齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置性能試驗(yàn)研究與應(yīng)用

彭凌云， 尹祎文， 石路煒， 孫天威， 康迎杰

(1.北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)試驗(yàn)室， 北京 100124； 2.清華大學(xué)土木工程系， 北京 100084)

墻式金屬阻尼器是一種位移相關(guān)型阻尼器[1]，具有安裝方便、層間位移利用率高且造價(jià)低廉等特點(diǎn). 常用的墻式金屬阻尼器為剪切鋼板阻尼器[2]，主要通過腹板軟鋼的剪切屈服變形消耗地震能量. Nakashima等[3]設(shè)計(jì)并研究了低屈服點(diǎn)剪切鋼板阻尼器，試驗(yàn)結(jié)果表明，其滯回性能穩(wěn)定，耗能效果較好，但試驗(yàn)過程中鋼板出現(xiàn)累計(jì)損傷導(dǎo)致破壞. 李鋼[4]對(duì)多種形式的軟鋼阻尼器進(jìn)行了擬靜力加載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，阻尼器具有較好的滯回性能，但試驗(yàn)結(jié)束后阻尼器存在累計(jì)疲勞損傷，不利于震后修復(fù)且穩(wěn)定性較差. Zhang等[5]采用腹板削弱的方法克服剪切鋼板阻尼器四角應(yīng)力集中問題，提高延性，但也有可能導(dǎo)致腹板剛度不足而產(chǎn)生拉裂或平面外失穩(wěn).

與金屬材料鋼材相比，鉛合金的延展性更為突出，常溫下能夠動(dòng)態(tài)回復(fù)再結(jié)晶[6-7]，可在不同位移幅值下循環(huán)幾千次不發(fā)生斷裂，阻尼力穩(wěn)定，無須維護(hù). 李冀龍等[8]推導(dǎo)了鉛剪切阻尼器的2個(gè)阻尼力滯回模型，給出不同極限阻尼力條件下的鉛剪切阻尼器的設(shè)計(jì)方案. 彭凌云等[9]提出一種板式剪切型鉛阻尼器，試驗(yàn)結(jié)果表明，該阻尼器滯回性能穩(wěn)定，阻尼器的屈服力由剪切鉛塊的剪切面積決定. 王寶順等[10]對(duì)傳統(tǒng)板式鉛剪切阻尼器進(jìn)行改進(jìn)，設(shè)計(jì)并研究了大行程板式鉛剪切阻尼器，耗能能力和耗能穩(wěn)定性更優(yōu).

針對(duì)剪切鋼板阻尼器目前存在的問題，結(jié)合鉛合金性能優(yōu)點(diǎn)，提出一種基于鉛合金制作的齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置. 利用鉛合金常溫動(dòng)態(tài)重結(jié)晶的優(yōu)良特性，并通過合理的齒輪傳動(dòng)構(gòu)造設(shè)計(jì)，有效解決地震作用后累計(jì)損傷以及大行程不足的問題. 設(shè)計(jì)并制作齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置，通過靜力往復(fù)加載試驗(yàn)研究該減震裝置的滯回性能和疲勞性能，并通過算例分析驗(yàn)證安裝該減震裝置的典型框架結(jié)構(gòu)抗震性能.

1 齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置

1.1 工作機(jī)理

齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置主要利用鉛合金良好的延展性并通過齒輪與齒條的配合有效解決行程不足問題，其在消能子結(jié)構(gòu)中的布置形式如圖1所示. 圖中Fd為齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置所提供的阻尼力，裝置上下連接具有足夠剛度的剪力墻. 在風(fēng)荷載或小震作用下，減震裝置處在彈性狀態(tài)不發(fā)生剪切變形；在中震或大震作用下，上部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生水平位移，減震裝置上下連接板發(fā)生相對(duì)錯(cuò)動(dòng)，齒條驅(qū)動(dòng)齒輪轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)而核心耗能部件齒輪腔體內(nèi)的鉛合金產(chǎn)生環(huán)向剪切變形，達(dá)到耗能的目的，避免或減小了主體結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng).

圖1 布置形式Fig.1 Damper layout

1.2 齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置構(gòu)造

1—剪切軸； 2—法蘭盤； 3—鉛合金； 4—齒輪. 圖2 核心耗能部件Fig.2 Core energy dissipation unit

本裝置核心耗能部件主要由齒輪、鉛合金、剪切軸和法蘭盤4個(gè)部分組成(如圖2所示)，M為核心耗能部件所提供的剪切鉛屈服扭矩. 其中齒輪采用內(nèi)開花鍵形式，可以更好地嵌固鉛合金. 剪切軸穿過齒輪和2個(gè)法蘭盤，通過螺栓連接法蘭盤與齒輪的同時(shí)將剪切軸固定在齒輪與法蘭盤間，在剪切軸與齒輪花鍵間形成一個(gè)封閉空腔，可有效防止鉛體泄露. 為保證鉛合金的密實(shí)度和與剪切軸的貼合度，將熔融狀態(tài)的鉛合金由圖2剖面B-B中箭頭方向灌入，在封閉空腔內(nèi)形成密實(shí)良好的鉛合金.

試件整體裝配形式如圖3所示，由側(cè)板、底板、帶槽口頂板、頂部連接件、寬齒條和2個(gè)核心耗能部件組成. 為實(shí)現(xiàn)該減震裝置的傳動(dòng)機(jī)理，使用高強(qiáng)螺栓依次穿過頂部連接件、帶槽口頂板與寬齒條相連，當(dāng)上部結(jié)構(gòu)發(fā)生水平位移時(shí)頂部連接件帶動(dòng)寬齒條沿頂板的槽口滑動(dòng)，進(jìn)而驅(qū)動(dòng)齒輪發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，通過剪切核心耗能部件封閉腔體內(nèi)的鉛合金達(dá)到耗能目的.

圖3 齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置Fig.3 Wall type lead alloy damping device with gear transmission

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)并制作了2個(gè)核心耗能部件及1套齒輪傳動(dòng)外殼，2個(gè)核心耗能部件并聯(lián)，并由寬齒條同時(shí)驅(qū)動(dòng)耗能. 試件的主要部件幾何尺寸如圖4所示. 核心耗能部件中，齒輪基本參數(shù)為4模33齒，齒寬80 mm，齒輪內(nèi)開花鍵用以固定鉛合金. 試件總高336 mm，設(shè)計(jì)行程±100 mm，極限行程±135 mm. 試件底板通過高強(qiáng)度螺栓與反力架固定，試件側(cè)板與底板焊接連接，核心耗能部件六邊形剪切軸與側(cè)板焊接，頂板與側(cè)板通過螺栓連接.

圖4 減震裝置主要部件尺寸(mm)Fig.4 Dimensions of main components of damper (mm)

2.2 加載設(shè)備與量測方案

圖5(a)為加載設(shè)備示意圖，圖5(b)為試驗(yàn)照片. 試件頂部連接件與執(zhí)行器相連，在執(zhí)行器往復(fù)推拉過程中保持與底部反力架平行，較真實(shí)地模擬減震裝置在建筑結(jié)構(gòu)中的受力行為. 執(zhí)行器為IST電液伺服器，最大力為2 000 kN，最大位移為±200 mm.

減震裝置的力由相應(yīng)執(zhí)行器的力傳感器測得，位移為寬齒條與反力架的相對(duì)位移，采用拉線位移計(jì)進(jìn)行測量，拉線位移計(jì)安裝形式如圖5(b)所示.

圖5 加載與測量裝置Fig.5 Loading and measuring equipment

2.3 加載制度

由于鉛阻尼器對(duì)位移的敏感性，本試驗(yàn)加載過程全程采用位移控制加載[11]. 《建筑消能減震技術(shù)規(guī)程》(JGJ 297—2013)[12]規(guī)定了金屬屈服型阻尼器力學(xué)性能試驗(yàn)方法. 加載的位移幅值分3次逐級(jí)加載至設(shè)計(jì)位移，每級(jí)位移幅值循環(huán)加載30圈. 加載制度見表1. 為排除試驗(yàn)中其他因素的影響，每組工況加載完畢后將試件靜置至室溫狀態(tài)[9].

表1 位移加載制度

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞特征

在各級(jí)位移循環(huán)加載下，試件各部件均未出現(xiàn)累計(jì)損傷效應(yīng)，試件在各級(jí)位移加載到最大值時(shí)的試驗(yàn)狀態(tài)如圖6所示. 試件內(nèi)部最終的狀態(tài)如圖7所示，除齒輪與齒條嚙合過程中有輕微磨損外，其余各部件均未發(fā)生破壞，試件整體性良好.

圖6 各級(jí)加載位移下試件狀態(tài)Fig.6 Specimen state under loading displacements at all levels

圖7 試件內(nèi)部最終狀態(tài)Fig.7 Final internal state of the specimen

3.2 滯回性能

各個(gè)工況下試件的滯回曲線如圖8所示. 由圖可見，齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置滯回曲線對(duì)稱且較為飽滿，近似于矩形，耗能性能優(yōu)良. 試件在同一工況加載下的30圈滯回曲線重合度較高，具有良好的穩(wěn)定性. 從試件滯回曲線中提取齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置的各力學(xué)性能參數(shù)(見表2)，其中延性系數(shù)μ=up/uy，各力學(xué)性能參數(shù)相對(duì)其平均值的偏差見表3. 由表2、3可見，試件在不同工況加載下，基本力學(xué)性能參數(shù)相對(duì)偏差均在10%以內(nèi)且具有較好的延性.

表2 試件力學(xué)性能參數(shù)

表3 基本力學(xué)參數(shù)相對(duì)偏差

圖8 試件滯回曲線Fig.8 Hysteretic curves of specimens

3.3 疲勞性能

規(guī)范[12]中對(duì)金屬屈服型阻尼器疲勞性能規(guī)定：阻尼器在設(shè)計(jì)位移下連續(xù)加載30次循環(huán)，任一循環(huán)中的最大(小)阻尼力、滯回曲線零位移對(duì)應(yīng)最大(小)的力及滯回曲線面積與所有循環(huán)對(duì)應(yīng)均值相差在±15%范圍以內(nèi)則滿足工程應(yīng)用要求.

圖9～11分別為減震裝置在工況1(設(shè)計(jì)位移35 mm)、工況2(設(shè)計(jì)位移50 mm)、工況3(設(shè)計(jì)位移100 mm)循環(huán)加載30圈下的各項(xiàng)性能指標(biāo). 工況1下每次循環(huán)滯回曲線最大阻尼力的最大相對(duì)偏差為3.49%，零位移對(duì)應(yīng)最大阻尼力的最大相對(duì)偏差為8.91%，滯回曲線面積的最大相對(duì)偏差為7.13%. 工況2下每次循環(huán)滯回曲線最大阻尼力的最大相對(duì)偏差為3.36%，零位移對(duì)應(yīng)最大阻尼力的最大相對(duì)偏差為4.09%，滯回曲線面積的最大相對(duì)偏差為4.40%. 工況3下每次循環(huán)滯回曲線最大阻尼力的最大相對(duì)偏差為8.56%，零位移對(duì)應(yīng)最大阻尼力的最大相對(duì)偏差為1.61%，滯回曲線面積的最大相對(duì)偏差為1.30%. 由此可知，試件各項(xiàng)疲勞性能指標(biāo)均滿足規(guī)范[12]中對(duì)金屬屈服型阻尼器疲勞性能的要求，齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置具有較好的疲勞性能.

圖9 工況1(35 mm)下減震裝置各項(xiàng)性能指標(biāo)Fig.9 Performance of the damper under condition 1(35 mm)

4 算例分析

4.1 工程概況

本工程為某鋼框架結(jié)構(gòu)火電廠主廠房. SAP2000有限元軟件分析模型如圖12所示，主體結(jié)構(gòu)為6層鋼框架結(jié)構(gòu)，高47.3 m，橫向(y向)3跨27.2 m，縱向(x向)9跨92.0 m；附屬結(jié)構(gòu)為鋼結(jié)構(gòu)框排架廠房，高32.9 m，橫向(y向)4跨34.6 m，縱向(x向)9跨92.0 m. 工程結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.3g，地震分組為第2組，場地類別為Ⅱ類；地面粗糙程度為A類. 廠房構(gòu)件全部采用Q345B的型鋼，結(jié)構(gòu)主要梁柱構(gòu)件詳細(xì)信息見表4.

圖10 工況2(50 mm)下減震裝置各項(xiàng)性能指標(biāo)Fig.10 Performance of the damper under condition 2(50 mm)

圖11 工況3(100 mm)下減震裝置各項(xiàng)性能指標(biāo)Fig.11 Performance of the damper under condition 3(100 mm)

圖12 鋼結(jié)構(gòu)火電廠模型Fig.12 Model of steel structure thermal power plant

表4 梁柱截面尺寸

針對(duì)火電廠結(jié)構(gòu)橫向(y向)進(jìn)行單向地震波輸入及時(shí)程分析，并對(duì)比布置減震裝置后的減震效果.

4.2 減震方案

為便于系統(tǒng)地分析和比較，本工程建立如下2種結(jié)構(gòu)模型：模型1(ST0)為未布置減震裝置的火電廠結(jié)構(gòu)；模型2(ST1)為布置減震裝置的火電廠結(jié)構(gòu). 在ST1的x向的第1、5、9跨沿結(jié)構(gòu)全高布置減震裝置，共布置104個(gè)減震裝置，具體布置見圖13. 減震裝置具體力學(xué)參數(shù)選用表2中相應(yīng)力學(xué)參數(shù)的平均值.

圖13 減震裝置布置方案Fig.13 Damper layout plan

4.3 地震動(dòng)選取

算例中按照我國規(guī)范[13](GB 50011—2010)選擇設(shè)計(jì)地震動(dòng)條件對(duì)應(yīng)的強(qiáng)震記錄，根據(jù)建筑場地類別和設(shè)計(jì)地震分組選取2組自然地震動(dòng)記錄(Gilroy、Beverly)、1組人工模擬(RGB)的加速度進(jìn)行時(shí)程分析，其中人工地震動(dòng)按文獻(xiàn)[14]所介紹的方法生成，其擬合目標(biāo)為規(guī)范反應(yīng)譜，地震動(dòng)歸一化加速度時(shí)程如圖14所示，圖15為地震動(dòng)反應(yīng)譜與規(guī)范反應(yīng)譜的對(duì)比. 圖中每條地震動(dòng)時(shí)程曲線計(jì)算所得結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)結(jié)果滿足規(guī)范規(guī)定的最低安全要求并在一定限值內(nèi).

圖14 加速度時(shí)程Fig.14 Acceleration time history

圖15 地震動(dòng)反應(yīng)譜Fig.15 Seismic response spectrum

4.4 減震效果

ST0與ST1的基底剪力、地震能量輸入、各層最大層間位移角以及變形較大位置處減震裝置的耗能情況對(duì)比如下.

圖16所示為火電廠主廠房在3組地震動(dòng)作用下的基底剪力時(shí)程對(duì)比. 在地震動(dòng)Gilroy、Beverly、RGB作用下火電廠基底剪力分別降低24.3%、25.8%、19.7%，由此可知，齒輪傳動(dòng)減震裝置對(duì)結(jié)構(gòu)基地剪力的控制效果較好.

圖16 不同地震動(dòng)作用下基底剪力對(duì)比Fig.16 Comparison of base shear under different seismic waves

圖17所示為火電廠主廠房在3組地震動(dòng)作用下輸入能量對(duì)比. 在地震動(dòng)Gilroy、Beverly、RGB作用下，輸入火電廠的地震能量分別降低28.0%、29.3%、34.9%，減震裝置可有效地降低結(jié)構(gòu)地震響應(yīng).

圖17 不同地震動(dòng)作用下結(jié)構(gòu)能量輸入對(duì)比Fig.17 Comparison of structural energy input under different seismic waves

圖18所示為火電廠主廠房在3組地震動(dòng)作用下層間位移角對(duì)比. 在地震動(dòng)Gilroy、Beverly、RGB作用下，火電廠各層最大層間位移角分別降低26.4%、28.8%、25.5%，結(jié)構(gòu)位移得到有效控制.

圖18 不同地震動(dòng)作用下結(jié)構(gòu)層間位移角對(duì)比Fig.18 Comparison of displacement angles between layers under different seismic waves

選取火電廠主體結(jié)構(gòu)縱向3跨中第2跨、橫向9跨中第9跨、第2層變形相對(duì)較大處的減振裝置，分析其耗能能力，滯回曲線如圖19所示. 曲線較為飽滿，能發(fā)揮出較好的減震效果.

圖19 不同地震動(dòng)作用下變形較大處減震裝置耗能情況Fig.19 Energy dissipation of the shock absorber in the position with large deformation under different seismic waves

5 結(jié)論

1) 基于鉛合金常溫動(dòng)態(tài)重結(jié)晶的特性，配合齒輪傳動(dòng)構(gòu)造設(shè)計(jì)，齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置能夠?qū)崿F(xiàn)±100 mm的大行程設(shè)計(jì)位移.

2) 力學(xué)性能試驗(yàn)驗(yàn)證了齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置具有良好的滯回性能，疲勞性能滿足規(guī)范要求，在經(jīng)歷多次地震后無累計(jì)疲勞效應(yīng)且無須更換.

3) 通過有限元模擬將齒輪傳動(dòng)墻式鉛合金減震裝置應(yīng)用于實(shí)際工程中，能有效提高結(jié)構(gòu)整體抗震性能.