變滯回性能阻尼器的抗震性能及其在RC排架墩中的應(yīng)用

董慧慧, 李艷玲, 韓 強, 杜修力

(北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室,北京 100124)

橋梁工程是交通生命線工程中的重要組成部分。一旦發(fā)生地震災(zāi)害,橋梁結(jié)構(gòu)受到破壞或倒塌,以致切斷震區(qū)的對外交通,將會給震后的救災(zāi)工作造成巨大困難,加重次生災(zāi)害,導(dǎo)致直接或間接經(jīng)濟損失巨大[1]。因此,提高橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能一直以來都是研究的熱點問題。

為了提高橋梁結(jié)構(gòu)的抗震性能,國內(nèi)外學(xué)者提出了各種消能減震裝置如耗能阻尼器等,將其裝設(shè)于橋梁結(jié)構(gòu)[2]。目前實際應(yīng)用于橋梁結(jié)構(gòu)的耗能裝置多為金屬屈服阻尼器、摩擦阻尼器和黏滯阻尼器[3-6]。石巖等[7]基于結(jié)構(gòu)“保險絲”概念,在橋墩上附加防屈曲支撐(buckling restrained braces, BRB),研究結(jié)果表明,附加的“保險絲”構(gòu)件可有效減小橋墩的地震損傷,增加耗能并起到保護作用。周?？〉萚8]采用摩擦阻尼器有效地降低了斜拉橋橋塔的地震響應(yīng)。Guo等[9]將黏滯阻尼器用于懸索橋減震研究,鄭一峰等[10]在斜拉橋主梁與墩柱間設(shè)置黏滯阻尼器,顯著地減小了梁端位移。附加耗能阻尼器的減震方式可以有效降低橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng),但傳統(tǒng)耗能阻尼器在強震后可能留有較大的殘余變形,進而顯著降低橋梁結(jié)構(gòu)的抗余震能力及震后通行能力,大大增加了震后結(jié)構(gòu)修復(fù)和維護的成本[11]。

目前有學(xué)者提出采用自復(fù)位技術(shù)減小結(jié)構(gòu)的殘余變形,在震后可快速恢復(fù)結(jié)構(gòu)的使用功能。自復(fù)位結(jié)構(gòu)屬于可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)(resilient structures, RS)[12],自復(fù)位結(jié)構(gòu)最顯著的特征在于震后的殘余變形較小甚至為零[13]。近年來,國內(nèi)外學(xué)者對自復(fù)位結(jié)構(gòu)體系重要組成部分——自復(fù)位耗能阻尼器開展了一系列研究,并將其應(yīng)用于橋梁結(jié)構(gòu)[14]。Christopoulos等[15]最先提出采用預(yù)應(yīng)力技術(shù)為自復(fù)位耗能阻尼器提供恢復(fù)力,并研發(fā)了利用高強預(yù)應(yīng)力筋提供自恢復(fù)力的新型自復(fù)位摩擦耗能支撐。目前常用于自復(fù)位耗能阻尼器預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)的材料包括預(yù)應(yīng)力筋、預(yù)壓彈簧、預(yù)壓碟簧等[16-18]。徐龍河等[19]采用基于預(yù)壓碟簧提供恢復(fù)力的自復(fù)位耗能阻尼器,使斜拉橋橋塔主梁處的殘余位移減小60%以上。基于已有的研究結(jié)果可知,現(xiàn)有的自復(fù)位阻尼器均能有效減小結(jié)構(gòu)的殘余變形。

目前,如何提高自復(fù)位阻尼器的自復(fù)位效果已成為近年研究重點[20]。自復(fù)位材料是影響自復(fù)位耗能支撐消除殘余變形的重要因素之一。形狀記憶合金(shape memory alloy, SMA)是一種具有超彈性效應(yīng)的新型功能材料,利用SMA研發(fā)的阻尼器具有較大變形能力,同時無需預(yù)應(yīng)力即可以獲得較好的自恢復(fù)力[21],因此受到了自復(fù)位結(jié)構(gòu)研究領(lǐng)域的密切關(guān)注。例如,Qiu等[22]加工SMA棒材制成SMA螺栓為SMA滑動摩擦阻尼器提供自復(fù)位力。Zhang等[23]基于SMA絲束研發(fā)了新型自復(fù)位阻尼器并將其用于RC框架結(jié)構(gòu),顯著降低了層間殘余位移率。已有研究結(jié)果表明,采用SMA的阻尼器可以有效減小結(jié)構(gòu)殘余變形,實現(xiàn)結(jié)構(gòu)自復(fù)位功能,提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。

最近,Dong等[24]通過動力時程分析及易損性分析對附加具有相同屈服位移和屈服強度的自復(fù)位耗能阻尼器與純耗能阻尼器的橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能開展研究。結(jié)果表明,PGA較小時,附加純耗能阻尼器的結(jié)構(gòu)峰值位移明顯小于附加自復(fù)位耗能阻尼器結(jié)構(gòu),殘余位移則略大于附加自復(fù)位耗能阻尼器結(jié)構(gòu)的殘余位移,易損性分析結(jié)果顯示附加純耗能阻尼器結(jié)構(gòu)的失效概率小于附加自復(fù)位耗能阻尼器結(jié)構(gòu)的失效概率;隨著PGA增加,附加純耗能阻尼器的結(jié)構(gòu)峰值位移仍明顯小于附加自復(fù)位耗能阻尼器結(jié)構(gòu),但殘余位移明顯大于附加自復(fù)位耗能阻尼器結(jié)構(gòu)的殘余位移,易損性分析結(jié)果表明附加純耗能阻尼器結(jié)構(gòu)的失效概率明顯大于附加自復(fù)位耗能阻尼器結(jié)構(gòu)的失效概率。由此可以發(fā)現(xiàn),滯回性能單一的阻尼器難以滿足不同強度地震作用下結(jié)構(gòu)的抗震需求,即結(jié)構(gòu)在不同地震水準(zhǔn)下所需阻尼器的性能不同。

基于上述研究,本文提出一種基于SMA板環(huán)的變滯回性能阻尼器(variable hysteresis performance damper based on shape memory alloy,SMA-VHD),用以分級設(shè)防保護主體結(jié)構(gòu)并減小傳統(tǒng)耗能阻尼器在大震作用下的殘余變形,通過理論分析結(jié)合數(shù)值模擬揭示其變滯回機理并研究其滯回性能,進一步將其應(yīng)用于RC排架墩中研究其分級抗震的性能。

1 分級設(shè)防理念

我國當(dāng)前抗震設(shè)計規(guī)范基于三水準(zhǔn)設(shè)防目標(biāo)[25],即“小震不壞、中震可修、大震不倒”。由于可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)體系具有比傳統(tǒng)抗震結(jié)構(gòu)更高的抗震性能,其抗震設(shè)計應(yīng)符合與震后功能可恢復(fù)性相關(guān)的抗震設(shè)防目標(biāo),不僅能夠在地震中保護人們的生命財產(chǎn)安全,在地震后也能快速恢復(fù)其正常使用功能。周穎等[26]提出了為滿足“小震及中震不壞,大震可修復(fù)、可更換,巨震不倒塌”的可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)的四水準(zhǔn)抗震設(shè)防目標(biāo),并對各級地震水準(zhǔn)下的結(jié)構(gòu)抗震性能目標(biāo)進行重新定義。對應(yīng)不同設(shè)防目標(biāo),結(jié)構(gòu)在不同地震水準(zhǔn)下震后使用要求及損傷狀態(tài)有明確的分級規(guī)定,可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)的分級抗震理念得以發(fā)展。

為了實現(xiàn)結(jié)構(gòu)的分級抗震設(shè)計理念,具有分級設(shè)防功能的阻尼器應(yīng)運而生。常見形式有變摩擦阻尼器和分級屈服阻尼器等。變摩擦阻尼器可根據(jù)變形大小改變自身的摩擦力,以提供更大的耗能需求,用以解決摩擦阻尼器由于摩擦力設(shè)定過高,摩擦裝置不能起滑,無法起到耗能減振的作用,或摩擦力設(shè)定過低,無法提供所需要的阻尼力的問題[27]。常通過摩擦面類型、角度的變化實現(xiàn)輸出阻尼力的變化[28-29]。分級屈服阻尼器多用于改善金屬阻尼器耗能水準(zhǔn)單一及只能在中震或大震下屈服耗能的缺點,不同屈服位移的金屬逐次進入塑性階段耗能以達到分級屈服效果[30-31]。以上分級設(shè)防阻尼器都是以提高耗能水平的方式滿足較高地震水準(zhǔn)要求,并沒有考慮結(jié)構(gòu)震后自復(fù)位能力。

因此,為了有效的實現(xiàn)結(jié)構(gòu)的分階段抗震,滿足可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)四水準(zhǔn)抗震設(shè)防目標(biāo),本文發(fā)展了一種新型具有變滯回性能的自復(fù)位耗能阻尼器。阻尼器在小變形下僅為結(jié)構(gòu)提供剛度和強度,變形增加后阻尼器的滯回曲線呈現(xiàn)飽滿的矩形,為結(jié)構(gòu)提供穩(wěn)定良好的耗能能力,隨著變形進一步增大,阻尼器的滯回曲線呈現(xiàn)典型的旗幟型,同時具有優(yōu)良的自復(fù)位功能,進而實現(xiàn)附加新型阻尼器結(jié)構(gòu)的分級抗震的目的。

2 SMA-VHD的結(jié)構(gòu)構(gòu)造和工作機理

基于SMA板環(huán)的變滯回性能阻尼器(SMA-VHD)由摩擦模塊和自復(fù)位模塊組成,用以實現(xiàn)良好的耗能功能和自復(fù)位功能。阻尼器由內(nèi)芯、上半圓形外套管、下半圓形外套管、SMA板環(huán)、高強螺栓及端板組成,如圖1所示。

圖1 SMA-VHD示意圖Fig.1 Schematic diagram of SMA-VHD

摩擦模塊包括內(nèi)芯和上下半圓形外套管。兩個半圓形外套管上下對合在一起形成整體的軸向水平的外套管,外套管凹槽內(nèi)涂抹潤滑油用以控制摩擦因數(shù),兩塊相同的板狀結(jié)構(gòu)內(nèi)芯置于其中。外套管內(nèi)部有平直段和楔形段的凹槽分別與內(nèi)芯平直段和楔形段相對應(yīng)。自復(fù)位模塊包括預(yù)緊SMA環(huán)和高強螺栓。外套管外側(cè)沿徑向采用SMA板環(huán)進行固定,在SMA板環(huán)的端部打有孔洞,通過預(yù)緊的高強螺栓對SMA板環(huán)施加預(yù)應(yīng)變。

由于阻尼器結(jié)構(gòu)構(gòu)造上的對稱性,SMA-VHD拉壓工作機理相同,本文以受拉為例進行詳細闡述。以阻尼器徑向中心線為界,SMA-VHD左右兩側(cè)在結(jié)構(gòu)上具備對稱性,受力相同。因此,為簡化分析,取單側(cè)阻尼器隔離體進行受力分析,如圖2(a)所示。L1為外套管平直段水平距離。L2為內(nèi)芯楔形段水平距離,此距離與外套管楔形段水平距離相等。L3為內(nèi)芯平直段水平距離。為避免內(nèi)芯“滑脫”,應(yīng)保證內(nèi)芯與外套管之間表面貼合,因此阻尼器最大變形量(Δm,max)應(yīng)滿足

圖2 SMA-VHD的工作機理及滯回曲線Fig.2 Working principle and hysteretic curves of SMA-VHD

Δm,max≤L2+L3/2

(1)

通過預(yù)緊螺栓對SMA板環(huán)施加預(yù)壓力使SMA板環(huán)產(chǎn)生的變形量為Δs,0,則阻尼器隔離體總變形量(Δm)與SMA板環(huán)的受拉變形量(Δs)滿足

Δs=4(Δm-Δv)tanθ+Δs,0

(2)

其中

Δv=(L1-L3)/2

(3)

式中:Δv為變滯回位移;θ為內(nèi)芯楔形段角度。

SMA板環(huán)內(nèi)力(Fs)與SMA板環(huán)對阻尼器隔離體外套管的壓力(FN)之間滿足式(4)關(guān)系

FN=2nFs

(4)

式中,n為阻尼器隔離體中SMA板環(huán)的個數(shù)。

將阻尼器隔離體受拉過程分為三個狀態(tài)階段:

(1) 平衡狀態(tài)

當(dāng)作用在阻尼器上的外荷載小于內(nèi)芯平直段與外套管內(nèi)部凹槽的平直段之間靜摩擦力時,阻尼器處于平衡狀態(tài),如圖2(b)所示。內(nèi)芯與外套管之間沒有相對位移。此時內(nèi)芯、外套管以及預(yù)緊的SMA板環(huán)共同為阻尼器提供初始剛度。

(2) 小變形受拉狀態(tài)

變形量小于Δv為小變形受拉階段,如圖2(c)所示。阻尼器外套管內(nèi)部凹槽平直段與內(nèi)芯平直段之間產(chǎn)生軸向位移,二者接觸面發(fā)生滑移進而產(chǎn)生摩擦力。阻尼器在此階段達到屈服點時(A點),屈服力Fy為

Fy=4nμFs,0

(5)

式中:μ為內(nèi)芯與外管之間的摩擦因數(shù);Fs,0為SMA板環(huán)中的預(yù)拉力。

(3) 大變形受拉狀態(tài)

變形量大于Δv且小于Δ2為大變形受拉階段,如圖2(d)所示。此時,外套管內(nèi)部凹槽楔形段與內(nèi)芯楔形段之間發(fā)生相對滑移,阻尼器通過二者接觸面滑移產(chǎn)生摩擦力耗能,同時上下外套管之間出現(xiàn)間隙(δ)。隨著δ增大,SMA板環(huán)因受拉變形量增加,使得內(nèi)芯與外套管之間的徑向壓力增大,摩擦力與耗能量隨之增加。外力卸載后,SMA板環(huán)超彈性使得內(nèi)芯復(fù)位到小變形受拉狀態(tài),實現(xiàn)自復(fù)位。

圖2(d)中B點對應(yīng)阻尼器隔離體變形最大時,此時阻尼器可提供的恢復(fù)力為峰值承載力Fmax。C點為內(nèi)芯復(fù)位至小變形受拉狀態(tài)的時刻,此時阻尼器的恢復(fù)力為卸載力Funload,對應(yīng)位移為變滯回位移Δv。二者滿足式(6)～式(7)

(6)

(7)

式中,Fs,max為SMA板環(huán)內(nèi)力最大值。

3 SMA-VHD的變滯回性能

3.1 SMA板的材性試驗

SMA具有形狀記憶效應(yīng)、超彈性和阻尼特性等優(yōu)異的力學(xué)性能[32]。圖3為SMA的簡化本構(gòu)模型[33],該曲線主要由四個特征點表征:相變應(yīng)力σM,s、σM,f及其對應(yīng)應(yīng)變εM,s、εM,f分別為馬氏體正相變轉(zhuǎn)變階段開始時(A點)和結(jié)束時(B點)的應(yīng)力應(yīng)變,相變應(yīng)力σA,s、σA,f及其對應(yīng)應(yīng)變εA,s、εA,f分別代表馬氏體逆相變轉(zhuǎn)變階段開始時(C點)和結(jié)束時(D點)的應(yīng)力應(yīng)變。

圖3 SMA簡化本構(gòu)模型Fig.3 Simplified constitutive model of SMA

為確定SMA本構(gòu)模型的特征點參數(shù),對SMA板材進行力學(xué)性能試驗研究。板材試件工作段截面為20 mm×10 mm的矩形,長度為150 mm。板材經(jīng)超彈性訓(xùn)練、熱處理、冷淬后進行循環(huán)拉伸加載測試,循環(huán)拉伸應(yīng)變加載由1%逐級加載至5%,每級增量0.5%,如圖4(a)所示。試驗獲得SMA板材試件的力與位移曲線如圖4(b)所示。SMA板材的滯回曲線表現(xiàn)出典型“旗幟型”特征,卸載完成后幾乎無殘余位移。

圖4 SMA板材試驗Fig.4 Test of the SMA plate specimens

在ABAQUS軟件中建立與試驗尺寸相同的SMA板材實體模型并賦予Super Elasticity本構(gòu)模型,SMA本構(gòu)模型特征點參數(shù)數(shù)值標(biāo)定如圖3所示,對其施加與試驗相同的位移加載機制。將ABAQUS軟件模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比(如圖4(b)所示),模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,表明采用Super Elasticity本構(gòu)模型能較好地適用于SMA板材的非線性本構(gòu)關(guān)系。

3.2 有限元模型

3.2.1 阻尼器的設(shè)計

假定SMA-VHD的最大變形為100 mm。其中,阻尼器單側(cè)隔離體的最大變形為50 mm,變滯回位移Δv為15 mm。尺寸設(shè)計滿足以下要求:一是保證阻尼器楔形段實現(xiàn)完全自復(fù)位,即卸載力Funload大于零;二是避免SMA完成馬氏體相變后卸載積累殘余應(yīng)變,在阻尼器達到最大變形量時,SMA板環(huán)的直徑R應(yīng)滿足式(8)

(8)

阻尼器的尺寸。其中內(nèi)芯楔形段角度θ=10°,板環(huán)的厚度h=10 mm,對SMA板環(huán)施加應(yīng)變0.61%,如圖5所示。

圖5 SMA-VHD尺寸圖(mm)Fig.5 Dimension of SMA-VHD (mm)

3.2.2 有限元模型的建立

SMA-VHD實體有限元模型如圖6所示。所有實體部件采用C3D8R(線性縮減積分單元)模擬。SMA-VHD的內(nèi)芯和上下外管均使用理想彈塑性本構(gòu)模型,彈性模量(E)為2.1×105MPa,屈服強度(fy)為345 MPa,極限強度(fu)為540 MPa[34]。SMA板環(huán)采用ABAQUS軟件內(nèi)置的Super Elasticity本構(gòu)模型,其本構(gòu)關(guān)系的特征點參數(shù)依據(jù)3.1節(jié)確定。內(nèi)芯與外套管對應(yīng)平直段及楔形段接觸面之間的接觸關(guān)系采用“Surface-to-surface contact”模擬,切向行為選用“Penalty”以模擬摩擦行為,摩擦因數(shù)取0.1[35],法向行為模式為“Hardcontact”,通過“Interferencecontact”模擬高強螺栓擰緊施加給SMA板環(huán)的預(yù)應(yīng)變。模型加載制度如圖7所示。

圖6 SMA-VHD有限元模型Fig.6 Finite elements model of the SMA-VHD

圖7 加載制度Fig.7 Loading protocol

3.3 滯回性能

圖8給出了SMA-VHD在拉壓往復(fù)循環(huán)荷載下的滯回曲線。滯回曲線呈現(xiàn)出明顯的“變滯回性能”。加載位移較小時,SMA-VHD處于彈性狀態(tài),此時荷載與位移呈線性關(guān)系。隨著加載位移增大,SMA-VHD進入屈服階段,開始耗能,此時滯回曲線飽滿近似矩形。隨著加載位移進一步增大,滯回曲線呈旗幟型,自復(fù)位效果良好,卸載時無明顯的剛度和強度退化。滯回曲線整體顯示出“變滯回性能”,滯回曲線矩形部分及旗幟型部分之間具備清晰的分級平臺。同時,圖8也給出了SMA-VHD滯回曲線理論計算與數(shù)值模擬結(jié)果對比圖,二者吻合結(jié)果良好。

圖8 SMA-VHD恢復(fù)力模型與有限元模型滯回曲線對比Fig.8 Hysteretic curve comparison between restoring force model and finite element modelof SMA-VHD

摩擦因數(shù)對SMA-VHD滯回曲線的影響規(guī)律如圖9(a)所示,增大內(nèi)芯與外管之間摩擦因數(shù),可提高SMA-VHD的屈服力Fy及峰值承載力Fmax,滯回曲線更加飽滿。但是,當(dāng)摩擦因數(shù)過大時Funload成為負值,此時阻尼器將失去自復(fù)位能力。圖9(b)給出了楔形段角度對SMA-VHD滯回曲線的影響規(guī)律,隨楔形段角度增加,Fmax及Funload提高。

圖9 SMA-VHD關(guān)鍵參數(shù)對其滯回性能的影響Fig.9 The influence of key parameters of SMA-VHD on hysteresis performance

增大施加在SMA板環(huán)上的預(yù)應(yīng)變εf,0可提高Fy和Funload,如圖9(c)所示。但是,當(dāng)εf,0=1.21%時,即馬氏體正相變轉(zhuǎn)變階段開始時的應(yīng)變εf,A,Fy在循環(huán)加載中會逐漸變小。因此建議施加在SMA的預(yù)應(yīng)變區(qū)間為εf,0≤εf,A。平直段長度(l)對SMA-VHD的影響規(guī)律如圖9(d)所示。平直段長度的增加會增大變滯回位移Δv,同時提升了阻尼器的變形能力。但Δv后滯將增大SMA-VHD的殘余位移。

4 阻尼器在RC橋墩結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用

4.1 RC橋墩結(jié)構(gòu)

本文選取的橋墩模型參數(shù)參考文獻[36]的山區(qū)實際排架墩。橋墩墩柱高度為6 400 mm,橫截面為1 000 mm×1 000 mm的矩形,雙柱之間的凈距為13 000 mm,混凝土等級選用C40,保護層厚度50 mm;墩柱縱筋選用HRB400,直徑為32 mm,墩柱截面的縱筋配筋率為0.96%,箍筋選用HPB300,直徑為8 mm,間距為100 mm。

本研究使用ABAQUS軟件建立排架墩的有限元模型。為驗證建模方法的正確性,選取參考文獻[36]中橋墩縮尺模型擬靜力試驗結(jié)果作為對比對象。有限元模型各部件均采用三維實體單元,混凝土單元類型為C3D8R(三維實體線性減縮積分),鋼筋單元類型為T3D2(兩節(jié)點線性三維桁架單元)。蓋梁與墩柱、墩柱與承臺間均使用“Constraint”約束。模型中C40混凝土采用塑性損傷本構(gòu)模型,彈性模量為3.25×104 MPa,鋼筋彈性模量均為1.9×105 MPa,本構(gòu)采用理想彈塑性模型。HRB400鋼筋的屈服強度為360 MPa,HPB300鋼筋的屈服強度設(shè)置為270 MPa。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,證明了建模方法的正確性,如圖10所示。

圖10 數(shù)值模擬與參考文獻[34]試驗數(shù)據(jù)結(jié)果對比圖Fig.10 Comparison between experimental data from reference [34] and numerical simulation results

基于上述方法建立原型排架墩的有限元模型,并對該模型進行Pushover分析。獲得橋墩屈服力Fyp=2 790 kN, 屈服位移Δyp=35 mm,極限位移Δd=300 mm,極限位移下的殘余位移為209 mm。

4.2 阻尼器的設(shè)計

將SMA-VHD以“人字形”形式布置在排架墩中。在ABAQUS軟件中使用“Connector”模擬阻尼器,如圖11所示,在相同位移加載機制下,SMA-VHD實體有限元模型與“Connector”模型的滯回曲線吻合程度良好,進而將“Connector”附加于排架墩結(jié)構(gòu)中用于模擬SMA-VHD,如圖12(a)所示。

圖11 SMA-VHD實體有限元模型與“Connector”模型滯回曲線對比Fig.11 Comparison of hysteretic curves of SMA-VHD between solid finite element model and “Connector” model

圖12 附加SMA-VHD的排架墩Fig.12 Double-column bent with additional SMA-VHDs

圖12(b)給出了SMA-VHD與排架墩結(jié)構(gòu)變形的關(guān)系。阻尼器變形量(Δm)與橋墩變形量(Δ)之間的關(guān)系滿足式(9)

(9)

附加SMA-VHD的排架墩要有穩(wěn)定的耗能能力和可恢復(fù)性,因此SMA-VHD設(shè)計應(yīng)該滿足以下三點原則:

(1) SMA-VHD作為橋墩的犧牲元素,SMA-VHD須在橋墩屈服之前屈服,因此SMA-VHD的屈服位移Δv,y(圖2中A點位移)滿足式(10)

Δv,y≤ΔY

(10)

式中, ΔY為原橋墩屈服位移。

(2) SMA-VHD應(yīng)使橋墩的殘余側(cè)移率控制在0.5%的范圍內(nèi)[37],因此SMA-VHD的變滯回位移Δv需要滿足式(11)～式(12)

(11)

(12)

(3) SMA-VHD的恢復(fù)力滿足橋墩復(fù)位需求,即SMA-VHD卸載力Funload的水平分力滿足式(13)

2Funloadcosα≥Fyp

(13)

式中:Fyp為原橋墩的屈服荷載;α為SMA-VHD與水平的夾角。

作為對比參照,同樣使用“Connector”模擬BRB[38]、自復(fù)位耗能支撐(self-centering energy brace, SCB) 附加于橋墩之間。三種阻尼器具備相同的屈服荷載及初始剛度,屈服荷載為2 000 kN,初始剛度為100 kN/mm。BRB與SCB的屈服后剛度為初始剛度的1%。在SMA-VHD達到變滯回位移前,SMA-VHD與BRB的耗能量相近且遠大于SCB;SMA-VHD達到變滯回位移后,恢復(fù)力模型呈現(xiàn)典型的旗幟型。三者恢復(fù)力模型如圖13所示。

圖13 BRB、SCB及SMA-VHD的恢復(fù)力模型Fig.13 Restoring force model of BRB, SCB and SMA-VHD

4.3 附加SMA-VHD橋墩結(jié)構(gòu)的分級抗震性能

結(jié)構(gòu)在近場地震動作用下的破壞較遠場地震動更為顯著[39-41],本文選取兩個不同臺站的近場對稱性脈沖地震動Rinaldi和近場非對稱型脈沖地震動CHICHI_Taiwan記錄。參考我國第五代《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》[42],將地震作用定義為四級地震烈度水準(zhǔn),即多遇地震動、基本地震動、罕遇地震動及極罕遇地震動,因此本文將選取的原始地震動記錄按照地震動峰值加速度PGA調(diào)整為0.1g(多遇地震)、0.3g(基本地震)、0.58g(罕遇地震)、0.9g(極罕遇地震)四個等級。地震動記錄在PGA為0.3g時的加速度、速度、能量通量時程曲線如圖14所示。

圖14 輸入地震動時程曲線(PGA=0.3g)Fig.14 Inputting time history curves of ground motions (PGA of 0.3g)

橋墩的最大變形將直接決定其地震損傷破壞程度[43],殘余變形可直接反映墩柱產(chǎn)生非線性變形后的復(fù)位能力[44]。因此,取橋墩峰值側(cè)移率及殘余側(cè)移率作為附加阻尼器橋墩抗震性能提升評價指標(biāo),并根據(jù)橋墩震后損傷狀況將其分為五個等級:完全破壞、嚴重損傷、中等損傷、輕微損傷和無損傷,以最大側(cè)移率作為損傷指標(biāo)時對應(yīng)的各損傷極限狀態(tài)值如表1所示[45]。殘余側(cè)移率選用0.5%作為損傷極限狀態(tài)值。

表1 最大側(cè)移率對應(yīng)的損傷極限狀態(tài)Tab.1 Damage limit state of maximum drift ratio

圖15給出了近場對稱型脈沖地震動作用下橋墩位移時程曲線及滯回曲線,圖16展示了不同PGA地震動下橋墩最大側(cè)移率和殘余側(cè)移率的柱狀圖。由圖15及圖16(a)可知,橋墩的峰值側(cè)移率隨PGA等級增大而增加。附加阻尼器可有效降低橋墩的最大側(cè)移率。由圖15(a)可知,在PGA為0.1g地震動作用下,與原橋墩相比,RC-BRB、RC-SCB和RC-SMA-VHD橋墩峰值側(cè)移率明顯下降,且近似相等。根據(jù)圖15(b)中的滯回曲線顯示,RC-BRB、RC-SCB和RC-SMA-VHD均處于彈性階段。當(dāng)PGA增大到0.3g時,如圖15(c)所示,RC-BRB與RC-SMA-VHD的峰值側(cè)移率相近且均小于RC-SCB,RC-SMA-VHD與RC-BRB耗能水平近似(如圖15(d)所示)。當(dāng)PGA為0.58g及0.9g時,如圖15(e)及圖15(g)所示,RC-BRB與RC-SMA-VHD的峰值側(cè)移率相近且均小于RC-SCB。由圖16可知,RC橋墩達到倒塌極限狀態(tài),RC-SCB達到嚴重損傷狀態(tài),RC-BRB在0.9g時達到了中等損傷,而RC-SMA-VHD橋墩仍處于輕微損傷狀態(tài)。

圖15 近場對稱型脈沖地震動作用下橋墩位移時程曲線及滯回曲線Fig.15 Time-history responses and hysteretic curves of bridge bent under near-field symmetric pulsed earthquake

圖16 不同PGA地震動下橋墩最大側(cè)移率和殘余側(cè)移率Fig.16 Maximum drift ratio and residual drift ratio of bridge bent under ground motions with different PGAs

由圖15及圖16(b)可知,類似的,附加阻尼器橋墩的殘余變形均明顯小于原橋墩,且橋墩的殘余側(cè)移率隨著PGA等級增大而增加。當(dāng)PGA為0.1g時,四種橋墩的殘余側(cè)移率均較小;當(dāng)PGA增大到0.3g和0.58g時,RC橋墩殘余側(cè)移率超過0.5%限值,RC-BRB與RC-SMA-VHD殘余側(cè)移率相近,RC-SCB的殘余側(cè)移率最低;當(dāng)PGA達到0.9g時,RC-BRB的殘余側(cè)移率超過0.5%,而RC-SMA-VHD的殘余側(cè)移率始終控制在0.5%的范圍內(nèi)。

由圖16可知,結(jié)構(gòu)在近場對稱型脈沖地震動作用及非對稱型脈沖地震動作用下的最大側(cè)移率及殘余側(cè)移率沒有一致性規(guī)律。如當(dāng)峰值加速度為0.3g和0.58g時,RC-SCB在近場對稱型脈沖地震動下的最大側(cè)移率大于近場非對稱型脈沖地震動,但當(dāng)峰值加速度為0.9g時,RC-SCB在近場對稱型脈沖地震動作用下最大側(cè)移率小于近場非對稱型脈沖地震動。當(dāng)峰值加速度為0.58g時,RC-SMA-VHD在近場對稱型脈沖地震動下的殘余側(cè)移率小于近場非對稱型脈沖地震動,但當(dāng)峰值加速度為0.9g時,近場對稱型脈沖地震動殘余側(cè)移率更大。

綜上所述,SMA-VHD在多遇地震下保持彈性狀態(tài),為結(jié)構(gòu)提供附加剛度和強度;基本地震作用下為結(jié)構(gòu)提供穩(wěn)定良好的耗能能力,從而減小結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng);隨著地震作用加劇,阻尼器可在罕遇地震和極罕遇地震下為結(jié)構(gòu)提供穩(wěn)定耗能能力的同時,還能提供優(yōu)良的自復(fù)位功能,進而減小結(jié)構(gòu)的殘余變形。因此,附加SMA-VHD可有效實現(xiàn)結(jié)構(gòu)分級抗震的目的,進而提高結(jié)構(gòu)的抗震能力。

5 結(jié) 論

為了實現(xiàn)分級抗震,本文基于SMA板材提出了一種變滯回性能阻尼器(SMA-VHD)?；谛滦妥枘崞鞯慕Y(jié)構(gòu)構(gòu)造和工作機理,理論公式推算得到了該阻尼器的恢復(fù)力模型,進一步對阻尼器滯回性能及參數(shù)影響規(guī)律進行研究,最后將阻尼器應(yīng)用于RC排架墩中,研究其對橋墩分級抗震性能提升效果。具體結(jié)論如下:

(1) 新型變滯回性能阻尼器(SMA-VHD)的滯回曲線呈現(xiàn)明顯的分級平臺,在小變形時,滯回曲線呈現(xiàn)飽滿的矩形,耗能能力強;隨著變形進一步增大,阻尼器的滯回曲線呈現(xiàn)典型的旗幟型,同時具有優(yōu)良的自復(fù)位功能。

(2) 增大內(nèi)芯與外管之間摩擦因數(shù)可提高阻尼器的強度和耗能能力,但超過上限會導(dǎo)致阻尼器無法自復(fù)位;楔形段角度增加可使阻尼器的強度提升;對SMA板環(huán)施加的預(yù)應(yīng)變應(yīng)滿足εf,0≤εf,A;通過調(diào)整平直段長度可以改變變滯回位移以滿足結(jié)構(gòu)的不同需求。

(3) 在多遇地震和基本地震作用下,SMA-VHD可為橋墩提供良好的耗能能力,附加SMA-VHD可有效降低橋墩的最大側(cè)移率,附加SMA-VHD橋墩的峰值側(cè)移率與附加BRB的橋墩相近;罕遇地震和極罕遇地震時,SMA-VHD還可為橋墩提供良好的自復(fù)位功能,附加SMA-VHD橋墩的殘余側(cè)移率明顯低于附加BRB的橋墩,并將殘余側(cè)移率始終控制在0.5%的范圍內(nèi),附加SMA-VHD可有效實現(xiàn)結(jié)構(gòu)的分級抗震目的。

限于篇幅,本文對變滯回性能阻尼器的恢復(fù)力模型、滯回性能及參數(shù)影響規(guī)律進行了系統(tǒng)性研究,并將其應(yīng)用于RC排架墩中,研究其對橋墩分級抗震性能提升效果。為了進一步驗證阻尼器的性能,將在后續(xù)研究中開展新型阻尼器的擬靜力試驗,并對附加新型阻尼器的結(jié)構(gòu)的失效概率進行詳細系統(tǒng)地研究分析。