組合隔震裝置力學性能試驗研究

李玉琳趙玉鵬范夕森韓保潤李瑩

(1.山東青年政治學院 現(xiàn)代服務(wù)學院，山東 濟南250103；2.濟寧海達融創(chuàng)置業(yè)有限公司，山東 濟寧272073；3.山東建筑大學 土木工程學院，山東 濟南250101；4.山東建大工程鑒定加固研究院，山東 濟南250010)

0 引言

隔震建筑的隔震層要求有較小的水平剛度、足夠的恢復(fù)力和一定的阻尼。在地震作用下，其上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)顯著減小，但隔震層會產(chǎn)生較大的位移，阻尼裝置在隔震層位移過程中消耗地震能量。鉛芯橡膠隔震支座中的鉛芯是提供阻尼的元件，但其生產(chǎn)和使用會有一定的環(huán)境污染，因此需要探究與天然橡膠支座配套使用的阻尼裝置，以替代鉛芯的作用。將位移相關(guān)型的金屬阻尼器與天然橡膠支座組成隔震層，前者的初始剛度可以幫助后者抵抗風荷載和微小地震的影響，其阻尼可以增強隔震層的耗能能力，從而減小上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)[1]。

1992年，李樹信等[2]研究了軟鋼實體圓錐棒的限位、消能性能，提出了軟鋼實體圓錐棒的剛度、強度的計算公式；另外，姚謙峰[3]分析了軟鋼U型帶片的限位和消能性能，提出了U型帶片的強度、剛度計算公式，給出了U型帶片的彎曲半徑、板厚、板寬以及外伸長度較為理想的取值范圍；趙世峰等[4]組合了軟鋼棒與疊層橡膠支座，形成一種帶限位鋼棒的夾層橡膠隔震墊，通過模擬分析組合支座在罕遇地震作用下的力學性能，提出限位鋼棒也可以作為安全儲備成為結(jié)構(gòu)抗震第二道防線的結(jié)論；郝紅肖等[5]研制了一種S型鋼阻尼裝置，運用試驗和數(shù)值分析方法，分析該阻尼器有較高的初始剛度和塑性變形能力，有良好的多向耗能能力，在縱向和橫向好能作用基本一致；張令心等[6]優(yōu)化了菱形開孔剪切性金屬阻尼器的形狀，提出了按受彎受剪條件下屈服強度相等的曲線確定菱形金屬阻尼器的形狀，研究發(fā)現(xiàn)優(yōu)化形狀的菱形鋼板阻尼器塑型分布更加均勻，面內(nèi)變形能力有所提高；陳云等[7]提出了一種環(huán)形Q235鋼板阻尼器，通過低周反復(fù)加載試驗，發(fā)現(xiàn)該阻尼器能實現(xiàn)多截面屈服，有大變形能力，飽和的滯回環(huán)和優(yōu)良的抗疲勞能力，在試驗研究基礎(chǔ)上，提出了此類鋼板阻尼器的力學性能計算式和恢復(fù)力模型，研發(fā)了一種內(nèi)外環(huán)的分級屈服型金屬阻尼器[8]，運用低周反復(fù)加載試驗研究了其滯回性能、等效粘滯阻尼和抗疲勞性能，提出了三折線的力學模型，建立了骨架曲線性能點的計算公式。

合金阻尼器的研究主要集中在形狀記憶合金阻尼器的力學性能和減震效果上[9-10]，鋅鋁合金具有常溫下超塑性特性，有較好的變形能力，可以制成阻尼器。學者們通過數(shù)值分析方法，研究了Zn-22Al合金阻尼器的性能，結(jié)果表明，Zn-22Al合金具有很好的延伸率，在變形過程中沒有明顯的拉伸硬化，是制作減震阻尼器的理想材料[11-14]。文章旨在研究一種合金阻尼器，用以替代鉛芯橡膠支座的鉛芯，并通過低周反復(fù)加載試驗，研究Zn-22Al合金棒阻尼器及其與天然橡膠支座組成的組合裝置的力學性能。

1 棒型合金阻尼器力學性能試驗研究

1.1 Zn-22Al合金棒形阻尼器的制備

等截面棒體耗能元件的長細比對其性能影響較大[15]，所以需要根據(jù)棒形元件長細比的要求、橡膠支座的高度、安裝條件等因素，確定合金阻尼器的幾何尺寸。

用R-45型石墨坩堝在650℃的熔煉溫度下將22%的A00電解鋁和78%的0號蒸餾鋅熔化，除渣除氣處理后攪拌均勻，靜止10 min，熔液在600℃時澆筑到金屬模具里，得到Φ92×340的Zn-22Al合金坯錠。Zn-22Al合金的鑄態(tài)組織為粗大的樹枝晶，存在嚴重的成分偏析，適當?shù)臒崽幚砜筛纳其\鋁合金的穩(wěn)定性[9]，獲得良好的力學性能和阻尼性能。擠壓可以使初生的樹枝狀富鋁相細化[16]，Zn-22Al合金的塑性會有大幅度提高。

將Zn-22Al合金坯錠放入加熱爐，在360℃下固溶處理24 h，在250～290℃溫度間擠壓成直徑為Φ20×81的合金棒，冷卻后經(jīng)過機加工，形成棒形Zn-22Al合金阻尼器，如圖1所示。

圖1 棒型合金阻尼器試件圖

1.2 棒型合金阻尼器力學性能試驗

棒型合金阻尼器的力學性能通過低周反復(fù)加載試驗研究，試驗裝置如圖2所示。將合金阻尼器試件10固定在連接件7和底座12之間，液壓伺服作動器4通過球形鉸轉(zhuǎn)換頭5與7相連，千斤頂6施加豎向荷載，并起到限位調(diào)節(jié)作用。調(diào)整千斤頂6使阻尼器不受豎向力作用，連接件7的左右設(shè)置了約束裝置，以保證僅發(fā)生水平位移。通過作動器施加水平荷載，加載制度采用位移控制的等幅加載，位移增幅為5 mm，每級荷載循環(huán)一周，位移計9記錄水平位移。

試驗中側(cè)向位移加載到10 mm時，棒型合金阻尼器上、下端截面處出現(xiàn)一圈較小的彈塑性變形；加載到25 mm時，阻尼器下端截面開始產(chǎn)生裂縫；而加載到40 mm時，阻尼器上端截面處開始產(chǎn)生頸縮；加載到65 mm時，阻尼器在套絲位置“被剪斷”，失去耗能作用。

圖2 合金阻尼器力學性能試驗裝置圖

1.3 結(jié)果分析

低周反復(fù)加載試驗得到的3組棒型合金阻尼器滯回曲線和骨架曲線分別如圖3、4所示。3組滯回曲線飽滿，說明試件在低周反復(fù)荷載作用下，有明顯的塑性變形能力。骨架曲線正負向基本對稱，有明顯的屈服點和剛度退化點。

圖3 3組合金阻尼器試驗滯回曲線圖

圖4 3組合金阻尼器試驗骨架曲線圖

3組棒型合金阻尼器的剛度退化曲線，如圖5所示。可以看出，阻尼器具有一定的初始剛度，能夠抵抗建筑物正常使用過程中風荷載和小震作用的影響，隨著位移的增加，剛度有明顯退化后趨于平緩。

圖5 3組合金阻尼器試驗剛度退化曲線圖

根據(jù)滯回曲線，棒型合金阻尼器的等效粘滯阻尼系數(shù)由式(1)表示為

式中ζeq為等效粘滯阻尼系數(shù)；S(ABC+ACD)為圖6中的滯回曲線包圍的面積，mm2；S(OBE+OCF)為兩個三角形面積之和，mm2。3組阻尼器等效粘滯阻尼系數(shù)為0.22～0.35，計算結(jié)果如圖7所示。

圖6 合金阻尼器等效粘滯阻尼系數(shù)圖

圖7 3組合金阻尼器試驗等效粘滯阻尼系數(shù)曲線圖

棒型合金阻尼器的延性系數(shù)由式(2)表示為

式中μ為延性系數(shù)；Δu為極限位移，取棒型合金阻尼器的承載力下降到85%時所對應(yīng)的位移，mm；Δy為屈服位移，取初始屈服時所對應(yīng)的位移，mm。

計算棒型合金阻尼器的延性系數(shù)為11.4～11.7，說明阻尼器具有良好的延性。

2 組合隔震裝置力學性能試驗研究

組合隔震裝置由2個LNR200型天然橡膠支座和2個Zn-22Al棒形合金阻尼器組成，其剛度和阻尼通過低周反復(fù)加載試驗獲得，試驗裝置如圖8所示。根據(jù)GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[17]的規(guī)定，按隔震支座的壓應(yīng)力8 MPa確定豎向荷載，考慮鋼筋混凝土梁及分配梁等輔助設(shè)備的重量，通過千斤頂施加豎向荷載492 kN，通過液壓伺服作動器水平加載，采用位移控制的等幅加載制度，位移增幅為5 mm，每級荷載循環(huán)一周。

僅對2個天然天然橡膠支座進行低周反復(fù)加載試驗，再安裝2個Zn-22Al棒形合金阻尼器，對組合裝置的進行低周反復(fù)加載試驗，記錄兩個過程的荷載—位移滯回曲線。側(cè)向位移加載到10 mm時，棒型合金阻尼器的上、下端截面處出現(xiàn)一圈較小的彈塑性變形；加載到30 mm時，1個阻尼器端截面產(chǎn)生細微裂縫；加載到45 mm時，1個阻尼器上端截面產(chǎn)生頸縮；加載到60 mm時，阻尼器上端截面發(fā)生破壞；繼續(xù)加載到70 mm，另一個阻尼器也會遭到破壞。

兩次試驗的滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線和等效粘滯阻尼系數(shù)對比如圖9所示。

圖8 組合隔震裝置力學性能試驗裝置圖

圖9 天然橡膠支座和組合隔震裝置的力學性能對比曲線圖

組合裝置的滯回曲線比天然橡膠支座更加飽滿，有明顯的耗能能力；天然橡膠支座的骨架曲線基本為直線，接近彈性，組合裝置的骨架曲線正負向基本對稱，有明顯的剛度退化現(xiàn)象；天然橡膠支座的剛度基本是常數(shù)，而組合裝置的剛度退化曲線有初始的急劇下降段和平緩下降段；組合裝置的粘滯阻尼系數(shù)比天然橡膠支座有所增加。

3 組合隔震裝置力學性能的數(shù)值分析與試驗結(jié)果對比

3.1 合金阻尼器的分析模型

運用ABAQUS軟件，將Zn-22Al合金材料屬性簡化為雙線性強化模型，棒形阻尼器選用三維實體模型，采用掃略方式進行網(wǎng)格劃分，單元類型采用八結(jié)點六面體單元(C3D8R)。下端截面設(shè)置為固定，上端面固定x、y向的平動及3個方向的轉(zhuǎn)動，在z向設(shè)置彈簧和阻尼器，模擬天然橡膠支座，彈簧剛度和阻尼取試驗得到的橡膠支座等效剛度(311 kN/mm)和阻尼(0.1)，沿z方向分步施加位移。

棒型合金阻尼器側(cè)向位移為30和45 mm的等效塑性應(yīng)變云圖如圖10所示，彈塑性變形首先發(fā)生在上、下變截面處，隨著位移的增加，塑性變形區(qū)由變截面處向上、下兩側(cè)發(fā)展，直至在端截面發(fā)生頸縮。

圖10 棒型阻尼器等效塑性應(yīng)變云圖

3.2 數(shù)值分析與試驗結(jié)果對比

數(shù)值分析方法計算Zn-22Al棒型合金阻尼器的骨架曲線、剛度退化曲線和等效粘滯阻尼系數(shù)，與試驗結(jié)果的對比如圖11所示，數(shù)值分析結(jié)果與試驗結(jié)果相吻合。

同樣的，數(shù)值分析方法求得組合隔震裝置的骨架曲線、剛度退化曲線和等效粘滯阻尼系數(shù)，與試驗結(jié)果的對比如圖12所示，其結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)相吻合。

圖11 3組合金阻尼器試驗與數(shù)值分析結(jié)果對比曲線圖

圖12 組合隔震裝置力學性能數(shù)值分析與試驗結(jié)果對比曲線圖

3.3 組合隔震裝置的力學參數(shù)確定

組合隔震裝置是由Zn-22Al棒型合金阻尼器與天然橡膠支座組合而成，阻尼器不承擔豎向荷載。因此，組合裝置的豎向剛度就是天然橡膠支座的豎向剛度，其水平剛度等于阻尼器和天然橡膠支座水平的剛度之和，計算與試驗結(jié)果的對比曲線如圖13所示，組合裝置的剛度也隨位移的增加有明顯的退化現(xiàn)象。

根據(jù)滯回環(huán)計算的組合隔震裝置的等效粘滯阻尼系數(shù)略高于阻尼器和天然橡膠支座的阻尼系數(shù)之和，將兩組數(shù)據(jù)在MATLAB軟件中采用最小二乘法進行線性擬合方分析，得到組合裝置的阻尼系數(shù)由式(3)表示為

式中ζcb為組合隔震裝置的等效阻尼系數(shù)；ζa為Zn-22Al合金阻尼器等效阻尼系數(shù)；ζb為天然橡膠支座等效阻尼系數(shù)。

式(3)的計算結(jié)果與試驗值對比如圖14所示，二者較吻合，這說明組合隔震裝置的等效粘滯阻尼系數(shù)與二者的阻尼系數(shù)之和成線性關(guān)系。由兩個直徑200 mm的天然橡膠支座和兩個高度為81 mm的直棒阻尼器組成的組合裝置，相應(yīng)于100%應(yīng)變的等效剛度為1.041 kN/mm，等效阻尼系數(shù)為0.078。實際工程中，可以通過調(diào)整尼器的數(shù)量來調(diào)節(jié)組合隔震裝置的力學性能，以期獲得較好的隔震效果。

圖13 組合隔震裝置的剛度計算曲線圖

圖14 組合隔震裝置的等效粘滯阻尼系數(shù)圖

4 結(jié)論

針對Zn-22Al合金制成的棒形阻尼器，采用低周反復(fù)加載試驗和數(shù)值分析方法，研究了Zn-22Al棒型合金阻尼器以及與天然橡膠支座組成的組合隔震裝置的力學性能，計算了組合隔震裝置的剛度和等效阻尼系數(shù)，得出如下結(jié)論:

(1)Zn-22Al棒型合金阻尼器在水平往復(fù)荷載作用下，上、下兩端率先屈服，塑性變形區(qū)域集中在受彎矩和剪力共同作用的上下端部區(qū)域，而且Zn-22Al棒型合金阻尼器有一定的初始剛度，能夠抵抗風荷載和微小地震作用的影響，滯回曲線飽滿，能量耗散系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)較大，有較好的耗能能力。

(2)Zn-22Al棒形合金阻尼器與天然橡膠支座組成的組合隔震裝置滯回曲線飽滿，剛度和等效效粘滯阻尼系數(shù)高于天然橡膠隔震支座；組合隔震裝置的剛度等于阻尼器與天然橡膠隔震支座的剛度之和，等效粘滯阻尼系數(shù)與二者粘滯阻尼系數(shù)之和成線性關(guān)系。