張廣泰 王明陽 張文梅

摘要： 為研究老化?荷載作用下廢舊疊層輪胎隔震墊（Scarp Tire Rubber Pads， STP）恢復力模型，對72個尺寸為180 mm×180 mm×69 mm的STP經(jīng)受0，77，154，231，308 h老化時間、5 MPa荷載作用后進行低周反復加載試驗，分析STP的破壞特征、承載力衰減、剛度退化、滯回耗能特性。基于試驗結果，得到帶有負剛度段的三折線骨架曲線，并結合未老化?荷載作用下STP恢復力模型特征參數(shù)，得到考慮老化?荷載作用下STP骨架曲線特征點計算公式;采用基于滯回耗能的循環(huán)退化指數(shù)建立了可考慮老化?荷載作用下STP試件的捏縮效應、承載力衰減和剛度退化的恢復力模型。研究表明：老化?荷載作用對STP在實際老化時間為50 a內(nèi)的滯回耗能沒有損傷，且因STP表層橡膠老化硬化而增加;基于循環(huán)退化指數(shù)建立的STP恢復力模型，與試驗滯回曲線對比，兩者基本吻合，在一定程度上驗證了該恢復力模型的準確性和適用性。

關鍵詞： 廢舊疊層輪胎隔震墊; 隔震性能; 老化?荷載作用; 循環(huán)退化指數(shù); 恢復力模型

引 言

廢舊疊層輪胎隔震體系是一種適用于高烈度村鎮(zhèn)建筑的新型基礎隔震措施，其構造簡單，施工方便，價格低廉，具有良好的經(jīng)濟效益和推廣價值，并且符合農(nóng)村隔震實情[1]。然而由于橡膠材料極易在荷載、氧氣、紫外線等條件下發(fā)生老化，從而影響廢舊疊層輪胎隔震墊的力學性能和隔震性能[2?4]。目前關于橡膠隔震支座的老化試驗較多，但大多數(shù)研究主要基于單因素下的老化研究[5?6]，對于荷載作用下廢舊疊層輪胎隔震墊在熱氧老化作用下的隔震性能研究較少，使其在村鎮(zhèn)建筑中的應用受到一定的阻礙。理想的恢復力模型可較好地反映疊層輪胎隔震墊在地震作用下的受力情況，在廢舊輪胎隔震體系彈塑性地震反應分析中至關重要，因此建立老化?荷載耦合作用下疊層輪胎隔震墊恢復力模型是亟需解決的問題。

目前，國內(nèi)外關于橡膠隔震支座的經(jīng)典恢復力模型有：Pan等[7]將隔震支座剪力用恢復力方程和阻尼力方程表示，其中恢復力方程用來描述力與位移滯回關系的骨架曲線，阻尼力方程則用來描繪滯回性能，但是模型中參數(shù)較多，且參數(shù)難以準確確定。Jankowski[8]在Pan模型的基礎上，提出了高阻尼橡膠支座的非線性應變率模型，在模型中考慮了應變和速率的影響，但是無法反映設計壓應力對恢復力的影響。Dall等[9]對高阻尼橡膠隔震支座在不同應變率和幅值下做了大量的水平剪切試驗，基于試驗結果，提出了高阻尼橡膠隔震支座的非線性應變率模型。Bhuiyan 等[10]合理考慮應變率非線性模型，提出高阻尼流變模型。但上述研究均是針對無環(huán)境因素影響下試件或構件的荷載?位移曲線關系，并未考慮耐久性對其恢復力模型的影響，且參數(shù)復雜，針對STP恢復力的計算有一定的局限性，對在熱氧老化、荷載共同作用下STP隔震性能和其恢復力模型的研究鮮有報道。

鑒于此，基于幾何尺寸為180 mm×180 mm×69 mm的72個STP經(jīng)受0，77，154，231，308 h老化時間、5 MPa荷載作用下的擬靜力試驗結果，得到5 MPa荷載作用、不同老化時間下 STP骨架曲線模型和考慮捏攏效應的循環(huán)退化指數(shù)，基于此建立老化?荷載作用下STP恢復力模型。結合試驗結果，對該環(huán)境因素下的恢復力模型進行驗證，從而為老化?荷載作用下STP隔震結構的隔震性能評估提供理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 STP參數(shù)和試驗裝置

STP主要成分為橡膠層、鋼絲網(wǎng)層、卷簾布層等，其中一片輪胎包含著兩層鋼絲網(wǎng)層及一層卷簾布層，其總厚約為1.5 mm。STP試件選取廢舊四季輪胎切割疊放而成，具體參數(shù)如表1所示，STP實物圖如圖1所示，連接方式如圖2所示。

老化加載試驗選用101?3A型電熱恒溫鼓風干燥箱，制作加載模具的Q235鋼板厚度為20 mm，尺寸為280 mm×280 mm，開洞半徑為14 mm，加載模具如圖3所示，熱氧老化過程STP放置位置如圖4所示，STP試件參數(shù)如表2所示。

老化后STP的墻下擬靜力試驗中的豎向加載試驗裝置采用JSKF?IV/31.5?8計算機全數(shù)字伺服液壓機，其在墻下隔震體系的布置方式如圖5所示。其中，N為豎向壓（kN），F(xiàn)為水平擠壓力（kN），V為水平剪力（kN）。水平加載試驗裝置使用MTS微機控制電液伺服加載系統(tǒng)，其加載裝置實物圖如圖6所示。

1.2 老化-荷載試驗依據(jù)

本試驗老化過程參考了文獻[11]的老化性能試驗方法，選取實際環(huán)境溫度為20 ℃，加速老化試驗溫度為100 ℃。

（1）

式中 E為活化能，橡膠材料的取值為90.4 kJ/mol;R為氣體常數(shù)，取8.314 J/（mol·K）; t20為常溫20 ℃下的老化時間（d）;T20為20 ℃下的絕對溫度;t100為100 ℃下的老化時間（d）;T100為100 ℃下的絕對溫度。根據(jù)國內(nèi)外相關標準，村鎮(zhèn)建筑的設計基準期為50年，因此本試驗老化時間以25年為梯度，綜合研究 STP加速老化到100年后的隔震性能。根據(jù)團隊前期對不同設計壓應力及不同尺寸下STP進行的力學性能研究，結果表明：當設計壓應力為5 MPa，STP尺寸為180 mm×180 mm時，其各種力學性能最優(yōu)[2，4]，且設計壓應力5 MPa與當前大量使用的鉛芯橡膠隔震支座（LRB）規(guī)定的設計壓應力相同。

1.3 加載方案

利用JSKF?IV/31.5伺服壓機對水平試驗裝置施加一定的豎向荷載，加載作用線位于上圈梁的中心位置，加載速率為30 kN/min，當設計壓應力達到5 MPa時，保持豎向荷載不變，進行水平向加載試驗，水平向加載方式采用位移控制加載方法，加載速率為2 mm/s，加載位移等級依次為±15，±30，±45，±60 mm，每一級位移加載循環(huán)3次，±60 mm加載循環(huán)完成再加載至+60 mm MTS卸載，讓其依靠STP的回復力自動歸位，并用游標卡尺測量其殘余位移，水平加載方案如圖7所示。

1.4 試驗內(nèi)容

STP試件共72個，試件放置于101?3A型電熱鼓風干燥箱中進行加速老化。老化后的STP均在室溫下放置48 h，再進行擬靜力試驗，STP老化試驗內(nèi)容如表3所示。

2 試驗結果及其分析

2.1 STP破壞特征分析

為便于分析熱氧老化對STP隔震性能的影響，將STP?0?5?5（K）定義為未老化，耦合荷載5 MPa，擬靜力加載豎向設計壓應力5 MPa。圖8反映了擠壓側STP在不同老化時間、荷載5 MPa耦合作用后的破壞圖。在擠壓側的STP，隨著水平推力的增大，變形增長緩慢，當達到一定擠壓變形時，STP產(chǎn)生波浪形扭曲，并伴隨脫膠現(xiàn)象。

對比不同老化時間下擠壓側STP破壞現(xiàn)象可知：未老化下的STP在擬靜力試驗中，其邊角位置基本沒有裂紋，STP整體未發(fā)生翹曲現(xiàn)象，說明STP彈性恢復力良好。在老化25 a時，STP邊角位置出現(xiàn)破壞、底層輪胎彼此之間出現(xiàn)錯層現(xiàn)象，這是因為老化使STP變硬，彈性恢復力減弱，使其復位能力逐漸降低。老化50，75 a時的STP，其邊角位置出現(xiàn)大量的裂縫，邊角翹起，且整體出現(xiàn)波浪形的扭曲，STP側面鋼絲網(wǎng)和橡膠開始局部剝離，層與層之間在邊角部分出現(xiàn)大量的脫空分離裂縫。老化100 a時的STP，其裂縫數(shù)量在胎冠花紋處最多，STP發(fā)生不可恢復的波浪形扭曲變形，此時輪胎中炭黑從橡膠中大量掉落，鋼絲網(wǎng)和簾布層已失去對橡膠的徑向約束。

對比不同老化時間下剪切側STP破壞現(xiàn)象，如圖9可知：未老化作用下STP在剪切側水平力作用下，STP上頂面發(fā)生錯層滑移現(xiàn)象，但整體平整。在老化25 a時，試驗結束后，STP中間出現(xiàn)明顯的S型翹曲和邊角裂縫。在老化50 a時，STP底部單片輪胎發(fā)生較大程度的翹曲、邊角裂縫逐漸延伸，STP側面伴隨明顯的脫膠現(xiàn)象、炭黑開始掉落;在老化75，100 a時，STP邊角裂縫寬大達到2 mm左右，STP鋼絲網(wǎng)與橡膠基本脫離，在裂紋集中區(qū)域，STP出現(xiàn)明顯破壞。

2.2 承載力衰減

用承載力衰減系數(shù)來表征STP承載力與老化時間、位移幅值之間的關系[12]，表4給出了在5 MPa荷載作用時、不同老化時間下STP承載力衰減系數(shù)變化規(guī)律。

由表4可知，在同一位移幅值中，STP試件承載力衰減系數(shù)隨著加載循環(huán)次數(shù)增加而逐漸降低，這是因為STP隨加載循環(huán)次數(shù)的增加，內(nèi)部損傷逐漸積累;個別STP承載力衰減系數(shù)在循環(huán)次數(shù)下無明顯變化，這是因為在加載往復試驗過程中，STP內(nèi)部鋼釘彎曲，引起層間滑移。在相同老化時間下，第2次循環(huán)加載的承載力衰減幅度大于第3次循環(huán)加載，產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是：第2次循環(huán)加載下STP中鋼絲網(wǎng)、簾布層與橡膠出現(xiàn)局部的脫空分離。隨著老化時間的增加，承載力衰減系數(shù)越來越小，承載力發(fā)生顯著降低，說明熱氧老化使STP產(chǎn)生了一定程度的損傷，從而其承載力衰減更為明顯。

2.3 剛度退化

剛度退化曲線如圖10所示，分析STP剛度退化曲線，有以下結論：

1）STP初始抗側水平剛度較大，隨著剪應變的增大，剛度逐漸降低。在剪應變γ=50%之前，剛度退化幅度較小，在γ=50%之后剛度退化曲線陡峭，剛度下降速率較快，幅值較大。

2） 隨著老化時間的增加，STP的初始剛度逐漸增大，這是由于在老化進程中，STP橡膠分子在后期發(fā)生交聯(lián)反應，形成網(wǎng)狀結構，分子量變大，性能變硬變脆[13]。

3） 經(jīng)老化作用后STP的剛度退化速率較未老化STP明顯加快，且隨著老化時間的增加，剛度退化速率相應加快。由圖10可知，STP?100?5?5（K）的剛度退化更為顯著，基本呈線性下降，這是因為隨著老化時間的增加，STP橡膠分子失去彈性，與鋼絲網(wǎng)、簾布層的黏性大幅降低，在循環(huán)往復加載中，三者脫空分離[14]。

2.4 STP滯回曲線分析

圖11為STP在不同老化時間、5 MPa荷載作用后的滯回曲線。取各老化時間下STP滯回曲線的第三循環(huán)數(shù)據(jù)[15]，如圖11（f） STP?X?5?5（K），X為不同老化時間。由圖可知，STP在5 MPa設計壓應力作用下的滯回曲線形狀基本相似，基本都呈“捏攏”型。在位移幅值為正時，STP在不同老化時間下峰值荷載基本相同;在負方向上，其峰值荷載隨老化時間增長而增大。STP在不同位移幅值、不同老化時間下其滯回特性又有以下不同。

比較圖11（a）?（e）可知，隨著老化時間的增加，STP的峰值荷載先增加后減小，在老化時間為50 a時，STP的峰值荷載達到最大的112.70 kN;滯回曲線斜率隨位移幅值增加而減小，表明STP由于內(nèi)部損傷，剛度逐漸退化。隨著老化時間的增加，滯回曲線的捏攏效應更加明顯，說明熱氧老化使STP彈性復位能力逐漸降低，其水平殘余位移增大。STP累計耗能能力在實際老化時間為50 a時達到最大，滿足村鎮(zhèn)建筑設計基準期為50 a內(nèi)的隔震耗能。

由圖11（a）可知，在5 MPa荷載、未老化作用下STP在屈服之前，其荷載?位移呈線性關系，具有完全復位能力，但其耗能較小;當STP屈服后，滯回曲線呈彎弓形并逐漸向右傾斜，STP滯回耗能逐漸增大，出現(xiàn)明顯的強度、剛度退化;滯回曲線由于STP內(nèi)部鋼絲網(wǎng)的斷裂、橡膠與簾布層的脫離，捏攏效應顯著增強。比較圖11（a）和（c）可知，其滯回曲線形狀基本相似，這說明實際老化25，50 a對STP滯回耗能、復位能力以及剛度退化規(guī)律基本無影響。但圖11（c），（d），（e）與圖11（a），（b）相比，STP加載曲線更為陡峭，加卸載剛度明顯提高，根據(jù)文獻[15]對橡膠分子進行電鏡掃描分析，這是由于老化使橡膠表面的交聯(lián)密度提升，橡膠分子的運動狀態(tài)由內(nèi)旋轉(zhuǎn)狀態(tài)變?yōu)殚L鏈狀態(tài);STP的極限承載能力也明顯提高，如試件STP?50?5?5（K）極限承載能力比試件STP?0?5?5（K）提高約5.7%。

3 恢復力模型的建立

3.1 骨架曲線

通過對STP在荷載5 MPa、不同老化時間下的滯回曲線進行分析，得到STP骨架曲線如圖12所示。

由圖12可知，當STP水平位移較小時，老化使STP的剛度較未老化作用下略有升高，這是因為隨著老化時間增加，STP表面橡膠分子的交聯(lián)密度增大[15]。不同老化時間下STP的承載力和剛度在屈服位移之后出現(xiàn)較為明顯的波動;隨著老化時間的增加，其承載力先上升后下降，在實際老化50 a時，承載力達到最大。試件STP?0?5?5（K）屈服后，其骨架曲線有較為明顯的直線段，說明未老化作用下STP有較好的彈性;老化時間越長，骨架曲線平直段逐漸變短，表明老化使STP彈性變形能力逐漸降低。STP極限位移和彈性變形能力隨著老化時間的增加而逐漸降低，STP由彈塑性破壞發(fā)展為脆性破壞，從而STP隔震性能下降。

由圖12可知，在老化?荷載作用后，不同老化時間下STP的恢復力較未加載老化下STP有不同程度的減少，但減少程度均在3%以內(nèi)，骨架曲線都呈三折線骨架曲線模型，說明加荷老化與直接老化作用，對STP恢復力模型基本無影響。

綜上所述，在5 MPa荷載作用下STP承載力、剛度等恢復力模型特征參數(shù)取值發(fā)生變化，但滯回曲線形狀并未改變，故基于試驗結果分析恢復力模型特征參數(shù)與老化?荷載作用的關系，以此來體現(xiàn)老化?荷載作用對STP恢復力特性退化的影響。

因此，本文建立恢復力模型時采用三折線骨架曲線模型表征STP在不同階段的恢復力特性退化;采用基于滯回耗能的循環(huán)退化指數(shù)表征滯回曲線的捏攏效應。骨架曲線如圖13所示，圖中 ，，，，，分別為5 MPa荷載、未老化作用下STP骨架曲線特征點參數(shù)，對應的，，，，， 為5 MPa荷載、不同老化時間下STP骨架曲線特征點參數(shù)。

3.2 老化STP骨架曲線參數(shù)確定

本文將STP?0?5?5（K），STP?50?5?5（K），STP?100?5?5（K）作為基準組，對其54組試驗數(shù)據(jù)進行最小二乘擬合，獲得老化?荷載作用下STP在屈服階段、峰值階段、極限階段的荷載特征值和位移特征值的表達式，分別如下所示：

3.3 模型計算骨架曲線與試驗結果對比

利用式（6）?（11），計算STP?25?5?5（K）和STP?75?5?5（K）骨架曲線特征點，STP特征點對應的理論計算值和試驗值分別見表5和6。由表可知：荷載特征點的最大誤差為0.77%，位移特征點的最大誤差為0.26%，誤差總體很小，表明預測老化?荷載作用下STP特征值的計算是正確的，建立的老化?荷載作用下STP恢復力模型符合其滯回特性規(guī)則。

將恢復力模型骨架曲線計算結果與試驗結果進行比較分析，如圖14所示?？梢钥吹剑簝烧咴诟麟A段吻合較好，且模型計算結果在特征點處基本與試驗值重合，表明本文建立的老化?荷載作用下STP恢復力模型骨架模型是可行的，且此骨架曲線計算模型有一定的適用性。

3.4 熱氧老化下STP恢復力特性分析

為建立能夠表征老化?荷載作用下STP恢復力模型特性退化，需要考慮5 MPa荷載、不同老化時間下STP的捏攏規(guī)則和循環(huán)退化規(guī)則[16]。因此本文建立老化?荷載作用下STP恢復力模型的方法為：結合試驗結果得到循環(huán)退化指數(shù)，通過循環(huán)退化指數(shù)來反映5 MPa荷載、不同老化時間下STP滯回特性退化。本文建立的考慮捏攏效應和滯回特性退化的恢復力模型如圖15所示。循環(huán)退化指數(shù)表達式為[17]

（12）

式中 為5 MPa荷載、不同老化時間下STP試件在第次的滯回耗能，如圖16所示;為5 MPa荷載、不同老化時間下STP試件在第次的累計滯回耗能;為循環(huán)退化速率參數(shù)，參照文獻[18]建議方法取值，取=3/2;為老化?荷載作用下STP試件自身耗能能力，按下式計算

3.5 模型驗證

將STP?25?5?5（K）及STP?75?5?5（K）試驗滯回曲線與本文建立的恢復力模型滯回曲線進行對比，如圖17所示。由圖可知：試驗滯回曲線與模型滯回曲線基本吻合，但仍有一定偏差，主要原因是STP在5 MPa荷載、不同老化時間下STP內(nèi)部不均勻老化，從而試驗工況下其滯回曲線正反向不對稱，而本文建立恢復力模型時，考慮原始骨架曲線正反向荷載和位移特征點是相同的，使得模型滯回曲線在正向與試驗滯回曲線吻合度較高，負向取值總體比試驗值偏小。綜上，本文建立的老化?荷載作用下STP恢復力模型可為后期STP在隔震建筑中的應用提供一定的理論參考。

3.6 滯回耗能驗證

老化?荷載作用下STP耗能能力和位移幅值關系如表7所示。由表7可知，模型計算滯回曲線的單圈滯回耗能能力比試驗值總體偏小。這是因為，本文建立恢復力模型時在STP屈服之前不考慮能量耗散，即屈服點之前恢復力方程按理想彈塑性考慮，但試驗情況下STP屈服之前存在一定的能量損耗。

總體而言，本文提出的老化?荷載作用下STP恢復力模型能夠較好反映STP在5 MPa荷載，不同老化時間作用下的恢復力特性，對熱氧老化作用下STP隔震結構的彈塑性地震反應分析提供理論參考。

4 結 論

（1）通過擬靜力試驗結果表明，老化?荷載作用下的STP試件在峰值荷載前，塑性變形很小，損傷較輕，同級位移水平下，STP強度、剛度隨著老化時間的增加而增大，在實際老化50 a時兩者達到最大;峰值荷載后，STP塑性變形增加，累計損傷增大，STP強度、剛度隨著位移幅值增加而有所降低，并且隨著老化時間的增加退化速率加快。

（2）基于理論分析與試驗結果相結合的方法，提出了考慮不同老化時間影響下的骨架曲線簡化模型，并給出5 MPa荷載、不同老化時間下STP荷載、位移特征點計算模型，為STP在實際隔震建筑中的應用提供一定的理論參考。

（3）引入循環(huán)退化指數(shù)，建立考慮循環(huán)退化效應的老化?荷載作用下廢舊疊層輪胎隔震墊的恢復力模型且試驗滯回曲線與計算滯回曲線吻合較好，較好表征老化?荷載作用下STP滯回耗能特性，在一定程度上驗證了該模型的準確性。研究成果為老化?荷載作用下STP的彈塑性地震反應分析提供理論參考。

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