C形鋼分離式隔震裝置的力學(xué)性能

鐘 瓊， 袁 涌， 李一鳴， 魏 威

(1. 招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院有限公司， 重慶 400067；2. 華中科技大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院， 湖北 武漢 430074)

地震是一種頻發(fā)的自然災(zāi)害，給我國乃至全世界都造成嚴(yán)重的破壞，結(jié)構(gòu)的隔震抗震顯得尤為重要[1,2]。而隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的持續(xù)高速發(fā)展，橋梁作為交通線的樞紐，一旦地震時(shí)遭到破壞將造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失，因此橋梁抗震性能顯得尤為重要[3,4]。而隨著越來越多跨海大跨度橋梁的出現(xiàn)，橋梁結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜，上部荷載巨大，這使得傳統(tǒng)隔震支座的核心構(gòu)件盆式橡膠支座體積越來越大，另外橋梁減隔震支座面臨的環(huán)境更加復(fù)雜，傳統(tǒng)的隔震支座所用材料面臨巨大挑戰(zhàn)[5]。為此，本文介紹了一種新型的橋梁隔震裝置——C形鋼分離式隔震裝置，新支座是在高承載力支座[6]和C形鋼阻尼器支座的基礎(chǔ)上開發(fā)出來的，具有高承載力支座豎向承載力高的優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)利用鋼阻尼器的彈塑性耗能，增強(qiáng)了新支座的水平方向滯回耗能能力。將C形鋼阻尼器支座與高承載力支座結(jié)合使用充分利用了兩者的優(yōu)點(diǎn)，使得新支座具有更優(yōu)良的性能。對于解決連續(xù)梁橋落梁以及曲線橋梁隔震問題有重要意義[7,8]。

本文通過研究首次卸載及反向加載時(shí)支座的力-位移關(guān)系，得到隔震裝置的恢復(fù)力模型。為進(jìn)一步研究隔震裝置的阻尼特性，對裝置進(jìn)行豎向剛度試驗(yàn)、摩擦性能試驗(yàn)和水平力學(xué)性能試驗(yàn)研究。并使用ABAQUS對隔震裝置進(jìn)行數(shù)值模擬，進(jìn)行試驗(yàn)與有限元仿真的對比。

1 C形鋼分離式隔震裝置

1.1 C形鋼分離式隔震裝置構(gòu)造

C形鋼分離式隔震裝置是由高承載力支座與C形鋼阻尼器支座組合而成，該隔震裝置的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

圖1 C形鋼分離式隔震裝置示意

隔震裝置在構(gòu)造上具有以下特點(diǎn)：高承載力支座作為核心受力構(gòu)件，主要作用是承受豎向荷載，包括橋梁自重等靜力荷載以及地震作用、車輛荷載等動(dòng)力荷載。高承載力支座上部有圓形頂板連接橋梁，頂板也起到防止雜物掉落在阻尼間隙。高承載力支座下表面為高分子材料，與鑲嵌在底板的四氟板接觸，兩者間可以自由滑動(dòng)，通過摩擦作用耗散一定的能量。

四對C形鋼阻尼器共同組成了鋼阻尼器支座，均勻分布在高承載力支座四周。鋼阻尼器支座遠(yuǎn)離高承載力支座一側(cè)鉸點(diǎn)全部固定在底板上，靠近高承載力支座一側(cè)鉸點(diǎn)固定在可沿底板自由滑動(dòng)的鋼圈上。在高承載力支座位移大于阻尼間隙時(shí)會(huì)撞擊鋼圈，鋼圈帶動(dòng)所有鋼阻尼器同步位移，鋼阻尼器進(jìn)入工作。底板固定樁為三角形，通過螺栓固定在底板上。C形鋼阻尼器兩端連接環(huán)通過40Cr鋼制銷子連接，連接環(huán)可以繞銷子自由轉(zhuǎn)動(dòng)。鋼阻尼器支座可以拆卸更換，但要保證銷子連接的緊密配合，高承載力支座與底板是分離的，僅通過螺栓和剪切鍵連接到頂板上。

1.2 隔震裝置工作原理

隔震裝置是在保證核心構(gòu)件高承載力支座性能的基礎(chǔ)上開發(fā)的，如圖1所示，通過加入C形鋼阻尼器，在不改變支座豎向性能的前提下，增強(qiáng)了高承載力支座的水平力學(xué)性能。新支座水平力學(xué)性能的改變主要基于充分利用鋼阻尼器的彈塑性耗能來增強(qiáng)傳統(tǒng)減震支座的減震耗能效果。因此，C形鋼阻尼器是新隔震裝置研究重點(diǎn)。

隔震裝置的兩個(gè)部分分別連接主梁和橋墩，高承載力支座連接主梁，C形鋼阻尼器支座與底板一起連接在橋墩上。兩部分之間留有阻尼間隙，間隙寬度根據(jù)橋梁最大溫度變形量設(shè)置。在橋梁主梁發(fā)生由于溫度變化或普通外力引起的位移時(shí)，高承載力支座會(huì)在阻尼間隙滑動(dòng)，并與四氟板之間通過摩擦作用耗能，同時(shí)高承載力支座也會(huì)以初始剛度產(chǎn)生變形，耗散一定的能量[9]。

在強(qiáng)地震荷載作用下，高承載力支座滑動(dòng)會(huì)超出阻尼間隙，接觸到滑動(dòng)鋼圈并推動(dòng)鋼圈一同位移，鋼圈帶動(dòng)所有的鋼阻尼器同步進(jìn)入工作，通過鋼阻尼器將荷載傳遞到橋梁下部結(jié)構(gòu)。在這種狀態(tài)下新支座的耗能途徑有：高承載力支座與四氟板間摩擦作用耗能、高承載力支座剪切變形耗能、C形鋼阻尼器彈塑性變形耗能。多種耗能途徑使新裝置有較大的阻尼，鋼阻尼器除了耗散地震能量還擁有限位的作用，防止發(fā)生落梁震害[10]。另外鋼阻尼器便于拆卸，可以在大震過后進(jìn)行統(tǒng)一更換。

2 C 形鋼分離式隔震裝置恢復(fù)力模型

為了對隔震裝置的力學(xué)特性做進(jìn)一步的研究，接下來對隔震裝置的恢復(fù)力模型進(jìn)行分析。隔震裝置由于幾何對稱性及循環(huán)荷載反對稱性，在循環(huán)加載時(shí)會(huì)表現(xiàn)出重復(fù)的力-位移曲線，只需研究首次循環(huán)加載時(shí)卸載以及反向加載下裝置的力-位移關(guān)系，就可以得出多次循環(huán)加載的情況。因此只需研究首次卸載及反向加載時(shí)支座的力-位移關(guān)系。

裝置卸載及反向加載時(shí)的力-位移曲線與卸載點(diǎn)的位置有關(guān)，假設(shè)加載至鋼阻尼器支座設(shè)計(jì)阻尼位移處卸載，則首次卸載及反向加載時(shí)，根據(jù)等效盆式支座的恢復(fù)力模型，等效盆式支座部分力-位移關(guān)系曲線如圖2，表達(dá)式為：

(1)

式中：Sd，F(xiàn)d為設(shè)計(jì)阻尼位移(mm)和支座滑力(kN)；S，F(xiàn)0y為滑動(dòng)位移(mm)和支座起滑力(kN)；S0y為滑移前位移(mm)；K0，K0h為滑移前水平剛度(kN/mm)和摩擦對應(yīng)的等效剛度(kN/mm)；d0為阻尼間隙(mm)。

圖2 等效盆式支座卸載及反向加載力-位移關(guān)系曲線

卸載時(shí)鋼阻尼器支座發(fā)生了屈服，產(chǎn)生了塑性變形，根據(jù)鋼阻尼器支座的恢復(fù)力模型，卸載時(shí)力-位移曲線斜率為K1，反向加載時(shí)斜率先后為K1，K2，由于包辛格效應(yīng)，反向屈服點(diǎn)與正向最大值點(diǎn)的差值認(rèn)為是2Fy。當(dāng)正向卸載至鋼阻尼器停止變形時(shí)，間隙單元不傳遞荷載，此時(shí)鋼阻尼器有殘余變形，反向加載至間隙單元傳遞荷載時(shí)，鋼阻尼器在殘余應(yīng)變的基礎(chǔ)上反向變形。卸載及反向加載時(shí)鋼阻尼器支座和間隙部分力-位移關(guān)系曲線如圖3，表達(dá)式為：

(2)

式中：K1，K2為初始水平剛度(kN/mm)和屈服后水平剛度(kN/mm)。

圖3 鋼阻尼器支座卸載及反向加載力-位移關(guān)系曲線

隔震裝置的力-位移曲線可以視為以上兩個(gè)部分的疊加，即總水平力F=f1+f2。根據(jù)裝置各參數(shù)的數(shù)值可以確定Fd/K0>Fy/K0=Sy>2S0y，于是得到裝置各位移區(qū)間力-位移關(guān)系曲線如圖4，表達(dá)式為：

(3)

圖4 隔震裝置卸載及反向加載力-位移關(guān)系曲線

從圖4可以看出新支座卸載及反向加載過程可以分為五個(gè)階段：

Ⅰ段，隨著加載位移開始反向，等效盆式支座和鋼阻尼器支座的水平力開始減小，兩者以各自的初始剛度恢復(fù)變形，因此這一階段新支座的水平剛度為(K0+K1)，第一階段持續(xù)直到等效盆式支座反向屈服。

Ⅱ段，等效盆式支座反向屈服，屈服后剛度為零，此時(shí)鋼阻尼器支座還未完全卸載，新支座的水平剛度為K1，這一階段持續(xù)到鋼阻尼器支座完全卸載，即鋼阻尼器支座水平力為零。此時(shí)鋼阻尼器還有殘余變形，間隙單元進(jìn)入工作。

Ⅲ段為間隙單元工作階段，鋼阻尼器支座水平力為零，等效盆式支座屈服，因此這一階段隔震裝置水平剛度為零，水平力大小為等效盆式支座起滑力，水平位移長度為2d0。

Ⅳ段，間隙單元退出工作，鋼阻尼器支座進(jìn)入反向加載，隔震裝置水平剛度為K1，這一階段持續(xù)直到鋼阻尼器支座反向屈服。

Ⅴ段，鋼阻尼器支座發(fā)生屈服，隔震裝置以水平剛度K2繼續(xù)變形，位移增大直到鋼阻尼器設(shè)計(jì)位移，即裝置最大位移。此時(shí)裝置水平力與正向加載到最大位移處相等，可見隔震裝置反向卸載點(diǎn)與正向卸載點(diǎn)的水平力大小相等。

隔震裝置首次反向卸載及第二次正向加載的規(guī)律同正向卸載和反向初次加載，只不過由于每次卸載后鋼阻尼器支座會(huì)有殘余塑性應(yīng)變，因此第二次正向加載的曲線會(huì)偏離首次加載的曲線。之后循環(huán)多次加載和卸載的力-位移關(guān)系曲線都會(huì)按照同樣的路徑，隔震裝置的恢復(fù)力模型如圖5所示。

圖5 隔震裝置恢復(fù)力模型

圖5中，各線段對應(yīng)的水平位移量為：SAB=SA′B′=2S0y，SBC=SB′C′=Fd/K1-2S0y，SCD=SC′D′=2d0，SDE=SD′E′=2Fy/K1-Fd/K1，SEA=SE′A′=2(Sd-Fy/K1)。

3 C形鋼分離式隔震裝置力學(xué)性能試驗(yàn)研究

3.1 隔震裝置水平力學(xué)性能試驗(yàn)概況

在得到C形鋼分離式隔震裝置恢復(fù)力模型后，為了更好地研究C形鋼分離式隔震裝置的阻尼性能，對裝置進(jìn)行了隔震裝置水平力性能試驗(yàn)，本試驗(yàn)在華中科技大學(xué)土木工程檢測中心的壓剪試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行，壓剪試驗(yàn)系統(tǒng)如圖6所示，該試驗(yàn)系統(tǒng)為豎向加載最大25000 kN，水平加載最大±2800 kN，水平行程±600 mm的伺服壓剪試驗(yàn)機(jī)。

圖6 試驗(yàn)加載裝置

本試驗(yàn)中主要試樣為高承載力支座一個(gè)(圖7)，C形鋼阻尼器支座一個(gè)(圖8)。其中高承載力支座直徑為420 mm，高度為130 mm，膠層厚度65 mm，設(shè)計(jì)壓應(yīng)力30 MPa。上封頂板預(yù)留螺栓孔位和剪切鍵槽，側(cè)面和下表面全部膠封。鋼阻尼器支座由兩組C形鋼阻尼器組成，C形鋼阻尼器均勻布置，與加載方向夾角45°，C形鋼阻尼器半徑為250 mm，最大截面寬度為75 mm，厚度為50 mm。C形鋼阻尼器支座底板中心為7 mm厚的四氟板。

圖7 高承載力支座

圖8 C形鋼阻尼器支座

試驗(yàn)時(shí)，先吊裝高承載力支座至機(jī)臺(tái)，與機(jī)臺(tái)上頂板連接，再吊裝C形鋼阻尼器支座，與機(jī)臺(tái)下底板連接。連接好機(jī)臺(tái)后對鋼阻尼器支座滑動(dòng)鋼圈初始位置進(jìn)行標(biāo)記，以便判斷鋼阻尼器支座殘余塑性變形的值。試驗(yàn)前應(yīng)保證高承載力支座位于C形鋼阻尼器支座四氟板正中心。支座試驗(yàn)裝置如圖9所示。

圖9 C形鋼分離式隔震裝置

3.2 隔震裝置水平力學(xué)性能試驗(yàn)過程及結(jié)果分析

隔震裝置水平力學(xué)性能試驗(yàn)加載工況見表1，根據(jù)JT/T 843-2012《公路橋梁彈塑性剛減震支座》規(guī)范[11]要求，試驗(yàn)時(shí)采用正弦波加載，平均加載速度2 mm/s。水平力學(xué)性能試驗(yàn)時(shí)，豎向荷載保持為支座豎向設(shè)計(jì)荷載的70%，即2508.8 kN。共進(jìn)行4個(gè)工況試驗(yàn)，分為標(biāo)準(zhǔn)位移-荷載試驗(yàn)以及超載位移-荷載試驗(yàn)，其中標(biāo)準(zhǔn)位移-荷載試驗(yàn)水平位移加載5圈，超載位移-荷載試驗(yàn)水平位移加載3圈。

表1 隔震裝置水平力學(xué)性能試驗(yàn)加載工況

注：本試驗(yàn)所使用的鋼阻尼器支座設(shè)計(jì)位移Sd為60 mm

試驗(yàn)過程中，每完成一個(gè)工況后停止試驗(yàn)，觀察裝置各部位變化。開始下一工況試驗(yàn)前，對中C形鋼阻尼器支座，盡量消除鋼阻尼器殘余變形。試驗(yàn)時(shí)觀察高承載力支座和鋼阻尼器支座無破壞跡象，進(jìn)行超載試驗(yàn)時(shí)鋼阻尼器表面保持完整，沒有開裂現(xiàn)象。試驗(yàn)加載速度較慢，加載時(shí)間較長，試驗(yàn)完成后測量摩擦面溫度與試驗(yàn)環(huán)境溫度一致。試驗(yàn)所得C形鋼分離式隔震裝置滯回曲線如圖10～13所示。

圖10 水平位移65 mm滯回曲線

圖11 水平位移80 mm滯回曲線

圖12 水平位移110 mm滯回曲線

圖13 水平位移122 mm滯回曲線

圖10為水平位移65 mm滯回曲線，此時(shí)鋼阻尼器未發(fā)生屈服，裝置位移50 mm時(shí)鋼阻尼器支座進(jìn)入工作。卸載時(shí)支座水平剛度先大后小，與理論分析結(jié)果一致。

圖11為水平位移80 mm滯回曲線，圖中看不出鋼阻尼器發(fā)生屈服。鋼阻尼器支座的屈服位移為21 mm，裝置的屈服位移為71 mm。實(shí)際試驗(yàn)中因?yàn)楦叱休d力支座本身變形，螺栓連接不緊密等因素影響，在80 mm水平位移滯回曲線中看不到明顯的鋼阻尼器支座屈服。

圖12為水平位移110 mm滯回曲線，該曲線中可以看到鋼阻尼器支座在水平位移80 mm附近發(fā)生屈服，曲線可以和理論分析恢復(fù)力模型相對應(yīng)。正向加載時(shí)隔震裝置水平剛度變化呈現(xiàn)四個(gè)階段，正向卸載及反向加載時(shí)支座水平剛度變化呈現(xiàn)五個(gè)階段，可以明顯看到阻尼間隙d0，第二次正向加載時(shí)因?yàn)橛袣堄嗨苄宰冃未嬖?，鋼阻尼器支座在位?0 mm時(shí)進(jìn)入工作。

圖13為水平位移122 mm滯回曲線，相比水平位移110 mm的滯回曲線，可以看到第二次正向加載時(shí)鋼阻尼器支座更早進(jìn)入工作。

表2給出了裝置基本力學(xué)特性，表中屈服位移為滯回曲線第一圈與第三圈的第一個(gè)交點(diǎn)處水平位移，屈服力為該點(diǎn)對應(yīng)的水平力。不同工況下裝置屈服力基本保持一致，屈服力即裝置滑動(dòng)摩擦力，試驗(yàn)時(shí)豎向荷載實(shí)際值為2550 kN，按照豎向荷載的3‰扣除實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)摩擦，滑動(dòng)摩擦系數(shù)小于0.03。裝置水平等效剛度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，開始增大是因?yàn)殇撟枘崞鳑]有屈服，在鋼阻尼器彈性階段裝置剛度較大，隨后減小是因?yàn)殇撟枘崞髑S著水平位移的增大水平力增加緩慢。裝置等效阻尼比呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，鋼阻尼器處于彈性階段時(shí)，裝置彈性應(yīng)變勢能較小，因此等效阻尼比大；鋼阻尼器屈服后，隨著水平位移增大，裝置一個(gè)循環(huán)的滯回曲線包絡(luò)面積不斷增大，因此等效阻尼比增大。

表2 隔震裝置基本力學(xué)特性

此外，由于高承載力支座自身的剪切變形，C形鋼分離式隔震裝置二次彈性階段剛度試驗(yàn)值相比理論計(jì)算值有所降低，理論計(jì)算值為14.17 kN/mm，試驗(yàn)值為7.2 kN/mm。圖14為試驗(yàn)后的高承載力支座。

圖14 試驗(yàn)后的高承載力支座

高承載力支座和四氟板試驗(yàn)后摩擦面如圖15所示，高承載力支座底部除了中心沿位移方向有一條劃痕之外，其他地方保持完整，劃痕是四氟板中心固定螺絲處凹槽導(dǎo)致的。四氟板表面光滑，沒有劃痕，儲(chǔ)硅脂槽沒有雜物。

圖15 試驗(yàn)后的四氟板

鋼阻尼器試驗(yàn)后如圖16所示，局部表面有掉渣現(xiàn)象，鋼阻尼器表面沒有裂縫，銷子連接處保持完整，因此可以判斷鋼阻尼器在試驗(yàn)過程中能夠充分發(fā)揮作用。

圖16 試驗(yàn)后的C形鋼阻尼器

綜合分析隔震裝置水平力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果可以得出，C形鋼分離式隔震裝置滯回特性穩(wěn)定，隨著裝置位移增大，等效阻尼比持續(xù)增大，耗能效果良好。

4 試驗(yàn)與有限元仿真對比

對裝置設(shè)計(jì)位移下試驗(yàn)結(jié)果與有限元仿真結(jié)果進(jìn)行對比，以確定C形鋼阻尼分離式支座設(shè)計(jì)是否合理，試驗(yàn)過程中鋼阻尼器是否正常工作。

使用有限元分析軟件ABAQUS進(jìn)行C形鋼分離式隔震裝置建模，鋼阻尼器支座由兩組鋼阻尼器組成，鋼阻尼器的設(shè)計(jì)參數(shù)為：半徑為250 mm，最大寬度為75 mm，cosα0=0.125，厚度為50 mm。鋼材選用Q345B，彈性模量為2.05×102GPa，泊松比0.3，屈服后剛度比0.04。高承載力支座與四氟板之間的摩擦作用通過摩擦單元模擬，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.03，摩擦剛度設(shè)置為17.6 kN/mm，按照豎向設(shè)計(jì)荷載的70%來設(shè)置高承載力支座承受的豎向荷載[12]。高承載力支座通過可變形殼單元模擬，設(shè)置合理的彈性剛度使得有限元仿真過程中高承載力支座變形量與試驗(yàn)中相同，有限元分析中控制高承載力支座的變形量為10 mm[13]。連接鋼阻尼器的滑動(dòng)鋼圈用彈性模量非常大的殼單元來模擬，近似剛體。在這兩個(gè)單元之間設(shè)置50 mm的間隙。

有限元分析與試驗(yàn)所得隔震裝置在水平往復(fù)荷載作用下的滯回曲線如圖17中所示。

圖17 試驗(yàn)值與有限元仿真結(jié)果對比

對比圖17中兩條曲線可以發(fā)現(xiàn)：

試驗(yàn)值與有限元仿真值吻合非常好，兩條曲線各階段剛度與拐點(diǎn)位置基本一致，說明支座設(shè)計(jì)比較合理，鋼阻尼器能夠正常工作。試驗(yàn)值第一次正向加載一次屈服階段水平力較大，這是由于試驗(yàn)時(shí)存在最大靜摩擦力。

兩條曲線第一次正向加載與第二次正向加載呈現(xiàn)相同的規(guī)律，包括屈服位置與最大滯回力，說明有限元仿真所使用的鋼材本構(gòu)能夠準(zhǔn)確反映Q345B鋼材在往復(fù)荷載作用下的力學(xué)特性。

高承載力支座自身變形并不提供阻尼力，從效果上來說僅起到削弱鋼阻尼器支座剛度的作用。因此理論分析時(shí)，鋼阻尼器屈服前可以將高承載力支座的變形量計(jì)入鋼阻尼器支座的屈服位移，即相當(dāng)于鋼阻尼器支座屈服位移增大了。屈服后理論分析同樣可以這樣處理，只需確定隔震裝置水平力的值以及該值對應(yīng)的高承載力支座的變形量，減去高承載力支座的變形量即為鋼阻尼器支座實(shí)際位移。

5 結(jié) 論

金屬阻尼器具有良好的耗能能力，本文開發(fā)了一種新型隔震裝置——C形鋼分離式隔震裝置，將高承載力支座與彈塑性鋼阻尼器結(jié)合，采取理論推導(dǎo)和試驗(yàn)相結(jié)合的方法，主要研究了該隔震裝置的水平力學(xué)性能，得出如下結(jié)論：

(1)將C形鋼阻尼器的力-位移關(guān)系曲線簡化為雙線性力學(xué)模型，確定了雙線性力學(xué)模型的主要參數(shù)，以雙線性模型為骨架曲線建立了C形鋼阻尼器的恢復(fù)力模型。

(2)提出C形鋼分離式隔震裝置，介紹其構(gòu)造特點(diǎn)以及工作原理，裝置可以分為兩個(gè)部分，即承受豎向荷載的核心部件高承載力支座和承受主要水平荷載的C形鋼阻尼器支座。在研究了C形鋼阻尼器力學(xué)性能的基礎(chǔ)上，根據(jù)幾何關(guān)系推導(dǎo)了鋼阻尼器支座的力學(xué)性能。

(3)對C形鋼分離式隔震裝置進(jìn)行試驗(yàn)研究，完成了豎向剛度試驗(yàn)、摩擦性能試驗(yàn)、水平力學(xué)性能試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，C形鋼分離式隔震裝置滯回特性穩(wěn)定，隨著裝置位移增大，等效阻尼比持續(xù)增大，裝置的耗能效果良好。