Experimental Study on Friction and Sliding Performance of Laminated-Rubber Bearings Based on Shear Aging Resistance
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摘要:
为探明板式橡胶支座在老化情况下的摩擦滑动性能，基于支座规范中抗剪老化的有关规定，对支座开展热老化试验及拟静力试验. 首先，构造桥梁工程中真实的支座工作状态；其次，通过老化箱对支座样本进行热空气加速老化处理，并通过压剪机对支座进行水平循环拟静力加载；最后，对比分析支座试件在不同加载条件下的变形状态、滞回行为及相关力学响应. 研究结果表明：在加载过程中老化试件的剪切变形程度较大，滑动程度较小，滞回环较狭长；支座的滑动位移与面压、加载速率呈负相关；支座剪切刚度随等效剪切应变先减后增，老化试件的剪切刚度降低，等效刚度增大；在支座使用阶段平均面压10 MPa下，2类试件的摩擦系数差异不大，均低于规范建议值0.20；老化试件的摩擦系数普遍大于未老化试件，而耗能不充分；未老化试件存在性能变化点，整体力学行为为三折线趋势，而老化试件的摩擦滑动行为稳定，在0～250%等效剪切应变过程中未出现突变点.
Abstract:To investigate the friction and sliding performance of laminated-rubber bearings under aging conditions, heat aging tests and quasi-static tests were conducted based on the related provisions of shear aging resistance in the bearing specification. Firstly, the actual working state of the bearing in bridge engineering was simulated. Then, the bearing samples were subjected to hot air accelerated aging treatment through an aging chamber and then to horizontal cyclic quasi-static loading through a compression-shear machine. Finally, comparative analyses were conducted on the deformation state, hysteresis behavior, and related mechanical responses of the bearing specimens under different loading conditions. The results show that the shear deformation degree of the aged specimens is large during loading; the sliding degree is small, and the hysteresis loop is narrow and long. The sliding displacement of the bearings is negatively correlated with surface pressure and loading rate. The shear stiffness of the bearings first decreases and then increases as equivalent shear strain rises, and the shear stiffness of aged specimens decreases; the equivalent stiffness increases. At the average surface pressure of 10 MPa during the use of the bearings, there is less difference in the friction coefficient between the two types of specimens, both of which are lower than the recommended value of 0.20 in the specifications. The friction coefficient of the aged specimens is generally greater than that of unaged specimens, and insufficient energy dissipation is observed. There is a performance change point in the unaged specimens, and the overall mechanical behavior shows a three-fold trend. However, the friction and sliding behaviors of the aged specimens are stable, and there is no sudden change as the equivalent shear strain increases from 0 to 250%.
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由于板式橡胶支座便捷的构造特点及安置方式（易于安装），且在使用寿命后易于更换[1-2]，其广泛且长期服役于我国中小跨径梁式桥. 同样因其顶底面无连接板及封板，不与梁底及墩台顶锚固，导致在地震作用下不仅会发生常规的剪切变形，还会发生特殊的摩擦滑动，对于桥梁结构而言利于抗震[3-6].
我国《公路桥梁抗震设计规范》（JTG/T 2231—01—2020）[7]（以下简称JTG/T 2231—01规范）及《公路桥梁板式橡胶支座》（JT/T 4—2019）[8] （以下简称JT/T 4规范）对板式橡胶支座的剪切性能已有明确定义及计算方法，但皆是针对其纯弹性剪切变形，未涉及其摩擦滑动性能. 由此，针对主梁底部的预埋钢板滑动界面，Xiang等[9]的试验结果表明，板式橡胶支座在纯剪切变形阶段的剪力、剪应变及剪切刚度对竖向压应力及剪切速率均不敏感，而对开始滑动后的摩擦力、滑动位移及刚度影响明显，且支座剪切模量随剪应变的增加而降低；李冲等[10]分析发现支座的加载、卸载刚度基本不变，等效刚度随加载应变的增大而减小，退化呈现为线性趋势，且在滑动后趋于稳定，与Li等[11-12]的研究结论类似；王克海等[13]通过试验得出支座滑动耗能与竖向压应力呈正比，受加载速率的影响较小；WU等[14-15]研究得出，支座在整个加载过程中呈现稳定的滞回关系，其水平等效刚度与加载速率正相关. 上述研究为板式橡胶支座在地震作用下的摩擦滑动性能提供了大量参考依据，但其试验对象均为最新加工制作的成品试件，而未考虑支座在桥梁结构体系长时间工作的老化现象.
JT/T 4规范[8]明确说明了对板式橡胶支座的技术要求：正常情况下，其设计使用寿命不应低于15 a. 目前，对于老化的支座力学性能研究大多是基于人工加速热老化的方法[16-18]. 黄海新等[19]通过压剪及热老化试验得到支座在老化后的剪切应变降低，抗剪弹性模量增加，滑动位移增大，摩擦系数有所减小，且滞回环更为饱满；关宏摘[20]的研究结果表明，老化支座的剪切变形量反而增大，导致剪切模量减小，且摩擦系数增大. 可见，与前述研究的结论相悖，主要原因如下：其一，2类试验的支座滑动界面不明确，未满足支座在实际工程中上、下表面均无锚固措施且JTG/T 2231—01规范[7]所提出仅于钢板滑动的要求；其二，2类试验对于支座的老化条件（包括老化时间及老化温度）不一致. JT/T 4规范[8]同样明确指出了对支座力学性能要求的检验项目包括实测老化后的抗剪弹性模量，即为抗剪老化试验，并有相应具体的技术要求及试验方法. 但尚无板式橡胶支座老化后的摩擦滑动性能检验相关规定.
鉴于此，以JTG/T 2231—01[7]规范及JT/T 4[8]规范为依据，基于抗剪老化试验的有关规定，针对梁底钢板滑动界面，通过热老化及拟静力试验对比分析板式橡胶支座在老化前后的力学行为，探究2类试件在不同加载条件下的剪切变形及摩擦滑动性能.
1. 热老化及拟静力试验概况
1.1 试验样本及装置
根据JT/T 4规范[8]中公路桥梁板式橡胶支座规格系列，选取GBZJ450 × 600 × 70作为试验支座试件，其无顶底面连接板及封板. 支座短边及长边尺寸为450、600 mm，总厚度为70 mm，橡胶层总厚度为50 mm，中间单层橡胶厚度为15 mm，单层钢板厚度为5 mm，形状系数为8.4，支座最大承压力为2 596 kN. 设置常规钢板作为试验滑动界面试件，而在支座另一界面采用摩擦系数相对较大的刻槽钢板作为试验接触界面试件，以模拟桥梁工程中支座的实际安置方式，即不与上、下部结构锚固连接，且满足JTG/T 2231—01规范[7]的要求，即仅于梁底钢板发生相对滑动.
热老化试验装置采用QL-GDW型高低温臭氧老化箱，拟静力试验装置采用20 000 kN动静态支座压剪机，2类设备的详细技术参数分别如表1、2.
表 1 老化箱设备性能及技术参数Table 1. Performance and technical parameters of aging chamber温度范围/℃ 温度均匀度/℃ 温度偏差/℃ 气体流量/
（L·min−1−55～160 [−2，2] [−2，2] 20～60 表 2 压剪机设备性能及技术参数Table 2. Performance and technical parameters of compression-shear machine竖向最大静
态荷载/GN横向最大动
态荷载/GN横向动态频
率范围/Hz横向最大
位移/mm20 2 1 ±600 支座总的水平力、位移响应由作动器的反力和行程得到，在刻槽钢板接触试件界面设置拉线式位移计测定支座的剪切变形量，在常规钢板滑动试件界面同样设置位移计测定其摩擦滑动位移.
1.2 试验方案
依据JT/T 4规范[8]中公路桥梁板式橡胶支座力学性能试验方法，基于抗剪老化试验中有关老化条件的规定，将成品支座试件置于老化箱内，老化温度设定为70 ℃，时间设定为72 h，通过热空气加速老化处理后在标准温度23±5 ℃下停放48 h. 为比较支座在老化前、后的力学行为差异，在进行热老化试验前预留一组同一批次相同规格的成品支座，且同样放置在标准温度23±5 ℃下. 随后在标准室内温度下进行拟静力试验，且考虑试验加载条件的变化，如表3所示. 采用正弦波进行水平循环往复加载[8]，以等效剪切应变γESS作为水平位移输入指标，具体为支座加载总位移（剪切变形量 + 摩擦滑动位移）与其橡胶层总厚度的比值. 试验加载为Ⅰ～Ⅶ共计7个阶段，等效剪切应变分别为25%、50%、75%、100%、150%、200%、250%.
表 3 试验工况Table 3. Test conditions工况系列 工况编号 支座试件 面压 σ/MPa 加载速率v/（mm·s−1） G G-σ-v 未老化 4、6、8、10 1、2、5、10 A A-σ-v 老化 4、6、8、10 1、2、5、10 2. 试验现象及力-位移关系
在热老化试验后，老化试件从其本身的构造而言与未老化试件差异不大，其表面的橡胶未出现明显的分层、裂纹等病害. 在拟静力试验支座加载过程中，未老化试件与老化试件的变形现象差异明显，且受到加载条件竖向面压及加载速率的影响. 板式橡胶支座的变形状态随γESS的逐级增大由剪切变形过渡至摩擦滑动，可划分为4个阶段：纯剪切变形、初始滑动、显著滑动、稳定滑动. 以加载工况6 MPa及10 mm/s为例，2类试件在4类变形阶段相应等效剪切应变范围内的典型变形状态如表4所示. 从宏观的支座变形现象来看，相较于未老化试件，老化试件在显著滑动前的各变形阶段所对应的γESS区间更宽，范围更大，而显著滑动阶段相应的γESS范围较小，可视为老化试件处于显著滑动状态的持续时间相对较短，随后便转变为稳定滑动状态.
表 4 支座试件变形阶段及变形状态Table 4. Deformation stage and deformation status of bearing specimens工况系列 支座试件 纯剪切变形 初始滑动 显著滑动 稳定滑动 G 未老化 
（0＜γESS≤50%） （50%＜γESS≤100%） （100%＜γESS≤200%） （200%＜γESS≤250%） A 老化 
（0＜γESS≤75%） （75%＜γESS≤150%） （150%＜γESS≤200%） （200%＜γESS≤250%） 对应于表4示出的支座变形状态，2类试件各变形阶段的位移响应如表5. 在纯剪切变形阶段，2类支座仅发生线弹性剪切变形，未出现相对滑动的情况；在初始滑动阶段，2类试件均发生微小的摩擦滑动；随等效剪切应变的增大，支座的剪切变形量均逐渐递增，同时摩擦滑动位移也在增大. 在各个变形阶段，老化试件的剪切变形量始终较大，而发生摩擦滑动较难，滑动位移较小. 主要原因：其一为老化后的试件内部橡胶层变脆、变硬，从而剪切变形程度相对较大；其二为影响支座摩擦滑动性能的因素主要是表面的橡胶保护层，老化后支座表面发生损耗，材质变得不均匀，从而试件的橡胶滑动面变粗糙.
表 5 支座试件各变形阶段的位移响应Table 5. Displacement response of bearing specimens at each deformation stagemm 变形阶段 剪切变形量 摩擦滑动位移 未老化试件 老化试件 未老化试件 老化试件 纯剪切变形 25 38 0 0 初始滑动 45 73 5 2 显著滑动 78 89 22 11 稳定滑动 84 110 26 15 在整个试验加载过程中，支座仅在常规钢板试件界面发生滑动，表明在支座另一界面安放的刻槽钢板接触试件界面摩擦系数相对较大，与预期设想一致，满足JTG/T 2231—01规范[7]的相关条文要求.
2类试件在各加载阶段的力-位移关系见图1. 在第Ⅰ～Ⅱ阶段加载（γESS=25%～50%）下，未老化试件与老化试件的滞回行为就出现不同之处，因该变形阶段完全为支座内部橡胶层的纯剪切变形，此差异表现为2类试件的剪切刚度有偏差；在第Ⅲ阶段加载（γESS=75%）下，2类试件的变形阶段不同，未老化试件已经开始发生初始滑动，而老化试件仍然为纯剪切变形，但两者的滞回环基本重合，老化试件的力学行为表现稍弱；在第Ⅳ阶段加载（γESS=100%）下，2类试件均发生初始滑动，滞回行为基本一致；在第Ⅴ阶段加载（γESS=150%）下，2类试件的滞回曲线发生了分离，此时未老化试件已处于显著滑动阶段，而老化试件还未发生显著滑动，其滞回圈相对而言较细长，水平力较大，即摩擦力较大，表现为滑动较难；在第Ⅵ阶段加载（γESS =200%）下，前阶段的现象更加明显，老化试件的滞回曲线相比未老化试件偏于紧缩，且两者的水平力峰值差异明显；在γESS=250%的加载阶段则更明显，未老化试件的滞回环为平行四边形，较为扁平、饱满且稳定，而老化试件的滞回环为狭长梭形，摩擦力突显，即2类试件在稳定滑动阶段的摩擦滑动性能差异显著. 支座加载全阶段的滞回曲线如图1（h），未老化试件在γESS=200%的加载阶段，水平力明显突变，达到整个加载过程的峰值，老化试件相反则不显著.
图 1 各加载阶段支座试件力-位移曲线Figure 1. Force–displacement curves of bearing specimens at each loading stage3. 支座摩擦滑动性能分析
3.1 滑动响应
板式橡胶支座的滑动位移和滑动力可直观体现其在地震作用下的滑动力学性能. 2类支座试件典型工况的滑动响应随γESS的变化如图2所示. 在同一加载条件下，老化试件的水平滑动位移总是小于未老化试件，则剪切变形量反之；2类试件的的滑动位移随γESS的增大而逐渐增大，且与面压、加载速率皆呈负相关；在4 MPa及1 mm/s加载工况下的未老化试件滑动位移十分突出，而在面压10 MPa下2类试件的滑动位移均较小.
图 2 2类支座试件的滑动响应随γESS的变化Figure 2. Variation of sliding responses of two types of bearing specimens with γESS未老化试件的水平滑动力随γESS的增大先增后减（除工况10 MPa及10 mm/s外），且突变点在γESS=200%附近，此点即为支座摩擦滑动性能变化的特征点. 而老化试件的特征点表现不明显，仅出现在4 MPa及1 mm/s工况下，其滑动力呈现单调增大的趋势. 在相同加载条件下且在未老化试件的性能变化特征点相应γESS前，2类试件的滑动力相对大小规律不清晰，缘于支座的摩擦滑动未保持稳定，再者未老化试件在γESS=100%及老化试件在γESS=150%时，支座仅发生初始滑动，可视为2类试件的剪力或静摩擦力还未保持稳定. 在稳定滑动阶段，支座的滑动力与面压及加载速率均呈正相关，且老化试件的滑动力大于未老化试件，表明板式橡胶支座经老化处理后与钢板界面的摩擦力增大，从而在摩擦滑动性能中支座的强度可认为是在变大，但在剪切变形过程中的强度变化程度较小.
3.2 刚度响应
板式橡胶支座在各个加载阶段的刚度响应如图3所示. 其中：剪切刚度为支座从零剪应变至达到剪应变峰值（亦为剪力峰值）时相应力-位移临界点的割线刚度，即为剪力峰值与剪切位移峰值的比值；等效刚度为支座从零剪应变至达到等效剪切应变峰值时相应力-位移临界点的割线刚度. 在支座的整个加载过程中，剪切刚度可准确量化其剪切变形性能. 随着γESS的增加，2类支座试件的剪切刚度呈先减小后增大的趋势，在显著滑动（γESS=200%）前呈现为刚度退化，主要原因为橡胶与钢板界面之间的磨损和支座的脱空、翘曲和卷边现象同样随γESS增大而增大，而在显著滑动后，支座在较小的剪切变形下就发生滑动，剪力达到峰值，导致剪切刚度突增. 由3.1节分析可知，老化试件的剪切变形量较大，在稳定滑动阶段的滑动力较大，而在稳定滑动前的滑动力与未老化试件的相对大小不明确，导致两者的剪切刚度相对大小同样不清晰，从而与加载条件的相关性同样不明显. 但从整体趋势来看，老化试件的剪切刚度相对较小.
图 3 2类支座试件的刚度响应随γESS的变化Figure 3. Variations of stiffnes responses of two types of bearing specimens with γESS在整个加载过程中，等效刚度可全面量化支座包括剪切变形及摩擦滑动在内的力学行为. 2类支座试件的等效刚度总是保持降低，反映出支座在整个变形过程中发生的一定损伤. 在稳定滑动阶段的老化试件等效刚度普遍大于未老化试件，主要原因是老化试件的水平力峰值较大，即为摩擦力较大.
3.3 摩擦响应
界面摩擦系数是刻画橡胶与钢板之间摩擦滑动行为的重要力学指标，在支座稳定滑动前，虽然其已经发生了滑动现象，但滑动位移较小，随加载等效剪切应变γESS的增大而增大，表明摩擦滑动状态不稳定，支座仍然在发生剪切变形，其水平力包含剪切内力及滑动摩擦力. 支座在稳定滑动阶段的摩擦系数[7-8]为
$$ \mu = {f}/{R} , $$ (1) 式中：f为支座与滑动界面间的摩擦力（kN），R为支座竖向承压力（kN）.
同时，为量化初始滑动状态及显著滑动状态下橡胶与钢板间的摩擦滑动条件，引入支座水平力峰值F和竖向力的比值α，如式（2）[9].
$$ \alpha = \frac{F}{R} . $$ (2) 可见，在稳定滑动阶段的μ等于式（2）的α. 板式橡胶支座的α随γESS的变化如图4所示.
图 4 2类支座试件的摩擦响应随γESS的变化Figure 4. Variations of friction responses of two types of bearing specimens with γESS2类支座试件的α与γESS的关系与滑动力相似，且未老化试件存在的突变点仍然在γESS=200%处. 由于此时支座为显著滑动，不同于2个刚体间静、动摩擦状态的转变，此特征点为支座由显著滑动阶段过渡至稳定滑动阶段，可定义为板式橡胶支座摩擦滑动性能变化的特征点. 由于支座的橡胶保护层与钢滑动面间具有黏结效应[17]，从而前述界面存在显著的附着摩擦作用[21]，而在稳定滑动阶段，由于未老化试件的摩擦滑动行为逐渐稳定，橡胶与钢滑动界面摩擦特性发生变化，具体为前述附着摩擦减弱，以致界面滑动摩擦力减小. 为便于分析板式橡胶支座的摩擦滑动性能，表6给出了各类加载工况下2类支座试件的橡胶与钢板之间的α具体数值.
表 6 两类支座试件的摩擦条件αTable 6. Friction condition α of two types of bearing specimens工况 老化试件 未老化试件 γESS=100% γESS=150% γESS=200% γESS=250% γESS=100% γESS=150% γESS=200% γESS=250% A-4-1 0.240 0.297 0.325 0.260 0.158 0.210 0.226 0.183 A-4-2 0.201 0.258 0.311 0.286 0.154 0.229 0.268 0.211 A-4-5 0.162 0.218 0.297 0.312 0.145 0.224 0.309 0.240 A-4-10 0.140 0.206 0.270 0.333 0.147 0.217 0.312 0.260 A-6-1 0.097 0.141 0.184 0.182 0.093 0.133 0.145 0.127 A-6-2 0.093 0.137 0.193 0.195 0.092 0.134 0.145 0.120 A-6-5 0.090 0.133 0.202 0.208 0.093 0.131 0.154 0.111 A-6-10 0.095 0.137 0.202 0.232 0.090 0.134 0.165 0.118 A-8-1 0.072 0.108 0.136 0.135 0.067 0.090 0.092 0.079 A-8-2 0.069 0.103 0.144 0.147 0.071 0.103 0.108 0.088 A-8-5 0.066 0.098 0.152 0.159 0.064 0.102 0.134 0.097 A-8-10 0.063 0.096 0.146 0.170 0.068 0.101 0.134 0.099 A-10-1 0.064 0.094 0.134 0.128 0.072 0.099 0.117 0.111 A-10-2 0.062 0.090 0.129 0.143 0.057 0.082 0.114 0.117 A-10-5 0.059 0.086 0.125 0.158 0.060 0.084 0.119 0.130 A-10-10 0.053 0.079 0.116 0.167 0.054 0.079 0.113 0.138 在低面压4 MPa下，摩擦系数与γESS的相关性较大，且滑动摩擦系数普遍超过了我国JTG/T 2231—01[7]规范及JT/T 4规范[8]对于板式橡胶支座与钢板的动摩阻系数建议值0.2；在低面压6 MPa下，当γESS<200%时，2类试件的静摩擦系数基本相等，随后即出现显著分别，且老化试件的滑动摩擦系数接近于0.2；随着面压的增加，摩擦系数随γESS的变化趋于平稳，数值均低于建议值0.2；特别是在10 MPa下，2类试件的摩擦系数差异较小. 在稳定滑动阶段，2类支座试件的摩擦系数与加载速率为正比，与面压为反比，且老化试件的滑动摩擦系数明显大于未老化试件.
3.4 耗能能力
通过累积耗能与等效阻尼比量化分析板式橡胶支座的摩擦滑动耗能能力，如图5所示：随着γESS的变大，支座水平位移及水平力皆增加，其滞回圈愈加饱满，所包围的面积增大，从而累计耗能增强，等效阻尼比的规律同样类似. 在同一压应力下，2类支座试件的累积耗能能力随加载速率的增大而减小，而等效阻尼比的相关性不明显，缘于在加载过程中存在剪切变形与摩擦滑动状态间的转变.
图 5 两类支座试件的耗能能力随γESS的变化Figure 5. Variation of energy dissipation of two types of bearing specimens with γESS老化试件的耗能能力低于相同加载条件下的未老化试件，支座在老化后力学性能发生改变，摩擦滑动性能随之变化，从而直接影响其耗能大小. 结合前述滑动、刚度及摩擦性能的分析，老化试件由于其材料特性的改变界面摩擦系数较大，相应支座滑动力较大，加之剪切刚度较小，导致剪切变形量较大而滑动位移较小，耗能不足；未老化试件的界面摩擦系数较小，耗能充分.
3.5 恢复力特性
板式橡胶支座在低周往复水平加载作用下的骨架曲线见图6. 由图可知：2类支座试件的骨架曲线分别在显著滑动阶段前基本重合，支座刚度十分接近，为线性变化趋势；随后骨架曲线开始分离，特别是在稳定滑动阶段，支座的摩擦滑动行为与竖向面压及加载速率的相关性明显. 未老化试件大多在γESS为150%或200%时出现拐点，水平力突变明显，达到整个加载阶段的峰值，呈现为三折线分布趋势；但当达到支座使用阶段平均压应力10 MPa时，骨架曲线趋于线性，由于面压加大后，支座的摩擦力随之增大，发生滑动变得不易，水平力的突变现象延后；老化试件在各加载工况下的支座摩擦滑动性能变化特征点未明显表现，在经历近似线性变化的剪切变形后摩擦滑动行为保持稳定.
4. 结 论
参考规范有关抗剪老化的规定对板式橡胶支座进行热空气加速老化试验，并结合水平加载拟静力试验比较2类支座试件的变形状态及滞回行为，进而评估其摩擦滑动性能. 主要结论如下：
1） 老化试件在稳定滑动前的各变形阶段所对应的γESS区间更宽，范围更大，表明其剪切变形量较大，剪切变形能力提高.
2） 在剪切变形过程中2类试件的滞回行为基本一致，但剪切刚度有略微差异；在摩擦滑动过程中2类试件的滞回环分离，老化试件较细长，水平力较大，表明两者的摩擦滑动性能变化显著.
3） 支座的滑动位移与面压、加载速率呈负相关，且老化试件的滑动位移相对较小；老化试件的滑动力随γESS单调增大，而未老化试件在γESS=200%附近突变随后减小，在稳定滑动阶段老化试件的滑动力总是大于未老化试件.
4） 在低面压下，橡胶与钢的界面摩擦系数趋近于规范建议值0.2；支座滑动摩擦系数与加载速率为正比，与面压为反比，而老化试件的摩擦系数较大，摩擦滑动耗能能力不足.
5） 板式橡胶支座在剪切变形状态期间的骨架曲线近似线性变化，未老化试件存在摩擦滑动性能变化的特征点，而老化试件的摩擦滑动行为较为稳定，强度退化程度不明显.
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图 1 各加载阶段支座试件力-位移曲线
Figure 1. Force–displacement curves of bearing specimens at each loading stage
图 2 2类支座试件的滑动响应随γESS的变化
Figure 2. Variation of sliding responses of two types of bearing specimens with γESS
图 3 2类支座试件的刚度响应随γESS的变化
Figure 3. Variations of stiffnes responses of two types of bearing specimens with γESS
图 4 2类支座试件的摩擦响应随γESS的变化
Figure 4. Variations of friction responses of two types of bearing specimens with γESS
图 5 两类支座试件的耗能能力随γESS的变化
Figure 5. Variation of energy dissipation of two types of bearing specimens with γESS
表 1 老化箱设备性能及技术参数
Table 1. Performance and technical parameters of aging chamber
温度范围/℃ 温度均匀度/℃ 温度偏差/℃ 气体流量/
（L·min−1−55～160 [−2，2] [−2，2] 20～60 
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表 2 压剪机设备性能及技术参数
Table 2. Performance and technical parameters of compression-shear machine
竖向最大静
态荷载/GN横向最大动
态荷载/GN横向动态频
率范围/Hz横向最大
位移/mm20 2 1 ±600
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表 3 试验工况
Table 3. Test conditions
工况系列 工况编号 支座试件 面压 σ/MPa 加载速率v/（mm·s−1） G G-σ-v 未老化 4、6、8、10 1、2、5、10 A A-σ-v 老化 4、6、8、10 1、2、5、10
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表 4 支座试件变形阶段及变形状态
Table 4. Deformation stage and deformation status of bearing specimens
工况系列 支座试件 纯剪切变形 初始滑动 显著滑动 稳定滑动 G 未老化 
（0＜γESS≤50%） （50%＜γESS≤100%） （100%＜γESS≤200%） （200%＜γESS≤250%） A 老化 
（0＜γESS≤75%） （75%＜γESS≤150%） （150%＜γESS≤200%） （200%＜γESS≤250%）
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表 5 支座试件各变形阶段的位移响应
Table 5. Displacement response of bearing specimens at each deformation stage
mm 变形阶段 剪切变形量 摩擦滑动位移 未老化试件 老化试件 未老化试件 老化试件 纯剪切变形 25 38 0 0 初始滑动 45 73 5 2 显著滑动 78 89 22 11 稳定滑动 84 110 26 15
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表 6 两类支座试件的摩擦条件α
Table 6. Friction condition α of two types of bearing specimens
工况 老化试件 未老化试件 γESS=100% γESS=150% γESS=200% γESS=250% γESS=100% γESS=150% γESS=200% γESS=250% A-4-1 0.240 0.297 0.325 0.260 0.158 0.210 0.226 0.183 A-4-2 0.201 0.258 0.311 0.286 0.154 0.229 0.268 0.211 A-4-5 0.162 0.218 0.297 0.312 0.145 0.224 0.309 0.240 A-4-10 0.140 0.206 0.270 0.333 0.147 0.217 0.312 0.260 A-6-1 0.097 0.141 0.184 0.182 0.093 0.133 0.145 0.127 A-6-2 0.093 0.137 0.193 0.195 0.092 0.134 0.145 0.120 A-6-5 0.090 0.133 0.202 0.208 0.093 0.131 0.154 0.111 A-6-10 0.095 0.137 0.202 0.232 0.090 0.134 0.165 0.118 A-8-1 0.072 0.108 0.136 0.135 0.067 0.090 0.092 0.079 A-8-2 0.069 0.103 0.144 0.147 0.071 0.103 0.108 0.088 A-8-5 0.066 0.098 0.152 0.159 0.064 0.102 0.134 0.097 A-8-10 0.063 0.096 0.146 0.170 0.068 0.101 0.134 0.099 A-10-1 0.064 0.094 0.134 0.128 0.072 0.099 0.117 0.111 A-10-2 0.062 0.090 0.129 0.143 0.057 0.082 0.114 0.117 A-10-5 0.059 0.086 0.125 0.158 0.060 0.084 0.119 0.130 A-10-10 0.053 0.079 0.116 0.167 0.054 0.079 0.113 0.138
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