蔡炎皓，阿肯江·托呼提，錢昆，張耀宇，趙方智

(新疆大學(xué)建筑工程學(xué)院，新疆烏魯木齊 830017)

0 引言

傳統(tǒng)疊層鋼板橡膠隔震支座因力學(xué)性能穩(wěn)定、減震效果明顯，常用于工程結(jié)構(gòu)抗震，是目前應(yīng)用最為廣泛的減震方法之一．但由于其含有厚鋼板，故重量大、造價高、施工相對復(fù)雜，將其應(yīng)用于建筑結(jié)構(gòu)將大幅度增加建造成本，因此不利于在村鎮(zhèn)區(qū)域中推廣使用．為解決這一問題，不少學(xué)者尋求可替換鋼板的材料．玻璃纖維增強(qiáng)聚合物（GFRP）與鋼板相比，具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、耐腐蝕性能好、易施工等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天、汽車制造、土木建筑等領(lǐng)域得到越來越廣泛的應(yīng)用[1?2]．Kelly[3]提出用纖維材料代替鋼板作為疊層橡膠支座的加強(qiáng)層，將其應(yīng)用于村鎮(zhèn)地區(qū)．王斌[4]、譚平[5]等采用不飽和聚酯工程板加強(qiáng)復(fù)合材料板替代普通橡膠支座中的鋼板，驗證了纖維材料滿足作為加勁層的強(qiáng)度要求．雖上述學(xué)者得出了一些有益的觀點(diǎn)和結(jié)論，但由于纖維層平面內(nèi)剛度較小，使得支座豎向剛度與承載力較傳統(tǒng)疊層鋼板橡膠隔震支座下降較多．同時由于纖維層的平面外抗彎剛度很小，支座水平極限變形能力也較?。虼嗽诖笳鹎闆r下，隔震支座很容易產(chǎn)生不規(guī)則變形，進(jìn)而失穩(wěn)破壞，而纖維工程板平面外剛度較大，能夠約束橡膠層平面外變形，該類型支座具有足夠的承載力和良好的耗能特性，有較好的發(fā)展前景．

為提升纖維工程塑料板的力學(xué)性能，Pazhanivel[6]、Truong[7]和Hasselbruch[8]等制備了不同間距、不同深度的普通GFRP層合板和不銹鋼絲增強(qiáng)GFRP層合板復(fù)合材料，研究發(fā)現(xiàn)不銹鋼絲的加入能改善GFRP的力學(xué)性能．Karunagran等[9]的研究也發(fā)現(xiàn)，與未進(jìn)行表面處理的加筋復(fù)合材料相比，表面處理使抗拉強(qiáng)度、彎曲強(qiáng)度和層間剪切強(qiáng)度顯著提高．這是因為玻璃纖維與鋼絲網(wǎng)之間的表面處理改善了界面結(jié)合．

本文基于傳統(tǒng)疊層鋼板橡膠隔震支座工作時鋼板的受力特性，通過試驗、有限元分析等方法，研究加筋玻璃纖維復(fù)合材料板的力學(xué)性能并分析其應(yīng)用于隔震支座工作時的力學(xué)性能與翹曲情況，將加筋玻璃纖維復(fù)合材料板與隔震支座中常用鋼材進(jìn)行力學(xué)性能和成本對比分析，探討加筋玻璃纖維復(fù)合材料板替換隔震支座中的鋼板應(yīng)用于村鎮(zhèn)房屋的可行性．

1 試驗過程及分析

1.1 試驗

1.1.1 主要原料

E44環(huán)氧樹脂購自南通星辰合成材料有限公司；無堿02玻璃纖維布購自中山市中天復(fù)合材料有限公司；02×20×20鋼絲網(wǎng)購自新疆玖龍盛邦金屬制品有限公司．

1.1.2 復(fù)合材料工程板制作

復(fù)合材料工程板制作采用手糊成型工藝，具體流程如圖1所示，成型復(fù)合材料工程板如圖2所示．

圖 1 復(fù)合材料工程板制作流程

圖 2 成型復(fù)合材料工程板

圖 3 試件尺寸

1.1.3 復(fù)合材料工程板性能試驗

復(fù)合材料性能試驗按照《纖維增強(qiáng)塑料性能試驗方法總則》（GB/T 1446―2005）[10]執(zhí)行，試件尺寸如圖3所示．拉伸、彎曲試驗設(shè)備使用WDW-300型萬能試驗機(jī)．均采用位移控制加載，試驗過程隨時觀察并記錄試驗現(xiàn)象，最終記錄試件的極限破壞荷載及其破壞形態(tài)．

1.2 結(jié)果與討論

1.2.1 力學(xué)性能分析

加筋組復(fù)合材料工程板跟無筋復(fù)合材料工程板各制作了7個試件，測試數(shù)據(jù)取平均值，見表1．

表 1 復(fù)合材料工程板力學(xué)性能比較

由表1可知，加筋復(fù)合材料工程板的拉伸性能與彎曲性能上升，其拉伸強(qiáng)度、拉伸彈性模量和斷裂伸長率分別為無筋復(fù)合材料工程板的1.37倍、2.31倍和1.49倍．彎曲強(qiáng)度和彎曲彈性模量分別為無筋復(fù)合材料工程板的1.59倍和2.15倍，總體上加筋復(fù)合材料工程板力學(xué)性能優(yōu)于無筋復(fù)合材料工程板．

1.2.2 破壞過程及破壞特征

圖4為復(fù)合材料板的拉伸荷載-位移曲線．無筋復(fù)合材料工程板隨著試驗的進(jìn)行，試件進(jìn)入正常的拉伸工作階段，基體與纖維的整體受力比較均勻，荷載-位移曲線呈直線階段．當(dāng)加載至試件的極限荷載時，試件破壞，此時纖維大部分被拉斷，只有小部分相連，拉伸破壞主要是由于玻璃纖維布與環(huán)氧樹脂界面發(fā)生松動引起的，此時玻璃纖維布達(dá)到拉伸極限導(dǎo)致試件發(fā)生斷裂，斷口形貌見圖5（a），屬脆性斷裂．

加筋復(fù)合材料工程板在ab階段為彈性階段，整體受力較為均勻，荷載主要由纖維和鋼絲網(wǎng)承擔(dān)；當(dāng)荷載增至c點(diǎn)時，荷載出現(xiàn)驟降，這是因為纖維層承載能力達(dá)到極限，較多纖維斷裂，纖維斷裂后荷載傳遞給未斷的纖維、鋼絲網(wǎng)，導(dǎo)致試件的加速破壞，此時由鋼絲網(wǎng)承受大部分的荷載；在d點(diǎn)，當(dāng)荷載增至鋼絲網(wǎng)極限承載力時，試件斷裂，斷口形貌見圖5（b），屬脆性斷裂．

圖 4 復(fù)合材料工程板拉伸荷載-位移曲線

圖 5 復(fù)合材料工程板拉伸斷口形貌

圖6 為復(fù)合材料工程板的彎曲荷載-位移曲線．無筋復(fù)合材料工程板荷載未達(dá)到極限時，ad段呈近線性增長的特征，此時試件處于彈性狀態(tài)．當(dāng)載荷達(dá)到極限荷載時，試件發(fā)生破壞，曲線后半段呈階梯形降低，這是因為在受力過程中，試件下部受拉、上部受壓，下側(cè)受拉表面率先破壞，形成由下側(cè)向上側(cè)的破壞模式；其破壞形貌見圖7（a），可以看出受拉側(cè)玻璃纖維布鋪層出現(xiàn)損傷，受壓側(cè)表面樹脂發(fā)生破壞，但受壓側(cè)玻璃纖維布未發(fā)生破壞，且彎曲試驗結(jié)束后，試件出現(xiàn)較大回彈，但未能完全恢復(fù)至平直狀態(tài)．

由圖6可知，加筋復(fù)合材料工程板荷載未達(dá)到極限時，ab段呈近線性增長的特征，此時試件處于彈性狀態(tài)，主要發(fā)生彎曲形變；荷載增至b點(diǎn)時，受拉側(cè)最外層玻璃纖維布發(fā)生斷裂，但由于鋼絲網(wǎng)的存在，約束破壞向內(nèi)側(cè)衍生；當(dāng)荷載增至c點(diǎn)時，受拉側(cè)最外層鋼絲網(wǎng)發(fā)生斷裂且與鋼絲網(wǎng)相鄰的玻璃纖維布瞬間被拉斷，荷載-位移曲線出現(xiàn)驟降，試件發(fā)生破壞．曲線后半段呈階梯形降低是由于試件加入多層鋼絲網(wǎng)，當(dāng)試件發(fā)生破壞時，荷載驟降至較低值，內(nèi)部未破壞的鋼絲網(wǎng)與纖維繼續(xù)持力抵抗變形，表現(xiàn)出很好的延性，屬塑性破壞，其破壞形貌見圖7（b），可以看出試件已基本破壞，試驗結(jié)束后試件出現(xiàn)輕微的回彈現(xiàn)象．

圖 6 復(fù)合材料工程板彎曲荷載-位移曲線

圖 7 復(fù)合材料工程板彎曲破壞形貌

從拉伸及彎曲試驗結(jié)果可知，在復(fù)合材料加筋工程板中加入鋼絲網(wǎng)能有效提高工程板的力學(xué)性能，故有以下優(yōu)化建議：（1）由于制作工程板采用手糊成型工藝，板材成型質(zhì)量不穩(wěn)定，可以通過改進(jìn)制作工藝來提高工程板的穩(wěn)定性．（2）加筋復(fù)合材料工程板的強(qiáng)度取決于樹脂、玻璃纖維布、鋼絲網(wǎng)三者的種類與相互作用，可以采用正交分析法，選用強(qiáng)度更高的玻璃纖維布和鋼絲網(wǎng)進(jìn)行搭配組合，同時考慮玻璃纖維布體積含量、鋼絲網(wǎng)體積含量、鋼絲網(wǎng)層間粘結(jié)和層間鋪設(shè)等因素對加筋復(fù)合材料工程板力學(xué)性能的影響，從而研制更加優(yōu)質(zhì)的加筋復(fù)合材料工程板．

2 復(fù)合材料工程板有限元分析

2.1 單軸拉伸與三點(diǎn)彎曲有限元分析

采用有限元分析軟件ABAQUS對加筋復(fù)合材料工程板進(jìn)行建模分析，忽略工程板存在氣泡和空隙等缺陷，有限元分析全程不研究工程板的損傷及演化，考慮實際工況，只分析彈性階段．

拉伸模型幾何尺寸為：180 mm×10 mm×4.5 mm，采用的單元是三維實體單元，材質(zhì)參數(shù)E=12 GPa、v=0.3．板材一端設(shè)為固定約束，另一端采取耦合約束設(shè)定參考點(diǎn)，對參考點(diǎn)施加外荷載，采用位移控制進(jìn)行加載，如圖8（a）所示．工程板網(wǎng)格以邊按尺寸劃分，平行段種子近似單元尺寸為2，其余種子密度為3，網(wǎng)格屬性采用C3D8R單元，如圖8（b）所示．

圖 8 有限元分析模型

彎曲模型幾何尺寸為：80 mm×15 mm×4 mm，墊塊和壓頭以離散剛體建模使用直徑分別為5 mm和2 mm的圓管，對兩個墊塊設(shè)置參考點(diǎn)施加固定約束，對壓頭設(shè)置參考點(diǎn)施加位移荷載，板材與墊塊和壓頭之間的相互作用接觸屬性設(shè)為罰，摩擦系數(shù)盡量取較大值，避免構(gòu)件之間出現(xiàn)滑動摩擦，如圖8（c）所示；網(wǎng)格以邊按尺寸劃分，種子近似單元尺寸為1，其它參數(shù)設(shè)置同拉伸模型，如圖8（d）所示．

2.1.2 有限元模擬結(jié)果

拉伸結(jié)果提取平行段兩端中間處節(jié)點(diǎn)的位移數(shù)據(jù)作差值，與試件力作用端的支反力相結(jié)合，繪出工程板單軸拉伸的荷載-位移曲線，取1 000～6 000 N六個數(shù)據(jù)點(diǎn)與試驗值進(jìn)行比較，結(jié)果如圖9（a）所示，可以看出荷載與位移呈正相關(guān)，且工程板單軸拉伸荷載-位移曲線的試驗數(shù)據(jù)與有限元分析數(shù)據(jù)擬合度較高，數(shù)據(jù)誤差為8.76%（小于10%），在可接受的范圍內(nèi)．

圖 9 有限元數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)對比分析

由于只分析工程板單軸拉伸的彈性階段，且在有限元分析中不考慮板材的初始缺陷及加載過程中的損傷演化，所以其荷載-位移曲線的模擬值呈一次線性關(guān)系；在實際中工程板存在初始缺陷，其在單軸拉伸時隨著拉應(yīng)力的增加產(chǎn)生損傷積累，雖為彈性階段，板材的荷載-位移曲線斜率會略微減小，導(dǎo)致工程板的剛度退化．

彎曲結(jié)果取壓頭的支座反力和位移繪制工程板的荷載-位移曲線，取100～600 N六個數(shù)據(jù)點(diǎn)與試驗值進(jìn)行比較，結(jié)果如圖9（b）所示，可以看出荷載與位移呈正相關(guān)，且彎曲荷載-位移曲線的試驗數(shù)據(jù)與有限元分析數(shù)據(jù)擬合度較高，數(shù)據(jù)誤差為4.89%（小于10%），在可接受的范圍內(nèi)．

將工程板的試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，其荷載與位移呈現(xiàn)出幾乎線性增大的趨勢，誤差小，擬合效果好，模擬結(jié)果可為工程板的參數(shù)優(yōu)化起到指導(dǎo)作用，也為后續(xù)工程板雙軸拉伸分析和工程板用于隔震支座分析提供技術(shù)支持．

2.2 雙軸拉伸有限元分析

加筋工程塑料板為正交各向異性材料，將其應(yīng)用于隔震支座時為雙向受力構(gòu)件，用單向拉伸試驗來推論其雙向受力時的力學(xué)行為顯然既不客觀也不可靠，因此，需對加筋工程塑料板進(jìn)行雙軸拉伸力學(xué)性能研究．

(3)采用歷時熱負(fù)荷曲線最大矩形法、歷時電負(fù)荷曲線最大矩形法或基于基本電負(fù)荷的系統(tǒng)的方法，按照以熱定電的原則，選定燃?xì)廨啓C(jī)的容量；

2.2.1 有限元模型建立

雙軸拉伸試件采用十字型設(shè)計，具體形狀尺寸如圖10所示[11]，有限元模型如圖11所示．

圖 10 雙軸模型尺寸

圖 11 雙軸拉伸有限元模型

2.2.2 有限元分析

對加筋工程板拉伸線彈性階段進(jìn)行有限元分析，由單軸拉伸試驗數(shù)據(jù)可知，當(dāng)單軸拉伸強(qiáng)度約為178 MPa時，加筋工程板達(dá)到線彈性極限狀態(tài)．將單軸拉伸強(qiáng)度178 MPa換算成荷載在雙軸拉伸試件下進(jìn)行模擬，結(jié)果如圖12、圖13所示．兩者誤差為8.7%（小于10%），在可接受的范圍內(nèi)．

圖 12 1︰0加載比例拉伸應(yīng)力云圖

圖 13 1︰0加載比例拉伸與單軸試驗數(shù)據(jù)對比

圖14 為不同加載比情況下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線．隨著加載比的減小，斜率增大，由此可見，雙軸拉伸荷載對拉伸模量具有強(qiáng)化作用，且隨著加載比例的減小而增大．當(dāng)1︰1雙軸加載時，雙軸彈性模量為17 143.65 MPa，較單軸彈性模量增長51.03%．

圖15為加筋工程板線彈性階段的強(qiáng)度包絡(luò)線．與雙軸拉伸時彈性模量強(qiáng)化作用相反，加筋工程板存在明顯的強(qiáng)度弱化．并且隨著荷載比的增大，材料的雙向弱化效用越明顯．當(dāng)1︰1荷載比例加載時，雙軸拉伸強(qiáng)度為131.38 MPa，為單軸拉伸強(qiáng)度的80.86%．

圖 14 加筋工程板應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖 15 加筋工程板線彈性階段強(qiáng)度包絡(luò)線

2.3 工程板在隔震支座中的有限元分析

圖16 為隔震支座的構(gòu)造圖．可以看出隔震支座是工程板與橡膠層的疊層組合構(gòu)件．隔震支座在工作時，工程板受到橡膠層的約束，受力情況復(fù)雜，故對工程板進(jìn)行有限元分析很有必要．取單層工程板，在雙側(cè)橡膠層的約束下，模擬工程板在隔震支座中的受力情況，對工程板進(jìn)行分析．

2.3.1 有限元模型建立

采用三維實體模型，模型由2層6 mm厚度橡膠層、3層4.5 mm厚度工程板疊層而成，平面尺寸為240 mm×240 mm，橡膠使用C3D8H單元，采用超彈性本構(gòu)ogden(N=3)[12]；工程板使用C3D8H單元，頂面與底面采用離散剛體模擬加載平臺，模型如圖17所示．

圖 16 隔震支座構(gòu)造圖

圖 17 有限元模型

2.3.2 軸壓分析

為研究工程板在面壓作用下其內(nèi)部的應(yīng)力變化規(guī)律，分別對兩組模型進(jìn)行5 MPa、10 MPa、15 MPa面壓下的分析．圖18為豎向荷載作用下模型的應(yīng)力云圖，可知在豎向荷載作用下，橡膠層豎向被壓縮，處于三向受壓狀態(tài)，由于橡膠材質(zhì)不可壓縮的特性，豎向被擠壓的橡膠層向水平方向鼓起對板層產(chǎn)生水平方向的拉應(yīng)力，工程板處于水平向受拉、豎直向受壓狀態(tài)．工程板水平方向主應(yīng)力變化規(guī)律如圖19所示，可以看出在相同面壓下，加筋工程板水平方向應(yīng)力略大于無筋工程板，且兩者板內(nèi)最大拉應(yīng)力約為面壓的2倍．

圖 18 軸壓力應(yīng)力云圖

同時研究了軸壓狀態(tài)下加筋工程板處于線彈性階段的極限面壓，發(fā)現(xiàn)當(dāng)面壓為70 MPa時，加筋工程板承受的最大水平拉應(yīng)力為126.21 MPa，如圖20所示，根據(jù)上述雙軸等比例拉伸有限元分析，加筋工程板彈性階段的極限強(qiáng)度為131.38 MPa，由此可知，在軸壓狀況下，當(dāng)面壓小于70 MPa時，加筋工程板處于線彈性階段．

圖 19 工程板沿板層應(yīng)力分布

圖 20 面壓為70 MPa時工程板沿板層應(yīng)力分布

2.3.3 壓剪分析

為研究工程板在壓剪作用下的翹曲情況，在固定面壓5 MPa下，對工程板依次施加12 mm（100%橡膠總厚度）、24 mm（200%橡膠總厚度）、30 mm（250%橡膠總厚度）水平位移，分析其水平位移相關(guān)性；在固定水平位移12 mm下，對工程板依次施加面壓5 MPa、10 MPa、15 MPa，分析其面壓相關(guān)性．

工程板翹曲情況如圖21、圖22所示．當(dāng)面壓固定時，水平位移在一定范圍內(nèi)工程板翹曲隨著水平位移的增大而增大；當(dāng)水平位移固定時，面壓在一定范圍內(nèi)工程板翹曲隨著面壓的增大而增大．總體上加筋工程板翹曲量小于無筋工程板．由表2可知，加筋工程板翹曲量約為無筋工程板翹曲量的74%，即加筋可有效提高工程板的抗彎剛度．

圖 21 工程板水平位移相關(guān)性翹曲情況

圖 22 工程板面壓相關(guān)性翹曲情況

表 2 工程板最外側(cè)翹曲量對比

為了研究加筋工程板在壓剪狀態(tài)下處于線彈性階段的范圍，基于面壓與水平位移兩個變量，研究板內(nèi)最大水平方向主應(yīng)力，工程板內(nèi)最大水平方向主應(yīng)力變化規(guī)律如圖23所示，可以看出在橡膠層具有足夠強(qiáng)度的前提下，板內(nèi)最大水平方向主應(yīng)力均隨著面壓及水平位移的增長而增長，且隨著面壓增大，其強(qiáng)度變化幅度越緩慢．在水平位移為42 mm（350%橡膠總厚度），面壓為5 MPa、10 MPa、15 MPa、20 MPa、25 MPa、30 MPa、35 MPa時，最大水平方向主應(yīng)力依次為140.45 MPa、136.14 MPa、129.47 MPa、126.21 MPa、123.10 MPa、120.12 MPa、117.21 MPa．除面壓為5 MPa、10 MPa外，其它工況均小于加筋工程板的線彈性極限強(qiáng)度（131.38 MPa），該結(jié)果可為后續(xù)隔震支座設(shè)計提供參考．

圖 23 加筋工程板板內(nèi)最大應(yīng)力變化規(guī)律

3 與常用鋼材力學(xué)性能和成本的對比分析

傳統(tǒng)疊層橡膠鋼板隔震支座的鋼板牌號常選用Q235，用復(fù)合材料工程板替換傳統(tǒng)隔震支座中的鋼板應(yīng)用于村鎮(zhèn)房屋建筑，需對復(fù)合材料工程板、鋼材的力學(xué)性能和成本進(jìn)行綜合對比，結(jié)果見表3．

表 3 力學(xué)性能和成本對比分析

由表3可知：（1）加筋復(fù)合材料工程板拉伸強(qiáng)度接近鋼材屈服強(qiáng)度，彎曲強(qiáng)度為鋼材屈服強(qiáng)度的1.13倍；（2）加筋復(fù)合材料工程板成本約為Q235鋼板的3倍，但是其在以下方面可以顯著節(jié)約工程造價：一是使用加筋復(fù)合材料工程板制成的隔震支座，重量約為傳統(tǒng)隔震支座的1/5；二是由于加筋復(fù)合材料工程板質(zhì)量輕、強(qiáng)度高的特點(diǎn)，便于運(yùn)輸和施工，用于村鎮(zhèn)地區(qū)具有經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢．因此，從村鎮(zhèn)砌體房屋的抗震要求及經(jīng)濟(jì)狀況考慮，使用加筋復(fù)合材料工程板替代鋼板可行．

4 結(jié)論與建議

（1）通過加入鋼絲網(wǎng)，復(fù)合材料工程板的力學(xué)性能得到提升．加筋復(fù)合材料工程板與無筋復(fù)合材料工程板拉伸斷裂均為脆性斷裂，無筋復(fù)合材料工程板彎曲斷裂呈現(xiàn)一定程度的假塑型斷裂模式，加筋復(fù)合材料工程板斷裂為塑性斷裂．

（2）用ABAQUS軟件模擬加筋復(fù)合材料工程板的拉伸、彎曲過程，模擬數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)誤差在10%以內(nèi)，擬合度好，可為后續(xù)工程板優(yōu)化及應(yīng)用于隔震支座分析提供參考．雙軸拉伸模擬中，雙軸拉伸對拉伸彈性模量起強(qiáng)化作用，對拉伸強(qiáng)度起弱化作用，并隨著荷載比的增加，材料的模量強(qiáng)化效應(yīng)越明顯，材料的強(qiáng)度弱化效應(yīng)越明顯．

（3）工程板應(yīng)用于隔震支座時，在軸壓狀態(tài)下，板中部拉應(yīng)力最大，約為施加面壓的2倍，加筋工程板線彈性階段極限面壓為70 MPa．在壓剪狀態(tài)下，當(dāng)面壓固定時，工程板翹曲隨著水平位移的增大而增大；當(dāng)水平位移固定時，工程板翹曲隨著面壓的增大而增大．總體上加筋工程板翹曲量小于無筋工程板，加筋工程板翹曲量約為無筋工程板翹曲量的74%，即加筋工程板能有效提高其抗彎剛度．面壓為5～35 MPa、水平位移小于42 mm（350%橡膠層總厚度）工況下，加筋工程板處于線彈性階段．與疊層橡膠鋼板隔震支座中的常用鋼板相比，加筋復(fù)合材料工程板基本力學(xué)性能和綜合經(jīng)濟(jì)效益較好，適宜替換隔震支座中的鋼板應(yīng)用于村鎮(zhèn)房屋建筑．