.7时不影响它的使用性能（图示6）。 图示 6 三、板式橡胶支座中滑板支座的较大剪切变形 由于受施工环境的约束，滑板支座的施工比较重要

要保持滑板支座的四氟板表面和与之摩擦的不锈钢板表面清洁，应首先把工作环境营造好，才能保证橡胶支座实现正常的工作状态。在施工现场常见滑板支座由于不滑动而造成支座发生较大的剪切变形现象，这种现象 主要是因滑动摩擦面有杂质、不光滑或未加硅脂油引起。为防止这种现象发生，必须在落梁前排除以上不利因素 ，对于滑板支座的施工，*定要依据相关规范用棉丝沾丙酮或酒精擦干净摩擦表面，将板式橡胶支座上的贮油槽 内注满指定的硅脂润滑油。正确的操作才能实现摩擦系数≤0.03的结果，水平剪力*旦大于正压值力的3%即会产 生滑动，因此可避免较大剪切变形。但是在这里需要说明的是：

滑板支座在获得正确的安装后也会有小的剪切变 形，其变形量可通过下列公式计算得出。 —滑动前的板式橡胶支座剪切变形量 单位：毫米 0.03—滑板支座额定的摩擦系数 —板式橡胶支座实际荷载正压力 单位： N —板式橡胶支座橡胶层总厚度 单位：毫米 —板式橡胶支座的平面面积 单位：mm2 —板式橡胶支座额定弹性模量（.0Mpa） 注：由于现场各方面条件不利因素的存在，在计算时其摩擦系数可设 定为0.05～0.06。 上述三类情况是板式橡胶支座在安装使用过程中常见的异常现象，异常现象不能及时排除将 会降低板式橡胶支座的使用寿命。 支座安装过程中常见问题及解决方案： 板式橡胶支座的偏载就是板式橡胶支座表面局部受力过大，导 致支座侧面局部竖向变形过大，其对称部位基本不受压，甚至脱空。 解决方案： 、普通板式橡胶支座偏载不 是很严重的情况下，先标记偏载时的支座位置后，用千斤顶将梁体顶起，将支座往偏载方向稍微移动调整*下即可。

普通板式橡胶支座偏载严重的情况下，先标记偏载时的支座位置后，用千斤顶将梁体顶起，将支座取出 并在垫石上铺设环氧砂浆，支座居中放置即可。 四氟板支座的偏载，因移动调整会影响支座的位移，建议采 用环氧砂浆调整。 板式橡胶支座的的竖向变形 、在施工现场有很多施工人员认为支座产生竖向变形是不合理的现象 。 支座在正常荷载下，肯定会产生竖向变形。表征为支座侧面受钢板与橡 胶的粘着力控制，而产生均匀的鼓起 。至于支座变形多少为正常，在JTG D62-2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》第80页中规定： θ ×2 la ≤δc.m≤0.07×te δc.m：支座竖向平均压缩变形（mm）

GJZGYZ板式橡胶支座规格系列选用参数 GJZ为矩形板式橡胶支座，GYZ为圆形板式橡胶支座，la×lb（或d）——平面尺寸或直径，RCK —*大承压力，S—形状系数，t—支座总厚度，t0—单层钢板厚度，t—中间橡胶层厚度，△l—不计制动力时*大位移量，△l—计入制动力时*大位移量，te—橡胶层总厚度，tanθ—允许转角正切值，RGK—抗滑*小承压力 采用坡型支座(适用于坡度≥%的桥) 对于有纵向坡或综合坡的桥梁采用坡型板式橡胶支座，早年法*CIPEC公司就已提出，并得到了广泛的应用。我*交通部公路规划设计院*九领先八年七月出版的“板式橡胶支座”*书中又做了大量的阐述，随着坡型支座应用范围的不断扩大

我*工程技术人员逐步规范了其名称和基准尺寸的标注方法。 A分类名称：有斜坡的圆形板式橡胶支座-圆坡支座(设计代号YT)；有斜坡的球冠形板式橡胶支座-球坡支座(设计代号YPQ)；有斜坡的矩形板式橡胶支座-矩形斜坡支座(设计代号JP)。注：以上三种斜坡的支座统称为坡度支座。 B通常适用于四种坡度和设计代号 %的坡度设计代号为“A”4%的坡度设计代号为“B” 6%的坡度设计代号为“C”8%的坡度设计代号为“D” C基准尺寸的标注方法(图 -) 坡型支座的厚度(高度)H指的是橡胶支座的**厚度，坡型支座的*小厚度及平面尺寸是常规支座的额定厚及平面尺寸。

坡度支座的安装及调整方法应符合所述(如在综合坡上使用要依据支座上的坡度方向线选择适当的位置)。坡度支座的安装见图-6ab。注：由于四氢弹板式橡胶支座的四氟板面朝上布置，有利于支座的使用寿命，所以我公司推荐当有纵坡或有综合坡的桥梁选用的四氟板式橡胶支座时，*好采用楔形梁底钢板加以调整。如图-6c所示。 四氟板式橡胶支座的安装 四氟板式橡胶支座的构造及连接 四氟板式橡胶支座的整体结构有“封闭型”与“简易型”两种，对城市桥梁及紫外线辐射空气污染与粉尘严重的地区，选用封闭型，其它场合要采用简易型 简易型 构造见图 - 封闭型 构造见图- 四氟支座上下钢板与桥梁结构的连接 封闭型四氟支座下钢板的连接 可在墩体支承垫石上预留相应凹坑，架梁时下钢板用环氧树脂砂浆粘于凹坑内，或在支承垫石上预埋锚固螺栓，架梁果先将下钢板固定 四氟支座上钢板的连接

现浇梁施工，可按采用上钢板焊锚固钢盘，就地浇注时同梁体连接(图 -) 预制梁施式，上钢板用环氧树脂砂浆与梁底粘接或锚固螺栓连接。 四氟板式支座的安装注意事项 四氟板式橡胶支座必须精心细致。支座应接设计支承**准确就位。 梁底钢板与支承垫石(或下钢板)顶面尽可能何持平行和平整，同支座上下面全部密贴；同*片梁的各个支座平于同*平面上，避免橡胶支座的偏心受压，不均匀支承与个别脱空的现像。具体安装方法可参照或进行。

四氟支座安装后若发现问题需要高速时，可顶起梁端，在四氟支座底面与支座垫石(或下钢板)之间，铺*层环氧树脂砂浆来调节。 支座四氟面的储油的凹坑内，安装时应涂刷充满不会挥发的“0硅脂”作润滑剂，以降低摩擦系数。 与四氟板按角的不锈钢表面不允许有损伤拉毛现像，以免增大摩阴系数及损坏四氟板。 落梁时，为防止梁与支座发生纵横向滑移，宜用木制三角垫块在梁体两侧加以定位，待落梁工作任部完毕后拆除(图 -4)

：板式橡胶支座的的转角 te：支座橡胶层总厚度 la：矩形支座的短边或圆形支座的直径 2、支座的初始剪切变形 2. 四氟板支座不应出现剪切变形，若确 实存在应是没有涂520-2硅脂。 2.2 普通支座允许初始剪切变形多大，目前没有规范说明，只能主观意识上的 判断。

我*目前《公路工程抗震设计规范》(以下简称《规范》)对连续梁桥中板式支座地震力的计算规定如下： 对于全联均采用板式支座的连续梁桥上部结构对板式支座顶面产生的纵向水平地震力按《规范》公式-计算；连续 梁桥*联中*个或几个墩采用板式支座其余均为聚四氟乙烯滑板支座上部结构对板式支座顶面处产生的水平地震 力可按《规范》公式-计算其值如小于按式-l的计算值应按式-计算公式中变量含义见《规范》条文。 由上述 规定可知存在以下*些缺点： 对桥梁中使用的滑板支座在地震作用下的预期性能如何没有明确的规定由《规范》 给出的两个计算公式可知前者将滑板支座看作板式支座计算即不发生滑动后者按滑板支座均发生滑动计算计算结 果取两者中的*大值；

2015年再谈再生胶对于板式橡胶支座的重大危害,氯丁橡胶支座尺寸变化 Tab．3 Changewithsizesofplainchloroprenerubberbearings 试件序号 试件编号 冻融循环前尺寸/mm 冻融循环后尺寸/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 图3 轴心受压前氯丁橡胶支座状态 Fig．3 Plainchloroprenerubberbearingstatebeforeaxisofcompression 2 轴心受压试验 ]

试验装置及测点布置 在沈阳建筑大学进行氯丁橡胶支座的轴心受压试验，试验装置采用 5000kN压力试验机，如图4所示 。 图4试验装置Fig．4 Testequipment 根据试验所测数据要求，受压试件贴有12个应 变片， 6个竖向，6个横向 ；采用6个位移计测量水平及竖向位移。测点布置图如图5所示，Y代表应变片， W代表位移计 。图5 测点布置图 Fig．5 Measuring-pointarrangement 2．2加载方案 对氯丁橡胶支座进行轴心受压试验，采 用分* 加载方式，为使试验结果更准确，正式加载前进行预压。预压时进行物理对中与几何对中，检测各测点的 稳定性，其数值应基本*致，偏差控制在15%以内 ［14］ 。预压后进行正式加载，加载过程详见《公路 桥梁板 式橡胶支座》 （JT/T4—2004）［14］。加载过程持续到出现极限荷载，承载力下降，试件破坏为止。2．3 试验 现象 对氯丁橡胶支座进行轴心受压试验时，观察试验现象。在弹性阶段，逐*增加竖向荷载，未达到开 2 4四川 大学学报（工程科学版）第44 卷裂荷载时，水平和竖向位移随荷载增加而增加，且与荷载的增加基本呈线性关系， 此时观察试件表面，并未产生 裂缝，外观变化较小；继续加载，达到开裂荷 载时， 试件边缘钢板与橡胶粘合处出现细微裂缝，此时荷载稍微 有停滞状态，但很快恢复，而后继续增加荷载，水平位移急剧增加，竖向位移变化较慢，裂缝变宽、变长，试件 边缘开始产生凸出现象；当快达到破坏荷载时，水平位移及竖向位移增加较小；达到破 坏荷载， 承载力陡然下 降，迅速减小，水平位移及竖向位移不再增加， 裂缝达到*大，试件破坏。破坏位置主要是橡胶与钢板的粘合处 ，钢板与橡胶产生脱 离， 出现层状破坏。从各组试件的破坏现象观察，标准试件的弹性阶段*长，极限承载力 *大；经热老化处理的试件，随热老化天数的增加，热老化程度的加深，弹性阶段缩短，极限承载力减小，试件 裂缝较多、较大，破坏

严重。图6为试件的破坏形态 。 图6 氯丁橡胶支座破坏形态 Fig．6 Failuremodesofplainchloroprenerubberbearings 3试验结果及数据分析 不同热老化程度对桥梁板式氯丁橡胶支座的各 项指标都有*定程度的影响，表4为氯丁橡胶支座的各项指标对比 。 表4 氯丁橡胶支座各项指标对比 Tab．4 Indexcomparisonofplainchloroprenerubberbearings 试件编号 极 限承载力/ kN极限抗压强度/MPa极限抗压强度下位移 /mm竖向纵向水平横向水平压应力70MPa下位移 /mm竖向纵向水平横向水平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期张延年，等：热老化条件下公路桥梁板式氯丁橡胶支座受压试验 3．1 热老化对承载力的影响 热老化对氯丁橡胶支座的承载力影响较大。

图7给出了氯丁橡胶支座极限承载力与热 老化天数关 系的变化曲线。从表4及图7看出， 标准试件极限承载力*大， 热老化处理的试件的极限承载力随处 理天数的增加、老化程度的加深而减小，同时，热老化处理试件的位移均小于标准试件，但观察试验现象可看出 ，位移小的试件裂缝更长、更宽、破坏现象更严重。其中，热老化80d的试件的位移*小，破坏现象*严重 。 图7 氯丁橡胶支座承载力变化曲线 Fig．7 Bearingcapacitychangeofplainchloroprenerubberbearing 3．2 热老化对极限抗压强度的影响 从表4中数据看出， 5组试件中只有标准试件极限抗压强度超过70MPa，经处理的试 件的极限抗压强度均低于70MPa，且随着热老化程度的加深，极限抗压强度降低。将极限抗压强度下位移与压应力 70MPa下位移进行比较，除标准试件外，其他试件位移均小于压应力70MPa下的位移，这说明在压应力达到70MPa时 ，试件已完全失去稳定性。

同时，比较经处理试件的位移，试件极限抗压强度及压应力70MPa下的位移均随热老化 程度的加深而减小， 这说明热老化使氯丁橡胶支座的耐久性变差。采用中*气象局**气象**的“网上气候资 料**”中的数据，利用1971—2000年30a整编成果中各站点的月平均温度和年平均温度资料，以及各站点的地理 纬度、经度和海拔高度的资料，统计出中*东北、华北及西北地区（除青海）的夏季平均气温大约为25℃左右； 同时，在1996—2001年间，日本道路公团对第二东名高速公路上使用的橡胶支座进行试验，得出大量橡胶支座经 过60～80℃热劣化1200～2040h后的抗拉强度、延伸率、抗剪模量等 推算相当于环境温度23℃100a的劣化状态 ［15］ ；而 《橡胶工业手册》［1］ 中认为温度每提高10℃，氯丁 橡胶寿命降低50%，而本试验的温度为70℃ ，将其 进行换算可得，

本试验的20、40、60、80d的热老化大约为实际的15、 30、45、60a的热老化情况，将极 限抗压强度的数据通过曲线拟合成50a氯丁橡胶支座的极限抗压强度， 采用*小二乘法进行处理，其拟合曲线如 图8所示 。 图8 极限抗压强度拟合曲线 Fig．8 Fittingcurveofultimatecompressivestrength 从试验数据的变化趋势判 断，极限抗压强度衰减曲线符合乘幂函数，采用*小二乘法进行计算，氯 丁橡胶支座的极限抗压强度衰减模型为 ： y=96．389x－0．1839 （1） 式中， y为极限抗压强度，x为热老化年数。将x=15，30，45，60代入式（1）中 分别得y=58．58，51．56，47．86，45．40，与试验数据的比值平均值为1，标准差为0．02，变异系数为0．02， 结果表明公路桥梁板式氯丁橡胶支座的极限抗压强度的衰减 模型拟合公式与实际情况符合较好。3．3 热老化对 竖向刚度的影响 氯丁橡胶支座的竖向刚度受热老化影响，由式（2）计算［16］其氯丁橡胶支座的实测竖向刚度 ： Kv= P2－P1Y2－ Y1 （2） 式中， P1为第3次循环加载时的较小压力，P2为第3次循环加载时的较大压力， Y1为第3次循环加载时 的较小位移， Y2为第3次循环加载时的较大位移。图9为轴心受压试验中氯丁橡胶支座的荷载与竖向刚度变化曲线 ，可以看出，竖向刚度变化受竖向荷载的影响较大，竖向刚度随竖向荷载的增大而减小。同时，竖向刚度变化受 热老化影响，经热老化处理试件的竖向刚度均小于标准试件。竖向刚度减小，氯丁橡胶支座承受竖向荷载能力变 差，公路桥梁结构整体失稳。

热老化对抗压弹性模量的影响 研究热老化对氯丁橡胶支座抗压弹性模量的影 响，选取y1－y12测点数值，由式（3）进行计算［14］ ： 44四川大学学报（工程科学版）第44 卷 图9 荷载－竖向刚度曲线Fig．9 Load-verticalstiffnesscurveloops E1= σ10－σ4 ε10－ ε4 （3） 式中：E1为试样实测的抗压弹性模量计算值，精确 至1MPa；σ4、 ε4为第4MPa*试验荷载下的压应 力和累计压缩应变值；σ10、ε10为第10MPa*试验荷载 下的压应力和累计压缩应变值。 表5中给出了热老化条 件下氯丁橡胶支座的实测抗压弹性模量与厂家提供初始数值的对比，可以看出， 标准试件的抗压弹性模量与厂家 提供数值基本*致。但随着热老化程度的加深，氯丁橡胶支座的抗压弹性模量显著降低。 表5 氯丁橡胶支座的实 测弹性模量对比 Tab．5 Measuredelasticmoduluscomparisonofplainchloroprenerubberbearings 试件编号

实 测抗压弹性模量/MPa厂家提供初始抗压弹性模量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，将氯丁橡胶支座的实测抗压弹性模量数据通过曲线拟合成50a的抗压弹 性模量。从表5中数据变化趋势来看，抗压弹性模量符合乘幂函数，采用*小二乘法进行计算，氯丁橡胶支座的抗 压弹性模量衰减模型为： E=356．38x－0．2232 （4） 式中， E为抗压弹性模量，x为热老化年数。将x=15，30 ，45，60代入式（4）中分别得E=194．72，166．81，152．38，142．90，与试验数据的比值平均值为1，标准差 为0．02，变异系数为0．02，结果表明公路桥梁板式氯丁橡胶支座的抗压弹性模量衰减模型拟合公式与实际符合 较好。

经热老化处理的氯丁橡胶支座的破坏情况 较标准试件严重，且随热老化程度加深，裂缝增大， 钢板外露情况明显，层状破坏严重。 2）氯丁橡胶支座标准试件的弹性阶段*长，随热老化程度的加深，试件的 弹性阶段缩短，极限承载力降低。 3）氯丁橡胶支座标准试件的极限抗压强度*大，且随热老化程度的加深，试 件极限抗压强度逐渐 降低， 采用*小二乘法对试验数据进行拟合，得出50年抗压强度的衰减曲线和衰减公式符 合实际情况。 4）氯丁橡胶支座的竖向刚度受热老化影响，经过热老化处理试件的竖向刚度低于标准试件，但与 极限抗压强度等相比并不明显。 5）热老化对氯丁橡胶支座的抗压弹性模量影响较大，标准试件的抗压弹性模量 与厂家提供数值基本*致。随热老化程度的加深，试件的抗压弹性模量逐渐降低，采用*小二乘法对试验数据进 行拟合，得出50a抗压弹性模量的衰减曲线和衰减公式符合实际情况

由式 -知滑扳支座对板式支座地震力的影响《规范》只简单地以静力方法加以考虑而在实 际地震中由于滑板支座发生滑动—方面改变了结构的刚度从而改变了结构的反应特性另*方面在滑动过程中滑板 支座消耗大量地震能量降低了整个结构的响应。 鉴于上述原因本文对这类桥型在地震作用下的纵向动力特性进行分析了解其相互作用的机理建立合理分析方法提供依据。橡胶支座连续梁桥纵向动力特性计算分析 模型建立 根据文献[]对橡胶支座在地震力作用下的性能研究可知扳式橡胶支座的滞回曲线为狭长条形可近似 为线弹性见图l所示。在近几年*内外对聚四氟乙烯滑板支座的滞回特性进行了大量试验与理论研究研究结果表明 ：

聚四氟乙烯滑板支座的滑动摩擦系数受加速度的影响比较小而是随滑动速度的增加迅速增加当速度达到*定数 值后摩擦系数趋于常数；②与所受压应力大小有关系随压应力增加滑动摩擦系数值减小同时也与接触面的光滑程 度是否添加润滑物有关试验测得滑动摩擦系数值变化范围在l*左右；③通过对试验结果的理论分析表明尽管滑动 摩擦系数值随上述诸多因素变化而变化但当滑动摩擦系数值选取适当时采用常摩擦系数值的库仑模型进行分析仍 可得到很好的计算结果。 本文的分析是借助于DRAIN-DX软件来进行的。桥面板墩柱均采用平面梁单元描述支 座用连接单元来描述。其滞回模型采用图所示模型。 以*个GYZ板式橡胶支座其余均为聚四氟乙烯滑板支座的等高等跨连续梁桥分析分别对*联三跨五 跨七跨连续梁桥上部结构对墩顶板式支座纵向地震力进行计算分析跨径均为m墩高均为5rn主梁采用单箱单室截面 形式面积为7m竖向刚度为5m桥墩直径均为m的圆形截面阻尼比为5％

在算例中将板式橡胶支座都放置在l号墩板式支 座水平剪切刚度为K＝5MN·m-其余均为聚四氟乙烯滑扳支座其初始水平剪切刚度取为K＝5MN·m-图给出三跨连续 粱桥的模型五跨七跨连续梁桥模型与之类似基于上述模型分别对影响板式支座纵向地震力的各参数进行分析这些 参数有：地震动特性的影响采用依据规范ⅠⅡⅢⅣ类场地反应谱分别合成的人工波来考虑；地震烈度的影响考虑 789三类烈度水平的影响；聚四氟乙烯滑板支座的滑动摩擦系数值不同的影响摩擦系数值根据试验结果分别为 算例分析 三跨五跨七跨连续梁桥上部结构对墩顶板式支座纵向地震力进行计算分析跨径均为m墩高均为5rn主梁采用单箱单

室截面形式面积为7m竖向刚度为5m桥墩直径均为m的圆形截面阻尼比为5％在算例中将板式橡胶支座都放置在l号墩 板式支座水平剪切刚度为K＝5MN·m-其余均为聚四氟乙烯滑扳支座其初始水平剪切刚度取为K＝5MN·m-图给出三 跨连续粱桥的模型五跨七跨连续梁桥模型与之类似基于上述模型分别对影响板式支座纵向地震力的各参数进行分 析这些参数有：地震动特性的影响采用依据规范ⅠⅡⅢⅣ类场地反应谱分别合成的人工波来考虑；

地震烈度的影 响考虑789三类烈度水平的影响；聚四氟乙烯滑板支座的滑动摩擦系数值不同的影响摩擦系数值根据试验结果分别 为55。 摩擦系数对板式支座剪力的影响 图ab分别给出了对于三跨五跨七跨连续梁桥在ⅠⅣ类场地不同烈度水 平地震作用下的计算结果从图中可以看出在Ⅰ类场地条件上部结构传给板式支座的地震力受滑板支座摩擦系数变 化的影响不大；在Ⅳ类场地条件下则随摩擦系数的增加而降低同时在图中标出在低烈度水平地震作用及不同摩擦 系数值下存在部分滑板支座发生滑动的情况给出连续梁桥在Ⅱ类场地不同烈度水平地震作用下随跨数变化的计算 结果.从图中可知,上部结构传给板式支座的地震力随跨数增加仅略有增加图中同时给出了按《规范》公式--计算 的结果其中在按《规范》

公式-计算时摩擦系数取对于常用的滑板支座其摩擦系数值通常在—之间由计算结果可知 按-计算结果与时程分析结果比较接近变化规律也与时程分析结果类似但有时所得结果偏低按《规范》公式-计算 因《规范》规定局≥pd=.,可知随跨数增加板式支座剪力迅速增加并随烈度增加而增大但由图5知时程分析结果并 不呈现这样的规律而随跨数增加仅略有增加.如果在-式中使用滑板支座所具有的实际摩擦系数值计算,则有时会得 到板式支座剪力为负值的错误结果。