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    具有自復(fù)位功能的金屬耗能阻尼器抗震性能研究

    2021-12-20 08:48:30徐子凡
    振動(dòng)與沖擊 2021年23期
    關(guān)鍵詞:模型設(shè)計(jì)

    陳 云,陳 超,徐子凡

    (海南大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院,???570228)

    傳統(tǒng)抗震思想利用結(jié)構(gòu)構(gòu)件自身的彈塑性變形耗散地震能量,導(dǎo)致震后結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重的損傷與破壞[1-3]。為了解決這一結(jié)構(gòu)抗震問題,近些年耗能減震技術(shù)被應(yīng)用于工程抗震領(lǐng)域。耗能減震技術(shù)的關(guān)鍵在于阻尼器的選擇與布置,阻尼器根據(jù)耗能機(jī)理可以分為金屬阻尼器、黏滯阻尼器、黏彈性阻尼器和摩擦阻尼器等,其中金屬阻尼器因具有良好的耗能性能和較強(qiáng)的大變形能力而得到了廣泛的工程應(yīng)用[4-7]。但是大量的震后調(diào)查表明,傳統(tǒng)的金屬阻尼器利用自身彈塑性變形耗散地震能量,在強(qiáng)震作用下殘余變形較大,導(dǎo)致震后阻尼器更換困難和修復(fù)成本較高。如何創(chuàng)新和改進(jìn)金屬阻尼器的構(gòu)造形式,使其不僅具有良好的大變形能力和耗能性能,而且能夠在強(qiáng)震后具有較強(qiáng)的自復(fù)位性能,便于快速修復(fù)和更換,成為國內(nèi)外學(xué)者的研究焦點(diǎn)[8-10]。

    劉璐等[11]提出了一種自復(fù)位耗能支撐,對其進(jìn)行了有限元分析和試驗(yàn)研究,提出了工程實(shí)用設(shè)計(jì)方法。宋子文[12]對設(shè)置自復(fù)位耗能支撐的框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震響應(yīng)分析。Zhu等[13]研發(fā)了一種自復(fù)位摩擦耗能支撐,并且對其進(jìn)行了參數(shù)化分析。Christopoulos等[14]對一種新型自復(fù)位防屈曲耗能支撐進(jìn)行了靜力與動(dòng)力試驗(yàn)研究。Hu等[15]對一種基于形狀記憶合金(shape memory alloys,SMA)的自復(fù)位耗能支撐進(jìn)行了非線性分析。Qiu 等[16-17]對一種新型鋼板和SMA混合耗能的自復(fù)位阻尼器進(jìn)行了試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究。

    目前國內(nèi)外對自復(fù)位阻尼器的研究主要集中在自復(fù)位防屈曲耗能支撐方面,對于其他構(gòu)造形式的自復(fù)位金屬耗能阻尼器研究相對較少。為了進(jìn)一步提高金屬耗能阻尼器的震后功能可恢復(fù)性,本文提出了一種具有自復(fù)位功能的金屬耗能阻尼器,詳細(xì)闡述了該阻尼器的構(gòu)造形式與工作機(jī)理,通過理論分析建立了其恢復(fù)力模型,提出了自復(fù)位金屬阻尼器的工程實(shí)用設(shè)計(jì)方法。通過軟件ABAQUS建立了自復(fù)位金屬耗能阻尼器的有限元分析模型,對阻尼器模型在低周反復(fù)荷載作用下的滯回性能進(jìn)行了數(shù)值模擬,考察了復(fù)合組合碟形彈簧的初始預(yù)壓力、復(fù)合組合碟形彈簧的等效剛度和阻尼器的屈服強(qiáng)度對其抗震性能的影響,驗(yàn)證了阻尼器的受力機(jī)制與變形模式,證明了恢復(fù)力模型的正確性與合理性。

    1 構(gòu)造形式與工作機(jī)理

    1.1 碟形彈簧的構(gòu)造與性能

    碟形彈簧是一種高強(qiáng)合金彈簧,其軸向剛度和變形可以通過彈簧之間的疊合、對合和復(fù)合組合3種構(gòu)造形式進(jìn)行調(diào)整,如圖1所示。疊合能夠增大碟形彈簧組的軸向剛度,剛度的擴(kuò)大倍數(shù)等于彈簧的疊合片數(shù),但是疊合不改變彈簧的軸向變形。對合能夠增大碟形彈簧組的軸向變形,變形的擴(kuò)大倍數(shù)等于彈簧的對合組數(shù),但是對合會(huì)減小彈簧的等效軸向剛度。為了在剛度和變形之間獲得一個(gè)合理的設(shè)計(jì)結(jié)果,實(shí)際工程中一般通過彈簧的復(fù)合組合來得到工程設(shè)計(jì)需要的等效剛度與總變形。碟形彈簧早年應(yīng)用于機(jī)械、汽車和航空等領(lǐng)域,近些年,隨著自復(fù)位結(jié)構(gòu)研究的不斷深入,部分學(xué)者將其引入到結(jié)構(gòu)抗震領(lǐng)域,將其作為一種自復(fù)位組件安裝于自復(fù)位結(jié)構(gòu)或阻尼器中。碟形彈簧主要力學(xué)性能指標(biāo)的計(jì)算方法可詳見GB/T 1972—2005《碟形彈簧規(guī)范》[18],這里不再贅述。

    1.2 自復(fù)位金屬耗能阻尼器的構(gòu)造與性能

    提出的自復(fù)位金屬耗能阻尼器的構(gòu)造形式,如圖2(a)所示。其主要由箱形構(gòu)件、可拆卸型X形金屬阻尼器(阻尼器的選擇方案有多種,譬如U形金屬阻尼器,環(huán)形金屬阻尼器和菱形金屬阻尼器等)、復(fù)合組合碟形彈簧和高強(qiáng)錨桿組成,復(fù)合組合碟形彈簧為自復(fù)位組件,可拆卸型X形金屬阻尼器為耗能組件,箱形構(gòu)件為阻尼器的傳力組件。

    (a)疊合

    提出的新型自復(fù)位阻尼器與已有的基于預(yù)應(yīng)力拉索的自復(fù)位耗能支撐相比,在使用過程中不會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力松弛,自復(fù)位性能穩(wěn)定。采用的X形金屬阻尼器能夠較好地實(shí)現(xiàn)全截面屈服耗能,而且在震后便于修復(fù)或更換。制作自復(fù)位阻尼器采用的鋼材均為普通Q235或Q345鋼,制作成本低廉,生產(chǎn)工藝較為簡單,便于推廣應(yīng)用。

    該自復(fù)位金屬耗能阻尼器為全裝配式構(gòu)件,加工時(shí)首先通過切割和焊接鋼板,制作完成上部、中部和下部箱形構(gòu)件。上部箱形構(gòu)件預(yù)先留有螺孔,將高強(qiáng)錨桿穿過預(yù)留螺孔并且通過三角板焊接固定于上部箱形構(gòu)件。將上下螺母、上下彈簧墊板和復(fù)合組合碟形彈簧安裝在高強(qiáng)錨桿上,并且通過靠近下部箱形構(gòu)件的螺母對復(fù)合組合碟形彈簧施加初始預(yù)壓力,此時(shí)復(fù)合組合碟形彈簧、高強(qiáng)錨桿和上部箱形構(gòu)件形成一個(gè)整體,再將其與下部箱形構(gòu)件進(jìn)行對中和找平,緊貼彈簧擋板焊接限位卡板。最后將預(yù)先焊接完成的X形金屬阻尼器焊接或者螺栓連接在下部箱形構(gòu)件的豎向立板上。為了保證其具有良好的自復(fù)位性能,需要注意以下事項(xiàng):

    (1)限位卡板、彈簧擋板和箱形構(gòu)件應(yīng)該具有足夠的剛度,不應(yīng)在外力作用時(shí)產(chǎn)生非彈性變形,削弱阻尼器的自復(fù)位性能,盡量讓軸向變形集中在復(fù)合組合碟形彈簧和X形金屬阻尼器的位置。

    (2)螺母、復(fù)合組合碟形彈簧、限位卡板和彈簧擋板四者之間在初始安裝時(shí)應(yīng)該緊密貼合,不應(yīng)存在構(gòu)件間隙(可采用扭矩扳手過擰然后回彈的方式減小構(gòu)件之間的初始間隙)。初始間隙的存在會(huì)讓裝配式自復(fù)位阻尼器的初始剛度降低,影響裝配式自復(fù)位金屬耗能阻尼器的自復(fù)位性能。

    (3)高強(qiáng)錨桿在加載至最大設(shè)計(jì)位移時(shí)不應(yīng)發(fā)生屈服和屈曲,應(yīng)在設(shè)計(jì)時(shí)進(jìn)行相應(yīng)的驗(yàn)算工作。

    (4)復(fù)合組合碟形彈簧預(yù)壓完成后的有效彈性變形量應(yīng)大于阻尼器的設(shè)計(jì)位移,以防止彈簧在加載過程中被壓壞。

    (5)上下螺母宜設(shè)置兩個(gè),其中一個(gè)為自鎖螺母,防止發(fā)生單個(gè)螺母在加載過程中發(fā)生松動(dòng)的現(xiàn)象。

    (6)限位卡板開有凹槽,凹槽能夠限制彈簧墊板的運(yùn)動(dòng),但螺母能夠在凹槽內(nèi)自由運(yùn)動(dòng),保證阻尼器在拉壓方向均具有良好的自復(fù)位性能。

    以下通過圖2(b)闡述自復(fù)位金屬耗能阻尼器的工作機(jī)理。假定上部和中部箱形構(gòu)件固定不動(dòng),下部箱形構(gòu)件在豎向力作用下向下運(yùn)動(dòng),此時(shí)上部螺母由于螺紋限制作用固定不動(dòng),上部限位卡板帶動(dòng)上部彈簧墊板向下運(yùn)動(dòng),上部螺母與上部彈簧墊板分離。此時(shí)下部彈簧墊板由于下部螺母的限制而固定不動(dòng),下部限位卡板往下運(yùn)動(dòng)并且與下部彈簧墊板分離。復(fù)合組合碟形彈簧在整個(gè)運(yùn)動(dòng)的過程中始終處于受壓狀態(tài),X形金屬阻尼器在下部箱形構(gòu)件的帶動(dòng)下發(fā)生平面外彎曲塑性變形耗散地震能量。下部箱形構(gòu)件往上運(yùn)動(dòng)時(shí)的工作機(jī)理與以上分析一致,復(fù)合組合碟形彈簧也始終處于受壓狀態(tài),這里不再贅述。需要指出的是上部箱形構(gòu)件與豎向立板之間以及中部箱形構(gòu)件與下部箱形構(gòu)件之間的距離為自復(fù)位金屬耗能阻尼器的有效位移行程,該距離應(yīng)大于自復(fù)位金屬耗能阻尼器的最大設(shè)計(jì)位移。整個(gè)自復(fù)位阻尼器的工作原理明確,構(gòu)造形式簡單,加工制作方便,復(fù)合組合碟形彈簧在整個(gè)加載過程中始終處于受壓狀態(tài)從而能夠?yàn)槠涮峁┳銐虻膹椥曰貜?fù)力,X形金屬阻尼器在整個(gè)加載過程中能夠通過平面外彎曲塑性變形耗散地震能量。自復(fù)位阻尼器的工作原理與變形模式如圖2(c)和圖2(d)所示。

    圖2 自復(fù)位金屬耗能阻尼器的構(gòu)造形式與工作機(jī)理Fig.2 Configuration and working principle of self-centering metal energy dissipation damper

    自復(fù)位金屬耗能阻尼器可以通過人字形支撐安裝在框架結(jié)構(gòu)中,在地震作用下,人字形支撐將發(fā)生軸向拉壓變形,此時(shí)裝配式自復(fù)位金屬耗能阻尼器也發(fā)生軸向拉壓變形,使其發(fā)生以上所述的工作過程,顯著提高框架結(jié)構(gòu)的抗震性能。

    2 恢復(fù)力模型

    2.1 X形金屬阻尼器的恢復(fù)力模型

    X形金屬阻尼器的構(gòu)造形式,如圖3所示,其具有沿高度范圍內(nèi)等厚度截面處同時(shí)屈服的優(yōu)點(diǎn),并且能夠利用阻尼器平面外彎曲塑性變形耗散地震能量,引起國內(nèi)外一些學(xué)者的研究與關(guān)注,在消能減震領(lǐng)域中得到了一定的應(yīng)用。工程應(yīng)用時(shí)常采用理想彈塑性模型、雙線性模型和RO模型等作為X形金屬阻尼器的恢復(fù)力模型,為了便于設(shè)計(jì),本文中采用理想彈塑性模型作為其恢復(fù)力模型,不考慮X形金屬阻尼器的屈服后剛度,如圖4所示。參考宋子文研究中相關(guān)計(jì)算公式,X形金屬阻尼器的恢復(fù)力模型中各關(guān)鍵性能點(diǎn)的計(jì)算公式為

    圖3 X形金屬阻尼器的構(gòu)造形式Fig.3 Configuration of X-shaped metal damper

    圖4 X形金屬阻尼器的滯回模型Fig.4 Hysteresis model of X-shaped metal damper

    (1)

    (2)

    (3)

    ΔC=ΔB-2ΔA

    (4)

    式中:ΔA為X形金屬阻尼器正向加載時(shí)的屈服位移;ΔB為X形金屬阻尼器的最大設(shè)計(jì)位移(由阻尼器設(shè)計(jì)目標(biāo)直接給出);ΔC為X形金屬阻尼器負(fù)向加載時(shí)的屈服位移;FA為X形金屬阻尼器的屈服承載力;kA為X形金屬阻尼器的初始剛度;h為X形金屬阻尼器的高度;b為X形金屬阻尼器的寬度;t為X形金屬阻尼器的厚度;n為X形金屬阻尼器的個(gè)數(shù);fy為X形金屬阻尼器制作鋼板的屈服強(qiáng)度,由式(1)~式(4)可確定X形金屬阻尼器的恢復(fù)力模型。

    2.2 復(fù)合組合碟形彈簧的恢復(fù)力模型

    復(fù)合組合碟形彈簧作為自復(fù)位組件,決定著自復(fù)位金屬耗能阻尼器的震后殘余變形能否有效消除。研究表明復(fù)合組合碟形彈簧的恢復(fù)力模型在一定的設(shè)計(jì)位移內(nèi)可將其等效為線性模型。復(fù)合組合碟形彈簧初始預(yù)壓力Fs0的數(shù)值大小是保證阻尼器自復(fù)位的關(guān)鍵,應(yīng)仔細(xì)反復(fù)校核并且準(zhǔn)確施加(可由減震設(shè)計(jì)目標(biāo)直接給定)。復(fù)合組合碟形彈簧的等效剛度ksr由單片碟形彈簧的剛度、彈簧對合數(shù)和彈簧疊合數(shù)共同決定,其數(shù)值大小只影響自復(fù)位阻尼器的峰值承載力,對阻尼器的自復(fù)位性能沒有影響,單組復(fù)合組合碟形彈簧的恢復(fù)力模型如圖5所示。設(shè)單片碟簧的剛度為ksp,彈簧對合數(shù)為i,彈簧疊合數(shù)為n,以下給出恢復(fù)力模型關(guān)鍵性能點(diǎn)的計(jì)算方法

    圖5 復(fù)合組合碟形彈簧的滯回模型Fig.5 Hysteresis model of composite combination disc spring

    FsA=Fs0+ksrΔA

    (5)

    FsB=Fs0+ksrΔB

    (6)

    FsC=Fs0+ksrΔC

    (7)

    (8)

    2.3 自復(fù)位金屬耗能阻尼器的恢復(fù)力模型

    假定除了復(fù)合組合碟形彈簧和X形金屬阻尼器發(fā)生變形以外,其余構(gòu)件不發(fā)生變形(或者變形很小,能夠忽略不計(jì)),則自復(fù)位金屬耗能阻尼器的恢復(fù)力模型為復(fù)合組合碟形彈簧的恢復(fù)力模型與X形金屬阻尼器的恢復(fù)力模型的線性疊加,如圖6所示。其關(guān)鍵性能點(diǎn)的計(jì)算方法為

    圖6 自復(fù)位金屬阻尼器的恢復(fù)力模型Fig.6 Hysteresis model of self-centering metal damper

    Ft0=4Fs0

    (9)

    FtA=FA+4FsA

    (10)

    FtB=FA+4FsB

    (11)

    FtC=FA+4FsC

    (12)

    FtR=4Fs0-FA

    (13)

    kR1=kA+ksr

    (14)

    kR2=ksr

    (15)

    式中:Ft0為自復(fù)位阻尼器的彈簧初始預(yù)壓力;kR1和kR2分別為自復(fù)位阻尼器的第一剛度和第二剛度;FtA、FtB和FtC分別為自復(fù)位阻尼器加載至ΔA、ΔB和ΔC時(shí)的承載力;FtR為自復(fù)位阻尼器卸載至初始位置時(shí)的承載力。

    3 工程實(shí)用簡化設(shè)計(jì)方法

    自復(fù)位金屬耗能阻尼器由自復(fù)位組件、耗能組件和傳力組件構(gòu)成,設(shè)計(jì)時(shí)首先根據(jù)擬建結(jié)構(gòu)的減震性能目標(biāo)確定耗能組件的設(shè)計(jì),然后根據(jù)耗能組件的相關(guān)參數(shù)確定自復(fù)位組件的設(shè)計(jì),最后結(jié)合建筑結(jié)構(gòu)的空間要求和構(gòu)件的剛度要求完成傳力組件的設(shè)計(jì),最后將安裝阻尼器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析驗(yàn)算。具體的設(shè)計(jì)方法如下:

    (1)根據(jù)擬建結(jié)構(gòu)的減震性能需求初步確定X形金屬阻尼器需要提供的附加剛度、附加阻尼比以及X形金屬阻尼器的變形能力要求。

    (2)根據(jù)(1)提出的相關(guān)要求并結(jié)合式(1)~式(4)確定X形金屬阻尼器的材料強(qiáng)度和尺寸大小,完成耗能組件的設(shè)計(jì)。

    (3)X形金屬阻尼器的材料強(qiáng)度和尺寸設(shè)計(jì)完成后,圖4所示各關(guān)鍵力學(xué)性能點(diǎn)也全部確定。為了有效實(shí)現(xiàn)該金屬阻尼器自復(fù)位的設(shè)計(jì)目標(biāo),4組復(fù)合組合碟形彈簧的初始預(yù)壓力需大于或等于X形金屬阻尼器卸載至零位移時(shí)的殘余內(nèi)力,即需滿足

    4Fs0≥FA

    (16)

    根據(jù)式(16)可以確定每組復(fù)合組合碟形彈簧所需的初始預(yù)壓力大小,結(jié)合阻尼器的設(shè)計(jì)位移要求確定碟形彈簧的型號、構(gòu)造形式以及高強(qiáng)錨桿的直徑,完成自復(fù)位組件的設(shè)計(jì)。

    (4)根據(jù)自復(fù)位金屬耗能阻尼器安裝位置的空間要求,同時(shí)保證在阻尼器最大出力時(shí)各箱形構(gòu)件保持彈性,通過以上原則設(shè)計(jì)箱形構(gòu)件的鋼板厚度與尺寸,完成傳力組件的設(shè)計(jì)。

    (5)自復(fù)位金屬阻尼器初步設(shè)計(jì)完成后即可由式(9)~式(15)獲得其恢復(fù)力模型,然后針對安裝自復(fù)位金屬阻尼器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析驗(yàn)算,優(yōu)化阻尼器的設(shè)計(jì)和安裝位置。

    自復(fù)位金屬耗能阻尼器的滯回性能具有可調(diào)性,改變X形金屬阻尼器的尺寸大小或材料屬性可調(diào)節(jié)其耗能能力,改變復(fù)合組合碟形彈簧的初始預(yù)壓力大小可調(diào)節(jié)其復(fù)位能力,以滿足不同工程設(shè)計(jì)的需求。

    4 有限元分析

    為了對自復(fù)位金屬耗能阻尼器的抗震性能進(jìn)行研究,通過有限元軟件ABAQUS設(shè)計(jì)并建立了其數(shù)值分析模型,對其進(jìn)行了低周往復(fù)加載模擬,以下介紹自復(fù)位金屬耗能阻尼器數(shù)值模型的建模方法。

    4.1 建模方法

    根據(jù)提出的工程實(shí)用設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)了一個(gè)自復(fù)位金屬耗能阻尼器的數(shù)值分析模型,其中X形金屬阻尼器的尺寸大小為h=120 mm,b=350 mm,t=4 mm。碟形彈簧采用GB/T 1972—2005《碟形彈簧規(guī)范》A系列彈簧,內(nèi)徑41 mm,外徑80 mm,厚度5 mm,內(nèi)部自由高度1.7 mm。在有限元分析中,Q235鋼材的本構(gòu)模型采用理想彈塑性模型,彈性模量E=2.06×105N/mm2,泊松比μ=0.3,屈服強(qiáng)度分別取235 MPa、355 MPa和460 MPa(用作參數(shù)化分析)。模型的所有構(gòu)件均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元C3D8R模擬,碟形彈簧采用spring單元模擬,網(wǎng)格劃分采用掃掠分網(wǎng)技術(shù)和進(jìn)階算法,模型總共劃分了12 436個(gè)單元。鋼板之間的焊接連接通過綁定約束模擬,所有接觸屬性設(shè)置為法向硬接觸,切向無摩擦(防止接觸非線性造成模型不收斂)。復(fù)合組合碟形彈簧的初始預(yù)壓力通過降溫法施加,根據(jù)設(shè)計(jì)方法計(jì)算得到初始需要施加的預(yù)壓力為110 kN。在上部箱形構(gòu)件上表面耦合一個(gè)參考點(diǎn)RP1,加載時(shí)約束下部箱形構(gòu)件底面的所有自由度,通過對參考點(diǎn)施加位移加載控制命令完成低周往復(fù)加載模擬。加載制度為初始加載位移為5 mm,后續(xù)加載位移依次為5的倍數(shù),一直加載至設(shè)計(jì)位移40 mm。本次模擬核心要點(diǎn)為:

    (1)保證在通過降溫法給彈簧施加初始預(yù)壓力的過程中X形金屬阻尼器不發(fā)生變形——在降溫分析步時(shí)將與阻尼器相連的側(cè)向鋼板的軸向自由度進(jìn)行約束,在后續(xù)位移加載分析步釋放其軸向自由度。

    (2)建立施加彈簧初始預(yù)壓力后整個(gè)自復(fù)位系統(tǒng)的自平衡狀態(tài)——建立兩塊卡板,第二塊卡板的位置和墊板初始位置重合,第二塊卡板的厚度等于降溫過程完成后墊板與第一塊卡板之間的距離,初始不定義第二塊卡板與墊板的相互接觸關(guān)系,這樣在降溫過程中第二塊卡板不發(fā)揮任何作用,在彈簧初始預(yù)壓力施加完成后定義第二塊卡板與墊板之間的接觸關(guān)系,這樣保證通過降溫法施加初始彈簧預(yù)壓力后系統(tǒng)構(gòu)件之間無間隙并且第二塊卡板能夠有效限制墊板的軸向位移,使整個(gè)模擬過程中自復(fù)位阻尼器的受力狀態(tài)符合預(yù)期設(shè)計(jì)。

    4.2 模擬結(jié)果分析與討論

    自復(fù)位金屬耗能阻尼器在最大加載位移時(shí)的模擬結(jié)果,如圖7所示。ABAQUS軟件中的等效塑性應(yīng)變(equivalent plastic strain,PEEQ)是描述有限元模型在整個(gè)變形過程中塑性應(yīng)變的累積結(jié)果,若在彈塑性分析過程中PEEQ>0,表示構(gòu)件已經(jīng)屈服;PEEQ=0,表示構(gòu)件未屈服。由圖7可知自復(fù)位金屬阻尼器在加載至最大位移時(shí),除了X形阻尼器發(fā)生塑性屈服以外構(gòu)件均保持為彈性狀態(tài)。受力和變形特征符合預(yù)期設(shè)計(jì)理念,證明提出的設(shè)計(jì)方法能夠用于指導(dǎo)該阻尼器的設(shè)計(jì)。

    圖7 自復(fù)位金屬阻尼器的模擬結(jié)果Fig.7 Simulation results of self-centering metal damper

    自復(fù)位金屬阻尼器在不同工況下的滯回曲線,如圖8~圖10所示。由圖可知自復(fù)位金屬耗能阻尼器模型在低周反復(fù)荷載作用下滯回曲線為飽滿的旗幟形,證明該阻尼器具有良好的自復(fù)位性能和耗能性能。隨著X形阻尼器屈服強(qiáng)度的提高,自復(fù)位金屬耗能阻尼器的初始剛度、峰值承載力和耗能性能也隨著提高,自復(fù)位性能有所下降。當(dāng)?shù)螐椈傻牡刃偠炔粩嘣龃螅詮?fù)位阻尼器的初始剛度和峰值承載力也隨著增大,耗能性能保持不變。隨著碟形彈簧初始預(yù)壓力的增大,自復(fù)位阻尼器的初始剛度和耗能性能保持不變,自復(fù)位性能增強(qiáng),峰值承載力不斷增大。圖11為初始下側(cè)彈簧墊板與下側(cè)卡板之間存在2 mm間隙時(shí)阻尼器的滯回曲線(上側(cè)彈簧墊板與上側(cè)卡板之間緊密接觸)。由圖11并根據(jù)圖2(c)可知一側(cè)初始間隙的存在會(huì)削弱阻尼器在一個(gè)方向的自復(fù)位性能,因此安裝阻尼器時(shí)應(yīng)保證構(gòu)件之間的緊密接觸。由圖12可知,提出的恢復(fù)力模型能夠較好地模擬自復(fù)位金屬耗能阻尼器在低周反復(fù)荷載作用下的滯回性能。

    (a)屈服強(qiáng)度235 MPa

    (a)等效剛度12 kN/mm

    (a)初始預(yù)壓力100 kN

    圖11 初始間隙的影響(2 mm)Fig.11 Influence of initial tolerance(2 mm)

    圖12 模型對比Fig.12 Model comparison

    5 結(jié) 論

    提出了一種自復(fù)位金屬耗能阻尼器,詳細(xì)闡述了該阻尼器的構(gòu)造形式與工作機(jī)理,通過理論分析建立了其恢復(fù)力模型,提出了其工程實(shí)用設(shè)計(jì)方法。設(shè)計(jì)并建立了一個(gè)自復(fù)位金屬耗能阻尼器的數(shù)值分析模型,通過有限元軟件ABAQUS對數(shù)值分析模型進(jìn)行了低周反復(fù)加載模擬,根據(jù)研究結(jié)果初步得出以下結(jié)論:

    (1)自復(fù)位金屬耗能阻尼器利用復(fù)合組合碟形彈簧提供回復(fù)力,通過可拆卸的X形金屬阻尼器消耗外部能量,并且在加載完成后阻尼器沒有殘余變形,能夠快速修復(fù)和更換。

    (2)基于提出的工程實(shí)用設(shè)計(jì)方法建立的自復(fù)位金屬耗能阻尼器在低周反復(fù)荷載作用下滯回曲線為飽滿的旗幟形,表明其具有良好的耗能和自復(fù)位性能。

    (3)復(fù)合組合碟形彈簧的初始預(yù)壓力需大于或等于X形金屬阻尼器卸載至零位移時(shí)的殘余內(nèi)力,并且總允許變形量大于或等于初始預(yù)壓位移和設(shè)計(jì)位移之和,以有效實(shí)現(xiàn)該阻尼器自復(fù)位的設(shè)計(jì)目標(biāo)。一側(cè)初始間隙的存在會(huì)削弱阻尼器在一個(gè)方向的自復(fù)位性能,表明安裝阻尼器時(shí)應(yīng)保證構(gòu)件之間的緊密接觸。

    (4)隨著X形阻尼器屈服強(qiáng)度的提高,自復(fù)位金屬耗能阻尼器的初始剛度、峰值承載力和耗能性能也隨著提高,自復(fù)位性能有所下降。當(dāng)?shù)螐椈傻牡刃偠炔粩嘣龃?,自?fù)位阻尼器的初始剛度和峰值承載力也隨著增大,耗能性能保持不變。隨著碟形彈簧初始預(yù)壓力的增大,自復(fù)位阻尼器的初始剛度和耗能性能保持不變,自復(fù)位性能和峰值承載力不斷增大。

    (5)基于恢復(fù)力模型的計(jì)算結(jié)果與有限元分析結(jié)果吻合較好,表明該恢復(fù)力模型能夠較好地反映自復(fù)位金屬阻尼器在循環(huán)荷載作用下的滯回特性。

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