吳宜峰， 張 琰， 李愛群,2， 徐 泓

(1.北京建筑大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院，北京 100044； 2.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，南京 210096)

在2008年汶川地震及其后的玉樹地震、蘆山地震中，均出現(xiàn)了大量村鎮(zhèn)低矮建筑的倒塌破壞[1]。不同于城市商業(yè)住宅，國內(nèi)村鎮(zhèn)低矮建筑多由農(nóng)民自建，此類房屋結(jié)構(gòu)相對簡單、造價低廉，但往往抗震能力不足[2]。目前，隔震技術(shù)已發(fā)展為減震領(lǐng)域最廣泛應(yīng)用的技術(shù)手段之一[3]。疊層鋼板橡膠支座因其制作工藝成熟、工作性能穩(wěn)定等優(yōu)勢，在高烈度區(qū)多高層住宅、醫(yī)院、學(xué)校等工程中應(yīng)用較多[4]。但是，此類支座造價高、質(zhì)量大，出于成本、施工難度等方面的考慮，一般很少用于村鎮(zhèn)低矮建筑的抗震性能提升。

針對疊層鋼板橡膠支座的上述不足，Kelly[5]于1999年采用纖維材料代替夾層鋼板形成纖維增強(qiáng)橡膠支座，研究發(fā)現(xiàn)纖維增強(qiáng)橡膠支座的水平剛度約為同尺寸疊層鋼板橡膠支座的80%～85%，但其阻尼水平高于后者。Moon等[6]通過試驗對比了疊層鋼板橡膠支座與碳纖維增強(qiáng)橡膠支座的力學(xué)性能，結(jié)果表明碳纖維增強(qiáng)橡膠支座的力學(xué)性能更佳。Toopchi-Nezhad等發(fā)現(xiàn)兩端無錨固纖維增強(qiáng)橡膠支座在較大水平剪切變形(γ≈75%)時[7]會出現(xiàn)翻滾，翻滾變形后支座水平剛度明顯減小，隔震效率顯著提升。此后，Toopchi-Nezhad等[8]進(jìn)一步通過數(shù)值模擬對比了兩端錨固與無錨固纖維增強(qiáng)橡膠支座的力學(xué)性能并得出以下主要結(jié)論：相比于兩端錨固支座，無錨固支座的水平剛度明顯減小，壓剪狀態(tài)下纖維增強(qiáng)材料的拉伸應(yīng)力以及橡膠與纖維增強(qiáng)材料層之間的黏結(jié)強(qiáng)度需求均顯著降低。Mordini等[9]、Das等[10]以及Al-Anany等[11]分別研究了將支座應(yīng)用于液體儲罐、建筑結(jié)構(gòu)和橋梁的隔震效應(yīng)，結(jié)果表明，與未隔震結(jié)構(gòu)相比，纖維增強(qiáng)橡膠支座隔震結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)大幅減小。為了進(jìn)一步降低支座制造成本與生產(chǎn)工藝難度，部分學(xué)者嘗試改變支座的制造方法、纖維材料與形態(tài)。Hedayati-Dezfuli等[12]采用工業(yè)膠水實現(xiàn)了碳纖維布與橡膠板之間的冷粘接；Karimzadeh等[13]研究了一種纖維網(wǎng)增強(qiáng)橡膠支座的力學(xué)性能；孟慶利等[14]研制開發(fā)了一種具有較好隔震性能的鉛芯廢舊輪胎隔震墊。譚平等[15-17]將纖維增強(qiáng)工程塑料板作為支座的增強(qiáng)層，相比于纖維增強(qiáng)層的面外剛度大很多，支座極限剪切變形得到顯著提升。Wu等[18]提出將多層輸送帶板通過冷粘接的方式形成以織物芯輸送帶為基體的支座。試驗表明，該類支座豎向剛度偏小，豎向等效阻尼比達(dá)到8%，水平壓剪滯回曲線飽滿，等效阻尼比接近15%。但受限于不同輸送帶板之間的粘接質(zhì)量，水平極限剪切變形小于200%。

眾多學(xué)者已經(jīng)對纖維增強(qiáng)橡膠支座進(jìn)行了大量的理論、試驗與數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明此類支座在低矮建筑中具有很好的應(yīng)用前景。在以往研究中，由于支座較高且增強(qiáng)層無面外剛度，可能導(dǎo)致支座在高壓與大變形下穩(wěn)定性不足；此外，已有研究對支座豎向阻尼特性關(guān)注較少。因此，本文在Wu等研究的基礎(chǔ)上，設(shè)計制作了一種新型低成本尼龍織物疊層橡膠支座，支座增強(qiáng)層采用尼龍浸膠織物替代了夾層鋼板。有別于上述研究中的橡膠支座，本文支座的總高度較小。在此基礎(chǔ)上，開展了支座豎向壓縮與水平壓剪試驗研究，著重分析了其剛度與耗能特性，所得結(jié)果可進(jìn)一步為揭示此類支座力學(xué)性能及其工程推廣應(yīng)用提供參考。

1 尼龍織物疊層橡膠支座

1.1 支座樣品

本研究中支座所用橡膠片由天然橡膠制成，尼龍浸膠織物的參數(shù)如表1所示。尼龍織物與橡膠片之間初步用工業(yè)膠水粘接，并經(jīng)過標(biāo)準(zhǔn)硫化工藝使兩者粘接強(qiáng)度達(dá)標(biāo)。支座直徑為250 mm，如圖1所示，橡膠的邵氏硬度(HA)為60度。支座的具體參數(shù)如表2所示，表2中第一形狀因子(S1)與第二形狀因子(S2)定義分別見式(1)與式(2)。

表1 尼龍浸膠織物力學(xué)參數(shù)

表2 尼龍織物疊層橡膠支座參數(shù)

圖1 支座樣品及其構(gòu)造圖(mm)Fig.1 The sample of bearings and its structure diagram (mm)

(1)

(2)

式中：d0為圓形支座的直徑；te為單層橡膠層的厚度；tr為支座橡膠層總厚度。

1.2 橡膠材料力學(xué)性能試驗

為了了解支座中橡膠的力學(xué)性能，本研究對橡膠材料進(jìn)行了單軸拉伸試驗，測定了材料的拉伸強(qiáng)度、扯斷伸長率等力學(xué)參數(shù)。根據(jù) (GB/T 528—2009) 《硫化橡膠或熱塑性橡膠拉伸應(yīng)力應(yīng)變性能的測定》[19]確定橡膠啞鈴狀試件尺寸，具體平面尺寸如圖2所示，圖3(a)為試驗前試件實物圖。試件破壞如圖3(b)所示，3組試件均被拉斷，試件的單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖4所示，最大拉力、拉伸強(qiáng)度和拉斷伸長率結(jié)果如表3所示。由表3可知，不同試件的材料力學(xué)性能離散性較小，橡膠拉斷伸長率均大于400%。

圖2 啞鈴狀試件示意圖(mm)Fig.2 The schematic diagram of dumbbell sample(mm)

圖3 啞鈴狀試件Fig.3 Thedumbbell sample

圖4 啞鈴狀試件拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 The curve of tensile stress-strain of dumbbell sample

表3 試件單軸拉伸試驗參數(shù)Tab.3 Parameters for uniaxial tensile test of the dumbbell specimen

2 尼龍織物疊層橡膠支座豎向壓縮力學(xué)性能試驗

2.1 豎向試驗加載方案

本文對支座進(jìn)行了豎向壓縮試驗，由于此類支座增強(qiáng)層材料強(qiáng)度遠(yuǎn)小于鋼板，且村鎮(zhèn)地區(qū)房屋自質(zhì)量較輕，所以將 GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[20]中規(guī)定的8 MPa設(shè)計壓應(yīng)力調(diào)小為4 MPa。試驗首先按照力控制的方式將支座壓應(yīng)力加載至設(shè)計應(yīng)力(σd)4 MPa，然后以4 MPa的±30%為變化幅度做循環(huán)加載，共循環(huán)3次，取第3次滯回曲線計算支座豎向剛度，并觀察支座的壓縮變形等現(xiàn)象。支座力學(xué)性能試驗用壓剪試驗機(jī),如圖5所示。

圖5 加載裝置Fig.5 The test equipment

支座豎向剛度Kv與等效阻尼比ζv,eq分別按照下列兩式計算。

(3)

(4)

式中：F2與F1分別為1.3σd與0.7σd對應(yīng)的豎向壓力；Y2與Y1分別為1.3σd與0.7σd對應(yīng)的豎向位移；△W為滯回曲線的包絡(luò)面積。

2.2 豎向壓縮性能試驗

在豎向壓力作用下，支座兩側(cè)出現(xiàn)較明顯的鼓凸，如圖6所示，由于內(nèi)置尼龍織物對橡膠層的約束，使其仍具有較大的豎向抗壓剛度。試驗中支座未發(fā)現(xiàn)有肉眼可見的損傷。支座的豎向壓縮力-位移曲線，如圖7所示。

圖6 支座豎向壓縮圖Fig.6 The vertical compressed drawing of the bearing

圖7 豎向壓縮力-位移曲線Fig.7 The curve of vertical force-displacement

由圖7可得該支座的等效豎向剛度(圖中虛線斜率)為198 kN/mm，等效阻尼比為7.14%。該尼龍織物疊層橡膠支座的豎向壓縮剛度較同尺寸疊層鋼板橡膠支座明顯偏小，阻尼比則數(shù)倍于傳統(tǒng)天然橡膠支座。究其原因，尼龍織物對橡膠片橫向鼓凸變形的限制較鋼板差得多，由此導(dǎo)致低豎向剛度，又由式(4)可知，低豎向剛度很可能是造成高阻尼比的原因之一；同時也不排除因為尼龍織物的存在，在施加一定的垂直荷載后，橡膠層的擠壓不斷拉伸尼龍織物[21]，導(dǎo)致尼龍股線之間相互摩擦耗能，使得阻尼比較大。相關(guān)探討會在后續(xù)研究中繼續(xù)深入，同時這種低豎向剛度、高阻尼比特性的工程應(yīng)用場景也值得深入思考。

3 尼龍織物疊層橡膠支座水平壓剪力學(xué)性能試驗

3.1 水平壓剪試驗方案

豎向加載采取力控制，水平向加載采取位移控制。為了防止支座過早滑動，在支座與上、下加載板之間各墊置一張砂紙，增加支座與加載板之間的摩擦因數(shù)，試驗進(jìn)行之前及時清理支座與壓剪機(jī)表面雜物。該支座水平壓剪試驗的設(shè)計壓應(yīng)力為4 MPa。首先對支座施加4 MPa的恒定荷載，然后由水平向作動器以2 mm/s的加載速率緩慢施加水平往復(fù)位移，位移幅值對應(yīng)的支座剪應(yīng)變從25%按步長25%增至300%，每一位移幅值下循環(huán)3次，取第3次的滯回曲線計算支座的壓剪性能參數(shù)，支座的水平加載制度如圖8所示。試驗過程中密切觀察支座是否有開裂、分層等失效破壞現(xiàn)象。

圖8 支座水平加載方案Fig.8 Horizontal loading scheme of the bearing

支座水平剛度Kh與等效阻尼比ζeq分別按照下列兩式計算。

(5)

(6)

式中：D2，D1為水平最大正、負(fù)位移;Q2，Q1為與D2，D1對應(yīng)的水平剪力；△W為滯回曲線的包絡(luò)面積。

3.2 壓剪試驗

3.2.1 試驗現(xiàn)象描述

圖9所示為支座變形隨剪應(yīng)變增加時的發(fā)展過程。在支座剪應(yīng)變?yōu)?5%時，其左下角與右上角開始脫離上下加載板，出現(xiàn)微小卷曲；當(dāng)剪應(yīng)變增加到150%時，支座的卷曲程度加大，支座側(cè)面明顯傾斜，發(fā)生了“翻滾”變形；當(dāng)剪應(yīng)變進(jìn)一步增至200%時，支座的卷曲程度繼續(xù)加大，其左右豎向側(cè)面已經(jīng)接觸到儀器的上下加載板，發(fā)生了“全翻滾”變形，此時，支座外表出現(xiàn)了微小裂紋；當(dāng)剪應(yīng)變最終達(dá)到300%，支座持續(xù)其“全翻滾”變形，支座外表的裂紋擴(kuò)大，但滯回曲線表明此時支座工作性能仍保持基本完好。試驗結(jié)束后，取出的支座殘余變形如圖10所示，圖10(a)中圈內(nèi)為試驗中支座頂面始終接觸受壓的部分，其外側(cè)則為脫開區(qū)域。且因試驗過程中支座卷曲，取出后仍有部分殘余變形，支座側(cè)面有肉眼可見的裂紋。為了研究支座裂紋產(chǎn)生的原因，試驗后對支座在裂紋處進(jìn)行了切割，圖11(a)中豎線即為切割位置。由圖11(b)支座可知，硫化過程中部分尼龍織物延伸至支座的外表面，當(dāng)對支座施加較大的剪應(yīng)變時，這些部位因織物拉伸導(dǎo)致橡膠外表面產(chǎn)生裂紋。此外，從圖11(b)可得，支座內(nèi)部橡膠層、織物層以及兩者之間的黏結(jié)均無肉眼可見損傷，由此證明支座工作性能保持完好。

圖9 水平壓剪試驗Fig.9 Horizontal compression shear test

圖10 支座殘余變形圖Fig.10 Figure of residual deformation of the bearing

圖11 支座裂紋剖析圖Fig.11 Anatomy diagram of cracks in the bearing

3.2.2 試驗力學(xué)性能分析

在4 MPa豎向壓應(yīng)力作用下，支座壓剪滯回曲線如圖12所示。如3.1節(jié)所述，支座最小、最大剪應(yīng)變分別為25%，300%，應(yīng)變增幅步長25%。

圖12 支座滯回曲線Fig.12 The hysteresis curve of thebearing

由圖12可以得出如下結(jié)論：

(1) 文中所述尼龍織物疊層橡膠支座的滯回曲線飽滿、對稱且線型平滑，表明支座的水平壓剪性能優(yōu)越。

(2) 隨著剪應(yīng)變的增大，支座的“翻滾”卷曲使得其水平等效剪切剛度逐漸減小。但其切線剛度在剪應(yīng)變較大時明顯增大，主要原因可能在于橡膠材料的硬化，以及支座側(cè)面與加載裝置貼合(“全翻滾”)后，引起的支座抗剪能力的強(qiáng)化。

(3) 不同于傳統(tǒng)的天然橡膠支座的低剪切阻尼比，該支座表現(xiàn)出顯著的阻尼耗能能力，阻尼形成機(jī)制很大可能源于尼龍織物的存在，這種高剪切阻尼比的性質(zhì)在以往研究[22]中同樣很明顯。而且，值得注意的是，由于所采用的天然橡膠以及高剪切變形時支座切線剛度的增大，使得該支座卸載時殘余變形明顯小于常見的“雙線性”模型的殘余變形，體現(xiàn)出一定的“自復(fù)位”能力。

(4) 該支座在300%剪切變形內(nèi)，滯回曲線始終未有明顯退化的跡象。即雖然在試驗中支座出現(xiàn)裂紋，但其抗剪能力未明顯降低，工作性能保持良好。

(5) 本次試驗中，豎向壓力196 kN，而該支座在最大剪切變形300%時，恢復(fù)力近85 kN，此時支座仍未滑動，表明摩擦因數(shù)超過0.4。但可以肯定的是，隨著剪切變形的進(jìn)一步增大，支座必將滑動。

為了更好地揭示該支座的水平壓剪力學(xué)性能，基于圖12計算所得支座的水平等效剛度、等效阻尼比、滯回曲線包絡(luò)面積以及殘余位移比的定量結(jié)果，如圖13～圖16所示。其中，殘余位移比的定義即為不同剪切變形幅值下，殘余位移與最大剪切位移的比值。

圖13 支座水平等效剛度隨剪應(yīng)變的變化曲線Fig.13 Variation of horizontal equivalent stiffness of the bearing over shear strain

圖14 支座水平等效阻尼比隨剪應(yīng)變的變化曲線Fig.14 Variation of horizontal equivalent damping ratio of the bearing over shear strain

圖15 支座滯回曲線包絡(luò)面積隨剪應(yīng)變的變化曲線Fig.15 Variation of envelope area of hysteresis curve of the bearing over shear strain

圖16 支座殘余位移比隨剪應(yīng)變的變化曲線Fig.16 Variation of residual displacement ratio of the bearing over shear strain

由圖13可知，當(dāng)支座剪應(yīng)變γ≤125%時，支座等效水平剪切剛度Kh快速降低，其后則緩慢減小，原因在3.2.2節(jié)已有解釋；圖14表明，支座水平等效阻尼比在9%～13%變化，體現(xiàn)出高阻尼比的特性，且有隨著剪應(yīng)變增加，阻尼比呈現(xiàn)先減小后增大的特有規(guī)律。當(dāng)剪應(yīng)變處于25%～175%內(nèi)，ΔW增大、Kh變小，但兩者之商的增長幅度小于正負(fù)剪切位移幅值差值(D2-D1)的平方結(jié)果的增長幅度，使得等效阻尼比逐漸減小。但當(dāng)剪應(yīng)變超過175%后，由圖15可見，ΔW增大的增幅斜率快速增加，這一現(xiàn)象在γ≥225%后更明顯，此時由式(6)所得等效阻尼比開始逐漸增加。圖16則表明，殘余位移比在0.23～0.30變化，如3.2.2節(jié)所述，這一比值遠(yuǎn)小于常見的類似鉛芯橡膠支座或摩擦擺支座這一類表現(xiàn)出的“雙線性”滯回曲線的對應(yīng)值。而且，該比值同樣呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢，變化趨勢與等效阻尼比幾乎完全相同，筆者結(jié)合圖15分析可得，出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于，大剪應(yīng)變時支座內(nèi)部形成了一定程度的損傷，耗能能力顯著增強(qiáng)的同時，其滯回特性更偏向于“雙線性”模型，使得殘余位移比在這一范圍內(nèi)增加。

4 結(jié) 論

為了將隔震技術(shù)推廣應(yīng)用至抗震能力較弱的低矮村鎮(zhèn)建筑，本文采用浸膠尼龍織物纖維布替代疊層鋼板，設(shè)計制作了一種低成本低質(zhì)量的尼龍織物疊層橡膠支座，對其開展了壓縮與壓剪試驗，分析試驗結(jié)果所得結(jié)論如下：

(1)支座豎向剛度較常見的疊層鋼板橡膠支座偏小，壓縮變形明顯，由于支座的低豎向剛度以及支座豎向承壓時纖維束彼此之間可能的摩擦耗能，使得支座豎向等效阻尼比超過7%。如何提高此類支座的豎向剛度以更好地適應(yīng)工程需求，以及如何利用此類支座的低豎向剛度、高阻尼比特性，值得在后續(xù)研究中進(jìn)一步探索。

(2) 支座壓剪試驗所得滯回曲線飽滿，等效阻尼比隨著剪應(yīng)變增加，在9%～13%內(nèi)先減小后增大，該數(shù)值顯著高于常見的疊層鋼板天然橡膠支座。

(3)由于支座中天然橡膠材料在大剪應(yīng)變時的硬化，以及全翻滾變形引起的支座抗剪能力的強(qiáng)化，使得支座卸載時的殘余變形始終較小，殘余位移比在0.23～0.30變化。

(4)當(dāng)支座加載至300%剪切變形時，滯回曲線未見明顯退化的跡象，支座表面出現(xiàn)兩道細(xì)裂紋。支座取出后，存在明顯的殘余翹曲變形。