金属橡胶桥梁支座疲劳试验研究

2024-04-11夏修身朱志杰戴胜勇

振动与冲击 2024年6期

张恒, 夏修身, 乔鑫, 朱志杰, 戴胜勇

(1. 兰州交通大学土木工程学院,兰州 730070; 2. 中铁二院工程集团有限责任公司,成都 610031)

金属橡胶桥梁支座解决了常用橡胶支座老化、龟裂的耐久性问题。在前期研究中发现金属橡胶桥梁支座具有良好的阻尼性能,而且其竖向承载力、剪切性能、转动性能等均满足桥梁结构的要求[1-6],具有较好的应用前景,但金属橡胶桥梁支座承受交替变化的车辆活载,可能存在疲劳问题。

目前,国内外学者对金属橡胶构件疲劳性能开展了诸多研究。文献[7]研究发现金属橡胶的损伤微观上体现在金属丝的磨损和断裂,宏观上表现为结构不可逆的力学性能退化过程。文献[8]以损伤因子为指标,研究了大环比环形金属橡胶密封件的疲劳特性,表明金属橡胶密封件的磨损随孔隙度的减小、加载振幅的增大而增加。文献[9]通过研究不同温度下金属橡胶隔振器的疲劳失效过程,分析其性能退化规律,明确了高低温对金属橡胶疲劳失效的影响规律。文献[10]研究发现金属橡胶在疲劳加载过程中其动态刚度会先增大后开始衰退,同时循环振动不仅会使内部金属丝产生疲劳裂纹,还会出现断裂脱落的现象。文献[11]通过疲劳试验对金属橡胶构件中金属丝的断裂原因进行了分析,发现金属丝的疲劳裂纹具有一定的多源特征,而且裂纹扩展区有典型的舌形叠加波浪状疲劳辉纹。文献[12]以割线刚度和等效黏性阻尼系数作为疲劳参数,研究了振幅对金属橡胶材料疲劳寿命的影响,发现振幅的增大会导致金属橡胶材料疲劳寿命迅速缩短。文献[13-14]研究发现金属橡胶的损伤是由内部金属丝的局部磨损和断裂累积而成,金属丝的局部断裂破坏并不意味着整个构件的最终破坏失效。以上研究主要集中在小尺寸构件方面的疲劳问题,多采用加速疲劳试验方案,即提高加载载荷或振幅、以加速金属橡胶内部金属丝的摩擦、磨损及疲劳断裂,其疲劳试验试件及方案均不能较好地反映桥梁支座的疲劳受力问题。

本文以某公路桥梁为工程背景,开展大尺寸金属橡胶桥梁支座200万次的竖向疲劳试验,探讨疲劳前后支座力学性能变化规律,定量评价支座的疲劳损伤,为金属橡胶桥梁支座的设计及应用提供参考。

1 疲劳试验设计

1.1 支座试件

为了使试验更加符合实际桥梁支座的竖向受力特征,以公路标准跨10 m空心板简支梁桥为工程背景,参考实际桥的板式橡胶支座尺寸规格共设计了两个1∶1的足尺金属橡胶桥梁支座试件进行疲劳试验。金属橡胶支座试件采用06Cr17Ni10材料,0.5 mm的金属丝直径,5 mm的螺旋径,其关键技术参数如表1所示,照片如图1所示。

图1 金属橡胶支座试件Fig.1 Metal rubber bearing specimen

表1 金属橡胶支座参数Tab.1 Parameters of metal rubber bearings

1.2 疲劳试验加载方案

疲劳试验在兰州交通大学道路工程灾害防治技术国家地方联合工程实验室进行, 见图2(a)。PME-50A疲劳试验机最大动、静加载力均为500 kN,活塞最大伸出量即最大加载位移为120 mm,可实现正弦波加载,最高振动频率为10 Hz。参考GB/T 20688.1—2007《橡胶支座第1部分:隔振橡胶支座实验方法》规范[15],制定的加载方案如下:

图2 金属橡胶支座试验照片Fig.2 Test photos of metal rubber bearings

(1)疲劳试验加载波形为正弦波,加载频率5 Hz,反复加载总次数为200万次。

(2)应力幅中的最小应力由背景简支梁承受的永久荷载(结构自质量)引起,应力范围为简支梁承受的可变荷载(车道荷载)所致,最大应力取为简支梁永久荷载和可变荷载之和,具体加载应力如表2所示。表2中:Smax、Smin为试验加载的最大应力和最小应力;ΔSa=Smax-Smin为应力范围。为考察加载应力幅的影响,MRB1、MRB2支座采用了不同的结构自质量,其分别对应背景桥的边板与中板荷载。

表2 疲劳试验加载应力Tab.2 Fatigue test loading stress

1.3 竖向压缩及压剪试验加载

疲劳试验前后和疲劳试验过程中支座的力学性能指标变化由压剪试验和竖向压缩试验获取。

(1)压剪试验用来研究疲劳前后支座水平方向力学性能的变化规律。在平均压应力为10 MPa的竖向力下进行剪应变为25%的剪切试验。压剪试验由电液压伺服作动器完成,水平力量程为±300 kN,位移量程为±100 mm。由于试验条件的限制,压剪试验只在疲劳试验前和疲劳试验结束之后进行,试验照片见图2(b)。

(2)竖向压缩试验研究疲劳过程中支座压缩性能的变化规律。静态压缩试验以每次5 kN的力逐级加载至最大荷载210 kN(约为10 MPa),然后逐级卸载至0。试验中采用WBD-50型机电百分表测量支座的压缩变形,测量精度为0.01 mm,竖向力利用轮辐式压力传感器配备的智能显示器读取,精度为0.1 kN。竖向压缩试验和疲劳试验交替进行,疲劳试验每循环加载20万次进行一次竖向压缩试验,压缩试验加载照片见图2(c)。

2 试验结果及分析

2.1 疲劳损伤现象及其分析

试验前后支座试件整体外观变化不大、在其外观未发现明显的损伤特征(见图3),这是由于金属橡胶材料的特殊性决定的。在疲劳试验过程中发现支座局部有少量断丝掉落,如图4所示。金属橡胶桥梁支座的疲劳破坏与其他实体金属材料不同,它不会发生突然损坏失效[16],而是内部金属丝之间磨损、破碎到断裂逐渐累积损伤导致其力学性能退化的一个过程。同时,由于金属橡胶支座内部结构的复杂性,即使出现了断丝、掉丝,产生了局部破坏,也并不能判定其整体失效。因此需要找出能够反映支座渐进式累积损伤的指标,从而评估支座的疲劳寿命。

图3 疲劳试验后MRB2支座照片Fig.3 Photo of MRB2 bearing after fatigue test

图4 疲劳过程中MRB2支座断丝Fig.4 Broken wire of MRB2 bearing during fatigue

2.2 滞回曲线

疲劳试验前后支座的压剪滞回曲线和疲劳过程中支座的竖向压缩滞回曲线如图5、图6所示。

图5 支座压剪滞回曲线Fig.5 Bearings compression shear hysteresis curve

图6 支座压缩滞回曲线Fig.6 Bearings compression hysteresis curve

由图5可以看出,疲劳明显减小了支座的屈服后刚度,但对屈服前刚度相对影响较小,此外支座受推时水平最大承载力与疲劳前相比明显减小,MRB1、MRB2支座受推侧水平最大承载力分别由疲劳前的57.1 kN和70.1 kN减小到了34.3 kN和45.8 kN。疲劳后支座的压剪滞回曲线较疲劳前更加饱满,这是因为疲劳使金属丝之间由疲劳前的光滑连接变成了疲劳后的丝面有磨损连接、增大了摩擦力,导致支座压剪滞回曲线相对于疲劳前更加饱满。支座受推时水平最大承载力与疲劳前相比明显减小,滞回曲线形状由试验前基本对称的梭形状转变为非对称,这是因为在压剪试验中,由于局部断丝对支座剪切过程中拉与压的影响不同而致,局部断丝对支座受推时的方向影响大,对支座受拉方向影响小。

由图6(a)可以看出,MRB1支座的竖向压缩位移随疲劳加载次数先减小后增大然后又趋于稳定,由疲劳前的8.95 mm到加载次数为20万次时的8.64 mm再到疲劳后(200万次)的11.76 mm,与疲劳前相比,疲劳后的压缩位移增大了31.4%。支座竖向压缩位移随疲劳加载次数先减小后增大然后趋于稳定,这是因为金属橡胶材料没有经过热稳定化处理,其内部组织结构是不稳定的,振动初期,金属线匝的相互嵌入、相互咬合增强,同时金属丝表面出现冷作硬化现象,使得构件内部非线性成分增加,表现为非线性刚度的增加,故竖向压缩位移在疲劳加载前期先减小。20万次后压缩位移逐渐增大,这是由于金属橡胶材料内部应力集中部位的金属丝在振动过程中发生磨损、疲劳硬化和断裂,使得构件竖向刚度下降而致。图6(b)中 MRB2支座也有同样的规律,疲劳后压缩位移增加了9.7%,其增加幅度小于MRB1支座,与其较小的疲劳加载应力幅相对应(见表2)。

2.3 支座剪切力学性能指标变化

为研究疲劳前后剪切性能和疲劳过程中支座压缩性能的变化规律,引入以下指标:①耗能W,支座力-位移滞回曲线面积,反映支座的耗能能力;②等效刚度Keq,反映支座的承载能力;③等效阻尼比ξ,反映支座的阻尼性能,具体计算方法参考文献[17]。为了容易区分,在文中剪切性能分别以W1、K1、ξ1表示,压缩性能分别以W2、K2、ξ2表示。

支座疲劳前后剪切性能的具体计算如表3所示,结果对比如图7所示。

图7 疲劳前后支座剪切性能指标比较Fig.7 Comparison of bearings shear performance index before and after fatigue

表3 支座疲劳前后剪切性能Tab.3 Bearing fatigue before and after shear performance

由表3及图7可知,在疲劳试验之后,金属橡胶支座的等效剪切刚度均有所减小,MRB1支座减小了23.87%、MRB2支座减小了20.84%,MRB1支座的减小幅度大于MRB2支座,这也与其较大的疲劳加载应力幅相对应。疲劳后的剪切耗能与等效阻尼比较疲劳前有明显增加,MRB1、MRB2支座的剪切耗能分别增大了94.94%与63.59%,等效阻尼比分别增大了137.5%和110.0%。

2.4 支座压缩性能指标变化

疲劳过程中压缩性能指标的变化如图8所示。

图8 疲劳过程中支座压缩性能指标变化曲线Fig.8 Change curve of bearing compression performance index in fatigue process

由图8(a)可以看出,MRB1支座的竖向等效刚度K2随循环次数的增加先增大后减小然后趋于稳定,由疲劳前的23.45 kN/mm到加载次数20万次时的24.24 kN/mm再到疲劳后(200万次)的17.80 kN/mm,与疲劳前相比,疲劳后MRB1支座的竖向等效刚度减小了24.11%。其原因是支座在各种特殊工艺制作成型后内部结构不稳定,在疲劳试验中,支座内部的残余应力在反复变形过程中得以释放,同时经过一定的振动周期后金属丝之间的勾连状态趋于稳定,导致K2在初始阶段出现了略有增大的现象。MRB2支座也有同样的规律,疲劳后竖向等效刚度减小了12.55%。由图8(b)可以看出,支座的竖向耗能在疲劳过程中整体呈增大趋势,疲劳后MRB1支座增大了12.71%,MRB2支座增大了12.19%。图8(c)中与剪切性能变化不同的是竖向等效阻尼比ξ2略有减小的现象,其原因是等效阻尼比同时与耗能、等效刚度、最大位移等相关参数有关,而在疲劳试验中,支座的竖向压缩位移随着循环次数的增加而增大,同时竖向耗能W2相比剪切耗能W1来说增加趋势较缓,因此导致等效阻尼比ξ2出现了减小的趋势。

2.5 支座的高度变化

在疲劳试验过程中,每循环加载20万次对金属橡胶支座的高度进行测量和记录。测量时将金属橡胶支座静止放置在水平面上,采用数显游标卡尺(精度0.01 mm)测其如图9所示四点的高度值取平均作为支座高度的最终测量值(见表4),疲劳过程中支座高度的变化曲线如图10所示。

图9 支座高度测量点示意图Fig.9 Schematic diagram of bearings height measuring point

图10 疲劳过程中支座高度变化曲线Fig.10 Variation curve of bearings height during fatigue

表4 疲劳过程中支座高度测量值Tab.4 Measured values of bearing height during fatigue

由图10和表4可以看出,金属橡胶支座的高度随循环次数的增加整体出现略有减小的现象,疲劳后MRB1和MRB2支座的高度分别减小了2.2%和1.6%。这是由于在疲劳试验过程中金属橡胶支座内部金属丝发生了一定程度的塑性变形以及部分金属丝产生了疲劳断裂所致。

3 金属橡胶桥梁支座疲劳损伤表征

在金属橡胶桥梁支座疲劳试验中力学性能的衰退主要体现在剪切等效刚度K1、竖向等效刚度K2、竖向等效阻尼比ξ23个方面。参照曹凤利等的研究,引用疲劳损伤因子D对支座的疲劳损伤进行表征。各损伤因子按式(1)～式(3)计算。

(1)

(2)

(3)

式中:K1(0)、ξ2(0)和K3(0)分别为初始竖向等效刚度、竖向等效阻尼比和水平剪切等效刚度;K1(n)、ξ2(n)和K3(n)分别为循环振动次数n次后的竖向等效刚度、竖向等效阻尼比和剪切等效刚度。

MRB1支座和MRB2支座的损伤因子D3在振动周期200万次时的值分别为0.266和0.179。其余损伤因子的具体计算值见表5,各损伤因子与循环振动周期的关系曲线如图11所示。

图11 损伤因子与循环次数关系曲线Fig.11 Relationship curve between damage factor and cyclic cycle

表5 损伤因子计算值Tab.5 Calculated values of damage factors

由表5和图11可以看出,损伤因子D1在加载初始阶段有所减小,然后损伤因子D1与D2均随循环次数的增大而增大。在初始阶段两个支座的损伤因子D1、D2增长趋势基本一致,而随着振动循环次数的增加,MRB1损伤因子的增长速率明显大于MRB2,结合表2说明金属橡胶桥梁支座的损伤指标对疲劳加载时的应力范围ΔSa具有一定的敏感性,应力范围的增大会导致疲劳损伤速率加快。

以损伤因子D作为疲劳失效判据,由苏海洋和王尤颜等的研究可知,当D≥0.3时可认为金属橡胶构件发生疲劳失效。文中D1、D2、D3的最大值分别为0.241,0.150和0.266均小于0.3,这表明疲劳试验后支座并没有达到失效临界值,说明金属橡胶桥梁支座具有良好的疲劳性能。